JP2016522311A - 熱交換器用ろう付けシートコア合金 - Google Patents
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Abstract
Description
本出願は、2013年3月13日出願の米国特許仮出願第61/779,149号、および2013年9月27日出願の米国特許仮出願第61/883,461号の優先権を主張し、その全体は本明細書に参照により援用される。
用語「まで」は0%を含む。特定の数「まで」という用語はその数を含む。任意の元素に対する範囲における2つの数の間のハイフン(−)は、例えば6−13は6から13までを示し、範囲は6、13および6と13との間の任意の量を含む。出願書全体を通して、元素は合金の重量パーセント(重量%)または%で示される。
コア層はアルミニウム含有合金である。いくつかの実施形態において、「X900シリーズ」合金として識別された合金がコア層としての使用に適している。任意選択で、コア層としての使用に適した合金には、組成で合金X901に類似しているが、より高い割合のTiを含有する合金が含まれる。付加的なTiは、合金X912として識別された合金をもたらすように0.1〜0.2%のTiの総量となるように加えることができる。合金X912の元素組成は表1で提供される。
本発明は、コア金属として上述したアルミニウム合金組成物を包含する多層金属シートをさらに提供する。多層金属シートは、上記のような、第1の側および第2の側を有するコア層、ならびに任意選択で第1のクラッド層および第2のクラッド層を備える。いくつかの実施形態において、コア層は1つの側のみ被覆されている。他の実施形態において、コア層は両側を被覆されている。第1のクラッド層および第2のクラッド層は同じ化学組成または異なった化学組成とすることができる。もう1つの実施形態において、コア層はコア層の1つの側で被覆され、コア層の他方の側に水サイドライナーが配置される。いくつかの実施形態において、第1のクラッド層および第2のクラッド層はそれぞれ0%〜4%のZn、1%〜4%のZnまたは2.5%〜4.0%のZnを含むことができる。多層シートで、コア層の第1の側は第1の界面を形成するように第1のクラッド層に隣接し、コア層の第2の側は第2の界面を形成するように第2のクラッド層に隣接する。
クラッド金属シートは、当業者に公知の任意の従来の方法を使用して、コア層、第1のクラッド層、および第2のクラッド層から作ることができる。例えば、クラッドシートは、クラッドとコアを接着する熱間金属圧延などによって作ることができる。任意選択で、その全体が本明細書に参照により援用される、米国特許出願公開第2005/0011630号明細書に記載のように、クラッドシートは複合鋳造インゴットを熱間圧延および冷間圧延することにより作られる。結果として得られるクラッドシートは腐食に対して良好な耐性を提供する。
次の実験的なセクションで使用されるコア合金の組成は、残部をアルミニウムとして、表2に提示される。次の製造手順が使用された。表2のコア合金組成物は、アルミニウムシート産業全体でよく使われるダイレクトチル(DC)プロセスによって作られ、当該プロセスによりおよそ76mm×152mm×229mmの小さいDCインゴットを鋳造した。小さいDCインゴットは両側からおよそ6.5mmで面削された。機械にかけられたインゴットはその後12時間で520度(セ氏)に加熱された。この工程の後、製造された最初のインゴットに対して5時間および最後のインゴットに対して6時間近くの間、520度(セ氏)で均熱が続いた。次に、インゴットは19mm厚ゲージに熱延された。これは、AA4343ろう付け合金の厚さ4mmの板で片側を被覆された。この組成物は、45〜60分間、450度(セ氏)に加熱された。この後に、3〜4mm厚ゲージにパッケージを熱間圧延することが続いた。パッケージは続いて1〜2mm厚ゲージに冷延された。そして、それは必要とされる最終ゲージ厚さ(およそ300μm)にさらに冷延された。目標のクラッドの厚さは、およそ300μmであるろう付けシート全体の厚さのおよそ7.5%であったことは留意すべきである。部分的な焼鈍では、合金がH24調質条件にあることを保証するために、毎時30度(セ氏)で温度を変化させた後、305度(セ氏)で3時間均熱した。
冶金学的変化を検査するだけでなく、材料の機械的挙動および腐食挙動を決定するために、次の試験が適用された。サンプルはASTM B557規格に従って製造された。各合金変種から3つのサンプルが試験され、ろう付け前およびろう付け後の両方の条件で平均値が報告された。一貫した結果を得るために、サンプルは0.5Raのエッジ粗さに製造された。分散質および金属間化合物の大きさおよび分布、ならびにろう付け前後の粒子構造を調査するために微細構造の特性評価が遂行された。微細構造は、サンプルを60秒間2.5%HBF4でエッチングし、それに続いてHNO3でスマット除去することにより、検査された。粒子構造を明らかにするためにバーカーエッチングが使用された。
ろう付け後の試験片は4週間の曝露のSWAAT(ASTM G85)腐食試験にさらされ、2、3および4週間後に腐食挙動を特徴付けるために検査された。腐食の重大度は(i)DPB領域以内での腐食発生に対して、問題なし、(ii)ちょうどDPB領域を使い尽くした腐食発生に対して、中等度、(iii)コアの厚さの最大4分の1から3分の1までを使い尽くした腐食発生に対して、中等度/重度、(iv)穿孔を伴わないコアの厚さの半分以上を使い尽くした腐食発生に対して、重度、(v)穿孔につながる腐食発生に対して、極めて重度、として特徴付けられた。結果は表3に提示される。試験された合金組成物は表2に示される。
開発された合金のコア、高密度析出帯形成、および耐腐食性に対するSi含有量の変化の影響を調べるために、SWAAT試験されたサンプルの金属組織学的診断が、より高い%のSiを含む合金2、3、および4、ならびに比較合金に対して遂行された。結果は図14に要約される。試験された合金組成物(2、3、4、およびH)は表2に提示される。図14は、Si含有量を増加させることが、0.32および0.40%のSiにおいて腐食の大部分がDPB帯内で発生する、改善された腐食性能につながることを示す。これは、Si含有量を増加させることが、より効果的なDPBおよび改善された大気側腐食をもたらすことを示唆する。DPBはエッチング後により高い%のSi含有量において目に見えない場合があるが、観察された腐食パターンは改善された大気側腐食性能でその存在および効果を示す。
クラッド金属シートは実験室規模で準備され、最終的なゲージに加工され、シミュレートされたろう付けサイクルにさらされた。ろう付けサイクルに対して、シートは520度(セ氏)の温度に到達するまで毎分25度(セ氏)の速度で、炉で加熱された。シートはそれから605度(セ氏)の温度に到達するまで毎分13度(セ氏)の速度で加熱され、605度(セ氏)で3分間の均熱加熱がそれに続いた。シートはそれから6分間で570度(セ氏)に冷却され、室温で冷却するために炉から取り出された。サンプルは次にそれらの腐食への耐性を査定するために酸浸漬試験にさらされた。
ろう付けシートパッケージは、クラッドとコアを接着するように構成要素を熱間圧延することによって準備された。スラブは次に、ゲージに熱延および冷延された。冷延材料はそれからサイズが合うように細長く切られ、次に窒素の下で部分的に焼鈍された。
試験片は、168時間の期間、室温で0.1MのHCl(pH=1)溶液に浸された。24時間、48時間、72時間、120時間、144時間、および168時間の時点での腐食のレベルが金属組織学的診断により査定された(サンプルAB916は図1、サンプルAB996は図2、サンプルAは図3、および3つのサンプルの比較は図4を参照のこと)。結果に示されるように、サンプルAは試験した3つのパッケージの中で最も少ない量の腐食を示した。理論に束縛されないように、X477クラッドを提供するAA4343クラッドへの3%のZn添加は、アルファアルミニウムを通した高密度析出帯への粒間腐食を抑制した。周囲腐食の形態が局所的から全般的に変わった。また、Zn添加は腐食の速度を遅らせる効果があった。
コアに異なったSiレベルを含有するサンプル(合金H、I、J、およびK)に対して、DPB領域におけるSi−濃度プロファイルの変化を調べるためにグロー放電発光分析法(GD−OES)が使用された。結果は図15に要約される。Si濃度プロファイルは、検査されたサンプルの間で、DPB領域に際立った違いはない。%Siにおける報告された変化はGD−OES実験誤差の範囲内である。これは、コアにおけるより高い%Si濃度でDPB領域の存在が一様なことを証明する。
Claims (24)
- およそ0.16〜0.5%のSiと、0.5〜1.1%のCuと、0.001〜0.20%のTiと、0.15〜0.55%のFeと、0〜0.35%のMgと、1.3〜1.80%のMnと、を含み、不純物は最大0.15%までであり、残部をAlとする、アルミニウム合金。
- およそ0.16〜0.4%のSiと、0.5〜1.0%のCuと、0.005〜0.15%のTiと、0.20〜0.50%のFeと、0〜0.29%のMgと、1.4〜1.70%のMnと、を含み、不純物は最大0.15%までであり、残部をAlとする、請求項1に記載のアルミニウム合金。
- およそ0.16〜0.34%のSiと、0.5〜0.95%のCuと、0.01〜0.15%のTiと、0.25〜0.45%のFeと、0〜0.27%のMgと、1.45〜1.65%のMnと、を含み、不純物は最大0.15%までであり、残部をAlとする、請求項1に記載のアルミニウム合金。
- およそ0.2〜0.5%のSiと、0.52〜0.80%のCuと、0.11〜0.20%のTiと、0.25〜0.55%のFeと、0〜0.2%のMgと、1.51〜1.80%のMnと、を含み、不純物は最大0.15%までであり、残部はAlである、請求項1に記載のアルミニウム合金。
- 前記不純物のうち少なくとも1つの不純物はスクラップ金属に由来し、前記少なくとも1つの不純物は0.05%、0.05%未満、0.04%未満、0.03%未満、または0.02%未満であり、すべての不純物の合計は最大0.15%までである、請求項1〜4のいずれかに記載のアルミニウム合金。
- 前記少なくとも1つの不純物は、Cr、ZrまたはVである、請求項5に記載のアルミニウム合金。
- 前記合金は、コア合金に最大0.5%までのSi含有量を含有し、ろう付けの間に高密度析出帯の形成を示す、請求項1〜6のいずれかに記載のアルミニウム合金。
- 前記合金は、熱間圧延および冷間圧延が後に続く、ダイレクトチル鋳造によって製造される、請求項1〜6のいずれかに記載のアルミニウム合金。
- ろう付け後に測定された、およそ71MPaの最小降伏強度およびおよそ182Mpaの最大引張強度を有する、請求項1〜6のいずれかに記載のアルミニウム合金。
- ろう付け後に測定された、660〜670mV以下の前記コアでの腐食電位を有する、請求項1〜6のいずれかに記載のアルミニウム合金。
- (標準カロメル電極(SCE)に対して)前記高密度析出帯とコアとの間の前記腐食電位の差は30から40mVまでの間である、請求項1〜6のいずれかに記載のアルミニウム合金。
- 前記合金は、ろう付け後の大気側腐食試験の間、穿孔無く少なくとも28日間耐える、請求項1〜6のいずれかに記載のアルミニウム合金。
- 請求項1〜6のいずれかに記載の前記アルミニウム合金を備えるコア層であって、前記コア層は第1の側および第2の側を有する、コア層と、前記第1の側または前記第2の側上の少なくとも1つのクラッド層と、を備える多層金属シート。
- 前記コア層上に第2のクラッド層をさらに備える、請求項13に記載の多層金属シート。
- 前記少なくとも1つのクラッド層は、0%から4%までのZn、1%から4%までのZnまたは2.5%から4.0%までのZnを含む、請求項13に記載の多層金属シート。
- 前記コア層の前記第1の側は第1の界面を形成するように前記第1のクラッド層に隣接し、前記コア層の前記第2の側は第2の界面を形成するように第2のクラッド層に隣接する、請求項14に記載の多層金属シート。
- 0.1%から0.2%までのチタンを含むアルミニウム含有合金のコア層であって、前記コア層は第1の側と第2の側を有する、コア層と、
2.5%から4.0%までの亜鉛を含む第1のクラッド層と、
2.5%から4.0%までの亜鉛を含む第2のクラッド層と、
を備える多層金属シートであって、
前記コア層の前記第1の側は第1の界面を形成するように前記第1のクラッド層に隣接し、前記コア層の前記第2の側は第2の界面を形成するように第2のクラッド層に隣接する、
多層金属シート。 - 前記コア層は、最大0.25%までのSiと、最大0.25%までのFeと、0.5から0.6%までのCuと、1.4から1.6%までのMnと、0.06から0.14%までのMgと、最大0.05%までのCrと、最大0.04%までのZnと、0.1から0.2%までのTiと、最大0.05%までのSrと、最大0.15%までの不純物と、残部のAlと、を含む合金で作られている、請求項17に記載の多層金属シート。
- 前記第1のクラッド層および前記第2のクラッド層は、6から13%までのSiと、最大0.4%までのFeと、最大0.1%までのCuと、最大0.1%までのMnと、最大0.20%までのMgと、最大0.05%までのCrと、2.5から4.0%までのZnと、最大0.05%までのTiと、最大0.02%までのSrと、最大0.15%までの不純物と、残部のAlと、を含む合金で作られている、請求項17に記載の多層金属シート。
- 請求項13〜19のいずれかに記載の多層金属シートを備える、耐腐食性ろう付けシート。
- 請求項1〜6のいずれかに記載のアルミニウム合金を備える熱交換器。
- 前記熱交換器は、自動車の熱交換器である、請求項21に記載の熱交換器。
- 前記熱交換器は、ラジエータ、凝縮器、蒸発器、油冷却器、中間冷却器、給気冷却器またはヒーターコアである、請求項21に記載の熱交換器。
- 請求項13〜19のいずれかに記載の多層金属シートから作られている、チューブ。
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