JP2019011922A - Method for manufacturing aluminum alloy heat exchanger with excellent anticorrosion, and aluminum alloy heat exchanger - Google Patents
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Abstract
Description
本発明は、耐食性に優れたアルミニウム合金製熱交換器の製造方法とアルミニウム合金製熱交換器に関する。 The present invention relates to a method for producing an aluminum alloy heat exchanger excellent in corrosion resistance and an aluminum alloy heat exchanger.
チューブ、フィン及びヘッダーパイプを主構成要素とし、これらのろう付によって製造されるアルミニウム合金製熱交換器では、これまで、表面にＺｎ溶射した押出チューブと、Ａｌ−Ｓｉ合金ろう材を両面にクラッド（３層積層）したブレージングシートからなるフィンとの組み合わせが広く使用されてきた。しかし、近年、Ｓｉ粉末とＺｎ含有フラックスとバインダーからなるろう付け用塗膜を表面に形成した押出チューブとフィンとを組み合わせることによって、安価で高品質、高性能な製品をグローバルに製造できるようになった。 In aluminum alloy heat exchangers that have tubes, fins, and header pipes as the main components, and are manufactured by brazing these, so far, extruded tubes sprayed with Zn on the surface and clad on both sides with Al-Si alloy brazing material Combinations with fins made of (three-layer laminated) brazing sheets have been widely used. However, in recent years, by combining an extruded tube and fins on the surface of which a brazing coating consisting of Si powder, Zn-containing flux, and a binder is combined, an inexpensive, high-quality, high-performance product can be manufactured globally. became.
前述の熱交換器は、ろう付用塗膜のフラックスに含まれるＺｎがろう付時に拡散し、チューブ表面に犠牲陽極層を形成するので、チューブに生じた腐食の進行を抑制し、チューブの腐食による冷媒漏れを防止している。
また、ろう付時にろう付用塗膜とチューブとの反応で形成する液相ろうがフィンとチューブの接合部へ流動し、フィレットを形成して両者を接合するので、高い熱交換性能が得られる。
In the above heat exchanger, Zn contained in the flux of the coating film for brazing diffuses at the time of brazing, and a sacrificial anode layer is formed on the tube surface. Prevents leakage of refrigerant.
In addition, the liquid phase braze formed by the reaction between the brazing coating film and the tube during brazing flows into the joint between the fin and the tube, forms a fillet, and joins the two, resulting in high heat exchange performance. .
以上の技術背景において本発明者らは、特許文献１においてアルミニウム粉末とＳｉ粉末とＺｎ粉末を含むろう付け用組成物を提案するとともに、特許文献２においてチューブの外表面に、Ｓｉ粉末の塗布量を１〜５ｇ／ｍ２、Ｚｎ含有フラックスの塗布量を５〜２０ｇ／ｍ２としたＳｉ粉末とＺｎ含有フラックスとが含まれるろう付用塗膜を形成する熱交換器用チューブを提案した。
前記特許文献に記載の技術によれば、Ｓｉ粉末とＺｎ含有フラックスとが塗膜中で混合されているので、ろう付時にＳｉ粉末が溶融してろう液となり、このろう液にフラックス中のＺｎが均一に拡散し、チューブ表面に均一に広がる。ろう液のような液相内でのＺｎの拡散速度は固相内の拡散速度より著しく大きいので、チューブ表面のＺｎ濃度がほぼ均一となる。これによりチューブ表面に均一な犠牲陽極層が形成され、熱交換器用チューブの耐食性を向上させることができる。
In the above technical background, the present inventors proposed a brazing composition containing aluminum powder, Si powder, and Zn powder in Patent Document 1, and in Patent Document 2, applied amount of Si powder on the outer surface of the tube. the proposed heat exchanger tubes to form a 1 to 5 g / m 2, the Zn-containing flux coating for brazing contained coating amount of the 5 to 20 g / m 2 and the Si powder and the Zn-containing flux was is.
According to the technique described in the above-mentioned patent document, since the Si powder and the Zn-containing flux are mixed in the coating film, the Si powder melts into a brazing liquid during brazing, and this brazing liquid contains Zn in the flux. Diffuses uniformly and spreads evenly on the tube surface. Since the diffusion rate of Zn in the liquid phase such as the brazing liquid is significantly larger than the diffusion rate in the solid phase, the Zn concentration on the tube surface becomes almost uniform. Thereby, a uniform sacrificial anode layer is formed on the tube surface, and the corrosion resistance of the heat exchanger tube can be improved.
また、従来から他の構成の熱交換器として、ブレージングシートを用いた熱交換器が知られている。以下の特許文献３に記載のように、対向するヘッダープレート間に複数のチューブが並列に配置され、フィン間にコルゲート型のフィンが挟み込まれた構造であり、前記ヘッダープレートとコルゲートフィンとがブレージングシートから構成された熱交換器が記載されている。 Conventionally, a heat exchanger using a brazing sheet is known as a heat exchanger having another configuration. As described in Patent Document 3 below, a plurality of tubes are arranged in parallel between opposing header plates, and corrugated fins are sandwiched between the fins. The header plate and the corrugated fins are brazed. A heat exchanger composed of sheets is described.
この種の熱交換器の性能では長期に渡り高い熱交換性能を維持することが重要であり、そのためには腐食による冷媒漏れの防止を図る必要がある。
この背景から従来の熱交換器の耐食性はチューブを腐食から守ることを主体に電位設計がなされており、チューブ自体の耐食性は良好であるものの、それ以外の箇所、特にヘッダーパイプとチューブ接合部の耐食性が懸念される。
従って熱交換器においては、チューブの耐食性に優れ、耐食寿命が長い上に、ヘッダーパイプとチューブ接合部の耐食性も良好であることが重要であるが、チューブの耐食性向上とヘッダーパイプとチューブ接合部の耐食性向上の両面において優れた特性を兼務することは難しい課題であった。
In the performance of this type of heat exchanger, it is important to maintain high heat exchange performance over a long period of time, and for that purpose, it is necessary to prevent refrigerant leakage due to corrosion.
From this background, the corrosion resistance of conventional heat exchangers is mainly designed to protect the tube from corrosion, and the corrosion resistance of the tube itself is good, but other parts, especially the header pipe and the tube joint There is a concern about corrosion resistance.
Therefore, in heat exchangers, it is important that the tube has excellent corrosion resistance, has a long corrosion resistance life, and that the header pipe and tube joint also have good corrosion resistance. It has been a difficult task to combine excellent characteristics in both aspects of improving corrosion resistance.
本願発明は、これらの背景に鑑み、チューブの耐食性に優れた上にヘッダーパイプとチューブ接合部の耐食性にも優れたアルミニウム合金製熱交換器の提供を目的とする。 In view of these backgrounds, an object of the present invention is to provide an aluminum alloy heat exchanger that is excellent in corrosion resistance of a tube and excellent in corrosion resistance of a header pipe and a tube joint portion.
本発明の製造方法は前述の背景に基づき、Ｓｉ粉末：１〜５ｇ／ｍ２、Ｚｎ含有フラックス：８．５〜２０ｇ／ｍ２、バインダー：０．２〜８．３ｇ／ｍ２からなるろう付用塗膜を表面に形成したアルミニウム合金製のチューブに対し、ろう付け用塗膜形成部分を介しヘッダーパイプとフィンを組み付け、ろう付け温度に加熱後に冷却して熱交換器を製造する方法であって、ろう付け温度に加熱し前記ろう付け用塗膜を溶融させた後に冷却することで前記ヘッダーパイプと前記チューブの近接部分に第１のフィレット部を形成し、前記フィンと前記チューブの近接部分に第２のフィレット部を形成するとともに、前記チューブ表面のろう付け用塗膜形成部分に前記第１のフィレット部と前記第２のフィレット部に繋がる溶融拡散層を形成し、前記溶融拡散層表面部分の電位を前記第１のフィレット部の電位より２０ｍＶ以上卑にすることを特徴とする。 Based on the above-mentioned background, the production method of the present invention will consist of Si powder: 1 to 5 g / m 2 , Zn-containing flux: 8.5 to 20 g / m 2 , and binder: 0.2 to 8.3 g / m 2. This is a method of manufacturing a heat exchanger by assembling a header pipe and fins via a brazing coating film forming part to an aluminum alloy tube with a brazing coating film formed on the surface, and cooling it after heating to the brazing temperature. The first fillet portion is formed in the proximity portion of the header pipe and the tube by heating to a brazing temperature and melting the coating film for brazing and then cooling, and the proximity of the fin and the tube A second fillet portion is formed in the portion, and a melt diffusion layer connected to the first fillet portion and the second fillet portion is formed in the brazing film forming portion on the tube surface. , Characterized in that the potential of the melt diffusion layer surface portion to said first fillet portion of potential than 20mV or less noble.
本発明において、前記チューブの肉厚方向において前記溶融拡散層形成領域よりも深い部分の電位を前記第１のフィレット部の電位より１０ｍＶ以上貴とすることが好ましい。
本発明において、前記チューブにおいて前記溶融拡散層表面部分と前記チューブにおいて前記溶融拡散層形成領域よりも深い部分の電位差を６０ｍＶ以上にすることが好ましい。
本発明において、前記アルミニウム合金製のチューブとしてＣｕを０.１質量％未満含むアルミニウム合金製チューブを用いることが好ましい。
In the present invention, it is preferable that the potential of the portion deeper than the melt diffusion layer forming region in the thickness direction of the tube is 10 mV or more nobler than the potential of the first fillet portion.
In the present invention, it is preferable that a potential difference between a surface portion of the melt diffusion layer in the tube and a portion deeper than the melt diffusion layer formation region in the tube is 60 mV or more.
In the present invention, it is preferable to use an aluminum alloy tube containing less than 0.1% by mass of Cu as the aluminum alloy tube.
本発明の熱交換器は、アルミニウム合金製のチューブとフィンとヘッダーパイプがろう付けされた熱交換器であって、前記チューブと前記ヘッダーパイプが第１のフィレット部により接合され、前記チューブと前記フィンが第２のフィレット部により接合され、前記第１のフィレット部および前記第２のフィレット部がそれぞれろう付け用塗布材料の溶融凝固物からなるとともに、前記第１のフレット部と前記第２のフィレット部との間に位置する前記チューブの表面に、前記ろう付け用塗布材料の溶融拡散層が前記第１のフレット部と前記第２のフィレット部に繋がるように形成され、前記チューブの前記溶融拡散層表面部分の電位が前記第１のフィレット部の電位より２０ｍＶ以上卑であることを特徴とする。 The heat exchanger according to the present invention is a heat exchanger in which an aluminum alloy tube, a fin, and a header pipe are brazed, and the tube and the header pipe are joined together by a first fillet portion. Fins are joined by a second fillet portion, and each of the first fillet portion and the second fillet portion is made of a molten solidified material of a brazing coating material, and the first fret portion and the second fillet portion A melt diffusion layer of the brazing coating material is formed on the surface of the tube positioned between the fillet portion so as to be connected to the first fret portion and the second fillet portion, and the melting of the tube The potential of the surface portion of the diffusion layer is 20 mV or more lower than the potential of the first fillet portion.
本発明において、前記チューブの肉厚方向において前記溶融拡散層形成領域よりも深い部分の電位が前記第１のフィレット部の電位より１０ｍＶ以上貴であることが好ましい。
本発明において、前記チューブにおいて前記溶融拡散層表面部分と前記チューブにおいて前記溶融拡散層形成領域よりも深い部分の電位差が６０ｍＶ以上であることが好ましい。
本発明において、前記アルミニウム合金製のチューブがＣｕを０.１質量％未満含むことが好ましい。
In the present invention, it is preferable that a potential deeper than the melt diffusion layer forming region in the thickness direction of the tube is no less than 10 mV higher than the potential of the first fillet portion.
In the present invention, it is preferable that a potential difference between a surface portion of the melt diffusion layer in the tube and a portion deeper than the melt diffusion layer formation region in the tube is 60 mV or more.
In the present invention, the aluminum alloy tube preferably contains less than 0.1% by mass of Cu.
本発明のアルミニウム合金製熱交換器の製造方法によれば、チューブとフィンとヘッダーパイプの電位バランスを良好な範囲に整えた熱交換器を得ることができるので、腐食環境下において長期間使用された場合であってもチューブにおいて腐食の進行が少なく、ヘッダーパイプとチューブ接合部の剥離が発生し難い熱交換器を提供できる。 According to the aluminum alloy heat exchanger manufacturing method of the present invention, a heat exchanger in which the potential balance of tubes, fins, and header pipes is adjusted within a favorable range can be obtained, so that the heat exchanger can be used for a long time in a corrosive environment. Even in such a case, it is possible to provide a heat exchanger in which the progress of corrosion is small in the tube and the header pipe and the tube joint are hardly separated.
また、本発明のアルミニウム合金製熱交換器によれば、腐食環境下においてもチューブの耐食性に優れ、ヘッダーパイプとチューブの接合部の耐食性も優れているため、チューブにおいて腐食の進行が少なく、ヘッダーパイプとチューブ接合部の剥離が発生し難い熱交換器を提供できる。
その結果、チューブの腐食寿命を従来よりも延ばすことが可能になるとともにヘッダーパイプとチューブ接合部の耐食性に優れさせることができ、両立が難しい２つの特性を満足させた熱交換器を提供することができる。
In addition, according to the aluminum alloy heat exchanger of the present invention, the corrosion resistance of the tube is excellent even in a corrosive environment, and the corrosion resistance of the joint between the header pipe and the tube is excellent. It is possible to provide a heat exchanger in which separation between a pipe and a tube joint portion hardly occurs.
As a result, it is possible to extend the corrosion life of the tube as compared to the conventional one, and to improve the corrosion resistance of the header pipe and the tube joint portion, and to provide a heat exchanger that satisfies two characteristics that are difficult to achieve at the same time. Can do.
以下、添付図面に示す実施の形態に基づいてこの発明を詳細に説明する。
図１は、本発明に係わる熱交換器の一例を示すものである。この熱交換器１００は左右に離間し平行に配置されたヘッダーパイプ１、２と、これらのヘッダーパイプ１、２の間に相互に間隔を保って平行に、かつ、ヘッダーパイプ１、２に対して直角に接合された複数の扁平状のチューブ３と、各チューブ３に付設された波形のフィン４を主体として構成されている。ヘッダーパイプ１、２、チューブ３及びフィン４は、後述するアルミニウム合金から構成されている。
Hereinafter, the present invention will be described in detail based on embodiments shown in the accompanying drawings.
FIG. 1 shows an example of a heat exchanger according to the present invention. This heat exchanger 100 includes header pipes 1 and 2 that are spaced apart from each other in parallel on the left and right sides, parallel to each other with a space between the header pipes 1 and 2, and to the header pipes 1 and 2. A plurality of flat tubes 3 joined at right angles to each other and corrugated fins 4 attached to each tube 3 are mainly configured. The header pipes 1 and 2, the tubes 3 and the fins 4 are made of an aluminum alloy which will be described later.
より詳細には、ヘッダーパイプ１、２の相対向する側面に複数のスリット６が各パイプの長さ方向に定間隔で形成され、これらヘッダーパイプ１、２の相対向するスリット６にチューブ３の端部を挿通してヘッダーパイプ１、２間にチューブ３が架設されている。また、ヘッダーパイプ１、２間に所定間隔で架設された複数のチューブ３、３の間にフィン４が配置され、これらのフィン４がチューブ３の表面側あるいは裏面側にろう付されている。
即ち、図２に示す如く、ヘッダーパイプ１、２のスリット６に対してチューブ３の端部を挿通した部分においてろう材により第１のフィレット部８が形成され、ヘッダーパイプ１、２に対しチューブ３がろう付されている。また、波形のフィン４において波の頂点の部分を隣接するチューブ３の表面または裏面に対向させてそれらの間の部分に生成されたろう材により第２のフィレット部９が形成され、チューブ３の表面側と裏面側に波形のフィン４がろう付されている。
本実施形態の熱交換器１００は、後述する製造方法において詳述するように、ヘッダーパイプ１、２とそれらの間に架設された複数のチューブ３と複数のフィン４とを組み付けて図３に示す如く熱交換器組立体１０１を形成し、これを加熱してろう付けすることにより製造されたものである。なお、ろう付け時の加熱によってチューブ３の表面側と裏面側には後に詳述するＺｎ溶融拡散層３Ｅが形成されている。
More specifically, a plurality of slits 6 are formed at regular intervals in the length direction of each pipe on the opposite side surfaces of the header pipes 1 and 2. A tube 3 is installed between the header pipes 1 and 2 through the end portion. Further, fins 4 are arranged between a plurality of tubes 3, 3 laid between the header pipes 1, 2 at a predetermined interval, and these fins 4 are brazed to the front side or back side of the tubes 3.
That is, as shown in FIG. 2, the first fillet portion 8 is formed of the brazing material at the portion where the end portion of the tube 3 is inserted into the slit 6 of the header pipes 1 and 2, and the tube is connected to the header pipes 1 and 2. 3 is brazed. Further, in the corrugated fins 4, the second fillet portion 9 is formed by the brazing material generated at the portion between the top and bottom surfaces of the adjacent tubes 3 with the top portions of the waves facing each other. Corrugated fins 4 are brazed to the side and back side.
The heat exchanger 100 of the present embodiment is assembled with the header pipes 1 and 2 and a plurality of tubes 3 and a plurality of fins 4 installed between them, as will be described in detail in a manufacturing method described later. As shown, the heat exchanger assembly 101 is formed and is manufactured by heating and brazing. Note that a Zn melt diffusion layer 3E, which will be described later in detail, is formed on the front surface side and the back surface side of the tube 3 by heating during brazing.
ろう付前のチューブ３には、フィン４が接合される表面と裏面に、Ｓｉ粉末：１〜５ｇ／ｍ２、Ｚｎ含有フラックス（ＫＺｎＦ３）：８．５〜２０ｇ／ｍ２、バインダー（例えば、アクリル系樹脂）：０．２〜８．３ｇ／ｍ２からなるろう付用塗膜７が塗布されている。
また、チューブ３の表面と裏面に、Ｓｉ粉末：１〜５ｇ／ｍ２、Ｚｎ含有フラックス（ＫＺｎＦ３）：８．５〜２０ｇ／ｍ２、非Ｚｎ含有フラックス：１〜１０ｇ／ｍ２、バインダー（例えば、アクリル系樹脂）：０．２〜８．３ｇ／ｍ２からなるろう付用塗膜７が形成されていてもよい。
本実施形態のチューブ３は、その内部に複数の冷媒通路３Ｃが形成されるとともに、平坦な表面（上面）３Ａ及び裏面（下面）３Ｂと、これら表面３Ａ及び裏面３Ｂに隣接する側面とを具備する偏平多穴管として構成されている。一例として本実施形態にあっては、ろう付前のチューブ３の表面３Ａと裏面３Ｂにろう付用塗膜７が形成されている。
The tube 3 before brazing has Si powder: 1 to 5 g / m 2 , Zn-containing flux (KZnF 3 ): 8.5 to 20 g / m 2 , a binder (for example, , Acrylic resin): A coating film 7 for brazing composed of 0.2 to 8.3 g / m 2 is applied.
Further, on the front and back surfaces of the tubes 3, Si powder: 1 to 5 g / m 2, the Zn-containing flux (KZnF 3): 8.5~20g / m 2, the non-Zn containing flux: 1 to 10 g / m 2, a binder (For example, acrylic resin): A coating film 7 for brazing composed of 0.2 to 8.3 g / m 2 may be formed.
The tube 3 of the present embodiment has a plurality of refrigerant passages 3C formed therein, a flat front surface (upper surface) 3A and a rear surface (lower surface) 3B, and side surfaces adjacent to the front surface 3A and the rear surface 3B. It is configured as a flat multi-hole tube. As an example, in the present embodiment, a brazing coating film 7 is formed on the front surface 3A and the back surface 3B of the tube 3 before brazing.
以下、ろう付用塗膜を構成する組成物について説明する。
＜Ｓｉ粉末＞
Ｓｉ粉末は、チューブ３を構成するＡｌと反応し、フィン４とチューブ３を接合するろうを形成するが、ろう付時にＳｉ粉末が溶融してろう液となる。このろう液にフラックス中のＺｎが拡散し、チューブ３の表面に均一に広がる。液相であるろう液内でのＺｎの拡散速度は固相内の拡散速度より著しく大きいので、チューブ３表面のＺｎ濃度がほぼ均一となり、これにより均一なＺｎ溶融拡散層３Ｅが形成され、チューブ３の耐食性を向上することができる。
Hereinafter, the composition which comprises the coating film for brazing is demonstrated.
<Si powder>
The Si powder reacts with Al constituting the tube 3 to form a braze that joins the fins 4 and the tube 3, but the Si powder melts into a brazing liquid during brazing. Zn in the flux diffuses into the brazing solution and spreads uniformly on the surface of the tube 3. Since the diffusion rate of Zn in the liquid brazing liquid is significantly higher than the diffusion rate in the solid phase, the Zn concentration on the surface of the tube 3 becomes substantially uniform, thereby forming a uniform Zn melt diffusion layer 3E, and the tube 3 corrosion resistance can be improved.
Ｓｉ粉末塗布量：１〜５ｇ／ｍ２
Ｓｉ粉末の塗布量が１ｇ／ｍ２未満であると、ろう付性が低下する。一方、Ｓｉ粉末の塗布量が５ｇ／ｍ２を超えると、過剰なろう形成によりフィレットにＺｎが濃縮しやすくなり、未反応Ｓｉ残渣が発生するとともに、チューブの腐食深さが大きくなり、フィンの分離を防止しようとする目的の効果が得られない。このため、塗膜におけるＳｉ粉末の含有量は１〜５ｇ／ｍ２とする。好ましくは、塗膜におけるＳｉ粉末の含有量は、１．５〜４．５ｇ／ｍ２、より好ましくは２．０〜４．０ｇ／ｍ２である。ここで用いるＳｉ粉末の粒径は、一例としてＤ（９９）で１５μｍ以下である。Ｄ（９９）は小径粒側からの体積基準の積算粒度分布が９９％となる径である。
Si powder application amount: 1 to 5 g / m 2
Brazing property will fall that the application quantity of Si powder is less than 1 g / m < 2 >. On the other hand, when the coating amount of Si powder exceeds 5 g / m 2 , Zn is easily concentrated in the fillet due to excessive brazing, unreacted Si residue is generated, and the corrosion depth of the tube is increased. The intended effect of preventing separation cannot be obtained. For this reason, content of Si powder in a coating film shall be 1-5 g / m < 2 >. Preferably, the content of Si powder in the coating film is 1.5 to 4.5 g / m 2 , more preferably 2.0 to 4.0 g / m 2 . As an example, the particle size of the Si powder used here is 15 μm or less in D (99). D (99) is the diameter at which the volume-based cumulative particle size distribution from the small-diameter side becomes 99%.
＜Ｚｎ含有フラックス、非Ｚｎ含有フラックス＞
Ｚｎ含有フラックスは、ろう付に際し、チューブ３の表面にＺｎ溶融拡散層３Ｅを形成し、耐孔食性を向上させる効果がある。また、ろう付時にチューブ３の表面の酸化物を除去し、ろうの広がり、ぬれを促進してろう付性を向上させる作用を有する。このＺｎ含有フラックスは、Ｚｎを含まないフラックスに比べ活性度が高いので、比較的微細なＳｉ粉末を用いても良好なろう付け性が得られる。
非Ｚｎ含有フラックスは、Ｋ３ＡｌＦ6＋ＫＡｌＦ４なる組成のものや、ＬｉＦ、ＫＦ、ＣａＦ２、ＡｌＦ３、Ｋ2ＳｉＦ6等のフッ化物系に加えて、ＫＣｌ、ＢａＣｌ、ＮａＣｌ等の塩化物系がある。市販されている商品（製品）では、例えば、フッ化物系フラックスあるいはフルオロアルミン酸カリウム系のフラックスがあり、４フッ化カリウムアルミニウムを主成分とするフラックスであり、添加物を加えた種々の組成が知られており、Ｋ３ＡｌＦ6＋ＫＡｌＦ４なる組成のものや、Ｃｓ（ｘ）Ｋ（ｙ）Ｆ（ｚ）などを例示できる。また、他に、ＬｉＦ、ＫＦ、ＣａＦ２、ＡｌＦ３、Ｋ２ＡｌＦ５・５Ｈ２Ｏ等のフッ化物を添加したフッ化物系フラックスあるいはフルオロアルミン酸カリウム系のフラックスを用いることもできる。
Ｚｎ含有フラックスを用いるか、Ｚｎ含有フラックスに加えてこれらの非Ｚｎ含有フラックスを添加することでろう付け性向上に寄与する。
<Zn-containing flux, non-Zn-containing flux>
The Zn-containing flux has the effect of improving the pitting corrosion resistance by forming a Zn melt diffusion layer 3E on the surface of the tube 3 during brazing. Moreover, it has the effect | action which removes the oxide of the surface of the tube 3 at the time of brazing, and promotes the spreading | diffusion and the wetting of a brazing, and improves brazing property. Since this Zn-containing flux has a higher activity than a flux not containing Zn, good brazing properties can be obtained even when a relatively fine Si powder is used.
Non-Zn-containing fluxes include K 3 AlF 6 + KAlF 4 and fluorides such as LiF, KF, CaF 2 , AlF 3 , K 2 SiF 6 , and chlorides such as KCl, BaCl, and NaCl. There is a system. Commercially available products (products) include, for example, a fluoride-based flux or a potassium fluoroaluminate-based flux, a flux mainly composed of potassium aluminum tetrafluoride, and various compositions including additives. Examples of the known composition include K 3 AlF 6 + KAlF 4 and Cs (x) K (y) F (z) . In addition, a fluoride-based flux or a potassium fluoroaluminate-based flux to which a fluoride such as LiF, KF, CaF 2 , AlF 3 , K 2 AlF 5 · 5H 2 O is added can also be used.
Use of a Zn-containing flux or addition of these non-Zn-containing fluxes in addition to the Zn-containing flux contributes to improvement of brazing properties.
「Ｚｎ含有フラックス塗布量：８．５〜２０ｇ／ｍ２」
Ｚｎ含有フラックスの塗布量が８．５ｇ／ｍ２未満であると、Ｚｎ溶融拡散層の形成が不十分になり、第１のフィレット部８の耐食性が低下する。一方、塗布量が２０ｇ／ｍ２を超えると、フィレット部におけるＺｎ濃縮が顕著になり、フィレット部の耐食性が低下して、フィン分離を加速する。このため、Ｚｎ含有フラックスの塗布量を８．５〜２０ｇ／ｍ２とする。
Ｚｎ含有フラックスは、ＫＺｎＦ３を主体として用いることが好ましいが、ＫＺｎＦ３に、必要に応じて、Ｋ１−３ＡｌＦ４−６、Ｃｓ０．０２Ｋ１−２ＡｌＦ４−５、ＡｌＦ３、ＫＦ、Ｋ２ＳｉＦ６などのＺｎを含有しないフラックスを混合した混合型のフラックスを用いても良い。塗布量はＺｎ含有フラックスが８．５〜２０ｇ／ｍ２の範囲であれば良い。
“Zn-containing flux application amount: 8.5 to 20 g / m 2 ”
When the coating amount of the Zn-containing flux is less than 8.5 g / m 2 , the formation of the Zn melt diffusion layer becomes insufficient, and the corrosion resistance of the first fillet portion 8 is lowered. On the other hand, when the coating amount exceeds 20 g / m 2 , Zn concentration in the fillet portion becomes remarkable, the corrosion resistance of the fillet portion decreases, and fin separation is accelerated. For this reason, the application quantity of Zn containing flux shall be 8.5-20 g / m < 2 >.
Zn-containing flux, it is preferable to use a KZnF 3 mainly, in KZnF 3, if necessary, K 1-3 AlF 4-6, Cs 0.02 K 1-2 AlF 4-5, AlF 3, KF, may be used mixed flux mixed with a flux containing no Zn such as K 2 SiF 6. The coating amount may be such that the Zn-containing flux is in the range of 8.5 to 20 g / m 2 .
「非Ｚｎ含有フラックス塗布量：１〜１０ｇ／ｍ２」
非Ｚｎ含有フラックス塗布量が１ｇ／ｍ２未満であると、非Ｚｎ含有フラックスを添加した効果が得られず、非Ｚｎ含有フラックス塗布量が１０ｇ／ｍ２を超えると、ろうの流動性が過剰に向上する事によって想定以上のＺｎがフィレットに濃縮して、フィン剥離に繋がる問題がある。
“Non-Zn content flux application amount: 1-10 g / m 2 ”
If the non-Zn-containing flux coating amount is less than 1 g / m 2 , the effect of adding the non-Zn-containing flux cannot be obtained, and if the non-Zn-containing flux coating amount exceeds 10 g / m 2 , the brazing fluidity is excessive. As a result of this improvement, more than expected Zn is concentrated in the fillet, which leads to fin peeling.
＜バインダー＞
塗膜には、Ｓｉ粉末、Ｚｎ含有フラックス、非Ｚｎ含有フラックスに加えてバインダーを含む。また、非Ｚｎ含有フラックスは略しても良い。バインダーの例としては、好適にはアクリル系樹脂を挙げることができる。
バインダー塗布量：０．２〜８．３ｇ／ｍ２
バインダーの塗布量が０．２ｇ／ｍ２未満であると、塗膜硬度が低下し、加工性（耐塗膜剥離性）が低下する。一方、バインダーの塗布量が８．３ｇ／ｍ２を超えると、塗膜未反応によるフィレット未形成の影響でろう付性が低下する。このため、バインダーの塗布量は、０．２〜８．３ｇ／ｍ２とすることが好ましい。なお、バインダーは、通常、ろう付の際の加熱により蒸散する。
<Binder>
The coating film contains a binder in addition to Si powder, Zn-containing flux, and non-Zn-containing flux. Further, the non-Zn-containing flux may be omitted. An example of the binder is preferably an acrylic resin.
Binder coating amount: 0.2 to 8.3 g / m 2
When the coating amount of the binder is less than 0.2 g / m 2 , the coating film hardness decreases, and the workability (coating film resistance) decreases. On the other hand, when the coating amount of the binder exceeds 8.3 g / m 2 , the brazing property is deteriorated due to the effect of the fillet not being formed due to the unreacted coating film. For this reason, it is preferable that the application quantity of a binder shall be 0.2-8.3 g / m < 2 >. The binder usually evaporates by heating during brazing.
Ｓｉ粉末、Ｚｎ粉末、Ｚｎ含有フラックス及びバインダー、あるいはこれらに非Ｚｎ含有フラックスを添加したろう付組成物の塗布方法は、本発明において特に限定されるものではなく、スプレー法、シャワー法、フローコータ法、ロールコータ法、刷毛塗り法、浸漬法、静電塗布法などの適宜の方法によって行うことができる。また、ろう付組成物の塗布領域は、チューブ３の全表面としてもよく、また、チューブ３の一部表面または裏面とするものであってもよく、要は、少なくともフィン４をろう付するのに必要なチューブ３の表面領域または裏面領域に塗布されていればよい。また、前記ろう付け用組成物をチューブ３に塗布するために、前記ろう付け用組成物にイソプロピルアルコールなどの溶剤を適宜添加して粘度を調整し、上述の塗布法によって塗布できるようにすることが好ましい。
なお、チューブ３の表面と裏面にろう材組成物を塗布する場合、ろう材組成物がヘッダーパイプ１、２に達するように、かつ、ヘッダーパイプ１、２に最も近いフィン４の頂部近傍まで到達するようにろう材組成物を塗布することが好ましい。
The coating method of Si powder, Zn powder, Zn-containing flux and binder, or a brazing composition in which a non-Zn-containing flux is added thereto is not particularly limited in the present invention, and spray method, shower method, flow coater It can be performed by an appropriate method such as a method, a roll coater method, a brush coating method, a dipping method, or an electrostatic coating method. Moreover, the application | coating area | region of a brazing composition may be the whole surface of the tube 3, and may be a partial surface or the back surface of the tube 3, and the point is brazing at least the fin 4. What is necessary is just to apply | coat to the surface area | region or back surface area | region of the tube 3 required for this. Further, in order to apply the brazing composition to the tube 3, the viscosity is adjusted by appropriately adding a solvent such as isopropyl alcohol to the brazing composition so that it can be applied by the above-described coating method. Is preferred.
When the brazing material composition is applied to the front and back surfaces of the tube 3, the brazing material composition reaches the header pipes 1 and 2 and reaches the vicinity of the top of the fin 4 closest to the header pipes 1 and 2. It is preferable to apply the brazing material composition as described above.
チューブ３は、質量％で、Ｓｉ：０．０５〜１．０％、Ｍｎ：０．１〜１．５％、Ｃｕ：０．１％未満を含有し、残部不可避不純物およびアルミニウムからなるアルミニウム合金などからなる。チューブ３は、これらのアルミニウム合金を押出し加工することによって作製されたものである。
以下、チューブ３を構成するアルミニウム合金の各構成元素の限定理由について説明する。
The tube 3 contains, by mass%, Si: 0.05 to 1.0%, Mn: 0.1 to 1.5%, Cu: less than 0.1%, the balance being an inevitable impurity and aluminum alloy Etc. The tube 3 is produced by extruding these aluminum alloys.
Hereinafter, the reasons for limiting the constituent elements of the aluminum alloy constituting the tube 3 will be described.
＜Ｓｉ：０．０５〜１．０％＞
ＳｉはＭｎと同様に強度向上効果を有する元素である。
Ｓｉの含有量が０．０５％未満では、強度向上の効果が不十分である。一方、Ｓｉが１．０％を超えて含有されると、押出性が低下する。従って本発明におけるチューブ３のＳｉ含有量は、０．０５〜１．０％に設定することが好ましい。
＜Ｍｎ：０．１〜１．５％＞
Ｍｎは、チューブ３の耐食性を向上するとともに、機械的強度を向上させる元素である。また、Ｍｎは、押出し成形時の押出性を向上する効果をも有する。更にＭｎは、ろうの流動性を抑制し、フィレットとチューブ表面のＺｎ濃度差を小さくする効果がある。
Ｍｎの含有量が０．１％未満では、耐食性及び強度向上の効果が不十分であり、ろうの流動性を抑制する効果も低下する。一方、Ｍｎを１.５％を超えて含有させると、押出圧力増により押出性が低下する。従って本発明におけるＭｎ含有量は、０．１〜１．５％にすることが好ましい。
<Si: 0.05-1.0%>
Si, like Mn, is an element having an effect of improving the strength.
If the Si content is less than 0.05%, the effect of improving the strength is insufficient. On the other hand, when Si is contained exceeding 1.0%, the extrudability is lowered. Accordingly, the Si content of the tube 3 in the present invention is preferably set to 0.05 to 1.0%.
<Mn: 0.1 to 1.5%>
Mn is an element that improves the corrosion resistance of the tube 3 and improves the mechanical strength. Mn also has the effect of improving extrudability during extrusion molding. Furthermore, Mn has the effect of suppressing the flowability of the wax and reducing the Zn concentration difference between the fillet and the tube surface.
If the content of Mn is less than 0.1%, the effect of improving the corrosion resistance and strength is insufficient, and the effect of suppressing the fluidity of the wax is also lowered. On the other hand, when Mn is contained exceeding 1.5%, the extrudability decreases due to an increase in extrusion pressure. Therefore, the Mn content in the present invention is preferably 0.1 to 1.5%.
＜Ｃｕ：０．１％未満＞
Ｃｕは、チューブ３の耐食性に影響を与える元素であり、０．１％未満では問題ないが０．１％以上含有させると自己腐食速度の増加により耐食性が低下し、チューブ表面の犠牲陽極層作製が困難になる傾向となる。
<Cu: less than 0.1%>
Cu is an element that affects the corrosion resistance of the tube 3, and if it is less than 0.1%, there is no problem. However, if 0.1% or more is contained, the corrosion resistance decreases due to an increase in the self-corrosion rate, and a sacrificial anode layer is formed on the tube surface Tends to be difficult.
次に、フィン４について説明する。
チューブ３に接合されるフィン４は、質量％で、Ｚｎ：０．３〜５．０％、Ｍｎ：０．５〜２．０％、Ｆｅ：１．０％以下、Ｓｉ：１．５％以下を含有し、残部不可避不純物およびアルミニウムからなるアルミニウム合金からなることが好ましい。
フィン４は、上記組成を有するアルミニウム合金を常法により溶製し、熱間圧延工程、冷間圧延工程などを経て、波形形状に加工される。なお、フィン４の製造方法は、本発明としては特に限定をされるものではなく、既知の製法を適宜採用することができる。以下、フィン４を構成するアルミニウム合金の各構成元素の限定理由について説明する。
Next, the fin 4 will be described.
The fins 4 joined to the tube 3 are in mass%, Zn: 0.3-5.0%, Mn: 0.5-2.0%, Fe: 1.0% or less, Si: 1.5% It is preferably made of an aluminum alloy containing the following, with the remainder inevitable impurities and aluminum.
The fin 4 is formed into a corrugated shape by melting an aluminum alloy having the above composition by a conventional method, and passing through a hot rolling process, a cold rolling process, and the like. In addition, the manufacturing method of the fin 4 is not specifically limited as this invention, A well-known manufacturing method can be employ | adopted suitably. Hereinafter, the reasons for limiting the constituent elements of the aluminum alloy constituting the fin 4 will be described.
＜Ｚｎ：０．３〜５．０％＞
フィン４にＺｎを含有させることによってフィン４の電位を下げて、フィン４に犠牲防食効果を付与することができる。
フィン４におけるＺｎ含有量については、質量％において０．３％以上、５．０％以下とする必要がある。フィン４におけるＺｎ含有量が０．５％未満では犠牲防食効果が低減し、Ｚｎ含有量が５％を超えるようであると、自己耐食性が低下する傾向となる。
＜Ｍｎ：０．５〜２．０％＞
Ｍｎはフィン４の強度を向上させ、耐食性も向上させる。
Ｍｎの含有量が０．５％未満では、高温及び室温強度向上効果が不十分であり、一方、Ｍｎの含有量が２．０％を超えると、フィン４を作製する際に加工性が不足する。したがって、フィンを構成する合金におけるＭｎの含有量は、０．５〜２．０％にする。
<Zn: 0.3 to 5.0%>
By containing Zn in the fin 4, the potential of the fin 4 can be lowered and the sacrificial anticorrosive effect can be imparted to the fin 4.
About Zn content in the fin 4, it is necessary to set it as 0.3% or more and 5.0% or less in the mass%. If the Zn content in the fins 4 is less than 0.5%, the sacrificial anticorrosive effect is reduced, and if the Zn content exceeds 5%, the self-corrosion resistance tends to decrease.
<Mn: 0.5 to 2.0%>
Mn improves the strength of the fin 4 and improves the corrosion resistance.
If the Mn content is less than 0.5%, the effect of improving the high temperature and room temperature strength is insufficient. On the other hand, if the Mn content exceeds 2.0%, the workability is insufficient when the fin 4 is produced. To do. Therefore, the Mn content in the alloy constituting the fin is 0.5 to 2.0%.
＜Ｓｉ：１．５％以下＞
Ｓｉを含有することによって、Ｍｎとの化合物を形成し、強度向上効果を奏し得るようにする。Ｓｉ含有量が上記範囲を外れると、フィンの分離が発生し易くなる。
＜Ｆｅ：１．０％以下＞
Ｆｅはフィン４の強度を向上させるが、Ｆｅの含有量が１．０％を超えると、フィン４自身の自己腐食速度が増加するので耐食性が低下する。
<Si: 1.5% or less>
By containing Si, a compound with Mn is formed, and an effect of improving the strength can be obtained. If the Si content is out of the above range, fin separation is likely to occur.
<Fe: 1.0% or less>
Fe improves the strength of the fin 4, but if the Fe content exceeds 1.0%, the self-corrosion rate of the fin 4 itself increases, so that the corrosion resistance decreases.
「ヘッダーパイプ」
ヘッダーパイプ１、２を構成するアルミニウム合金は、Ａｌ−Ｍｎ系をベースとしたアルミニウム合金が好ましい。
例えば、Ｍｎ：０．０５〜１．５０％を含有することが好ましく、他の元素として、Ｃｕ：０．０５〜０．８％、Ｚｒ：０．０５〜０．１５％を含有することができる。
"Header pipe"
The aluminum alloy constituting the header pipes 1 and 2 is preferably an aluminum alloy based on an Al—Mn system.
For example, it is preferable to contain Mn: 0.05 to 1.50%, and as other elements, Cu: 0.05 to 0.8%, Zr: 0.05 to 0.15% may be contained. it can.
次に、以上説明したヘッダーパイプ１、２チューブ３及びフィン４を主たる構成要素とする熱交換器１００の製造方法について説明する。
図３は、フィン４との接合面にろう付用塗膜７を塗布したチューブ３を使用して、ヘッダーパイプ１、２、チューブ３及びフィン４を組み立てた状態を示す熱交換器組立体１０１の部分拡大図であって、加熱ろう付けする前の状態を示している。図３に示す熱交換器組立体１０１において、チューブ３はその一端をヘッダーパイプ１に設けたスリット６に挿入し取り付けられている。また、ヘッダーパイプ１、２の芯材１１の表面側にろう材層１３が設けられている。
Next, the manufacturing method of the heat exchanger 100 which uses the header pipe 1, 2 tube 3, and the fin 4 demonstrated above as main components is demonstrated.
FIG. 3 shows a heat exchanger assembly 101 showing a state in which the header pipes 1, 2, the tubes 3 and the fins 4 are assembled using the tubes 3 in which the brazing coating 7 is applied to the joint surfaces with the fins 4. It is the elements on larger scale of this, Comprising: The state before heat brazing is shown. In the heat exchanger assembly 101 shown in FIG. 3, the tube 3 is attached by inserting one end thereof into a slit 6 provided in the header pipe 1. A brazing filler metal layer 13 is provided on the surface side of the core 11 of the header pipes 1 and 2.
図３に示すように組み立てられたヘッダーパイプ１、２、チューブ３及びフィン４からなる熱交換器組立体１０１をろう材の融点以上の温度に加熱し、加熱後に冷却すると、ろう材層１３、ろう付用塗膜７が溶けた後に固化して図２に示すようにヘッダーパイプ１とチューブ３、チューブ３とフィン４が各々接合され、図１と図２に示す構造の熱交換器１００が得られる。この時、ヘッダーパイプ１、２の内周面のろう材層１３は溶融してスリット６近傍に流れ、第１のフィレット部８を形成してヘッダーパイプ１、２とチューブ３とが接合される。また、チューブ３の表裏面のろう付用塗膜７は溶融してＡｌ−ＳｉろうあるいはＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎろうとなり、毛管力によりフィン４近傍に流れ、第２のフィレット部９を形成してチューブ３とフィン４とが接合される。また、ヘッダーパイプ１、２の表面に設けられていたろう材層１３はろう付け後に僅かに表面に残留する。 When the heat exchanger assembly 101 composed of the header pipes 1, 2, the tubes 3 and the fins 4 assembled as shown in FIG. 3 is heated to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material and cooled after the heating, the brazing material layer 13, After the brazing coating 7 is melted, it is solidified and the header pipe 1 and the tube 3 and the tube 3 and the fin 4 are joined together as shown in FIG. 2, and the heat exchanger 100 having the structure shown in FIGS. can get. At this time, the brazing filler metal layer 13 on the inner peripheral surface of the header pipes 1 and 2 melts and flows in the vicinity of the slit 6 to form the first fillet portion 8 so that the header pipes 1 and 2 and the tube 3 are joined. . Also, the brazing coating 7 on the front and back surfaces of the tube 3 melts to become Al—Si brazing or Al—Si—Zn brazing, and flows near the fins 4 by capillary force to form the second fillet portion 9. The tube 3 and the fin 4 are joined. Further, the brazing material layer 13 provided on the surfaces of the header pipes 1 and 2 slightly remains on the surface after brazing.
ろう付に際し、不活性雰囲気などの適切な雰囲気で適温に加熱して、ろう付用塗膜７、ろう材層１３を溶解させる。そうすると、フラックスの活性度が上がって、フラックス中のＺｎが被ろう付材（チューブ３）表面側または下面側に析出し、その肉厚方面に拡散するのに加え、ろう材及び被ろう付材の双方の表面の酸化皮膜を破壊してろう材と被ろう付材との間のぬれを促進する。
ろう付の条件は特に限定されない。一例として、炉内を窒素雰囲気とし、熱交換器組立体１０１を昇温速度５℃／分以上でろう付温度（実体到達温度）５８０〜６２０℃に加熱し、ろう付温度で３０秒以上保持し、ろう付温度から４００℃までの冷却速度を１０℃／分以上として冷却してもよい。
In brazing, the brazing coating film 7 and the brazing material layer 13 are dissolved by heating to an appropriate temperature in an appropriate atmosphere such as an inert atmosphere. Then, the activity of the flux is increased, Zn in the flux is precipitated on the surface side or the lower surface side of the brazing material (tube 3) and diffuses in the thickness direction of the brazing material and brazing material. By destroying the oxide film on both surfaces, wetting between the brazing material and the brazing material is promoted.
The conditions for brazing are not particularly limited. As an example, the inside of the furnace is in a nitrogen atmosphere, and the heat exchanger assembly 101 is heated to a brazing temperature (substance attainment temperature) of 580 to 620 ° C. at a rate of temperature increase of 5 ° C./min or more and held at the brazing temperature for 30 seconds or more. However, the cooling rate from the brazing temperature to 400 ° C. may be 10 ° C./min or more.
ろう付に際し、チューブ３及びフィン４を構成するアルミニウム合金のマトリックスの一部がチューブ３に塗布されたろう付用塗膜７の組成物と反応してろうＡｌ−Ｓｉろう、Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろうのいずれか１種以上）となって濡れ拡がり、後にこれらのろうが冷却されて第２のフィレット部９が形成され、チューブ３とフィン４とがろう付される。
また、ヘッダーパイプ１、２とチューブ３を構成するアルミニウム合金のマトリックスの一部がチューブ３に塗布されたろう付け用塗膜７の組成物と反応してろうとなって濡れ広がり、後にこれらのろうが冷却されて第１のフィレット部８が形成され、チューブ３とヘッダーパイプ１、２がろう付けされる。
チューブ３の上面と下面ではろう付によってフラックス中のＺｎが拡散してチューブ３の表面側または下面側に溶融拡散層３Ｅが形成され、チューブ表面側または下面側でＺｎの拡散を受けている領域がチューブ３の肉厚方向の内部側（Ｚｎの拡散を受けていない領域）よりも卑になる。ここで、チューブ３の肉厚方向の内部側とは溶融拡散層３Ｅが形成されているチューブ３の表面領域あるいは裏面領域よりチューブ３の肉厚方向に深い領域を示す。また、チューブ３の表面側あるいは裏面側に形成されている溶融拡散層３Ｅの表面電位あるいは裏面電位と前記チューブ３の内部側との電位差は６０ｍＶ以上あることが望ましい。
At the time of brazing, a part of the matrix of the aluminum alloy constituting the tube 3 and the fin 4 reacts with the composition of the coating film 7 for brazing applied to the tube 3, so that Al—Si brazing, Al—Si—Zn brazing. Any one or more of the above) and wetting and spreading, and then these waxes are cooled to form the second fillet portion 9, and the tubes 3 and the fins 4 are brazed.
Further, a part of the matrix of the aluminum alloy constituting the header pipes 1 and 2 and the tube 3 reacts with the composition of the coating film 7 for brazing applied to the tube 3 and becomes wet and spreads. It cools and the 1st fillet part 8 is formed and the tube 3 and the header pipes 1 and 2 are brazed.
Region in which Zn in the flux diffuses by brazing on the upper surface and the lower surface of the tube 3 to form a molten diffusion layer 3E on the surface side or the lower surface side of the tube 3, and the Zn is diffused on the tube surface side or the lower surface side However, it becomes lower than the inner side of the tube 3 in the thickness direction (region not subjected to Zn diffusion). Here, the inner side in the thickness direction of the tube 3 indicates a region deeper in the thickness direction of the tube 3 than the surface region or the back surface region of the tube 3 where the melt diffusion layer 3E is formed. Further, the potential difference between the surface potential or the back surface potential of the melt diffusion layer 3E formed on the front surface side or the back surface side of the tube 3 and the inner side of the tube 3 is desirably 60 mV or more.
第２のフィレット部９に含まれるＺｎ量は、ろう付け用塗膜７に含まれるＺｎ量とチューブ３に含まれるＺｎ量に応じて変化し、塗膜７からのＺｎの拡散とチューブ３からのＺｎの拡散に影響を受ける。フィン４にはＺｎが含まれているのでチューブ３より電位は低くなる。
チューブ３の上面または下面とヘッダーパイプ１、２が接近している部分ではろう付け用塗膜７の組成物とヘッダーパイプ１、２を構成するアルミニウム合金のマトリックスの一部とが反応して第１のフィレット部８が形成されている。ヘッダーパイプ１、２に近い位置のチューブ３の表面電位はＺｎの拡散を受けているので第１のフィレット部８の電位より低くなる。例えば、チューブ３の表面側に形成されている融拡散層３Ｅの表面電位は第１のフィレット部８の電位より２０ｍＶ以上卑とされていることが好ましい。
これらの電位関係から、一例として、チューブ３の肉厚方向内部側（溶融拡散層３Ｅを除くチューブ３の内部側）の孔食電位が−７４５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、溶融拡散層３の表面部分の孔食電位が−８７０ｍＶ ｖｓ ＳＣＥであるならば、第１のフィレット部８の孔食電位は−８４０〜−８５０ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、ヘッダーパイプ１、２の孔食電位は−７１０ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、ヘッダーパイプ１、２の表面側の残留したろう付け層表面部分の孔食電位は−７２５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥとなる。また、フィン４の孔食電位は−８４０ｍＶ ｖｓ ＳＣＥとなる。
The amount of Zn contained in the second fillet portion 9 varies depending on the amount of Zn contained in the coating film 7 for brazing and the amount of Zn contained in the tube 3, and the diffusion of Zn from the coating film 7 and the tube 3. Affected by Zn diffusion. Since the fin 4 contains Zn, the potential is lower than that of the tube 3.
In the portion where the upper or lower surface of the tube 3 and the header pipes 1 and 2 are close to each other, the composition of the brazing coating 7 reacts with a part of the matrix of the aluminum alloy constituting the header pipes 1 and 2. 1 fillet portion 8 is formed. The surface potential of the tube 3 at a position close to the header pipes 1 and 2 is lower than the potential of the first fillet portion 8 because it has been subjected to Zn diffusion. For example, it is preferable that the surface potential of the fusion diffusion layer 3E formed on the surface side of the tube 3 is 20 mV or more lower than the potential of the first fillet portion 8.
From these potential relationships, as an example, the pitting corrosion potential on the inner side in the thickness direction of the tube 3 (the inner side of the tube 3 excluding the melt diffusion layer 3E) is −745 mV vs SCE, and the pitting corrosion on the surface portion of the melt diffusion layer 3 If the potential is −870 mV vs SCE, the pitting corrosion potential of the first fillet portion 8 is −840 to −850 mV vs SCE, the pitting corrosion potential of the header pipes 1 and 2 is −710 mV vs SCE, and the header pipes 1 and 2. The pitting corrosion potential of the surface portion of the brazing layer remaining on the surface side is −725 mV vs SCE. Moreover, the pitting corrosion potential of the fin 4 is −840 mV vs SCE.
このような電位勾配を有した熱交換器１００であるならば、一番卑な部分から腐食が進行する。例えば、図４に示す第１のフィレット部８と第２のフィレット部９の間のチューブ３の表面から腐食が進行するが、ここでは、Ｚｎの拡散により生成された溶融拡散層３Ｅが形成され、チューブ３の肉厚方向の深い部分にはＺｎの拡散がなされていないので、腐食形態は孔食ではなく面食となる。このため、溶融拡散層３Ｅの部分が面食となって腐食してゆく。例えば、一例として第１のフィレット部８と第２のフィレット部９との間の領域及び第２のフィレット部９、９の間の領域が符号ｇで示すように薄く面食されてゆく。 In the case of the heat exchanger 100 having such a potential gradient, corrosion proceeds from the lowest part. For example, the corrosion proceeds from the surface of the tube 3 between the first fillet portion 8 and the second fillet portion 9 shown in FIG. 4, but here, a molten diffusion layer 3E generated by the diffusion of Zn is formed. Since the Zn is not diffused in the deep part of the tube 3 in the thickness direction, the corrosion form is not pitting corrosion but surface corrosion. For this reason, the part of the melt diffusion layer 3E becomes corroded and corrodes. For example, as an example, a region between the first fillet portion 8 and the second fillet portion 9 and a region between the second fillet portions 9 and 9 are thinly eroded as indicated by a symbol g.
しかし、チューブ３の深い部分の孔食電位は−７４５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥであるので、面食はいずれ停止し、代わりに第１のフィレット部８の腐食が進行し、第１のフィレット部８の腐食が止まるまでチューブ３の腐食は進行しない。チューブ３の表面が腐食された後、チューブ表面近傍の電位バランスを見れば、第１のフィレット部８とチューブ３との電位差が小さいほど短期間で電位が逆転するので、第１のフィレット部８とチューブ３との電位差が大きい方が望ましい。例えば、電位差が２０ｍＶ以上あることが望ましい。
なお、一例として、ヘッダーパイプ１、２の表面に一部残留しているろう材層１３の表面の孔食電位は−７２５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、ヘッダーパイプ１、２自体の孔食電位は−７１０ｍＶ ｖｓ ＳＣＥである。従って、これらの部分の腐食も進行し易いが、ヘッダーパイプ１、２の肉厚は約１.０〜１.２ｍｍであり、チューブ３の肉厚の約０.２〜０.３ｍｍよりも相当厚いので、ヘッダーパイプ１、２において貫通孔は簡単には形成されない。
However, since the pitting corrosion potential of the deep portion of the tube 3 is −745 mV vs SCE, the surface corrosion will eventually stop, and the corrosion of the first fillet portion 8 will proceed instead, and the corrosion of the first fillet portion 8 will stop. Until the corrosion of the tube 3 does not proceed. If the potential balance in the vicinity of the tube surface is observed after the surface of the tube 3 is corroded, the potential is reversed in a shorter period as the potential difference between the first fillet portion 8 and the tube 3 is smaller. Therefore, the first fillet portion 8 It is desirable that the potential difference between the tube 3 and the tube 3 is large. For example, the potential difference is desirably 20 mV or more.
As an example, the pitting corrosion potential of the surface of the brazing filler metal layer 13 partially remaining on the surfaces of the header pipes 1 and 2 is −725 mV vs SCE, and the pitting corrosion potential of the header pipes 1 and 2 itself is −710 mV vs SCE. It is. Therefore, although corrosion of these parts is likely to proceed, the thickness of the header pipes 1 and 2 is about 1.0 to 1.2 mm, which is considerably larger than the thickness of the tube 3 of about 0.2 to 0.3 mm. Since it is thick, the through holes are not easily formed in the header pipes 1 and 2.
本実施の形態によれば、ろう付に際して、Ｓｉ粉末の残渣もなく、良好なろう付がなされ、チューブ３とフィン４との間に確実に第２のフィレット部９が形成され、第２のフィレット部９も腐食され難くなる。
得られた熱交換器１００は、チューブ３の上面と下面に適度なＺｎ濃度の溶融拡散層３Ｅが形成されて孔食が防止され、第２のフィレット部９の腐食が抑制され、第２のフィレット部９の脱落が生じ難いので、長期に亘ってチューブ３とフィン４とが確実に接合されたままとなり、良好な熱交換性能が維持される。即ち、チューブ３に孔食が生じ難く、チューブ３自体の耐食性に優れるとともに、第２のフィレット部９の腐食抑制により第２のフィレット部９の脱落を生じ難い熱交換器１００を提供できる。
また、電位差の関係から、第１のフィレット部８の孔食電位よりチューブ３の内部側の電位の方が１０ｍＶ以上貴であることが好ましい。この観点からチューブ３の溶融拡散層表面とチューブ３の肉厚方向内部側の電位差が６０ｍＶ以上あることが望ましい。
According to the present embodiment, when brazing, there is no residue of Si powder and good brazing is performed, and the second fillet portion 9 is reliably formed between the tube 3 and the fin 4, and the second The fillet portion 9 is also hardly corroded.
In the obtained heat exchanger 100, the melt diffusion layer 3E having an appropriate Zn concentration is formed on the upper surface and the lower surface of the tube 3 to prevent pitting corrosion, and corrosion of the second fillet portion 9 is suppressed. Since the fillet portion 9 is unlikely to drop off, the tubes 3 and the fins 4 remain reliably bonded over a long period of time, and good heat exchange performance is maintained. That is, it is possible to provide the heat exchanger 100 in which pitting corrosion does not easily occur in the tube 3, the tube 3 itself has excellent corrosion resistance, and the second fillet portion 9 does not easily fall off due to the corrosion suppression of the second fillet portion 9.
In addition, in view of the potential difference, it is preferable that the potential on the inner side of the tube 3 be no less than 10 mV than the pitting corrosion potential of the first fillet portion 8. From this viewpoint, it is desirable that the potential difference between the surface of the melt diffusion layer of the tube 3 and the inner side in the thickness direction of the tube 3 is 60 mV or more.
以上説明のような電位関係とするためには、ろう付け用塗膜７に含まれているＺｎ量を増減することで実現できる。あるいはろう付け用塗膜７の塗布量の増減で実現できる。
一例として、前記構成の熱交換器１００の場合、Ｚｎフラックスの塗布量５.５ｇ／ｍ２の場合は、ヘッダーパイプ１、２の外側の孔食電位−７３６ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第１のフィレット部８の孔食電位−８００ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、ヘッダーパイプ近傍の溶融拡散層３Ｅの表面の孔食電位−８１１ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、フィン間のチューブ表面の孔食電位−８０５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、チューブ内部の孔食電位−７４５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第２フィレット部の孔食電位−９３１ｍＶ ｖｓ ＳＣＥに調整することができる。
The potential relationship as described above can be realized by increasing or decreasing the amount of Zn contained in the brazing coating 7. Or it can implement | achieve by increase / decrease in the application quantity of the coating film 7 for brazing.
As an example, in the case of the heat exchanger 100 having the above-described configuration, when the coating amount of Zn flux is 5.5 g / m 2 , the pitting corrosion potential outside the header pipes 1 and 2 is −736 mV vs SCE, the first fillet portion 8. Pitting corrosion potential of -800 mV vs SCE, pitting corrosion potential of the surface of the melt diffusion layer 3E near the header pipe -811 mV vs SCE, pitting corrosion potential of the tube surface between the fins -805 mV vs SCE, pitting corrosion potential inside the tube -745 mV It can be adjusted to vs SCE, the pitting corrosion potential of the second fillet -931 mV vs SCE.
Ｚｎフラックスの塗布量８.０ｇ／ｍ２の場合は、ヘッダーパイプ１、２の外側の孔食電位−７３６ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第１のフィレット部８の孔食電位−８１１ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、ヘッダーパイプ近傍の溶融拡散層３Ｅの表面の孔食電位−８２５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、フィン間のチューブ表面の孔食電位−８１３ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、チューブ内部の孔食電位−７４５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第２フィレット部の孔食電位−９３８ｍＶ ｖｓ ＳＣＥに調整することができる。
Ｚｎフラックスの塗布量８.５ｇ／ｍ２の場合は、ヘッダーパイプ１、２の外側の孔食電位−７３６ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第１のフィレット部８の孔食電位−８１３ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、ヘッダーパイプ近傍の溶融拡散層３Ｅの表面の孔食電位−８３３ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、フィン間のチューブ表面の孔食電位−８２０ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、チューブ内部の孔食電位−７４５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第２フィレット部の孔食電位−９４２ｍＶ ｖｓ ＳＣＥに調整することができる。
When the coating amount of Zn flux is 8.0 g / m 2 , the pitting corrosion potential outside the header pipes 1 and 2 is −736 mV vs SCE, the pitting corrosion potential of the first fillet 8 is −811 mV vs SCE, and the vicinity of the header pipe Pitting corrosion potential on the surface of the melt diffusion layer 3E -825 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the tube surface between fins -813 mV vs SCE, pitting corrosion potential inside the tube -745 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the second fillet -938 mV Can be adjusted to vs SCE.
In the case of an application amount of Zn flux of 8.5 g / m 2 , the pitting corrosion potential on the outside of the header pipes 1 and 2 is 736 mV vs SCE, the pitting corrosion potential on the first fillet portion 8 is 813 mV vs SCE, Pitting corrosion potential on the surface of the melt diffusion layer 3E -833 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the tube surface between fins -820 mV vs SCE, pitting corrosion potential inside the tube -745 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the second fillet -942 mV Can be adjusted to vs SCE.
Ｚｎフラックスの塗布量９.０ｇ／ｍ２の場合は、ヘッダーパイプ１、２の外側の孔食電位−７３６ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第１のフィレット部８の孔食電位−８１８ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、ヘッダーパイプ近傍の溶融拡散層３Ｅの表面の孔食電位−８４０ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、フィン間のチューブ表面の孔食電位−８３０ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、チューブ内部の孔食電位−７４５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第２フィレット部の孔食電位−９４７ｍＶ ｖｓ ＳＣＥに調整することができる。
Ｚｎフラックスの塗布量９.５ｇ／ｍ２の場合は、ヘッダーパイプ１、２の外側の孔食電位−７３６ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第１のフィレット部８の孔食電位−８２３ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、ヘッダーパイプ近傍の溶融拡散層３Ｅの表面の孔食電位−８４９ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、フィン間のチューブ表面の孔食電位−８４０ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、チューブ内部の孔食電位−７４５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第２フィレット部の孔食電位−９４８ｍＶ ｖｓ ＳＣＥに調整することができる。
When the coating amount of Zn flux is 9.0 g / m 2 , the pitting corrosion potential outside the header pipes 1 and 2 is −736 mV vs SCE, the pitting corrosion potential of the first fillet portion 8 is −818 mV vs SCE, Pitting corrosion potential on the surface of the melt diffusion layer 3E -840 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the tube surface between fins -830 mV vs SCE, pitting corrosion potential inside the tube -745 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the second fillet -947 mV Can be adjusted to vs SCE.
In the case where the coating amount of Zn flux is 9.5 g / m 2 , the pitting corrosion potential outside the header pipes 1 and 2 is −736 mV vs SCE, the pitting corrosion potential of the first fillet portion 8 is −823 mV vs SCE, Pitting corrosion potential on the surface of the melt diffusion layer 3E −849 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the tube surface between fins −840 mV vs SCE, pitting corrosion potential inside the tube −745 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the second fillet portion −948 mV Can be adjusted to vs SCE.
Ｚｎフラックスの塗布量１０.０ｇ／ｍ２の場合は、ヘッダーパイプ１、２の外側の孔食電位−７３６ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第１のフィレット部８の孔食電位−８２１ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、ヘッダーパイプ近傍の溶融拡散層３Ｅの表面の孔食電位−８４９ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、フィン間のチューブ表面の孔食電位−８３８ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、チューブ内部の孔食電位−７４５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第２フィレット部の孔食電位−９４５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥに調整することができる。 When the coating amount of Zn flux is 10.0 g / m 2 , the pitting corrosion potential outside the header pipes 1 and 2 is −736 mV vs SCE, the pitting corrosion potential of the first fillet portion 8 is −821 mV vs SCE, Pitting corrosion potential on the surface of the melt diffusion layer 3E −849 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the tube surface between fins −838 mV vs SCE, pitting corrosion potential inside the tube −745 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the second fillet −945 mV Can be adjusted to vs SCE.
Ｚｎフラックスの塗布量１２.０ｇ／ｍ２の場合は、ヘッダーパイプ１、２の外側の孔食電位−７３６ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第１のフィレット部８の孔食電位−８３２ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、ヘッダーパイプ近傍の溶融拡散層３Ｅの表面の孔食電位−８６２ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、フィン間のチューブ表面の孔食電位−８５１ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、チューブ内部の孔食電位−７４５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第２フィレット部の孔食電位−９４２ｍＶ ｖｓ ＳＣＥに調整することができる。
Ｚｎフラックスの塗布量１５.０ｇ／ｍ２の場合は、ヘッダーパイプ１、２の外側の孔食電位−７３６ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第１のフィレット部８の孔食電位−８４７ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、ヘッダーパイプ近傍の溶融拡散層３Ｅの表面の孔食電位−９０７ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、フィン間のチューブ表面の孔食電位−８７４ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、チューブ内部の孔食電位−７４５ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ、第２フィレット部の孔食電位−９６３ｍＶ ｖｓ ＳＣＥに調整することができる。
以上説明の如くＺｎフラックス塗布量の調整により各部の電位を調整できる。なお、これらの塗布量と電位の関係はＺｎフラックスに含まれているＺｎ量を調整することで適宜変更可能であり、上述の記載は一例に過ぎない。
In the case of a Zn flux coating amount of 12.0 g / m 2 , the pitting corrosion potential outside the header pipes 1 and 2 is −736 mV vs SCE, the pitting corrosion potential of the first fillet portion 8 is −832 mV vs SCE, and the vicinity of the header pipe Pitting corrosion potential on the surface of the melt diffusion layer 3E -862 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the tube surface between fins -851 mV vs SCE, pitting corrosion potential inside the tube -745 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the second fillet -942 mV Can be adjusted to vs SCE.
In the case of the Zn flux coating amount of 15.0 g / m 2 , the pitting corrosion potential outside the header pipes 1 and 2 is −736 mV vs SCE, the pitting corrosion potential of the first fillet 8 is −847 mV vs SCE, Pitting corrosion potential on the surface of the melt diffusion layer 3E -907 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the tube surface between fins -874 mV vs SCE, pitting corrosion potential inside the tube -745 mV vs SCE, pitting corrosion potential on the second fillet -963 mV Can be adjusted to vs SCE.
As described above, the potential of each part can be adjusted by adjusting the Zn flux application amount. The relationship between the coating amount and the potential can be appropriately changed by adjusting the amount of Zn contained in the Zn flux, and the above description is merely an example.
Ａｌ合金から押出によりチューブを作製し、Ａｌ合金からフィンを作製した。
チューブ用Ａｌ合金を均質加熱処理後、熱間押出によりチューブ（肉厚ｔ：０．３ｍｍ×幅Ｗ：１８ｍｍ×全体厚Ｔ：１．３ｍｍ、１９穴の扁平状の押出多孔チューブを作製した。
フィン用Ａｌ合金を均質加熱処理後、熱間圧延、冷間圧延することにより、厚さ０．０８ｍｍの板材を得た。この板材をコルゲート加工することにより、フィンを作製した。
次に、チューブの表面に、後に示すろう材組成物をロール塗布し、１５０℃で３分間乾燥させた。
ここで用いたチューブ用Ａｌ合金は、Ｓｉ：０.３５％（質量％、以下同じ）、Ｆｅ：０.２５％、Ｍｎ：０．３％、Ｃｕ：０．０５％、残部Ａｌと不可避不純物の組成のＡｌ合金である。
フィン用Ａｌ合金は、Ｓｉ：０.３５％（質量％、以下同じ）、Ｆｅ：０.７％、Ｍｎ：１．３％、Ｚｎ：１．５％、Ｃｕ：０．０５％、残部Ａｌと不可避不純物の組成のＡｌ合金である。
ヘッダーパイプを構成するＡｌ合金は、ＪＩＳ３００３合金を用い、このヘッダーパイプの表面にろう材層（ＪＩＳ４０４５合金）を形成したものを用いた。
A tube was produced from the Al alloy by extrusion, and fins were produced from the Al alloy.
After the Al alloy for tubes was subjected to homogeneous heat treatment, a tube (wall thickness t: 0.3 mm × width W: 18 mm × total thickness T: 1.3 mm, 19-hole flat extruded porous tube was produced by hot extrusion.
A plate material having a thickness of 0.08 mm was obtained by homogeneously heat-treating the Al alloy for fins, followed by hot rolling and cold rolling. Fins were produced by corrugating this plate material.
Next, a brazing material composition to be described later was roll-coated on the surface of the tube and dried at 150 ° C. for 3 minutes.
The Al alloy for tubes used here is Si: 0.35% (mass%, the same applies hereinafter), Fe: 0.25%, Mn: 0.3%, Cu: 0.05%, the balance Al and inevitable impurities. An Al alloy having the composition
The Al alloy for fins is Si: 0.35% (mass%, the same applies hereinafter), Fe: 0.7%, Mn: 1.3%, Zn: 1.5%, Cu: 0.05%, balance Al Al alloy with a composition of inevitable impurities.
As the Al alloy constituting the header pipe, a JIS3003 alloy was used, and a brazing filler metal layer (JIS4045 alloy) was formed on the surface of the header pipe.
チューブ表面に塗布するろう材組成物は、Ｓｉ粉末（Ｄ（９９）粒度１５μｍ：Ｄ（９９）は小粒径側からの体積基準の積算粒度分布が９９％となる径である。）、Ｚｎ含有フラックス（ＫＺｎＦ３）及びバインダー（アクリル樹脂）と溶剤（イソプロピルアルコール等のアルコールを含む）からなる塗料である。このろう付組成物塗料として、以下の表１の塗膜組成のものを用いた。 The brazing filler metal composition to be applied to the tube surface is Si powder (D (99) particle size 15 μm: D (99) is a diameter with which the volume-based integrated particle size distribution from the small particle size side is 99%), Zn It is a coating material comprising a flux (KZnF 3 ) and a binder (acrylic resin) and a solvent (including alcohol such as isopropyl alcohol). As the brazing composition paint, the coating composition shown in Table 1 below was used.
次に、チューブ、ヘッダーパイプ及びフィンを図３に示すように熱交換器組立体の一部として組み立て、この組立品を加熱炉で６００℃まで加熱して２分間保持し、その後冷却する条件にてろう付を行った。なお、いずれもろう付は、窒素ガス雰囲気の炉中で行った。
ろう付け後のチューブ、ヘッダーパイプ及びフィンからなる熱交換器をＳＷＡＡＴ４０日の腐食試験に供し、試験後に熱交換器の各部に生じた腐食状態を観察した。これらの結果を図５〜図８にまとめて示す。
Next, the tubes, header pipes and fins are assembled as part of the heat exchanger assembly as shown in FIG. 3, and the assembly is heated to 600 ° C. in a heating furnace and held for 2 minutes and then cooled. We performed brazing. In either case, brazing was performed in a furnace in a nitrogen gas atmosphere.
The heat exchanger composed of the tube, the header pipe and the fin after brazing was subjected to a SWAAT 40 day corrosion test, and the corrosion state generated in each part of the heat exchanger after the test was observed. These results are collectively shown in FIGS.
図５、図６では、ヘッダーパイプおよびチューブの接合部と、ヘッダーパイプ近傍のチューブ表面と、ヘッダーパイプ近傍のチューブＲ部について、Ｚｎ含有フラックス量５.５ｇ／ｍ２、８.０ｇ／ｍ２、８．５ｇ／ｍ２、９．０ｇ/ｍ２、９．５ｇ／ｍ２、１０.０ｇ／ｍ２、１２ｇ／ｍ２、１５ｇ／ｍ２により欄に分けて各々の腐食試験後の断面写真を示す。
図７、図８では、チューブ長さ方向中央部の表面と、チューブ長さ方向中央部に位置するＲ部と、フィンおよびチューブの接合部について、Ｚｎ含有フラックス量５.５ｇ／ｍ２、８.０ｇ／ｍ２、８．５ｇ／ｍ２、９．０ｇ/ｍ２、９．５ｇ／ｍ２、１０.０ｇ／ｍ２、１２ｇ／ｍ２、１５ｇ／ｍ２により欄に分けて各々の腐食試験後の断面写真を示す。
5 and 6, the Zn-containing flux amount is 5.5 g / m 2 and 8.0 g / m 2 for the header pipe and tube junction, the tube surface near the header pipe, and the tube R near the header pipe. , 8.5g / m 2, 9.0g / m 2, 9.5g / m 2, cross-section after the corrosion test of each divided in the column by 10.0g / m 2, 12g / m 2, 15g / m 2 Show photos.
7 and 8, the Zn-containing flux amount is 5.5 g / m 2 , 8 for the surface of the tube length direction center portion, the R portion located in the tube length direction center portion, and the joint portion of the fin and the tube. .0g / m 2, 8.5g / m 2, 9.0g / m 2, 9.5g / m 2, by 10.0g / m 2, 12g / m 2, 15g / m 2 of each divided in the column The cross-sectional photograph after a corrosion test is shown.
図５、図６に示すように、ヘッダーパイプおよびチューブの接合部と、ヘッダーパイプ近傍のチューブ表面と、ヘッダーパイプ近傍のチューブＲ部について、塗膜組成１、２を用いた試料は腐食生成物の発生により剥離が生じていた。即ち、Ｚｎ含有フラックス量５.５ｇ／ｍ２、８.０ｇ／ｍ２の塗膜では耐食性に問題を生じたが、Ｚｎ含有フラックス量８.５ｇ／ｍ２〜１５.０ｇ／ｍ２の塗膜組成３〜８の試料では耐食性について問題を生じなかった。
また、いずれの試料もヘッダーパイプ近傍のチューブ表面は面食となっているが、ヘッダーパイプ近傍のチューブＲ部においてＺｎ含有フラックス量５.５ｇ／ｍ２の塗膜、８.０ｇ／ｍ２の塗膜では腐食の進行が見られた。
図７、図８に示すように、チューブ表面はＺｎ含有フラックス量の増加とともに明瞭な面食となっており、Ｚｎ含有フラックス量の低い試料であっても腐食深さは小さかった。チューブＲ部について、Ｚｎ含有フラックス量の低い試料に腐食の進行が見られ、フィンおよびチューブの接合部についてもＺｎ含有フラックス量の低い試料に腐食の進行が見られたが、いずれも問題となるほど深い腐食ではなかった。
As shown in FIG. 5 and FIG. 6, the sample using the coating compositions 1 and 2 is a corrosion product for the header pipe and tube joint, the tube surface in the vicinity of the header pipe, and the tube R in the vicinity of the header pipe. Peeling occurred due to the occurrence of. That, Zn-containing flux amount 5.5 g / m 2, resulted in a problem in corrosion resistance in the coating film of 8.0 g / m 2, coating of Zn-containing flux amount 8.5g / m 2 ~15.0g / m 2 The samples having the film compositions 3 to 8 did not cause a problem with respect to the corrosion resistance.
In all samples, the surface of the tube near the header pipe is chamfered. However, a coating with a Zn-containing flux amount of 5.5 g / m 2 and a coating of 8.0 g / m 2 is applied to the tube R portion near the header pipe. Progress of corrosion was observed in the film.
As shown in FIGS. 7 and 8, the tube surface became clear as the Zn-containing flux amount increased, and the corrosion depth was small even for samples with a low Zn-containing flux amount. Regarding the tube R part, the progress of corrosion was observed in the sample having a low Zn-containing flux amount, and the progress of corrosion was also observed in the sample having a low Zn-containing flux amount at the joint portion of the fin and the tube. It was not deep corrosion.
図５、図６に示すヘッダーパイプとチューブの腐食試験後の接合部断面の写真についてＺｎ含有フラックス量８.０ｇ／ｍ２、８．５ｇ／ｍ２、１０ｇ／ｍ２の断面写真を図９に比較して示す。図９に示すように塗膜組成２の試料においてヘッダーパイプとチューブの接合部において、孔が形成されているので、Ｚｎフラックス量が少ない場合は熱交換器として問題を生じるおそれがある。
図１０に図５、図６に示したヘッダー近傍チューブ表面試料（Ｚｎ含有フラックス量５.５ｇ／ｍ２、８．０ｇ／ｍ２、１０ｇ／ｍ２）の最大腐食深さを示すが、塗膜組成１を用いた試料は最大腐食深さが大きかったが特に問題となる腐食深さではなかった。
FIG. 9 is a cross-sectional photograph of the Zn-containing flux amount of 8.0 g / m 2 , 8.5 g / m 2 , and 10 g / m 2 with respect to the photograph of the cross section of the header pipe and tube after the corrosion test shown in FIG. It shows in comparison with. As shown in FIG. 9, since a hole is formed at the joint between the header pipe and the tube in the sample having the coating composition 2, if the amount of Zn flux is small, there is a possibility of causing a problem as a heat exchanger.
FIG. 10 shows the maximum corrosion depth of the tube surface sample near the header shown in FIGS. 5 and 6 (Zn-containing flux amount 5.5 g / m 2 , 8.0 g / m 2 , 10 g / m 2 ). The sample using the film composition 1 had a large maximum corrosion depth, but it was not a particularly problematic corrosion depth.
なお、図５〜図１０においてチューブ表面あるいはフィン／チューブ接合部と説明記載した断面写真の多くは、冷媒通路３Ｃを内柱３Ｄで仕切る構造の図１１に示す多穴管型のチューブ３において、冷媒通路３Ｃの幅方向中央部に対応するチューブ表面部分をチューブ３の長さ方向に沿う切断面に沿って観察した結果である。ただし、図７の塗膜組成１の場合のチューブ表面とフィン／チューブ接合部と説明記載した断面写真は、図１１に示すチューブ３の内柱３Ｄの１つに沿ってチューブ３の長さ方向に沿う切断面を策定し、その切断面に沿って観察した結果である。
図１１に示すチューブ３の下方に冷媒通路に沿った切断面の観察結果である写真と、内柱に沿った切断面の観察結果である写真を対比して示す。図１１に切断面の位置を明瞭とするために、鎖線で切断位置を示した。図１１に示すように冷媒通路３Ｃに沿った切断面の観察写真は冷媒通路３Ｃの上に薄い肉厚のチューブ上壁を観察することができ、内柱３Ｄに沿った切断面の観察写真は内柱部分の厚い肉厚の切断面を観察することができる。
5 to 10, many of the cross-sectional photographs described as the tube surface or the fin / tube junction are in the multi-hole tube type tube 3 shown in FIG. 11 having a structure in which the refrigerant passage 3C is partitioned by the inner pillar 3D. It is the result of having observed the tube surface part corresponding to the width direction center part of 3 C of refrigerant paths along the cut surface in alignment with the length direction of the tube 3. FIG. However, in the case of the coating film composition 1 in FIG. 7, the cross-sectional photograph explaining the tube surface and the fin / tube joint is along the length direction of the tube 3 along one of the inner pillars 3D of the tube 3 shown in FIG. 11. This is a result of observing along the cut surface.
The photograph which is the observation result of the cut surface along the refrigerant path and the photograph which is the observation result of the cut surface along the inner column are shown below the tube 3 shown in FIG. In order to clarify the position of the cut surface in FIG. 11, the cut position is indicated by a chain line. As shown in FIG. 11, the observation photograph of the cut surface along the refrigerant passage 3C can observe the thin upper wall of the tube on the refrigerant passage 3C, and the observation photograph of the cut surface along the inner pillar 3D is A thick cut surface of the inner pillar portion can be observed.
図１２は各試料の第１のフィレット部（ヘッダーパイプ／チューブのフィレット部）の孔食電位と、ヘッダーパイプ近傍のチューブ表面孔食電位と、フィン間チューブ表面の孔食電位について、Ｚｎ含有フラックス量と孔食電位の関係を示すグラフである。
図１３は第１のフィレット部とチューブ表面の溶融拡散層表面部分の孔食電位を塗膜組成１〜８の試料（Ｚｎ含有フラックス量５．５ｇ／ｍ２、８．０ｇ／ｍ２、８．５ｇ／ｍ２、９．０ｇ／ｍ２、９．５ｇ／ｍ２、１０ｇ／ｍ２、１２．０ｇ／ｍ２、１５ｇ／ｍ２）毎に列記したグラフである。
FIG. 12 shows the Zn-containing flux for the pitting corrosion potential of the first fillet portion (header pipe / tube fillet portion) of each sample, the tube surface pitting potential in the vicinity of the header pipe, and the pitting corrosion potential on the surface of the tube between the fins. It is a graph which shows the relationship between quantity and a pitting corrosion potential.
FIG. 13 shows the pitting corrosion potentials of the first fillet part and the melt diffusion layer surface part of the tube surface as samples of the coating compositions 1 to 8 (Zn-containing flux amount 5.5 g / m 2 , 8.0 g / m 2 , 8 .5g / m 2, 9.0g / m 2, 9.5g / m 2, 10g / m 2, a graph listed in 12.0g / m 2, 15g / m 2) per.
図１３に示す結果から判るように、第１のフィレット部の孔食電位とチューブに形成されている溶融拡散層表面の電位差を見ると、電位差−１１ｍＶ〜−１４ｍＶの範囲（Ｚｎ含有フラックス量５．５〜８ｇ／ｍ２）ではフィレットが優先腐食し、−２０．０ｍＶ〜−６０ｍＶの範囲（Ｚｎ含有フラックス量８．５〜１５ｇ／ｍ２）ではチューブが優先腐食する。このため、腐食初期にチューブ側を優先的に確実に面食とするためには、電位差を−２０ｍＶ以上、望ましくは−２８ｍＶ以上にすることが重要と判断できる。 As can be seen from the results shown in FIG. 13, when the pitting corrosion potential of the first fillet portion and the potential difference on the surface of the melt diffusion layer formed on the tube are observed, the potential difference is in the range of −11 mV to −14 mV (Zn-containing flux amount 5 0.5 to 8 g / m 2 ), the fillet preferentially corrodes, and in the range of −20.0 mV to −60 mV (Zn-containing flux amount 8.5 to 15 g / m 2 ), the tube preferentially corrodes. For this reason, it can be judged that it is important to set the potential difference to −20 mV or more, preferably −28 mV or more in order to preferentially make the tube side surface corrosion preferentially at the beginning of corrosion.
図１４は第２のフィレット部の孔食電位を−７８０ｍＶ ｖｓ ＳＣＥに設定し、フィンの孔食電位を−７９０ｍＶ ｖｓ ＳＣＥに設定した熱交換器について、ＳＷＡＡＴ４０日の腐食試験に供した場合の結果を示す断面写真である。
図１４に示すように第２のフィレット部とフィンとの間で孔食電位の電位差が１０ｍＶ以上あるならば、第２のフィレット部よりフィンの方が優先的に腐食されることが判る。
このことから、チューブ自体の内部電位を第１のフィレット部より１０ｍＶ以上貴にするならば、第１のフィレット部の方が優先的に腐食されることがわかる。
ここで熱交換器においてヘッダーパイプの肉厚は約１.０〜１.２ｍｍ程度あり、チューブの肉厚が約０.２〜０.３ｍｍであり、約４〜５倍の肉厚を有することを考慮すると、第１にチューブ表面の溶融拡散層を面食させた後、そのままチューブ自体を腐食させるよりも第１のフィレット部を優先的に腐食させた方が貫通孔生成までの時間を稼ぐことができる。このことから、チューブ内部の電位を第１のフィレット部の電位より１０ｍＶ以上貴にすることで、チューブ表面の溶融拡散層の腐食後に第１のフィレット部が腐食するような電位勾配にできることがわかる。
チューブ内部の電位と第１のフィレット部の電位差が１０ｍＶ未満の場合は、第１のフィレット部が優先腐食される可能性が低くなり、溶融拡散層の腐食終了後にチューブ内部の腐食進行と第１のフィレット部の腐食が同時進行し、先にチューブに貫通孔が形成される確率が高くなり、熱交換器としての腐食寿命が短くなる恐れがある。
FIG. 14 shows the result when the SWAAT 40-day corrosion test was performed on the heat exchanger in which the pitting corrosion potential of the second fillet portion was set to -780 mV vs SCE and the fin pitting potential was set to -790 mV vs SCE. FIG.
As shown in FIG. 14, if the potential difference of the pitting potential is 10 mV or more between the second fillet portion and the fin, it can be seen that the fin is preferentially corroded over the second fillet portion.
From this, it can be seen that if the internal potential of the tube itself is no less than 10 mV higher than the first fillet portion, the first fillet portion is preferentially corroded.
Here, in the heat exchanger, the thickness of the header pipe is about 1.0 to 1.2 mm, the thickness of the tube is about 0.2 to 0.3 mm, and the thickness is about 4 to 5 times. In consideration of the above, first, after the surface of the melt diffusion layer on the tube surface is eroded, the first fillet portion is preferentially corroded rather than corroding the tube itself as it is, so that it takes time to generate a through hole. Can do. From this, it can be seen that by making the internal potential of the tube no less than 10 mV higher than the potential of the first fillet portion, a potential gradient can be obtained so that the first fillet portion corrodes after corrosion of the melt diffusion layer on the tube surface. .
When the potential difference between the potential inside the tube and the first fillet portion is less than 10 mV, the possibility that the first fillet portion is preferentially corroded is reduced, and the corrosion progress inside the tube and the first after the corrosion of the molten diffusion layer is finished. Corrosion of the fillet portion proceeds at the same time, and there is a possibility that a through hole is first formed in the tube, and the corrosion life as a heat exchanger may be shortened.
以下の表２に、先に示した表１の塗膜組成１〜８の塗膜を用いて製造された熱交換器において、チューブ表面電位（溶融拡散層表面電位）と、第１フィレット部電位と、チューブ内部電位（チューブの肉厚において溶融拡散層より深い位置での電位）の測定値を例示するとともに、ヘッダーパイプのフィレット部耐食性とチューブ耐食性について評価した結果を一覧として示す。表１において、Ｎｏ.６の試料は塗膜組成１のＺｎ含有フラックス量を変量した試料であり、Ｎｏ.６はＺｎ含有フラックス層１.０ｇ／ｍ２の試料、Ｎｏ.７はＺｎ含有フラックス層２.０ｇ／ｍ２の試料である。 Table 2 below shows the tube surface potential (melting diffusion layer surface potential) and the first fillet potential in the heat exchanger manufactured using the coating compositions 1 to 8 shown in Table 1 above. The measured values of the tube internal potential (potential at a position deeper than the melt diffusion layer in the thickness of the tube) are exemplified, and the results of evaluating the fillet portion corrosion resistance and the tube corrosion resistance of the header pipe are shown as a list. In Table 1, the sample No. 6 is a sample obtained by varying the amount of Zn-containing flux of the coating composition 1, No. 6 is a sample of Zn-containing flux layer 1.0 g / m 2 , and No. 7 is a Zn-containing flux. Sample of layer 2.0 g / m 2 .
表２に示す如くチューブ表面電位を−８４９〜−９０７ｍＶ ｖｓ ＳＣＥの範囲に設定し、第１フィレット部の電位を−８２１〜−８４７ｍＶ ｖｓ ＳＣＥの範囲に設定することにより、耐食性に優れた熱交換器を提供できることがわかる。
特に、試料Ｎｏ.３〜５の熱交換器はチューブ表面電位（溶融拡散層表面の電位）と第１のフィレット部電位との電位差が２８ｍＶ、３０ｍＶ、６０ｍＶであるが、いずれも耐食性に優れた熱交換器を提供できていることがわかる。
As shown in Table 2, by setting the tube surface potential in the range of −849 to −907 mV vs SCE and setting the potential of the first fillet in the range of −821 to −847 mV vs SCE, heat exchange with excellent corrosion resistance is achieved. It can be seen that a vessel can be provided.
In particular, in the heat exchangers of sample Nos. 3 to 5, the potential difference between the tube surface potential (potential on the surface of the melt diffusion layer) and the first fillet portion potential is 28 mV, 30 mV, and 60 mV, all of which have excellent corrosion resistance. It can be seen that a heat exchanger can be provided.
図１５は熱交換器を製造する場合に適用する塗膜中のＺｎ含有フラックス量（ｇ／ｍ２）と、チューブ表面に形成される溶融拡散層における表面Ｚｎ濃度（％）と、チューブ表面の孔食電位（ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ）と、チューブ表面と内部の電位差（ｍＶ ｖｓ ＳＣＥ）の関係、並びにＳＷＷＴ４０日試験後のチューブの腐食形態を測定した結果を示す。
図１５に示すようにチューブ表面と内部の電位差を６５ｍＶ以上とすることでチューブ表面を確実に面食にできることがわかる。
即ち、チューブにおいて溶融拡散層表面部分とチューブにおいて溶融拡散層形成領域よりも深い内部側の電位差を６５ｍＶ以上に調整することがチューブ表面の腐食形態を面食とする上で重要であることがわかる。
この試験結果から、チューブにおいて溶融拡散層表面部分とチューブにおいて溶融拡散層形成領域よりも深い内部側の電位差を６０ｍＶ以上とすることが、チューブの腐食形態を面食とするために望ましいことがわかった。
FIG. 15 shows the Zn content flux amount (g / m 2 ) in the coating film applied when manufacturing the heat exchanger, the surface Zn concentration (%) in the melt diffusion layer formed on the tube surface, and the tube surface The relationship between the pitting corrosion potential (mV vs SCE), the potential difference between the tube surface and the inside (mV vs SCE), and the results of measuring the corrosion form of the tube after the SWWT 40-day test are shown.
As shown in FIG. 15, it can be seen that by making the potential difference between the tube surface and the interior 65 mV or more, the tube surface can be surely eaten.
That is, it can be seen that adjusting the potential difference between the melt diffusion layer surface portion of the tube and the inner side deeper than the melt diffusion layer forming region of the tube to 65 mV or more is important in order to make the corrosion state of the tube surface corroded.
From this test result, it was found that it is desirable that the potential difference between the melt diffusion layer surface portion in the tube and the inner side deeper than the melt diffusion layer formation region in the tube be 60 mV or more in order to make the corrosion form of the tube surface corrosion. .
本発明によれば、腐食環境下であってもヘッダーパイプとチューブの接合部分が剥離し難く、チューブの耐食寿命も長い耐食性に優れた熱交換器を提供することができる。 ADVANTAGE OF THE INVENTION According to this invention, even if it is under a corrosive environment, the junction part of a header pipe and a tube cannot peel easily, and the heat exchanger excellent in the corrosion resistance with the long corrosion resistance life of a tube can be provided.
Claims (8)
ろう付け温度に加熱し前記ろう付け用塗膜を溶融させた後に冷却することで前記ヘッダーパイプと前記チューブの近接部分に第１のフィレット部を形成し、前記フィンと前記チューブの近接部分に第２のフィレット部を形成するとともに、
前記チューブ表面のろう付け用塗膜形成部分に前記第１のフィレット部と前記第２のフィレット部に繋がる溶融拡散層を形成し、前記溶融拡散層表面部分の電位を前記第１のフィレット部の電位より２０ｍＶ以上卑にすることを特徴とする耐食性に優れた熱交換器の製造方法。 Made of an aluminum alloy having a coating film for brazing formed on the surface comprising Si powder: 1 to 5 g / m 2 , Zn-containing flux: 8.5 to 20 g / m 2 , binder: 0.2 to 8.3 g / m 2 A method of manufacturing a heat exchanger by assembling a header pipe and a fin through a coating film forming part for brazing, and cooling after heating to a brazing temperature,
A first fillet portion is formed in the proximity portion of the header pipe and the tube by heating to a brazing temperature and melting the coating film for brazing and then cooling, and a first fillet portion in the proximity portion of the fin and the tube. Forming the fillet part of 2 and
A melt diffusion layer connected to the first fillet portion and the second fillet portion is formed in a coating film forming portion for brazing on the tube surface, and the electric potential of the surface portion of the melt diffusion layer is set to the first fillet portion. The manufacturing method of the heat exchanger excellent in corrosion resistance characterized by making it base more than electric potential 20mV or more.
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