JP2018076548A - 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材およびその製造方法ならびに熱交換器用アルミニウム合金チューブの製造方法 - Google Patents
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Abstract
【課題】貼り合わせ性に優れた薄肉・高強度の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材、熱交換器用アルミニウム合金クラッド材および熱交換器用アルミニウム合金チューブの製造方法を提供する。【解決手段】芯材の一方の面に犠牲材がクラッドされ、芯材の他方の面にろう材がクラッドされた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材であって、芯材は、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．１〜０．５％、Ｃｕ：０．５〜１．２％、Ｍｇ：０．０３％未満を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、犠牲材は、質量％で、Ｆｅ：０．１〜０．５％、Ｚｎ：０．２〜６．０％、Ｍｇ：０．０３％未満を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、ろう材は、質量％で、Ｓｉ：３．０〜１２％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、ろう付熱処理後のクラッド材の引張強さが１７０ＭＰａ以上であることを特徴とする。【選択図】図１
Description
この発明は、高強度の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材およびその製造方法ならびに熱交換器用アルミニウム合金チューブの製造方法に関するものである。
ラジエータ、オイルクーラなどの自動車熱交換器用のチューブ材には、押出多穴管またはクラッド材を用いた電縫溶接管やろう付タイプチューブが主に用いられている。電縫溶接管は、チューブ内部におけるオイル、冷却水などの耐洩れ性に対する信頼性が高いので、市場での使用実績が豊富である。
一方で、近年、自動車熱交換器の軽量化が進む中で、チューブ材も、より薄肉・高強度のクラッド材が開発されている（例えば特許文献１、２参照）。
一方で、近年、自動車熱交換器の軽量化が進む中で、チューブ材も、より薄肉・高強度のクラッド材が開発されている（例えば特許文献１、２参照）。
電縫溶接管の成形では例えば、材料をロールフォーミング法により丸め、突合せ部を高周波溶接により圧接して丸管パイプとした後、扁平加工して所望のチューブ形状を得る手法が用いられている。
このような電縫溶接管では、材料の薄肉化が望まれている。しかし、チューブ材薄肉化の問題点として、電縫溶接による造管性が低下する点が挙げられる。一般的にパイプの成形において、ｔ／Ｄ（ｔ：材料の板厚、Ｄ：パイプの直径）が１％以下の値を示すとパイプの製造が不可能になるといわれている。そのため、パイプ直径（チューブ幅）にもよるが、造管可能な材料の板厚は０．２ｍｍ以上であるといわれている。
このような電縫溶接管では、材料の薄肉化が望まれている。しかし、チューブ材薄肉化の問題点として、電縫溶接による造管性が低下する点が挙げられる。一般的にパイプの成形において、ｔ／Ｄ（ｔ：材料の板厚、Ｄ：パイプの直径）が１％以下の値を示すとパイプの製造が不可能になるといわれている。そのため、パイプ直径（チューブ幅）にもよるが、造管可能な材料の板厚は０．２ｍｍ以上であるといわれている。
さらに、クラッド材を造管したチューブを扁平加工などする際に、芯材の内面側に設けた犠牲材が芯材から剥離することがある。一部でも犠牲材の剥がれが生じると、当該部から伝播して溶接部を中心に広い範囲で犠牲材の剥がれが生じる。この剥がれにより、扁平加工時の座屈が助長され所望のチューブ高さ、幅を得ることが困難となるとともに、当該部は犠牲材が存在していないため、仮に造管することができても市場での耐食性確保が困難となる。つまり、薄肉・高強度のクラッド材の開発が進展したとしても、電縫溶接が不可となり、ろう付タイプチューブのみの選択となってしまう。
一方で、内部冷却水の洩れに対する信頼性や現状の造管設備の有効活用の点などから、薄肉なクラッド材でも電縫溶接管を要望するニーズは非常に高く、クラッド材の材料面で電縫溶接性を改善することが求められている。
上記のようにクラッド材における造管、扁平加工などに際し、犠牲材が芯材から剥離することが造管性を低下させる原因の一つになっており、貼り合わせ性を高めたクラッド材の提供が望まれている。
一方で、内部冷却水の洩れに対する信頼性や現状の造管設備の有効活用の点などから、薄肉なクラッド材でも電縫溶接管を要望するニーズは非常に高く、クラッド材の材料面で電縫溶接性を改善することが求められている。
上記のようにクラッド材における造管、扁平加工などに際し、犠牲材が芯材から剥離することが造管性を低下させる原因の一つになっており、貼り合わせ性を高めたクラッド材の提供が望まれている。
本発明は、上記事情を背景としてなされたものであり、貼り合わせ性に優れた高強度な熱交換器用アルミニウム合金クラッド材およびその製造方法ならびに熱交換器用アルミニウム合金チューブの製造方法を提供することを目的とする。
従来より自動車熱交換器のクラッド材は、犠牲材にＭｇを１％程度添加されているものが主流となっている。これは内面の犠牲材と外面のろう材とが接触することがないため、犠牲材にＭｇを添加しても、ろう付け性を低下させることなく、ろう付後の高強度を得ることが可能であるからである。
しかし、薄肉なクラッド材では、電縫溶接がされた丸管から扁平管に加工する際などに突合せ部で軽度の座屈が生じやすく、本発明者はその際にＭｇ添加の犠牲材が芯材から剥がれやすいことが分かった。
しかし、薄肉なクラッド材では、電縫溶接がされた丸管から扁平管に加工する際などに突合せ部で軽度の座屈が生じやすく、本発明者はその際にＭｇ添加の犠牲材が芯材から剥がれやすいことが分かった。
したがって本発明では、芯材および犠牲材のＭｇ添加量を制限しつつクラッド材（芯材、犠牲材）の合金成分を適正化させて一定の強度を確保し、さらに接合強度を高めることで、クラッド材における貼り合わせ性を改善している。
すなわち、本発明の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材のうち、第１の形態の本発明は、芯材の一方の面に犠牲材がクラッドされ、前記芯材の他方の面にろう材がクラッドされた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材であって、
前記芯材は、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．１〜０．５％、Ｃｕ：０．５〜１．２％、Ｍｇ：０．０３％未満を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
前記犠牲材は、質量％で、Ｆｅ：０．１〜０．５％、Ｚｎ：０．２〜６．０％、Ｍｇ：０．０３％未満を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
前記ろう材は、質量％で、Ｓｉ：３．０〜１２％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
ろう付熱処理後のクラッド材の引張強さが１７０ＭＰａ以上であることを特徴とする。
前記芯材は、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．１〜０．５％、Ｃｕ：０．５〜１．２％、Ｍｇ：０．０３％未満を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
前記犠牲材は、質量％で、Ｆｅ：０．１〜０．５％、Ｚｎ：０．２〜６．０％、Ｍｇ：０．０３％未満を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
前記ろう材は、質量％で、Ｓｉ：３．０〜１２％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
ろう付熱処理後のクラッド材の引張強さが１７０ＭＰａ以上であることを特徴とする。
他の形態の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、前記形態の本発明において、前記芯材が、さらに、質量％で、Ｚｒ：０．０１〜０．２％、Ｔｉ：０．０１〜０．２％のうち、１種または２種を含有することを特徴とする。
他の形態の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、前記形態の本発明において、前記ろう材が、さらに、質量％で、Ｚｎ：０．５〜５．０％を含有することを特徴とする。
他の形態の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、前記形態の本発明において、前記犠牲材が、さらに、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％のうち、１種または２種を含有することを特徴とする。
他の形態の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、前記形態の本発明において、前記芯材と前記犠牲材との接合部の最大せん断荷重が１２ＭＰａ以上であることを特徴とする。
他の形態の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、前記形態の本発明において、ＪＩＳ Ｈ０５００：１９９８に準じた９０度繰り返し曲げ試験を前記犠牲材側が圧縮方向となる方向で前記熱交換器用アルミニウム合金クラッド材に６回施した後の断面観察で、クラッド界面の剥離が認められないことを特徴とする。
他の形態の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、前記形態の本発明において、全体の厚さが０．２ｍｍ以下であることを特徴とする。
他の形態の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、前記形態の本発明において、前記形態のいずれかにおいて、熱交換器用のチューブに使用されることを特徴とする。
本発明の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材の製造方法のうち第１の形態は、前記形態のいずれかの熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を製造する方法であって、芯材と犠牲材とろう材をクラッドする際に、２５〜６０ｍｍ／パスの圧下量で１０〜１５パスの熱間圧延を行うことを特徴とする。
本発明の熱交換器用アルミニウム合金チューブの製造方法のうち第１の形態は、前記形態のいずれかの熱交換器用アルミニウム合金クラッド材に、電縫溶接処理を行ってチューブ形状とし、さらに偏平薄型のチューブに成形することを特徴とする。
以下に、本発明で規定する限定内容およびその説明について説明する。なお、以下で説明する成分量についてはいずれも質量％で示される。
クラッド材：ろう付熱処理後のクラッド材の引張強さが１７０ＭＰａ以上
部材の薄肉化に伴い、高強度材が求められている。フィン材のろう付後強度が低いと車載搭載時に熱交換器に負荷される繰り返しの振動や冷却水の膨張、圧縮により破断が生じやすくなる。このためろう付熱処理後のクラッド材の引張強さを１７０ＭＰａ以上とする。
なお、ろう付け処理条件としては６００℃３分を示すことができる。ただし、本願発明としてはろう付け処理条件がこれに限定されるものではない。
部材の薄肉化に伴い、高強度材が求められている。フィン材のろう付後強度が低いと車載搭載時に熱交換器に負荷される繰り返しの振動や冷却水の膨張、圧縮により破断が生じやすくなる。このためろう付熱処理後のクラッド材の引張強さを１７０ＭＰａ以上とする。
なお、ろう付け処理条件としては６００℃３分を示すことができる。ただし、本願発明としてはろう付け処理条件がこれに限定されるものではない。
（芯材）
Ｍｎ：１．０〜２．０％
Ｍｎは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、芯材の材料強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分得られない。一方、上限を超えると、鋳造性および圧延性が低下し、製造性が悪化する。このため、Ｍｎの含有量は１．０〜２．０％とする。同様の理由により、下限を１．５％、上限を１．８％とするのが望ましい。
Ｍｎ：１．０〜２．０％
Ｍｎは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、芯材の材料強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分得られない。一方、上限を超えると、鋳造性および圧延性が低下し、製造性が悪化する。このため、Ｍｎの含有量は１．０〜２．０％とする。同様の理由により、下限を１．５％、上限を１．８％とするのが望ましい。
Ｓｉ：０．５〜１．２％
Ｓｉは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、材料強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分得られない。一方、上限を超えると材料の融点が低下し、ろう付性が低下する。このため、Ｓｉの含有量は０．５〜１．２％とする。同様の理由により、下限を０．８％、上限を１．１％とするのが望ましい。
Ｓｉは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、材料強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分得られない。一方、上限を超えると材料の融点が低下し、ろう付性が低下する。このため、Ｓｉの含有量は０．５〜１．２％とする。同様の理由により、下限を０．８％、上限を１．１％とするのが望ましい。
Ｆｅ：０．１〜０．５％
Ｆｅは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、芯材の材料強度を高める。しかし、その含有量が下限未満で含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると、鋳造性および圧延性が低下し、製造性が悪化する。さらに耐食性も低下してしまう。このため、Ｆｅの含有量は０．１〜０．５％とする。同様の理由により、下限を０．１％、上限を０．３％とするのが望ましい。
Ｆｅは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、芯材の材料強度を高める。しかし、その含有量が下限未満で含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると、鋳造性および圧延性が低下し、製造性が悪化する。さらに耐食性も低下してしまう。このため、Ｆｅの含有量は０．１〜０．５％とする。同様の理由により、下限を０．１％、上限を０．３％とするのが望ましい。
Ｃｕ：０．５〜１．２％
Ｃｕは、マトリックス中に固溶し、材料強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると、鋳造時性が低下し、製造性が悪化する。また材料の融点が低下し、ろう付性が低下する。このため、Ｃｕの含有量は０．５〜１．２％とする。同様の理由により、下限を０．８％、上限を１．１％とするのが望ましい。
Ｃｕは、マトリックス中に固溶し、材料強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると、鋳造時性が低下し、製造性が悪化する。また材料の融点が低下し、ろう付性が低下する。このため、Ｃｕの含有量は０．５〜１．２％とする。同様の理由により、下限を０．８％、上限を１．１％とするのが望ましい。
Ｍｇ：０．０３％未満
Ｍｇは、材料表面に強固な酸化被膜を形成するため、貼り合わせ強度を低下させる。０．０３％以上になると犠牲材との熱間貼り合わせ性が大幅に低下する。このため、Ｍｇの含有量は０．０３％未満に制限する。同様の理由により、０．０２％未満とするのが望ましい。
Ｍｇは、材料表面に強固な酸化被膜を形成するため、貼り合わせ強度を低下させる。０．０３％以上になると犠牲材との熱間貼り合わせ性が大幅に低下する。このため、Ｍｇの含有量は０．０３％未満に制限する。同様の理由により、０．０２％未満とするのが望ましい。
Ｚｒ、Ｔｉ：０．０１〜０．２０％
Ｚｒ、Ｔｉは、固溶強化や金属間化合物の分散硬化により材料強度を向上させる効果があり、所望により１種または２種を含有させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると、鋳造性および圧延性が低下し、製造性が悪化する。このため、Ｚｒ、Ｔｉの含有量は、それぞれ０．０１〜０．２０％とする。同様の理由により、それぞれ、下限は０．０５％、上限は０．１２％である。
Ｚｒ、Ｔｉは、固溶強化や金属間化合物の分散硬化により材料強度を向上させる効果があり、所望により１種または２種を含有させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると、鋳造性および圧延性が低下し、製造性が悪化する。このため、Ｚｒ、Ｔｉの含有量は、それぞれ０．０１〜０．２０％とする。同様の理由により、それぞれ、下限は０．０５％、上限は０．１２％である。
（犠牲材）
Ｆｅ：０．１〜０．５％
Ｆｅは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、犠牲材の強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると、鋳造性および圧延性が低下し、製造性を圧下させ、さらに、耐食性が低下する。このため、Ｆｅ含有量を０．１〜０．５％とする。同様の理由により、上限を０．３％とするのが望ましい。
Ｆｅ：０．１〜０．５％
Ｆｅは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、犠牲材の強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると、鋳造性および圧延性が低下し、製造性を圧下させ、さらに、耐食性が低下する。このため、Ｆｅ含有量を０．１〜０．５％とする。同様の理由により、上限を０．３％とするのが望ましい。
Ｚｎ：０．２〜６．０％
Ｚｎは、電位を卑にし、その結果、芯材の耐食性を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると腐食速度が増加しすぎて却って耐食性が低下する。このため、Ｚｎの含有量は０．２〜６．０％とする。同様の理由で、下限を３．０％、上限を５．０％とするのが望ましい。
Ｚｎは、電位を卑にし、その結果、芯材の耐食性を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると腐食速度が増加しすぎて却って耐食性が低下する。このため、Ｚｎの含有量は０．２〜６．０％とする。同様の理由で、下限を３．０％、上限を５．０％とするのが望ましい。
Ｍｇ：０．０３％未満
Ｍｇは、材料表面に強固な酸化被膜を形成するため、貼り合わせ性を低下させる。Ｍｇ含有量が０．０３％以上になると芯材との熱間貼り合わせ性が大幅に低下する。このため、Ｍｇの含有量は０．０３％未満に制限する。同様の理由により、０．０２％未満が望ましい。
Ｍｇは、材料表面に強固な酸化被膜を形成するため、貼り合わせ性を低下させる。Ｍｇ含有量が０．０３％以上になると芯材との熱間貼り合わせ性が大幅に低下する。このため、Ｍｇの含有量は０．０３％未満に制限する。同様の理由により、０．０２％未満が望ましい。
Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％
Ｍｎ、Ｓｉは、犠牲材の強度を向上させる作用があり、所望により含有させる。しかし、その含有量がそれぞれ下限未満であると、含有量が少なく所望の効果が得られない。一方、上限を超えるとＭｎでは鋳造性、圧延性が低下し、製造性が圧下する。Ｓｉでは上限を超えると融点が低下し、ろう付性が低下する。このため、Ｍｎ、Ｓｉの含有量を上記に定める。同様の理由により、Ｍｎでは下限を１．５％、上限を１．８％とするのが望ましく、Ｓｉでは、下限を０．８％、上限を１．１％とするのが望ましい。
Ｍｎ、Ｓｉは、犠牲材の強度を向上させる作用があり、所望により含有させる。しかし、その含有量がそれぞれ下限未満であると、含有量が少なく所望の効果が得られない。一方、上限を超えるとＭｎでは鋳造性、圧延性が低下し、製造性が圧下する。Ｓｉでは上限を超えると融点が低下し、ろう付性が低下する。このため、Ｍｎ、Ｓｉの含有量を上記に定める。同様の理由により、Ｍｎでは下限を１．５％、上限を１．８％とするのが望ましく、Ｓｉでは、下限を０．８％、上限を１．１％とするのが望ましい。
ろう材
Ｓｉ：３．０〜１２．０％
ろう材中のＳｉは、融点を下げてろう付性を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では所望の効果が十分発揮されずに、ろう付不良となる。一方、上限を超えると耐エロージョン性が低下する。このため、Ｓｉの含有量は３．０〜１２．０％とする。同様の理由により、下限は６．０％、上限は９．０％が望ましい。
Ｓｉ：３．０〜１２．０％
ろう材中のＳｉは、融点を下げてろう付性を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では所望の効果が十分発揮されずに、ろう付不良となる。一方、上限を超えると耐エロージョン性が低下する。このため、Ｓｉの含有量は３．０〜１２．０％とする。同様の理由により、下限は６．０％、上限は９．０％が望ましい。
Ｚｎ：０．５〜５．０％
Ｚｎは、ろう付け後に芯材の耐食性を向上させるので所望により含有させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると腐食速度が増加しすぎて却って耐食性が低下する。このため、Ｚｎの含有量は０．５〜５％とする。同様の理由で、下限を１％、上限を２％とするのが望ましい。
Ｚｎは、ろう付け後に芯材の耐食性を向上させるので所望により含有させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると腐食速度が増加しすぎて却って耐食性が低下する。このため、Ｚｎの含有量は０．５〜５％とする。同様の理由で、下限を１％、上限を２％とするのが望ましい。
熱間圧延：２５〜６０ｍｍ／パスの圧下量
クラッド材の熱間圧延に際し、１パスにおける圧下量を規定することで芯材と犠牲材の密着性を高めることができる。圧下量が小さすぎると熱間圧延時における芯材と犠牲材の表面酸化皮膜の破壊が不十分で密着性が低下する。一方、圧下量が大きすぎると一度接合された芯材と犠牲材の界面が次パスにてせん断応力により局部的に剥がれ密着性が低下する。このため、１パスにおける最適圧下量は２５〜６０ｍｍ／パスであることを見出した。
クラッド材の熱間圧延に際し、１パスにおける圧下量を規定することで芯材と犠牲材の密着性を高めることができる。圧下量が小さすぎると熱間圧延時における芯材と犠牲材の表面酸化皮膜の破壊が不十分で密着性が低下する。一方、圧下量が大きすぎると一度接合された芯材と犠牲材の界面が次パスにてせん断応力により局部的に剥がれ密着性が低下する。このため、１パスにおける最適圧下量は２５〜６０ｍｍ／パスであることを見出した。
本発明によれば、高強度な貼り合わせ性を向上させ、熱交換器の軽量化および生産性の向上を図ることができる。
以下、本発明の一実施形態について図面を参照しながら説明する。
なお、以下の説明で用いる図面は、特徴部分を強調する目的で、便宜上特徴となる部分を拡大して示している場合があり、各構成要素の寸法比率などが実際と同じであるとは限らない。また、同様の目的で、特徴とならない部分を省略して図示している場合がある。
なお、以下の説明で用いる図面は、特徴部分を強調する目的で、便宜上特徴となる部分を拡大して示している場合があり、各構成要素の寸法比率などが実際と同じであるとは限らない。また、同様の目的で、特徴とならない部分を省略して図示している場合がある。
図１は本実施形態の自動車熱交換器に用いられるアルミニウム合金クラッド材１の断面図を示すものである。アルミニウム合金クラッド材１は、アルミニウム合金からなる芯材１ａと、この芯材１ａの一面側にクラッドされた層状の犠牲材１ｂと、芯材１ａの他面側にクラッドされた層状のろう材１ｃとを主体として構成されている。
なお、この実施形態では、自動車用熱交換器用であるものとして説明しているが、本発明としては自動車用に限定されるものではない。
なお、この実施形態では、自動車用熱交換器用であるものとして説明しているが、本発明としては自動車用に限定されるものではない。
芯材１ａには、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．１〜０．５％、Ｃｕ：０．５〜１．２％、Ｍｇ：０．０３％未満、Ｚｒ、Ｔｉ：０．０１〜０．２０％を含有し、所望によりＺｒ：０．０１〜０．２％、Ｔｉ：０．０１〜０．２％のうち、１種または２種を含有し、残部がＡｌと不可避的不純物からなるアルミニウム合金が用いられる。
犠牲材１ｂには、質量％で、Ｆｅ：０．１〜０．５％、Ｚｎ：０．２〜６．０％、Ｍｇ：０．０３％未満を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、所望により、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％のうち、１種または２種を含有し、残部がＡｌと不可避的不純物からなるアルミニウム合金が用いられる。
ろう材１ｃには、質量％で、Ｓｉ：３．０〜１２％を含有し、さらに所望によりＺｎ：０．５〜５．０％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなりアルミニウム合金からなる。
犠牲材１ｂには、質量％で、Ｆｅ：０．１〜０．５％、Ｚｎ：０．２〜６．０％、Ｍｇ：０．０３％未満を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、所望により、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％のうち、１種または２種を含有し、残部がＡｌと不可避的不純物からなるアルミニウム合金が用いられる。
ろう材１ｃには、質量％で、Ｓｉ：３．０〜１２％を含有し、さらに所望によりＺｎ：０．５〜５．０％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなりアルミニウム合金からなる。
これらの合金は常法により溶製することができる。本発明としては特に溶製方法が限定されるものではなく、半連続鋳造法、連続鋳造法のいずれであってもよい。
芯材用アルミニウム合金およびろう材用アルミニウム合金は、例えば４００〜５８０℃で３〜１０時間加熱する均質化処理を行なうことができ、ろう材は４００〜５００℃×３〜１０時間の均質化処理を行なうことができる。
鋳塊は熱間圧延を経て合金板とされる。また連続鋳造圧延を経て合金板とするものであってもよい。
芯材用アルミニウム合金およびろう材用アルミニウム合金は、例えば４００〜５８０℃で３〜１０時間加熱する均質化処理を行なうことができ、ろう材は４００〜５００℃×３〜１０時間の均質化処理を行なうことができる。
鋳塊は熱間圧延を経て合金板とされる。また連続鋳造圧延を経て合金板とするものであってもよい。
これらの合金板は、クラッドに組み付けられて適宜のクラッド率でクラッドされる。クラッドは、一般に圧延により行われる。その後、さらに冷間圧延を行なうことで所望の厚さのアルミニウム合金ブレージングシートが得られる。
なお、熱間圧延に際しては、２５〜６０ｍｍ／パスの圧下量で圧延を行うのが望ましい。 上記製造工程では、冷間圧延に際し中間焼鈍を介在させることができる。該中間焼鈍は、例えば２００〜４００℃で１〜６時間の加熱によって行なうことができる。中間焼鈍後の最終圧延では、１０〜５０％の冷間圧延率で圧延を行なう。また、作製される材料は中間焼鈍を介さず、所望の板厚まで圧延を行なったものでもよい。
得られたクラッド材１は、その厚さが０．２ｍｍ以下であり、これにより、軽量化が達成される。
なお、熱間圧延に際しては、２５〜６０ｍｍ／パスの圧下量で圧延を行うのが望ましい。 上記製造工程では、冷間圧延に際し中間焼鈍を介在させることができる。該中間焼鈍は、例えば２００〜４００℃で１〜６時間の加熱によって行なうことができる。中間焼鈍後の最終圧延では、１０〜５０％の冷間圧延率で圧延を行なう。また、作製される材料は中間焼鈍を介さず、所望の板厚まで圧延を行なったものでもよい。
得られたクラッド材１は、その厚さが０．２ｍｍ以下であり、これにより、軽量化が達成される。
上記したクラッド材１は、犠牲材１ｂが内面側になるようにロールフォーミングにより丸め、突合せ部１ｄを高周波溶接により圧接して丸管パイプとすることができる。さらに丸管パイプを扁平加工して図２に示すように扁平チューブ１０を得る。
上記材料は、図３に示すように、熱交換器用としてフィン材１１やヘッダーなどと組み付けて、ろう付け体としてろう付に供される。ろう付の条件は、本発明としては特に限定されるものではないが、例えば、高純度窒素ガス雰囲気中で目標温度になるまでに室温から１〜１５分となる昇温速度で、目標温度５９０℃〜６１０で、１分〜８分の保持し、冷却速度３０〜２００℃／ｍｉｎなどの条件で行うことができる。ろう付けによって熱交換器２０が得られる。
ろう付けされた扁平チューブ１０は、ろう付後の引張強さが１７０ＭＰａ以上となる高い強度を有している。
上記材料は、図３に示すように、熱交換器用としてフィン材１１やヘッダーなどと組み付けて、ろう付け体としてろう付に供される。ろう付の条件は、本発明としては特に限定されるものではないが、例えば、高純度窒素ガス雰囲気中で目標温度になるまでに室温から１〜１５分となる昇温速度で、目標温度５９０℃〜６１０で、１分〜８分の保持し、冷却速度３０〜２００℃／ｍｉｎなどの条件で行うことができる。ろう付けによって熱交換器２０が得られる。
ろう付けされた扁平チューブ１０は、ろう付後の引張強さが１７０ＭＰａ以上となる高い強度を有している。
なお、この実施形態では、クラッド材を電縫管に造管するものについて説明したが、本発明の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、電縫溶接管だけでなくろう付タイプのチューブ材にも適用可能である。以下に、この実施形態を図４に基づいて説明する。
前記ブレージングシート１は成形ロールなどによって犠牲材１ｂが内側、ろう材１ｃが外側になるように両端を内側に曲げ、犠牲材１ｂに前記端部を突き合わせるようにして内柱２を設けてＢ型に成形加工しチューブ形状とする。図中１ａは芯材である。これを他部材と組み付けてろう材によって他部材とろう付けする。
この実施形態のろう付タイプチューブにおいても９０°曲げ等の厳しい成形が加えられるが、犠牲材の剥がれが効果的に防止される。
本実施形態では、板厚０．２ｍｍ以下とした薄肉材において貼り合わ性が向上し、曲げ加工性も向上するものとして説明したが、本発明としてはクラッド材の板厚が特定のものに限定されるものではない。
この実施形態のろう付タイプチューブにおいても９０°曲げ等の厳しい成形が加えられるが、犠牲材の剥がれが効果的に防止される。
本実施形態では、板厚０．２ｍｍ以下とした薄肉材において貼り合わ性が向上し、曲げ加工性も向上するものとして説明したが、本発明としてはクラッド材の板厚が特定のものに限定されるものではない。
以下、実施例を示して本発明をさらに詳細に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。
＜クラッド材（供試材）の作製＞
半連続鋳造により芯材用アルミニウム合金、犠牲材用アルミニウム合金、及びろう材用合金を鋳造した。なお、芯材用アルミニウム合金、犠牲材用アルミニウム合金の組成は、表１（残部は、Ａｌ及び不可避不純物）に示す。ろう材用アルミニウム合金には、ＪＩＳ Ａ４３４３合金（Ａｌ−７．５％Ｓｉ）を用いた。
溶製した芯材用アルミニウム合金に５００℃で８時間の均質化処理を行った。また、溶製したろう材用アルミニウム合金には４３０℃で３時間の均質化処理を行った。これらの均質化処理の条件は一例であり、これに限定されない。犠牲材については均質化処理を行わなかったが、均質化処理を行うものとしてもよい。
半連続鋳造により芯材用アルミニウム合金、犠牲材用アルミニウム合金、及びろう材用合金を鋳造した。なお、芯材用アルミニウム合金、犠牲材用アルミニウム合金の組成は、表１（残部は、Ａｌ及び不可避不純物）に示す。ろう材用アルミニウム合金には、ＪＩＳ Ａ４３４３合金（Ａｌ−７．５％Ｓｉ）を用いた。
溶製した芯材用アルミニウム合金に５００℃で８時間の均質化処理を行った。また、溶製したろう材用アルミニウム合金には４３０℃で３時間の均質化処理を行った。これらの均質化処理の条件は一例であり、これに限定されない。犠牲材については均質化処理を行わなかったが、均質化処理を行うものとしてもよい。
次に、芯材用アルミニウム合金の一方の面に犠牲材用アルミニウム合金を配置し、芯材用アルミニウム合金の他方の面にろう材を配置して熱間圧延し、さらに冷間圧延を行った。なお、熱間圧延では、パス毎の圧下量を２０〜６０ｍｍの範囲とした。熱間圧延では平均１０〜１５パスを実施しており、全パスにおける最小〜最大の圧下量を表１に記載した。
冷間圧延では、中間焼鈍を４００℃で４時間行い、所定の圧延率とした最終の冷間圧延により、厚さが０．２０ｍｍ以下のＨ１４調質（最終圧延率３０％）のクラッド材（供試材）を作製した。クラッド材のクラッド率は、犠牲材：芯材：ろう材＝２０％：６５％：１５％とした。なお、最終圧延率は、中間焼鈍後の圧延率を示す。中間焼鈍を行わない場合は、冷間圧延全体の圧延率を示す。
冷間圧延では、中間焼鈍を４００℃で４時間行い、所定の圧延率とした最終の冷間圧延により、厚さが０．２０ｍｍ以下のＨ１４調質（最終圧延率３０％）のクラッド材（供試材）を作製した。クラッド材のクラッド率は、犠牲材：芯材：ろう材＝２０％：６５％：１５％とした。なお、最終圧延率は、中間焼鈍後の圧延率を示す。中間焼鈍を行わない場合は、冷間圧延全体の圧延率を示す。
以上の工程を経て、実施例Ｎｏ．１〜Ｎｏ．１２、および、比較例Ｎｏ．１〜Ｎｏ．１４のアルミニウム合金クラッド材の供試材を作製した。
なお、比較材Ｎｏ．２、８は鋳造が不良で供試材作成が困難であった。比較材Ｎｏ．４、６は、ろう付時に局部溶融が生じ、ろう付け後の評価を行うことができなかった。
なお、比較材Ｎｏ．２、８は鋳造が不良で供試材作成が困難であった。比較材Ｎｏ．４、６は、ろう付時に局部溶融が生じ、ろう付け後の評価を行うことができなかった。
以上の手順で作製した供試材に対して、特性評価を行い、その結果を表２に示した。評価方法を以下に示す。
繰り返し曲げ試験
伸銅品に関して規定されているＪＩＳ Ｈ０５００：１９９８(繰り返し曲げ試験)に準じて試験を行った。供試材を０．２０ｍｍ厚×３ｍｍ幅×７０ｍｍ長さにし、Ｒ＝２．５ｄ（ｄは供試材厚み）の円弧を持つ片方の掴み部に固定し、他端をたまわないように引張りながら（引張力は１５０ｇ）、円弧に沿って９０度曲げ戻しを行う繰り返し曲げ試験を実施した。なお、曲げは犠牲材側が圧縮方向になる方向で実施した。
目視にて犠牲材の剥離が認められるまでの繰り返し回数を測定し、その結果を表２に記載した。繰り返し回数が６回超であったものは、繰り返し曲げ強度が良好で貼り合わせ性が良好であることを示している。
伸銅品に関して規定されているＪＩＳ Ｈ０５００：１９９８(繰り返し曲げ試験)に準じて試験を行った。供試材を０．２０ｍｍ厚×３ｍｍ幅×７０ｍｍ長さにし、Ｒ＝２．５ｄ（ｄは供試材厚み）の円弧を持つ片方の掴み部に固定し、他端をたまわないように引張りながら（引張力は１５０ｇ）、円弧に沿って９０度曲げ戻しを行う繰り返し曲げ試験を実施した。なお、曲げは犠牲材側が圧縮方向になる方向で実施した。
目視にて犠牲材の剥離が認められるまでの繰り返し回数を測定し、その結果を表２に記載した。繰り返し回数が６回超であったものは、繰り返し曲げ強度が良好で貼り合わせ性が良好であることを示している。
クラッドせん断試験
ＪＩＳ Ｇ０６０１：２０１２に記載されているクラッドせん断試験に基づいて、芯材と犠牲材との接合界面にせん断荷重を負荷することにより、接合部のせん断強度を測定し、その結果を表１に記載した。最大せん断荷重が１２ＭＰａ以上であったものは、接合強度が良好で、貼り合わせ性がより良好であることを示している。
ＪＩＳ Ｇ０６０１：２０１２に記載されているクラッドせん断試験に基づいて、芯材と犠牲材との接合界面にせん断荷重を負荷することにより、接合部のせん断強度を測定し、その結果を表１に記載した。最大せん断荷重が１２ＭＰａ以上であったものは、接合強度が良好で、貼り合わせ性がより良好であることを示している。
ろう付後の強度
供試材に、室温から６００℃まで平均昇温速度１００℃／分で昇温し、６００℃で３分保持後、１００℃／分の降温速度で降温冷却するろう付け相当加熱を施した。その後、圧延方向と平行にサンプルを切り出してＪＩＳ５号形状の試験片を作製し、引張試験を実施し、引張強さを測定した。引張速度は３ｍｍ／分とした。
引張強さが１７０ＭＰａ以上であったものは、ろう付後の引張強さが良好であるものとする。
なお、本発明のろう付け条件が上記に限定されるものではない。
供試材に、室温から６００℃まで平均昇温速度１００℃／分で昇温し、６００℃で３分保持後、１００℃／分の降温速度で降温冷却するろう付け相当加熱を施した。その後、圧延方向と平行にサンプルを切り出してＪＩＳ５号形状の試験片を作製し、引張試験を実施し、引張強さを測定した。引張速度は３ｍｍ／分とした。
引張強さが１７０ＭＰａ以上であったものは、ろう付後の引張強さが良好であるものとする。
なお、本発明のろう付け条件が上記に限定されるものではない。
造管後の耐圧試験
供試材を造管した電縫溶接管を用いて、内部側に静圧を負荷し、チューブ破壊に至る耐圧強度を測定した。耐圧強度が５５ｋｇ／ｍｍ２以上のものを良好として〇とし、５５ｋｇ／ｍｍ２未満を不足として×として表２に示した。
供試材を造管した電縫溶接管を用いて、内部側に静圧を負荷し、チューブ破壊に至る耐圧強度を測定した。耐圧強度が５５ｋｇ／ｍｍ２以上のものを良好として〇とし、５５ｋｇ／ｍｍ２未満を不足として×として表２に示した。
以上に、本発明の実施形態を説明したが、本発明は実施形態によって限定されるものではなく、各実施形態における各構成及びそれらの組み合わせ等は一例であり、本発明の趣旨から逸脱しない範囲内で、構成の付加、省略、置換、及びその他の変更が可能である。
１ 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材
１ａ 芯材
１ｂ 犠牲材
１ｃ 犠牲材
１ｄ 突合せ部
１０ チューブ
２０ 熱交換器
１ａ 芯材
１ｂ 犠牲材
１ｃ 犠牲材
１ｄ 突合せ部
１０ チューブ
２０ 熱交換器
Claims (10)
- 芯材の一方の面に犠牲材がクラッドされ、前記芯材の他方の面にろう材がクラッドされた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材であって、
前記芯材は、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．１〜０．５％、Ｃｕ：０．５〜１．２％、Ｍｇ：０．０３％未満を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
前記犠牲材は、質量％で、Ｆｅ：０．１〜０．５％、Ｚｎ：０．２〜６．０％、Ｍｇ：０．０３％未満を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
前記ろう材は、質量％で、Ｓｉ：３．０〜１２％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
ろう付熱処理後のクラッド材の引張強さが１７０ＭＰａ以上であることを特徴とする熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。 - 前記芯材が、さらに、質量％で、Ｚｒ：０．０１〜０．２％、Ｔｉ：０．０１〜０．２％のうち、１種または２種を含有することを特徴とする請求項１記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
- 前記ろう材が、さらに、質量％で、Ｚｎ：０．５〜５．０％を含有することを特徴とする請求項１または２記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
- 前記犠牲材が、さらに、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％のうち、１種または２種を含有することを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
- 前記芯材と前記犠牲材との接合部の最大せん断荷重が１２ＭＰａ以上であることを特徴とする請求項１〜４のいずれか１項に記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
- ＪＩＳ Ｈ０５００：１９９８に準じた９０度繰り返し曲げ試験を前記犠牲材側が圧縮方向となる方向で前記熱交換器用アルミニウム合金クラッド材に６回施した後の断面観察において、クラッド界面の剥離が認められないことを特徴とする請求項１〜５のいずれか１項に記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
- 全体の厚さが０．２ｍｍ以下であることを特徴とする請求項１〜６のいずれか１項に記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
- 熱交換器用のチューブに使用されることを特徴とする請求項１〜７のいずれか１項に記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
- 請求項１〜８のいずれか１項に記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を製造する方法であって、芯材と犠牲材とろう材をクラッドする際に、２５〜６０ｍｍ／パスの圧下量で１０〜１５パスの熱間圧延を行うことを特徴とする熱交換器用アルミニウム合金クラッド材の製造方法。
- 請求項１〜８のいずれか１項に記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材に、電縫溶接処理を行ってチューブ形状とし、さらに偏平薄型のチューブに成形することを特徴とする熱交換器用アルミニウム合金チューブの製造方法。
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