BRPI1011452B1

BRPI1011452B1 - trocador de calor de liga de aluminio, e, metodo para produzir um tubo de refrigerante

Info

Publication number: BRPI1011452B1
Application number: BRPI1011452A
Authority: BR
Inventors: Yamashita Naoki; Itoh Yasunaga; Hisatomi Yuji
Original assignee: Sumitomo Light Metal Ind
Priority date: 2009-06-24
Filing date: 2010-06-21
Publication date: 2020-04-07
Also published as: EP2447662A4; US20120145365A1; MX2011013670A; BRPI1011452A2; KR20120111946A; US10307813B2; JP5610714B2; EP2447662A1; CN102803891A; JP2011007382A; US20160332209A1; WO2010150727A1; MX347665B; BRPI1011452B8; KR101709808B1; EP2447662B1; US9440315B2

Abstract

trocador de calor de liga de alumínio, e, método para produzir um tubo de ref'rigerante é revelado um trocador de calor feito de uma liga de alumínio, '--- , que tem alta resistência a corrosão, que permite redução de peso de uma camada e do custo e, que é particularmente adequado como um trocador de calor automotivo. é especificamente revelado um trocador de calor feito de uma liga de alumínio, que é produzido pela aplicação de um agente de revestimento compreendendo uma mistura de um pó de si e um pó de fluxo de composto contendo zn e um ligante na supcrficie de um tubo de passagem de refrigerante, anexação de uma aleta nua feita de uma liga de al-mn-zn, e aquecimento o produto resultante em um forno de atmosfera para brasar a aleta nua. o trocador de calor é caracterizado pelo seguinte: o tubo de passagem de refrigerante compreende um material de extrusão feito de uma liga de alumínio compreendendo 0,5 a 1, 7 % de lv1n, menos que o, 1 o % de cu e menos que o, 1 o % de si, com o restante sendo ai e impurezas inevitáveis; na mistura, a razão de mistura do pó de si para o pó de fluxo do composto contendo zn é 10:90 a 40:60; o ligante é adicionado na mistura em uma quantidade de 5 a 40 % em relação à quantidade total do agente de revestimento; o agente de revestimento é aplicado na superfície externa do tubo de passagem de refrigerante em uma quantidade tal que o pó de si e o pó de fluxo do composto contendo zr sejam aplicados em uma quantidade total de 5 a 30 g/1112; a superfície do tubo de passagem de refrigerante apresenta um potencial elétrico menor que em uma área mais profunda do que a profundidade de difusão de si e zn depois da brasagem pelo aquecimento, e a diferença no potencial elétrico é 20 a 200 rn v; e a aleta tem um potencial elétrico menor que em uma área profunda do tubo de passagem de refrigerante.

Description

“TROCADOR DE CALOR DE LIGA DE ALUMÍNIO, E, MÉTODO PARA PRODUZIR UM TUBO DE REFRIGERANTE”

FUNDAMENTOS DA INVENÇÃO

A presente invenção diz respeito a um trocador de calor de liga de alumínio e a um método de produzir um tubo de refrigerante usado para o trocador de calor.

Uma liga de alumínio que é leve e que apresenta excelente condutividade térmica tem sido normalmente usada para trocadores de calor automotivos (por exemplo, evaporador ou condensador). Um trocador de calor como este tem sido normalmente produzido aplicando um fluxo de fluoreto na superfície de um tubo extrudado de liga de alumínio (isto é, tubo de refrigerante), montando um elemento (por exemplo, um material de aleta) no tubo extrudado de liga de alumínio para formar uma dada estrutura, e brasando os materiais em um forno de aquecimento em uma atmosfera de gás inerte, por exemplo.

Um tubo de refrigerante de trocadores de calor automotivos é normalmente formado usando um tubo extrudado multiorifícios de alumínio que tem uma pluralidade de porções ocas que são definidas por uma pluralidade de paredes de partição. Nos últimos anos, uma vez que tem sido desejada uma redução no peso dos trocadores de calor para reduzir o consumo de combustível de automóveis, do ponto de vista de redução do impacto ambiental, a espessura do tubo de refrigerante tem sido reduzida. Portanto, a área seccional transversal do tubo de refrigerante tem diminuído ainda mais, e uma razão de extrusão (área seccional transversal do recipiente / área seccional transversal do produto extrudado) de centenas a milhares tem sido empregada. Portanto, um material de alumínio puro que apresenta excelente extrudabilidade tem sido usado como o material do tubo.

Espera-se que trocadores de calor tenham seu peso ainda mais reduzido, e que os tubos tenham seu peso ainda mais reduzido. Neste caso, é necessário aumentar a resistência do material do tubo. Nos últimos anos, CO₂(refrigerante natural) tem sido usado em substituição a fluorocarbono a fim de impedir aquecimento global. Um refrigerante de CO₂ exige uma alta pressão operacional, comparado com um refrigerante de fluorocarbono. Isto também toma necessário aumentar a resistência do material do tubo.

É efetivo adicionar Si, Cu, Mn, Mg, etc. a fim de aumentar a resistência do material do tubo. Quando o material alvo 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 signifícativamente. A temperatura operacional de um trocador de calor usando um refrigerante de CO₂ atinge até cerca de 150°C. Portanto, a suscetibilidade a corrosão inteigranulai aumenta significativamente quando o material contém Cu. O refrigeiante vaza em um estágio inicial quando ocorre corrosão intergranular, e prejudica a função do tubo do trocador de calor.

Portanto, Si e Mn têm que ser adicionados a fim de aumentar a resistência mecânica 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 é empregada uma razão de extrusão de centenas a milhares (por exemplo, quando se produz um tubo extrudado multiorifícios), a liga apresenta extrudabilidade signifícativamente inferior, comparada com um material de Al puro. Uma liga que exige uma alta pressão no recalcador de extrusão, ou que tem uma baixa taxa de extrusão crítica (isto é, a máxima taxa de extrusão obtida sem causar ruptura da parede de partição da porção oca do tubo multiorifícios) apresenta pioi extrudabilidade. Uma liga contendo Mn e Si a uma alta concentração exige uma pressão do recalcador maior que a de um material de Al puro, de forma que a matriz tende romper ou desgastar. Além disso, a produtividade diminui por causa de uma diminuição na taxa de extrusão crítica.

Por exemplo, foi proposto um método que adiciona Si e Mn que aumenta a resistência e realiza um tratamento de homogeneização a alta temperatura e um tratamento de homogeneização a baixa temperatura a fim de melhoiar a extrudabilidade para reduzir a quantidade de elementos solutos dissolvidos na matriz e reduzir a resistência a deformação. Neste caso, uma vez que a quantidade de elementos solutos é adicionada, uma melhoria na extrudabilidade (particularmente uma melhoria na taxa de extrusão) é limitada, embora um aumento na resistência foi proposto possa ser conseguido. Especifícamente, é difícil atingir uma alta resistência e alta extrudabilidade (isto é, produtividade) ao mesmo tempo.

Um refrigerante vaza de um tubo de refrigerante de um trocador de caloi automotivo quando ocorre corrosão e perfuração durante uso. Portanto, Zn é levado a aderir na superfície de um tubo de refrigerante extrudado pela aspersão térmica, ou similares, e é difundido por brasagem. Uma camada de difusão de Zn formada na superfície do tubo serve como um anodo de sacrifício para a área mais profunda, e elimina corrosão na direção da espessura para aumentar a vida da perfuração. Neste caso, uma etapa de aplicação de Zn (por exemplo, aspersão térmica de Zn) é necessária depois da extrusão do tubo. Além disso, tem que ser realizada uma etapa de aplicação de um fluxo de fluoreto necessária para brasagem, ou uma etapa de aplicação de um fluxo em todo o núcleo do trocador de calor depois da etapa de aplicação de Zn. Isto aumenta o custo de produção. Uma vez que o tubo não é provido com um metal de carga, é necessário usar uma aleta de brasagem que e revestida com um metal de carga. Isto também aumenta o custo, comparado com o caso de se usar um material de aleta nu que não é revestido com um metal de carga.

Como um método que soluciona esses problemas, um método que aplica uma mistura de um pó de metal de carga e um pó de fluxo contendo Zn na superfície de um tubo de refrigerante extrudado de liga de alumínio foi proposto. Neste caso, uma vez que o metal de carga, Zn, e o fluxo podem ser aplicados simultaneamente em uma única etapa, o custo pode ser reduzido. Além disso, uma vez que um material de aleta nu pode ser usado, o custo pode ser reduzido ainda mais. Entretanto, o método citado não piovê necessariamente o tubo de refrigerante com resistência mecânica, extiudabilidade e resistência a corrosão. Um tubo de refrigerante que contém 0,5 a 1,0 % de Si e 0,05 a 1,2 % de Mn foi também proposto. Neste caso, alta resistência pode ser conseguida por causa de uma grande quantidade de elementos solutos, mas uma melhoria na extrudabilidade (particularmente taxa de extrusão) é limitada. Espeeificamente, é difícil conseguir alta resistência mecânica e alta extrudabilidade (isto é, produtividade) em combinação.

JP-A-2005-256166, JP-A-2006-255755, JP-A-2006-334614 e JP-A-2004-330233 revelam tecnologias relacionadas.

SUMÁRIO DA INVENÇÃO

A presente invenção foi concebida para solucionar os pioblemas referidos relacionados com trocadores de calor automotivos e tubos de refrigerante de alumínio. Um objetivo da presente invenção é prover um trocador de calor de liga de alumínio que apresenta alta resistência a corrosão, permite uma redução adicional no peso e custo, e que é adequado como um trocadoi de caloi automotivo, utilizando um tubo de refrigerante que é formado de uma liga de alumínio que apresenta excelente resistência mecamca e xesistencia a conosao depois da brasagem, e que tem melhor extiudabilidade. Um outro objetivo da presente invenção é prover um método de produzir um tubo de refrigerante que melhora a extrudabilidade de uma liga de alumínio que forma um tubo de refrigerante usado para o trocador de calor referido.

De acordo com um primeiro aspecto da presente invenção, é provido um trocadoi de calor de liga de alumínio que é produzido pela aplicação de um material de revestimento que é preparado adicionando um ligante a uma mistui a de um pó de Si e um pó de fluxo de composto contendo Zn a uma superfície de um tubo de refrigerante de liga de alumínio, montagem de uma aleta nua que é formada de uma liga de Al-Mn-Zr com o tubo de refrigerante, e brasagem do tubo de refrigerante e da aleta nua pelo aquecimento em um forno de atmosfera controlada, o tubo de refrigerante sendo um produto extrudado de liga de alumínio que compreende 0,5 a 1,7 % (porcento em peso, a seguir o mesmo) de Mn, menos que 0,10 % de Cu e menos que 0,10 /ó de Si, com o equilíbrio sendo Al e impurezas inevitáveis, uma lazão de mistuia de pó de Si para o pó de fluxo do composto contendo Zn sendo 10:90 a 40:60, o ligante sendo adicionado em uma quantidade de 5 a 40 % com base na quantidade total do material de revestimento, o material de revestimento sendo aplicado em uma superfície externa do tubo de refrigerante de forma que a quantidade total do pó de Si e do pó de fluxo do composto contendo Zr seja 5 a 30 g/m , a superfície do tubo de refrigerante submetida a biasagem tendo um menor potencial do que de uma área do tubo de refrigerante que é mais profunda do que uma profundidade de difusão de Si e Zn em 20 a 200 mV, e o potencial da aleta sendo menor que da área do tubo de refrigerante que é mais profunda do que a profundidade de difusão de Si e Zn.

No tubo de refrigerante de liga de alumínio referido, o produto extrudado de liga de alumínio pode compreender adicionalmente pelo menos um 0,30 % ou menos de Ti, 0,10 % ou menos de Sr, e 0,3 % ou menos de Zr.

No trocador de calor de liga de alumínio referido, o pó de fluxo do composto contendo Zr pode ser KZnF₃.

No tubo de refrigerante de liga de alumínio referido, a liga AlMn-Zn pode compreender 0,1 a 1,8 % de Mn, 0,8 a 3,0 % de Zn, e pelo menos um de 0,1 a 1,2 % de Si, 0,01 a 0,8 % de Fe, 0,05 a 0,5 % de Mg, 0,3 % ou menos de Cu, 0,3 % ou menos de Cr, 0,3 % ou menos de Zr, e 0,3 % ou menos de Ti, com o equilíbrio sendo Al e impurezas inevitáveis.

No trocador de calor de liga de alumínio referido, a liga AlMn-Zn pode compreender adicionalmente pelo menos um de 0,001 a 0,10 % de In e 0,001 a 0,10% de Sn.

De acordo com um segundo aspecto da presente invenção, é provido um método de produzir um tubo de refrigerante que é usado para o tiocadoi de calor de liga de alumínio referido, o método compreendendo submeter um lingote da liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante a um tratamento térmico de homogeneização que mantém o lingote a 400 a 650°C por 4 horas ou mais, e extrudar o lingote a quente.

De acordo com um terceiro aspecto da presente invenção, é provido um método de produzir um tubo de refrigerante que é usado para o trocadoi de caloi de liga de alumínio referido, o método compreendendo submeter um lingote da liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante a um tratamento térmico de homogeneização, e extrudar o lingote a quente, o tratamento térmico de homogeneização incluindo um tratamento térmico de primeiro estágio que mantém o lingote a 570 a 650°C por 2 horas ou mais, e um tratamento térmico de segundo estágio que mantém o lingote a 400 a 550°C por 3 horas ou mais.

De acordo com um quarto aspecto da presente invenção, é provido um método de produzir um tubo de refrigerante que é usado para o trocadoi de calor de liga de alumínio referido, o método compreendendo submetei um lingote da liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante a um tiatamento téimico de homogeneização, e extrudar o lingote a quente, o tratamento térmico de homogeneização incluindo um tratamento térmico de pumeiio estágio que mantém o lingote a 570 a 650°C por 2 horas ou mais, seguido pelo resfriamento do lingote a 200°C ou menos, e um tratamento térmico de segundo estágio que mantém o lingote a 400 a 550°C por 3 horas ou mais.

A presente invenção assim provê um trocador de calor de liga de alumínio que apresenta alta resistência a corrosão, permite uma redução adicional no peso e custo, e é adequado como um trocador de calor automotivo utilizando um tubo de refrigerante que é formado de uma liga de alumínio que apresenta excelente resistência mecânica e resistência a corrosão depois da brasagem, e que tem melhor extrudabilidade. A presente invenção assim também provê um método de produzir um tubo de refrigerante que melhora a extrudabilidade de uma liga de alumínio que forma um tubo de refrigerante usado para o trocador de calor referido.

DESCRIÇÃO DE MODALIDADES EXEMPLARES

Os efeitos e os motivos para limitações dos componentes de liga do produto extiudado da liga de alumínio que forma o tubo de refiigeiante do trocador de calor de liga de alumínio de acordo com a presente invenção são descritos a seguir.

Mn:

Mn é dissolvido na matriz depois da brasagem do trocador de calor, de forma que a resistência mecânica da liga de alumínio possa ser aumentada, comparada com uma liga de alumínio puro que foi usada para formar um tubo extrudado multiorifícios para trocadores de calor automotivos. A adição de Mn diminui a extrudabilidade (particularmente a taxa de extrusão crítica) apenas até um certo ponto, comparado com o caso de adição da mesma quantidade de Si, Cu ou Mg. Quando se adiciona uma quantidade idêntica de Mn, Si, Cu ou Mg para obter uma resistência mecânica idêntica, a diminuição na taxa de extrusão crítica é mínima, quando se adiciona Mn, de forma que alta resistência mecânica e alta extrudabilidade (isto é, produtividade) podem ser conseguidas em combinação. O teor de Mn é preferivelmente 05 a 1,7 %. Se o teor de Mn for menor que 0,5 %, o aumento na resistência mecânica pode ocorrer apenas a um pequeno valor. Se o teor de Mn exceder 1,7 %, a extrudabilidade pode diminuir. O teor de Mn é mais preferivelmente 0,6 a 1,5 %.

Si:

O teor de Si é limitado a menos que 0,10 %. Isto alcança os seguintes efeitos. O pó de Si aplicado na superfície do tubo de refrigerante difunde para o tubo de lefrigerante durante a brasagem, forma um composto intermetálico Al-Mn-Si com Mn incluído na liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante, e precipita. A solubilidade sólida de Mn e Si na camada de difusão de Si do tubo de refrigerante diminui por causa da precipitação, de foi ma que o potencial da camada de difusão de Si torna-se menor que a de uma área mais profunda do que a camada de difusão de Si (isto é, uma área na qual Si não é difundido). Em decorrência disto, uma área do tubo de lefiigeiante da superfície até a base da camada de difusão de Si serve como uma camada de anodo de sacrifício para uma área que é mais profunda do que a camada de difusão de Si, 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 o composto metálico Al-Mn-Si está inicialmente presente na liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante, a solubilidade sólida de Mn da liga diminui. Neste caso, mesmo se o pó de Si aplicado na superfície difundir para a liga durante a brasagem, a precipitação de compostos intermetálicos Al-Mn-Si diminui, de forma que o efeito da redução do potencial da camada de difusão de Si diminui. Portanto, uma área do tubo de refrigerante da superfície até a base da camada de difusão de Si não serve como uma camada de anodo de sacrifício (isto é, a vida da perfuração por corrosão nao é melhorada). O teor de Si é mais preferivelmente 0,05 % ou menos a fím de conseguir confíavelmente o efeito referido.

Cu:

O teoi de Cu é limitado a menos que 0,10 %. Isto consegue os seguintes efeitos (1) a (3).

(1) Corrosão intergranular pode ser suprimida durante o uso de um tubo de refrigerante automotivo brasado (particularmente a uma alta temperatura). Se o teoi de Cu for 0,10 % ou mais, a temperatura operacional de um trocador de calor aumenta para cerca de 150°C, particularmente quando se usa CO₂ como um refrigerante, de forma que precipitação de Cu ou similares ocorre significativamente no contorno de grão. Em decorrência disto, a suscetibilidade a corrosão intergranular aumenta.

(2) A adição de Cu diminui significativamente a extiudabilidade, comparado com Μη. É também necessário limitar a quantidade de Cu levando-se em conta a diminuição na extrudabilidade.

(3) E sabido 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). Na presente invenção, uma camada de difusão de Zn formada durante a brasagem com o pó de fluxo contendo Zn tem uma baixa concentração de Zn na superfície, compaiada com uma camada de difusão de Zn formada durante a brasagem poi aspeisão téimica de Zn, etc. 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 pelo pó de fluxo contendo Zn é contrabalançado pelo efeito de aumento do potencial de Cu. Neste caso, o potencial da superfície do tubo de refrigerante não diminui, a despeito da presença da camada de difusão de Zn, de forma que o gradiente de potencial não pode ser formado de maneira tal que a superfície tem um menor potencial e a área profunda tem um maior potencial na direção da espessura do tubo de refrigerante. Isto dificulta proteger a áiea piofunda de corrosão utilizando a superfície como um anodo de sacrifício para melhorar a vida da perfuração. Uma camada de difusão de Si está piesente na superfície do tubo de refrigerante por causa do pó de Si aplicado, e aumenta o potencial da superfície. Quando o teor de Cu é alto, o efeito de aumento do potencial de Cu torna-se completamente predominante em relação ao efeito de diminuição do potencial da camada de difusão, de forma que o gradiente de potencial é formado de maneira tal que a superfície 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 superfície do tubo de refrigerante, ocorre corrosão e perfuração em um estágio inicial. A concentração de Zn na superfície pode ser aumentada, aumentando a quantidade de deposição do pó de fluxo contendo Zn. Entretanto, isto aumenta a espessuia do filme resultante. Neste caso, a espessura do filme diminui durante a brasagem poi causa da fusão de Si e do fluxo de forma que a distância entre o tubo de refrigerante e o material da aleta diminui. Urna vez que o fenômeno referido ocorre por todo o núcleo, a dimensão externa do núcleo diminui. Quando o teor de Cu é limitado a menos que 0,10 %, o potencial da superfície do tubo de refrigerante diminui por causa da camada de difusão de Zn de baixa concentração. Portanto, uma distribuição de potencial na direção da espessura pode ser formada de maneira tal que a supeifície tenha um menor potencial e a área profunda tenha um maior potencial. Isto protege a área profunda contra corrosão utilizando a superfície do tubo de refrigerante como um anodo de sacrifício. O teor de Cu é mais preferivelmente menor que 0,05 % e ainda mais preferivelmente 0,03 % ou menos.

Ti, SR e Zr:

Ti forma uma área de alta concentração de Ti e uma área de baixa concentração de Ti na liga. Essas áreas são alternadamente 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, a corrosão ocorre em camadas. Portanto, a corrosão não se dá na direção da espessura do material, de forma que a resistência a corrosão por pontos e resistência a corrosão intergranular são melhoradas. Além disso, a resistência mecânica do material à temperatura ambiente e a alta temperatura é melhorada pela adição de I i. O teor de Ti é preferivelmente 0,30 % ou menos. Se o teor de Ti exceder 0,30 %, produtos cristalizados grosseiros podem ser produzidos durante a fundição. Isto toma difícil produzir um tubo de refrigerante sólido.

Sr faz com que o pó de Si aplicado na superfície do tubo de refrigerante reaja com Al na matriz durante brasagem para produzir um metal de carga líquido de liga Al-Si, e faz com que a estrutura eutética cristalizada seja lefmada e dispersa durante solidificação por causa do resfriamento. Quando a estrutura eutética que serve como um sítio do anodo na superfície do material é dispersa, a corrosão é uniformemente dispersa, de forma que é obtida uma configuração de corrosão planar, isto melhora a resistência a corrosão. O teor de Sr é preferivelmente 0,10 % ou menos. 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 dos grãos cristalizados quando a liga que forma o tubo de refrigerante recristaliza durante a brasagem. Isto reduz a densidade de contorno de grão da matriz, suprime o fenômeno no qual o metal de carga 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. O teor de Zr é preferivelmente 0,30 % ou menos. Se o teor de Zr exceder 0,30 %, produtos cristalizados grosseiros podem sei pioduzidos durante a fundição. Isto pode tornar difícil produzir um tubo de refrigerante sólido. Os efeitos de Ti, Sr e Zr podem ser obtidos em combinação pela adição de Ti, Sr e Zr em combinação.

O produto erodido da liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante do trocador de calor de liga de alumínio de acordo com a presente invenção é preferivelmente produzido como se segue. Uma liga de alumínio com a composição citada é fundida e lingotada para obter um lingote. O lingote é submetido a um tratamento de homogeneização que mantém o lingote a 400 a 650 C por 4 horas ou mais, e extrudado a quente. O tratamento de homogeneização faz com que produtos cristalizados grosseiros formados durante a fundição e solidificação sejam decompostos ou granulados, de forma que uma textura não uniforme (por exemplo, camada de segregação) produzida durante a fundição possa ser homogeneizada. Quando produtos cristalizados grosseiros ou uma textura não uniforme (por exemplo, camada de segregação) produzida durante a fundição permanecem durante a extrusão a quente, a extrudabilidade pode diminuir, ou a rugosidade superficial do pioduto extrudado pode diminuir. Se a temperatura de homogeneização for menor que 400°C, os efeitos citados não podem ser obtidos. Os efeitos citados são mais facilmente obtidos à medida que a temperatura de homogeneização aumenta. Se a temperatura de homogeneização for mais que 650°C, pode ocorrer fusão. A temperatura de homogeneização é mais preferivelmente 430 a 620°C. O tempo de homogeneização é preferivelmente 10 horas ou mais a fim de conseguir um efeito suficiente. O efeito do tratamento de homogeneização pode ser saturado (isto é, não econômico), mesmo se o tratamento de homogeneização for realizado por mais de 24 horas. Portanto, o tempo de homogeneização é preferivelmente 10 a 24 horas.

O lingote pode ser submetido a um tratamento de homogeneização de alta temperatura e um tratamento de homogeneização de baixa temperatuia em combinação. Isto melhora adicionalmente a extrudabilidade a quente e reduz a rejeição de alumínio. Os termos “rejeição de alumínio referem-se a um defeito em que pedaços de alumínio acumulados na matiiz durante extrusão são descarregados da matriz quando um dado tamanho é atingido, e aderem na superfície do produto extrudado de alumínio de tubo de refrigerante. O tratamento de homogeneização a alta temperatura (tratamento térmico de primeiro estágio) mantém o lingote a 570 a 650 C por 2 horas ou mais. Este tratamento faz com que produtos cristalizados giosseitos formados durante a fundição e solidificação sejam decompostos, granulados ou redissolvidos. Se a temperatura de tratamento for menor que 570°C, redissolução pode se dar somente até um valor limitado. É efetivo empregar uma alta temperatura de homogeneização. Entretanto, a fusão pode ocorrer se a temperatura de homogeneização for muito alta. Portanto, a temperatura de homogeneização é estabelecida em 650°C ou menos. A temperatura de homogeneização é mais preferivelmente 580 a 620°C. O tempo de homogeneização é preferivelmente 5 a 24 horas. O efeito do tratamento de homogeneização pode ser saturado (isto é, não econômico), mesmo se o tratamento de homogeneização for realizado por mais de 24 horas.

Quando se realiza um tratamento de homogeneização (tratamento térmico de segundo estágio) depois do tratamento de homogeneização a alta temperatura (tratamento térmico de primeiro estágio) a uma temperatura menor que a do tratamento de homogeneização a alta temperatura, Mn dissolvido na matriz precipita, de forma que a solubilidade sólida de Mn diminui. Isto reduz a resistência a deformação durante a extrusão a quente subsequente, de forma que a extrudabilidade pode ser melhorada. A temperatura do tratamento de homogeneização a baixa temperatura (tratamento térmico de segundo estágio) é preferivelmente 400 a 550°C. Se a temperatura do tratamento de homogeneização de baixa temperatura (tratamento térmico de segundo estágio) é menor que 400°C, uma vez que apenas uma pequena quantidade de Mn precipita, o efeito de redução da lesistência a deformação pode ser insuficiente. Se a temperatura do tratamento de homogeneização de baixa temperatura (tratamento térmico de segundo estágio) exceder 550°C, precipitação pode ocorrer apenas até um pequeno valor, de forma que o efeito da redução da resistência a deformação pode ser insuficiente. O tratamento de homogeneização de baixa temperatura (tratamento térmico de segundo estágio) é realizado por 3 horas ou mais. Se o tempo de tratamento for menor que 3 horas, a precipitação não pode ocorrer suficientemente, ou de forma que o efeito da redução da resistência a deformação pode ser insuficiente. O efeito do tratamento de homogeneização a baixa temperatura (tratamento térmico de segundo estágio) pode ser satuiado (isto é, não econômico), mesmo se o tratamento de homogeneização for lealizado por mais de 24 horas. O tratamento de homogeneização de baixa temperatura (tiatamento térmico de segundo estágio) é preferivelmente realizado por 5 a 15 horas. O tratamento de homogeneização de dois estágios lefeiido 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. O tratamento térmico de piimeiro estágio e o tratamento térmico de segundo estágio não precisam ser necessariamente realizados consecutivamente. Especificamente, o tiatamento térmico de segundo estágio pode ser realizado imediatamente depois do tratamento térmico de primeiro estágio, ou pode ser realizado depois do resfriamento do lingote submetido ao tratamento térmico de primeiro estágio a 200°C ou menos.

Mistura de pó de Si, pó de fluxo do composto contendo Zn e ligante

Durante a brasagem do trocador de calor de liga de alumínio de acordo com a presente invenção, um material de revestimento que é preparado pela adição de um ligante a uma mistura de um pó de Si e um pó de fluxo do composto contendo Zn é aplicado na superfície do tubo de refrigerante. Os efeitos seguintes são alcançados aplicando o material de revestimento. Especificamente, o pó de Si reage com Al da matriz do tubo de refrigerante durante brasagem para produzir um metal de carga Al-Si, de forma que um material de aleta ou um material do coletor possa ser ligado no tubo de refrigerante. O fluxo contendo Zr decompõe no fluxo e Zn durante a brasagem. O fluxo permite a brasagem, e Zn difunde para o tubo de refiigerante para formar uma camada de difusão de Zn. Um gradiente de potencial pode assim ser formado de maneira que a superfície do tubo de refrigerante tenham um menor potencial e a área profunda do tubo de refrigerante tenham um maior potencial. Portanto, a área profunda pode ser protegida contra corrosão utilizando a área superficial como o anodo de sacrifício. O ligante melhora a adesão quando faz com que o pó misto seja adeiido no tubo de refrigerante. O tamanho de partícula do pó de Si incluído na mistura do pó de Si e no pó de fluxo do composto contendo Zn é preferivelmente 100 pm ou menos, mais preferivelmente 30 pm ou menos e ainda mais preferivelmente 15 pm ou menos. A fluidez do metal de carga líquido de Al-Si produzido durante a brasagem é melhorada à medida que o tamanho de partícula do pó de Si diminui. Além disso, erosão da matriz é suprimida à medida que o tamanho de partícula do pó de Si diminui. É preferível que o pó de fluxo do composto contendo Zn tenha um tamanho de partícula médio de cerca de 5 pm. Por exemplo, KZnF₃ é usado como o pó de fluxo do composto contendo Zn.

A razão de mistura do pó de Si para o pó de fluxo do composto contendo Zn é preferivelmente 10:90 a 40:60. Se a razão de mistura for menor que 10.90 (isto é, a quantidade do pó de Si for menor que 10 %), um metal de carga líquido suficiente pode ser produzido durante a brasagem, de forma que pode ocorrer falha da união. Se a razão de mistura for maior que 40:60 (isto é, a quantidade de pó de Si for maior que 40 %), a quantidade de Zn difundida para o tubo de refrigerante pode ser insuficiente. Além disso, a brasabilidade pode deteriorar por causa da diminuição na quantidade de fluxo.

Quando se aplica a mistura na superfície do tubo de refrigerante, adesão é melhorada aplicando a mistura como um material de revestimento que é preparado pela adição de um ligante (por exemplo, uma resina que volatiliza durante o aquecimento para brasagem) na mistura. Por exemplo, uma resina acrílica é usada como o ligante. O ligante é usado em uma quantidade de 5 a 40 % com base na quantidade total do material de revestimento. Sc a quantidade do ligante for menor que 5 % corn base na quantidade total do material de revestimento, a mistura pode ser facilmente separada da superfície do tubo de refrigerante. Se a quantidade do ligante for maior que 40 % com base na quantidade total do material de revestimento, a brasabilidade pode deteriorar.

A mistura do pó de Si e o pó de fluxo do composto contendo Zn é preferivelmente aplicada em uma quantidade de 5 a 30 g/m2. Se a quantidade da mistura aplicada for menor que 5 g/m2, a quantidade de Zn que adere na superfície do tubo de refrigerante pode ser insuficiente. Se a quantidade da mistura aplicada for maior que 30 g/m2, a quantidade do metal de carga produzido pode aumentar, de forma que a fusão ou dissolução da aleta ou da matriz pode ocorrer facilmente. 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 fundir durante a brasagem e for reduzido na espessura. A mistura pode ser aplicada no tubo de refrigerante por revestimento por rolo.

Diferença potencial entre a área superficial e profunda do tubo de refrigerante e relacionamento com potencial do material da aleta

No trocador de calor de alumínio de acordo com a presente invenção, a superfície do tubo de refrigerante tem um potencial menor que da área do tubo de refrigerante que é mais profunda do que a profundidade de difusão de Si e Zn em 20 a 200 mV, e o potencial da aleta é menor que da área profunda do tubo de refrigerante. Portanto, a superfície do tubo de refrigerante serve como um anodo de sacrifício com relação à área profunda, de forma que a área profunda pode ser catodicamente protegida. Se a diferença de potencial for menor que 20 mV, um efeito de anodo de sacrifício suficiente não pode ser obtido. Se a diferença de potencial for maior que 200 mV, a taxa de corrosão da área superficial aumenta, de forma que o anodo de sacrifício pode ser rapidamente esgotado. É também importante que o potencial da a!ela seja menor que da área profunda do tubo de refrigerante. Se o potencial da aleta for maior que da área profunda do tubo de refrigerante, a aleta serve como um catodo com relação ao tubo de refrigerante, de forma que corrosão do tubo de refrigerante é promovida. Portanto, o potencial da aleta tem que ser menor que da área profunda do tubo de refrigerante.

Quando se produz o trocador de calor usando o tubo de refrigerante de acordo com a presente invenção, brasagem defeituosa pode ocorrer na junta entre o tubo de refrigerante e um material do coletor pode ser suprimido. Especificamente, o tubo de refrigerante e o material do coletor são basicamente ligados via um metal de carga aplicado no material do coletor. Entretanto, o pó de Si adere na superfície do tubo de refrigerante, e a junta é coberta com um metal de carga líquido que é produzido pelo pó de Si e a área superficial do tubo de refrigerante que são fundidos durante a brasagem. Portanto, o metal de carga do material do coletor comunica com o metal da carga líquida 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 da carga do material do coletor move-se ao longo da superfície do tubo de refrigerante, e atinge a unta com a aleta por causa da tensão superficial. Portanto, a quantidade de metal de carga torna-se insuficiente na junta entre o coletor e o tubo de refrigerante, de forma que ocorre brasagem defeituosa. Em particular, brasagem defeituosa ocorre quando se usa um tubo de refrigerante formado de uma liga de alumínio puro ou uma liga produzida pela adição de Cu a uma liga de alumínio pura. Por outro lado, quando se forma um tubo de refrigerante usando a liga de alumínio de acordo com a presente invenção, não ocorre brasagem defeituosa na junta entre o tubo de refrigerante e o matei ial do coletor, mesmo quando o material do coletor for provido com a mesma quantidade de metal de carga que no caso de se usar o tubo de refrigerante formado da liga referida. Especificamente, uma vez que um precipitado de Al-Μη (resistência) está presente na superfície da liga de alumínio do tubo de refrigerante de acordo com a presente invenção, a molhabilidade do metal da carga líquido com a superfície da liga de alumínio pode ser suprimida, comparada com uma liga de alumínio puro ou uma liga produzida pela adição de Cu a uma liga de alumínio puro. Isto possibilita impedir uma situação na qual o metal de carga do material do coletor move-se ao longo da superfície do tubo de refrigerante e escoa para a junta com a aleta. Na presente invenção, uma vez que o tubo de refrigerante é ligado no material da aleta por meio da mistura do pó de Si e do fluxo contendo Zr que é aplicado na superfície do tubo de refrigerante, é possível reduzir a concentração de Zn do filete na junta com o material da aleta, comparado com o caso de aplicar Zn na superfície do tubo de refrigerante por aspersão térmica, ou similares. Portanto, corrosão preferencial do filete na junta com a aleta pode sei supiimida, de forma que a remoção da aleta pode ser impedida.

Os efeitos e os motivos para limitações dos componentes de liga da liga de alumínio que forma o material da aleta nu do trocador de calor de liga de alumínio de acordo com a presente invenção são descritos a seguir.

Mn:

Mn melhora a resistência mecânica do material da aleta. O teor de Mn é preferivelmente 0,1 a 1,8 %. Se o teor de Mn for menor 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 dificultar produzir um material de aleta sólido. 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 menor que 0,8 %, um efeito de diminuição do potencial suficiente não pode ser obtido. Se o teor de Zn exceder 3,0 %, o potencial do material da aleta é suficientemente diminuído, mas a resistência a autocorrosão do material da aleta pode diminuir. Além disso, uma vez que a diferença de potencial entre a aleta e a área profunda do tubo de refrigerante aumenta, a aleta (anodo) pode ser consumida em um estágio inicial por causa da corrosão em um ambiente no qual o material está 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 e Ti:

Si melhora a resistência mecânica do material da aleta. O teor de Si é preferivelmente 0,1 a 1,2 %. Se o teor de Si for menor 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 a brasagem. O teor de Si é mais preferivelmente 0,2 a 0,6 %.

Fe melhora a resistência mecânica do material. O teor de Fe é preferivelmente 0,01 a 0,8 %. Se o teor de Fe for menor que 0,01 %, o efeito pode ser insuficiente. Se o teor de Fe exceder 0,8 %, a quantidade de compostos de Al-Fe produzido 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 mecânica do material da aleta. O teor de Mg é preferivelmente 0,05 a 0,5 %. Se o teor de Mg for menor 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 atmosfeia de gás inerte usando um fluxo de fluoreto. Fm decorrência disto, a 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 mecânica 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 matcnal da aleta pode aumentar, de forma que a resistência a corrosão do tubo de refrigerante pode ser prejudicada. Além disso, a resistência a autocorrosão do material da aleta pode diminuir.

Ci e Zr aumentam o tamanho de grão depois da brasagem e reduzem o empeno da aleta durante brasagem. O teor de Cr e o teor de Zr são preferivelmente 0,3 % ou menos. Se o teor de Cr ou o teor de Zr exceder 0,3 /o, piodutos ciistalizados grosseiros podem ser produzidos durante a fundição. Isto pode dificultar produzir um material da aleta sólido.

Ti foima uma área de alta concentração de Ti e uma área de baixa concentração de Ti na liga. Essas áreas são alternadamente distribuídas em camadas na direção da espessura do material. Uma vez que a área de baixa concentração de Ti é preferivelmente corroída, comparada com a área de alta concentração de Ί i, corrosão ocorre em camadas. Portanto, corrosão não se dá na diieção da espessura do material. Em decorrência disto, a resistência a conosão por pontos e a resistência a corrosão intergranular são melhoradas. Alem disso, a lesistência mecamca do material a temperatura ambiente e a alta tempeiatura é melhorada pela adição de Ti. O teor de Ti é preferivelmente 0,3 % ou menos. Se o teor de Ti exceder 0,3 %, produtos cristalizados grosseiros podem ser produzidos durante a fundição. Isto pode dificultar a produção de um material de aleta sólido.

In e Sn:

In e Sn diminuem o potencial do material de aleta com uma pequena quantidade de adição. In e Sn exibem um efeito de anodo de sacrifício para o tubo de refrigerante, e impedem corrosão por pontos do tubo de refrigerante. O teor de In e o teor de Sn são preferivelmente 0,001 a 0,1 %. Se o teor de In ou o teor de Sn for menor que 0,001 %, o efeito pode ser insuficiente. Se o teor de In ou o teor de Sn exceder 0,1 %, a resistência a autocorrosão do material da aleta pode diminuir.

O trocador de calor de acordo com a presente invenção pode ser pioduzido montando o tubo de refrigerante e o material da aleta com a composição apresentada, e brasando o tubo de refrigerante e o material da aleta por um método normal. O método de produção não está particularmente limitado. O trocadoi de calor de acordo com a presente invenção apresenta excelente resistência a corrosão e apresenta excelente durabilidade, mesmo quando instalado em um automóvel que é sujeito a um ambiente corrosivo severo, por exemplo. O método de aquecimento e a estrutura do forno de aquecimento usados quando se submete a liga de alumínio que forma o tubo de lefiigeiante ao tratamento de homogeneização não são particularmente limitados. A forma do produto da liga de alumínio extrudado que forma o tubo de refrigeiante não é particularmente limitada. A forma da extrusão é determinada dependendo da aplicação (por exemplo, a forma do trocador de calor). Uma vez que o material tem excelente extrudabilidade, o material pode ser extrudado usando uma matriz multicavidades com uma forma oca. Por exemplo, o tubo de refrigerante para trocadores de calor é normalmente montado com um outro elemento (por exemplo, material da aleta ou material do coletor), seguido por brasagem. A atmosfera de brasagem, a temperatura de aquecimento, o tempo de aquecimento e o método de brasagem não são particularmente limitados. O material da aleta é normalmente produzido fabricando-se um lingote por lingotamento semicontínuo, e submetendo o lingote a laminação a quente, laminação a frio, recozimento de processo e laminação a frio. Note que recozimento de processo pode ser omitido. Uma chapa laminada a quente pode ser obtida diretamente de um metal fundido pelo lingotamento contínuo e laminação, e pode ser laminado a frio.

EXEMPLOS

Um produto extrudado de liga de alumínio para um tubo de refrigerante foi produzido como se segue. Um tarugo de uma liga de alumínio (ligas A a L) com uma composição mostrada na tabela 1 ou uma liga de alumínio (ligas M a T) com uma composição mostrada na tabela 2 foram fundidas. A liga T foi amplamente usada. O tarugo resultante foi submetido aos testes seguintes 1, 2 e 3. Na tabela 2, um valor que não atende as exigências da presente invenção está sublinhado.

Teste 1

O tarugo fundido foi homogeneizado a 600°C por 10 horas, e extrudado a quente para obter um tubo multiorifícios. A razão da taxa de extrusão crítica (razão relativa com respeito 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 “bom”, e um caso onde a razão da taxa de extrusão crítica foi menor que 1,0 foi avaliado como “ruim” (avaliação da extrudabilidade).

Teste 2

O tubo multiorifícios extrudado no teste 1 foi brasado. 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 à temperatura ambiente. O tubo multiorifícios foi então submetido a um teste de tração à temperatura ambiente. Os resultados (limite de resistência) estão mostrados nas tabelas 3 de 4. Um caso onde o limite de resistência foi maior que o da liga T foi avaliado como “bom” e um caso onde o limite de resistência foi menor que o da liga T foi avaliado como “ruim” (avaliação da resistência depois da brasagem).

Teste 3

Os tarugos das ligas C e D foram homogeneizados nas condições mostradas nas tabelas 5 e 6, e extrudados a quente para obter tubos multiorifícios. A razão da taxa de extrusão crítica (razão relativa com respeito à taxa de extrusão crítica da liga T) foi determinada. A taxa de aumento da temperatura foi 50°C/h. A taxa de diminuição de temperatura quando se realiza sucessivamente o tratamento térmico de primeiro estágio e o tratamento térmico de segundo estágio foi 25°C. O tarugo foi resfriado naturalmente depois do tratamento térmico de segundo estágio. Os resultados (razão da taxa de extrusão crítica) 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 “bom”, e um caso onde a razão da taxa de extrusão crítica foi menor que 1,0 foi avaliado como “ruim” (avaliação da extrudabilidade).

TABELA 1

Liga	Composição (% em massa)	Zr
Si	Fe	Cu	Mn	Ti	Sr
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	l,o	0	0	0
D	0,05	0,15	0	0,7	0	0	0
E	0,05	0,15	0	0,7	0,15	0	0
F	0,05	0,15	0	0,7	0	0.03	0
G	0,05	0,15	0	0,7	0	0	0J5
H	0,05	0,15	0	0,7	0,15	0.03	0
1	0,05	0,15	0	L7	0	0.03	0,15
J	0,05	0,15	0	0,7	0,15	0	0,15
K	0,05	0,15	0	0,7	0,15	0.03	0,15
L	0,05	0,15	__p,03~_	0,7 ⁿ	0	0	0

TABELA 2

Liga	_____ Composição (% em massa)
Si Fe	Cu	Mn Ti	Sr	Zr
M	0,05	0,15	0	M	0	0	0
N	0,05	0,15	0	L8	0	0	0
O	0,05	0,15	0	0,7	0,35	0	0
P	0,05	0,15	0	0,7	0	0.20	0
Q	0,05	0,15	0	0,7	0	0	0,35
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__	L4	OJ	0	0	0

TABELA 3

Liga	Extrudabilidade	1 Brasabilidade
Razão da taxa de extrusão crítica	Avaliação	Razão da taxa de extrusão crítica	Avaliação
A	1,41	Bom	75	Bom
B	1,00	Bom	115	Bom
C	1,17	Bom	100	Bom
D	1,33	Bom	80	Bom
E	1,29	Bom	83	Bom
F	1,29	Bom	80	Bom
G	1,29	Bom	80	Bom
H	1,15	Bom	84	Bom
I	1,15	Bom	81	Bom
J	1,15	Bom	84	Bom 1

Liga	Extrudabilidade	Brasabilidade
Razão da taxa de extrusão crítica	Avaliação	Razão da taxa de extrusão crítica	Avaliação
K	1,10	Bom	84	Bom
L	1,30	____Bom____	82	Bom

TABELA 4

Liga	Extrudabilidade	Brasabilidade
Razão da taxa de extrusão crítica	Avaliação	Razão da taxa de extrusão crítica	Avaliação
M	1.42	Bom	70	Ruim
N	0.90	Ruim	120	Bom
O	0.95	Ruim	90	Bom
P	0.95	Ruim	85	Bom
Q	0.95 Ί	Ruim	85	Bom
R	0.95	Ruim	⁸⁷ —1	Bom
S	1.58	Bom	60	Ruim
T	1.00	-	75	-

TABELA 5

Como mostrado nas tabelas 3 e 4, as ligas A a L de acordo com a presente invenção apresentaram excelente extrudabilidade e brasabilidade. Por outro lado, as ligas M a S que não atenderam as exigências da presente invenção apresentaram extrudabilidade ou brasabilidade inferiores.

Durante homogeneização das ligas C e D de acordo com a presente invenção nas condições mostradas nas tabelas 5 e 6, excelente extiudabilidade foi obtida durante homogeneização da liga nas condições (condições mostradas na tabela 50 de acordo com a presente invenção. Por outro lado, extrudabilidade inferior foi obtida durante homogeneização da liua em condições que não atendem as exigências da presente invenção.

Como uma liga de alumínio para um material de aleta, uma placa de uma liga de alumínio (ligas a a 1) com uma composição mostrada na tabela 7 ou uma liga de alumínio (ligas max) com uma composição mostrada na tabela 8 foram fundidas. A placa foi homogeneizada, laminada a quente e laminada a frio para obter um material de 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). Nas tabelas 7 e 8, o valor que não atende as exigências da presente invenção está sublinhado.

TABELA 7

Liga	___________________________ Composição (% em massa)
Si	Fe	Cu	Mn	Zn	Outros
a	0,05	0,15	0	1,2	0.8
________	0,05	0,15	0	1,2	3.0
c	0,05	0,15	0	1.2	1,0
d	0,05	0,15	0,15	1.2	2.5
e	0,5	0,15	Ü	1.2	1,0
f	0,5	0,15	0,15	1,2	2,5
σ	0,05	0,15	0	1.2	1,0	Mg: 0,1
h	0,05	0,15	0	1,2	l,o	Cr: 0,15
i	0,05	0,15	0
1.2	1.0	Zr: 0,15
j	0,05	0,15	0	1.2	1,0	Ti: 0,15
k	0,05	0,15	0	1,2	1.0	In: 0,05
1	0,05	0,15	0	u	1,0	S,: 0,05

TABELA 8

Liga	_______ Composição (% em massa)
Si	Fe	Cu	Mn	Zn	Outros
m	0,05	0,15	0	1,2	L3

Liga	___ Composição (% em massa)
Si	Fe	Cu	Mn	Zn	Outros
n	0,05	' 0,15	0	1,2	3.5
0	L3	0,15	0	1,2	1.0
P	0,05	0,15	0	2.0	1.0
q	0,05	LQ	0	1,2	Γ i.o
r	0,05	0,15	0	1,2	1,0	Mg: 0,6 í
s	0,05	0,15	0,5	1,2	1,0
t	0.05	0,15	0	1.2	1.0	Cr: 0,35 ¹
u	0,05	0,15	0	1.2	1.0	Zr:0 3S
v	0,05	0,15	0	1,2	1.0	~Ti: 0,35 I
w	0,05	0,15	0	1.2	1,0	In: 0,15 ί
X	0,05	0,15	0	1,2	1.0	Sn: 0,15

Um material de revestimento foi preparado adicionando um ligante de resina acrílica a uma mistura de um pó de Si e um pó de KZnF, (a iazão de mistura está mostrada nas tabelas 9 e 10). O material de revestimento foi aplicado na superfície do tubo multiorifícios referido (tubo extrudado multiorifícios de liga de alumínio para o tubo de refrigerante) (indicado pelo símbolo de referência da liga nas tabelas 9 e 10) por revestimento por rolos em uma quantidade mostrada nas tabelas 9 e 10. O tubo multiorifícios e a aleta corrugada (indicados pelo símbolo de referência da liga nas tabelas 9 e 10) foram montados (vide tabelas 9 e 10) e brasados para obter um núcleo do trocador de calor.

Um caso onde o núcleo do trocador de calor foi produzido sem nenhum problema foi avaliado como “bom”, c um caso onde ocorreu um problema durante a produção do núcleo do trocador de calor foi avaliado como “ruim” (avaliação da produção do núcleo do trocador de calor). Os resultados estão mostrados nas tabelas 9 e 10. O tubo multiorifícios foi homogeneizado a 600°C por 10 horas. Durante a brasagem do tubo multiorifícios e da aleta, o tubo multiorifícios 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, mantido por 3 minutos e resfriado à tempeiatura ambiente. O núcleo do trocador de calor resultante foi submetido aos testes seguintes 4, 5, 6 e 7.

TABELA 9

TABELA 10

Estado de produção do núcleo

Ruirn Ruim

m

Ruim

Ei S ái L

'3 P

'3 &

1 E jP2 i

L2

o.

1 i s|.E .1 L Mi ã | i

Γ-

á

Problema durante produção do núcleo

Õ5

Q P

« i 2

5 3 Ό

A aleta não ligou durante a brasagem

__Nenhum A aleta rompeu durante a formação

A aleta rompeu durante a formação

A aleta não ligou durante a brasagem

As dimensões do núcleo diminuíram

o | i ~

Brasagem defeituosa

Q 'A

Nenhum

Senaracão do revestiment

CD

2 3 —

|-------------------------------- A aleta rompeu duram formação

Ϊ zi

si ã § r- I LC2 LT, 3 1 — Γ3 j| | í í

Z Z

Material da aleta

cã3 CxO P

£

C

o

j !

C5

>

5

I X

Q

t 1

i

Q

O

ω

I

3 O

22

cn

P

CM

22

i

22

CS

[cM

i

P

o

!

Ligante de resina acrílica (%)

o

CN

cs

20

o

cs

o

cs

o

σ-.

L

CS

o

«Z'; i

P

z

o

Ό

o

s

o

•S

o

s

o

P

2·

P

m

s

oo

• —· O' L/~) o

CS

o

CM

o

rs

cs

20

o

CM

CS

cs

20

cs

2

P

o

Tubo de refrigerante

So P

Q

o

Q

Q.

Q

H

Núcleo do trocador de calor no.

P

c2

CS

gj

o

P

CM

P

CM

o

9

P

1 44

Teste 4

O núcleo do trocador de calor foi submetido a um teste de vazamento para determinar a presença ou ausência de vazamento por causa de brasagem defeituosa na junta entre o coletor e o tubo de refrigerante. Os resultados estão mostrados nas tabelas 11 e 12.

Teste 5

O núcleo do trocador de calor foi aquecido a 150°C por 120 horas (simulação de uso a alta temperatura) e submetido a um teste de corrosão intergranular de acordo com ISO 11846 (método B). Os resultados estão mostrados nas tabelas 13 e 14.

Teste 6

A concentração de Zn e a profundidade de difusão de Zn da superfície do tubo de refrigerante do núcleo do trocador de calor, os potenciais da superfície e da área profunda do tubo de refrigerante, a diferença de potencial entre a superfície e a área profunda do tubo de refrigerante, o potencial do material da aleta, a diferença de potencial entre a superfície do tubo de refrigerante e o material da aleta e a diferença de potencial entre a área profunda do tubo de refrigerante e o material de aleta foi medida. A concentração de Zn e a profundidade de difusão de Zn da superfície do tubo de refrigerante foram determinadas enchendo a seção transversal do núcleo com uma resina, e calculando a concentração de Zn e a profundidade de difusão de Zn a partir dos resultados de análise linear ΕΡΜΑ na direção da espessura. A profundidade na qual a concentração de Zn foi 0,01 % foi considerada como a profundidade de difusão de Zn. O potencial da superfície 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 de uma área na qual não ocorre a difusão de Zn. Durante a medição do potencial do material, o material foi imerso em uma solução aquosa de NaCl 5 % (o pH foi ajustado em 3 usando ácido acético) por 24 horas. 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 15 e 16.

Teste 7

O núcleo do trocador de calor foi submetido ao teste SWAAT e o teste CCT especificado pela ASTM-G85 anexo A3 por 1.000 horas. No teste CCT, uma solução de sal 5 % (o pH foi ajustado em 3 usando ácido acético) foi usada como uma solução de teste. Depois de 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 profundidade de corrosão máxima do tubo de refrigerante (tubo) e o estado de corrosão da aleta depois do teste estão mostrados nas tabelas 17 e 18. Um caso onde a profundidade de corrosão máxima do tubo de refrigerante foi 0,05 mm ou menos foi avaliado como “excelente”, um caso onde a profundidade de corrosão máxima do tubo de refrigerante foi mais de 0,05 mm e 0,10 mm ou menos foi avaliado como “bom”, um caso onde a profundidade de corrosão máxima do tubo de refrigerante foi mais de 0,10 mm e 0,20 mm ou menos foi avaliado como “razoável” e um caso onde a profundidade de corrosão máxima do tubo de refrigerante foi mais de 0,20 mm foi avaliado como ruim . Um caso onde a aleta foi corroída somente até um certo ponto 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 “razoável” e um caso onde a aleta foi significativamente corroída foi avaliado como “ruim”.

TABELA 11

Vazamento na junta do coletor / tubo de refrigerante

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TABELA 14

TABELA 15

TABELA 18

Os resultados dos testes 4 a 7 foram os seguintes. Os núcleos de trocador de calor no. 1 a 24 produzidos de acordo com a presente invenção não apresentaram vazamento na junta entre o coletor e o tubo de refrigerante quando submetidos ao teste de vazamento depois da brasagem. Por outro lado, os núcleos de trocador de calor no. 43 e 44 usando a liga T com um baixo teor de Mn como a liga de alumínio do tubo de refrigerante apresentaram vazamento.

Os núcleos de trocador de calor no. 1 a 24 produzidos de acordo com a presente invenção não apresentaram corrosão intergranular. Por outro lado, os núcleos de trocador de calor no. 43 e 44 usando a liga T contendo Cu como a liga de alumínio do tubo de refrigerante apresentaram corrosão intergranular signifícante.

Nos núcleos de trocador de calor no. 1 a 24 produzidos de acordo com a presente invenção, uma camada de difusão de Zn suficiente foi formada na superfície do tubo de refrigerante. Portanto, a superfície do tubo de refrigerante teve um potencial menor do que da área profunda do tubo de refrigerante. A diferença de potencial entre a superfície e a área profunda do tubo de refrigerante foi 95 a 100 mV. O potencial do material da aleta foi também menor do que da área profunda do tubo de refrigerante. Uma camada de difusão de Zn suficiente não foi formada na superfície do tubo de refrigerante em alguns dos núcleos de trocador de calor no. 25 a 44 produzidos nas condições que não satisfazem as exigências da presente invenção. Neste caso, uma diferença de potencial suficiente não foi obtida entre a superfície e a área profunda do tubo de refrigerante. Nos núcleos de trocador de calor no. 43 e 44 usando a liga T contendo Cu como a liga de alumínio do tubo de refrigerante, uma vez que o efeito de diminuição de potencial de Zn foi contrabalançado, a superfície do tubo de refrigerante teve um potencial igual ou ligeiramente menor que o da área profunda do tubo de refrigerante, embora uma camada de difusão de Zn suficiente fosse formada.

Quando se submete os núcleos de trocador de calor no. 1 a 24 produzidos de acordo com a presente invenção ao teste SWAAT, a máxima profundidade de corrosão foi pequena (isto é, excelente resistência a corrosão foi obtida) uma vez que uma diferença de potencial suficiente foi obtida entre a superfície e a área profunda do tubo de refrigerante. No teste SWAAT, uma vez que a aleta apresenta um efeito de anodo de sacrifício, corrosão do material da aleta difere dependendo da diferença de potencial entre a superfície do tubo de refrigerante e o material da aleta. Nos núcleos de trocador de calor no. 1 a 24 produzidos de acordo com a presente invenção, o material da aleta não foi corroído, ou corroído apenas até um certo ponto, por causa de uma diferença de potencial apropriado entre a superfície do tubo de refrigerante e o material da aleta. Além disso, o potencial do material da aleta foi menor do que da área profunda do tubo de refrigerante. Portanto, o material da aleta não acelerou a corrosão do tubo de refrigerante como um catodo.

Com relação aos núcleos de trocador de calor no. 25 a 44, produzidos em condições que não atendem as exigências da presente invenção, a máxima profundidade de corrosão foi grande nos núcleos de trocador de calor no. 25, 28, 31, 37, 43 e 44 nos quais uma diferença de potencial suficiente não foi obtida entre a superfície e a área profunda do tubo de refrigerante, ou o potencial do material da aleta foi maior que da área profunda do tubo de refrigerante. A aleta do núcleo do trocador de calor no. 26 usando a liga n com um alto teor de Zn como o material da aleta apresentou corrosão signifícante, uma vez que o potencial do material da aleta foi significativamente menor que o da superfície do tubo de refrigerante. Nos núcleos de trocador de calor no. 29, 31, 35 e 36 usando a liga q com um alto teor de Fe, a liga s com um alto teor de Cu, a liga w com um alto teor de In, ou a liga x com um alto teor de Sn como o material da aleta, a aleta apresentou signifícante corrosão por causa da resistência a autocorrosão inferior.

Quando os núcleos de trocador de calor no. 1 a 24 produzidos de acordo com a presente invenção foram submetidos ao teste CCT (o teste CCT é similar ao do ambiente real por causa da etapa de secagem; entretanto, a aleta não pode exibir um efeito de anodo de sacrifício), a máxima profundidade de corrosão do tubo de refrigerante foi pequena (isto é, excelente resistência a corrosão foi obtida) uma vez que uma diferença de potencial suficiente foi obtida entre a superfície e a área profunda do tubo de refrigerante. O material da aleta não foi corroído, ou corroído apenas até um certo ponto.

Com relação aos núcleos de trocador de calor no. 25 a 44 produzidos nas condições que não atendem as exigências da presente invenção, a máxima profundidade de corrosão do tubo de refrigerante foi grande quando a diferença de potencial entre a superfície e a área profunda do tubo de refrigerante foi insuficiente. A mesma tendência do teste SWAAT foi observada para corrosão do material de aleta. Os núcleos de trocador de calor no. 27, 30, 32-34, 38, 39 e 41 apresentaram excelentes resultados de resistência a corrosão. Entretanto, ocorreu um problema durante a produção do núcleo do trocador de calor (vide tabela 12).

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 sem ser as especificamente descritas.

Claims

REIVINDICAÇÕES

1. Trocador de calor de liga de alumínio, caracterizado pelo fato de que é produzido aplicando um material de revestimento que é preparado pela adição de um ligante a uma mistura de um pó de Si e um pó de fluxo do composto contendo Zn a uma superfície de um tubo de refrigerante de liga de alumínio, montagem de uma aleta nua que é formada de uma liga de Al-Mn-Zn com o tubo de refrigerante, e brasagem do tubo de refrigerante e da aleta nua por aquecimento em um forno de atmosfera controlada, o tubo de refrigerante sendo um produto extrudado de liga de alumínio que compreende 0,6 a 1,7 % (porcento em peso, a seguir o mesmo) de Mn, menos que 0,05 % de Cu e menos que 0,10 % de Si, e compreendendo ainda opcionalmente pelo menos um de 0,30 % ou menos de Ti, 0,10 % ou menos de Sr, e 0,3 % ou menos de Zr com o equilíbrio sendo Al e impurezas inevitáveis, a liga Al-MnZn compreendendo 0,1 a 1,8 % de Mn e 0,8 a 3,0 % de Zn, e pelo menos um de 0,1 a 1,2 % de Si, 0,01 a 0,8 % de Fe, 0,05 a 0,5 % de Mg, 0,3 % ou menos de Cu, 0,3 % ou menos de Cr, 0,3 % ou menos de Zr, e 0,3 % ou menos de Ti, e opcionalmente pelo menos um de 0,001 a 0,10 % de In e 0,001 a 0,10 % de Sn, com o equilíbrio sendo Al e impurezas inevitáveis; uma razão de mistura de pó de Si para o pó de fluxo do composto contendo Zn sendo 10:90 a 40:60, o ligante sendo adicionado em uma quantidade de 5 a 40 % com base na quantidade total do material de revestimento, o material de revestimento sendo aplicado em uma superfície externa do tubo de refrigerante de forma que a quantidade total do pó de Si e do pó de fluxo do composto contendo Zr é 5 a 30 g/m², a superfície do tubo de refrigerante submetida a brasagem tendo um menor potencial do que de uma área do tubo de refrigerante em 20 a 200 mV, e o potencial da aleta sendo menor que da área do tubo de refrigerante que é mais profunda do que a profundidade de difusão de Si e Zn.
2. Trocador de calor de liga de alumínio, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o produto extrudado de liga de

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3. Trocador de calor de liga de alumínio, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pelo fato de que o pó de fluxo do composto contendo Zr é KZnF3.
4. Trocador de calor de liga de alumínio, de acordo com a reivindicação 2, caracterizado pelo fato de que o pó de fluxo do composto contendo Zr é KZnF3.
5. Trocador de calor de liga de alumínio, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato de que a liga Al-Mn-Zn compreende pelo menos um de 0,1 a 1,2 % de Si, 0,01 a 0,8 % de Fe, 0,05 a 0,5 % de Mg, 0,3 % ou menos de Cu, 0,3 % ou menos de Cr, 0,3 % ou menos de Zr, e 0,3 % ou menos de Ti.
6. Trocador de calor de liga de alumínio, de acordo com a reivindicação 5, caracterizado pelo fato de que a liga Al-Mn-Zn compreende adicionalmente pelo menos um de 0,001 a 0,10 % de In e 0,001 a 0,10 % de Sn.
7. Método para produzir um tubo de refrigerante que é usado para o trocador de calor de liga de alumínio como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato de que o método compreende submeter um lingote da liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante a um tratamento térmico de homogeneização que mantém o lingote a 400 a 650°C por 4 horas ou mais, e extrudar o lingote a quente.
8. Método para produzir um tubo de refrigerante que é usado para o trocador de calor de liga de alumínio como definido na reivindicação 5, caracterizado pelo fato de que o método compreende submeter um lingote da liga de alumínio que forma o tubo de refrigerante a um tratamento térmico de homogeneização que mantém o lingote a 400 a 650°C por 4 horas ou mais, e extrudar o lingote a quente.

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9. Método para produzir um tubo de refrigerante que é usado para o trocador de calor de liga de alumínio como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato de que o método compreende submeter um lingote da liga de alumínio como definido na reivindicação 1 ou 2 que forma o tubo de refrigerante a um tratamento térmico de homogeneização, e extrusão a quente do lingote, o tratamento térmico de homogeneização incluindo um tratamento térmico de primeiro estágio que mantém o lingote a 570 a 650°C por 2 horas ou mais, e um tratamento térmico de segundo estágio que mantém o lingote a 400 a 550°C por 3 horas ou mais.
10. Método para produzir um tubo de refrigerante que é usado para o trocador de calor de liga de alumínio como definido na reivindicação 5, caracterizado pelo fato de que o método compreende submeter um lingote da liga de alumínio como definido na reivindicação 1 ou 2 que forma o tubo de refrigerante a um tratamento térmico de homogeneização, e extrudar a quente o lingote, o tratamento térmico de homogeneização incluindo um tratamento térmico de primeiro estágio que mantém o lingote a 570 a 650°C por 2 horas ou mais, e um tratamento térmico de segundo estágio que mantém o lingote a 400 a 550°C por 3 horas ou mais.
11. Método para produzir um tubo de refrigerante que é usado para o trocador de calor de liga de alumínio, como definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pelo fato de que o método compreende submeter um lingote da liga de alumínio como definida na reivindicação 1 ou 2 que forma o tubo de refrigerante a um tratamento térmico de homogeneização, e extrudar a quente o lingote, o tratamento térmico de homogeneização incluindo um tratamento térmico de primeiro estágio que mantém o lingote a 570 a 650°C por 2 horas ou mais, seguido pelo resfriamento do lingote a 200°C ou menos, e um tratamento térmico de segundo estágio que mantém o lingote a 400 a 550°C por 3 horas ou mais.

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12. Método para produzir um tubo de refrigerante que é usado para o trocador de calor de liga de alumínio, como definido na reivindicação 5, caracterizado pelo fato de que o método compreende submeter um lingote da liga de alumínio como definido na reivindicação 1 ou 2 que forma o tubo 5 de refrigerante a um tratamento térmico de homogeneização, e extrudar a quente o lingote, o tratamento térmico de homogeneização incluindo um tratamento térmico de primeiro estágio que mantém o lingote a 570 a 650°C por 2 horas ou mais, seguido pelo resfriamento do lingote a 200°C ou menos, e o tratamento térmico de segundo estágio que mantém o lingote a 400 a 10 550°C por 3 horas ou mais.