JP3217607B2

JP3217607B2 - 疲労強度と耐食性に優れる熱交換器用アルミ合金複合材

Info

Publication number: JP3217607B2
Application number: JP19967194A
Authority: JP
Inventors: 宏明竹内; 武宜土公
Original assignee: THE FURUKAW ELECTRIC CO., LTD.
Current assignee: THE FURUKAW ELECTRIC CO., LTD.
Priority date: 1994-08-24
Filing date: 1994-08-24
Publication date: 2001-10-09
Anticipated expiration: 2016-10-09
Also published as: JPH0860280A

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は自動車用熱交換器（ラジ
エーター等）の冷媒通路を形成するチューブ等に適した
疲労強度と耐食性に優れるアルミ合金複合材に関する。

【０００２】

【従来の技術】従来アルミ製の自動車用熱交換器、例え
ばラジエーターは図１イ、ロに示すように、冷媒を通す
チューブ１間にフィン２を配置し、チューブ３の両端に
ヘッダープレート３を取り付けて、コア４を組立て、ろ
う付後にヘッダープレート３に樹脂タンク５をパッキン
グ６を介して取付けたものである。ろう付けには、フッ
化物系の非腐食性フラックスが使用される。

【０００３】前記ラジエータのフィンには、JIS-3003合
金にＺｎを 1.5wt％程度添加した厚さ0.1 mm前後の板が
用いられている。又チューブとヘッダープレートには、
芯材の片面にろう材を、他の片面に冷媒による孔食を防
止する為の犠牲陽極材を複合した３層構造のブレージン
グシートが用いられている。前記芯材にはJIS-3003合金
が、ろう材にはJIS-4343合金が、犠牲陽極材には電位が
芯材より卑なJIS-7072合金（Ａｌ−Ｚｎ系）がそれぞれ
用いられている。この３層構造のブレージングシートの
厚さは0.3 〜0.4 mmであり、クラッド率は各々５〜10％
である。

【０００４】Ａｌ−Ｚｎ系合金の犠牲陽極材は、浅く広
い孔食形態（面食）をとる特徴がある。そしてこの犠牲
材のＺｎは芯材に拡散して、その表面にＺｎリッチな層
を形成する。このＺｎリッチ層は、芯材が暴露した後
も、その芯材との電位差により優先的に腐食され、芯材
の腐食、特に孔食を抑制する。

【０００５】犠牲陽極材のＺｎが芯材に拡散する様子を
図２に示す。芯材７の片面にクラッドされた犠牲陽極材
８のＺｎは、ろう付け前にも、クラッド時の熱により、
芯材７の表面に一部拡散している（図２イ）。ろう付時
に 600℃程度の雰囲気にさらされると、犠牲陽極材８の
Ｚｎは芯材７へ大量に拡散する。このときの芯材表面層
のＺｎ濃度は 0.4〜0.8 wt％、拡散深さは80〜150 μｍ
程度である（図２ロ）。図で９はろう材である。犠牲陽
極材には、Ａｌ−Ｚｎ合金を始め、Ａｌ−Ｍｎ−Ｍｇ
系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｚｎ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｚｎ−Ｍｇ系合
金等が用いられている。

【０００６】

【発明が解決しようとする課題】最近、自動車の軽量化
の一環として、チューブ材等の薄肉化（例えば0.3 mm以
下）が要求されるようになり、その為、芯材にＳｉやＣ
ｕ等の合金元素を増量して添加して芯材の強度、特に疲
労強度の向上が計られている。本発明者等は、この薄肉
高強度のチューブ材を用いてラジエーターを試作し、こ
れの実車走行シミュレート試験を行った。その結果、前
記チューブ材は、冷却と加熱による繰返し応力や振動応
力により、次第に疲労強度が低下し、最後はチューブ
（電縫管）が破裂してしまうことを知見した。又前記芯
材に添加されたＳｉやＣｕは電位を貴にする元素の為、
ろう付け時の加熱で犠牲材に拡散して犠牲材の電位を上
げて、その防食効果を低下させるという問題も生じた。

【０００７】本発明者等は、このような状況の中で、鋭
意研究を行い、チューブが破裂する原因を、次のように
解釈した。即ち、薄肉チューブ材では、従来の厚肉材と
同等以上の強度レベルを確保するために、芯材だけで強
度向上を図った。その結果、ろう付加熱後において犠牲
材の方が芯材に比べ強度がかなり低下して、実車走行時
に、低強度の犠牲材、特にその表面から微小亀裂が生
じ、この亀裂が芯材部分にまで伝播し、結果としてチュ
ーブ全体が破裂すると解釈した。

【０００８】一般に材料の強度はその硬度に対応すると
言われており、ろう付加熱後の犠牲陽極材の硬度を芯材
の硬度以上にしておけば、実車走行時に犠牲材表面から
微小亀裂が生じるという深刻な問題は生じないことを新
たに知見した。この新たな知見が、合金元素の規定とと
もに本発明の重要なポイントになっている。

【０００９】従来のチューブ材は、例えばJIS-3003合金
の芯材に、JIS-7072合金の犠牲陽極材とＡｌ−Ｚｎ系の
ろう材をクラッドした複合材であり、板厚が厚い（厚さ
0.4mm以上）為高強度が要求されず、従って犠牲材の強
度が低い場合でもそれに併せて芯材強度も低く、前記薄
肉高強度材で懸念されるような、犠牲材の方が芯材より
硬度が低いことに起因してチューブ管全体が破裂すると
いうような問題は起きないのである。

【００１０】本発明は、特に薄肉のラジエーターチュー
ブ材等として用いるアルミ合金複合材において、犠牲陽
極材と芯材の合金組成を規定し、ろう付後に高疲労強
度、高耐食性を有するアルミ合金複合材を開発したもの
である。

【００１１】

【課題を解決するための手段】請求項１記載の発明は、
芯材の片面にアルミ合金ろう材がクラッドされ、芯材の
他の片面に犠牲陽極材がクラッドされた３層構造の熱交
換器用アルミ合金複合材において、犠牲陽極材がＳｉを
0.02〜0.15wt％、Ｆｅを0.1 〜0.4 wt％、Ｍｇを 1.0〜
3.0 wt％、Ｚｎを 3.0wt％を超え、 6.0wt％以下含有
し、残部Ａｌと不可避不純物からなるアルミ合金で構成
され、芯材がＳｉを0.05wt％以上、 0.5wt％未満、Ｃｕ
を 0.1〜1.5 wt％、Ｍｎを 0.5〜2.0 wt％、Ｍｇを 0.2
wt％以下含有し、残部Ａｌと不可避不純物とからなるア
ルミ合金で構成され、且つろう付加熱後における犠牲陽
極材の硬度が芯材の硬度以上であることを特徴とする疲
労強度と耐食性に優れる熱交換器用アルミ合金複合材で
ある。

【００１２】請求項２記載の発明は、芯材の片面にアル
ミ合金ろう材がクラッドされ、芯材の他の片面に犠牲陽
極材がクラッドされた３層構造の熱交換器用アルミ合金
複合材において、犠牲陽極材がＳｉを0.02〜0.15wt％、
Ｆｅを0.1 〜0.4 wt％、Ｍｇを 1.0〜3.0 wt％、Ｚｎを
3.0wt％を超え、 6.0wt％以下含有し、残部Ａｌと不可
避不純物からなるアルミ合金で構成され、芯材がＳｉを
0.05wt％以上、 0.5wt％未満、Ｃｕを 0.1〜1.5 wt％、
Ｍｎを 0.5〜2.0 wt％、Ｍｇを 0.2wt％以下含有し、更
に各々0.01〜 0.5wt％のＣｒ、Ｔｉ、Ｚｒのうち１種ま
たは２種以上を含有し、残部Ａｌと不可避不純物とから
なるアルミ合金の内のいずれかのアルミ合金で構成さ
れ、且つろう付加熱後における犠牲陽極材の硬度が芯材
の硬度以上であることを特徴とする疲労強度と耐食性に
優れる熱交換器用アルミ合金複合材である。

【００１３】請求項３記載の発明は、芯材の片面にアル
ミ合金ろう材がクラッドされ、芯材の他の片面に犠牲陽
極材がクラッドされた３層構造の熱交換器用アルミ合金
複合材において、犠牲陽極材がＳｉを0.02〜0.15wt％、
Ｆｅを 0.1〜0.4 wt％、Ｍｇを 1.0〜3.0 wt％、Ｚｎを
3.0wt％を超え、 6.0wt％以下含有し、更にＩｎを 0.0
01〜0.1 wt％含有し、残部Ａｌと不可避不純物からなる
アルミ合金で構成され、芯材がＳｉを0.05wt％以上、
0.5wt％未満、Ｃｕを 0.1〜1.5 wt％、Ｍｎを 0.5〜2.0
wt％、Ｍｇを 0.2wt％以下含有し、残部Ａｌと不可避
不純物とからなるアルミ合金で構成され、且つろう付加
熱後における犠牲陽極材の硬度が芯材の硬度以上である
ことを特徴とする疲労強度と耐食性に優れる熱交換器用
アルミ合金複合材である。

【００１４】請求項４記載の発明は、芯材の片面にアル
ミ合金ろう材がクラッドされ、芯材の他の片面に犠牲陽
極材がクラッドされた３層構造の熱交換器用アルミ合金
複合材において、犠牲陽極材がＳｉを0.02〜0.15wt％、
Ｆｅを 0.1〜0.4 wt％、Ｍｇを 1.0〜3.0 wt％、Ｚｎを
3.0wt％を超え、 6.0wt％以下含有し、更にＩｎを 0.0
01〜0.1 wt％含有し、残部Ａｌと不可避不純物からなる
アルミ合金で構成され、芯材がＳｉを0.05wt％以上、
0.5wt％未満、Ｃｕを 0.1〜1.5 wt％、Ｍｎを 0.5〜2.0
wt％、Ｍｇを 0.2wt％以下含有し、更に各々0.01〜 0.
5wt％のＣｒ、Ｔｉ、Ｚｒのうち１種または２種以上を
含有し、残部Ａｌと不可避不純物とからなるアルミ合金
の内のいずれかのアルミ合金で構成され、且つろう付加
熱後における犠牲陽極材の硬度が芯材の硬度以上である
ことを特徴とする疲労強度と耐食性に優れる熱交換器用
アルミ合金複合材である。

【００１５】本発明は、ラジエーターのチューブ等の疲
労強度と耐孔食性のバランスを考慮して、犠牲陽極材
（以下犠牲材と略記する）の合金元素に、Ｓｉ、Ｆｅ、
Ｍｇ、Ｚｎを必須規定し、芯材の合金元素も同様の観点
から、Ｓｉ、Ｃｕ、Ｍｎを必須規定している。そして、
このように規定することにより、犠牲材は、耐食性が向
上し、且つろう付後の硬度が芯材の硬度以上となって、
実車走行中の振動及び繰り返し内圧等により、犠牲材表
面に微小亀裂が発生するのを防止し、薄肉化したチュー
ブ材の疲労強度を、従来の厚肉ものの疲労強度と同等以
上にしたものである。

【００１６】本発明において、犠牲材の硬度を芯材の硬
度以上とするには、本発明で規定した犠牲材の組成と芯
材の組成の中での各々の組合せ方法、及びこれらをクラ
ッド圧延して得られるアルミ合金複合材のろう付条件を
選定することにより行う。即ち、ろう付加熱後の芯材硬
度は芯材組成を規定しただけでは決まるものではなく、
また、ろう付加熱後の犠牲材硬度も犠牲材の組成を規定
しただけでは決まるものではない。犠牲材と芯材の組成
が本発明規定内であっても、各々の組成の組合せによっ
ては、ろう付加熱時の元素拡散状況が違ってくる場合が
あることから、ろう付け加熱後の硬度関係が必ずしも犠
牲材の硬度が芯材の硬度以上になるとは限らない。更
に、ろう付加熱温度、冷却速度によっても元素拡散の仕
方が違ってきて、硬度関係は本発明規定外となってしま
うことがある。

【００１７】例えば犠牲材組成を本発明範囲内のうち、
Ｍｇを2.0 wt％、Ｚｎを4.0 wt％添加（Ｓｉ、Ｆｅは本
発明範囲内）したものとし、且つ芯材組成を本発明範囲
内のうち、Ｓｉを0.3 wt％、Ｃｕを1.0 wt％添加（Ｍｎ
は本発明範囲内）したものとし、更に、ろう付加熱を 6
00℃×３分、冷却速度60〜80℃／min.で行った場合、ろ
う付加熱後の犠牲材硬度は芯材硬度以上となるのであ
る。しかし、犠牲材組成を本発明範囲内のうち、Ｍｇを
1.2 wt％、Ｚｎを3.2 wt％添加（Ｓｉ、Ｆｅは本発明範
囲内）したものとし、且つ芯材組成を本発明範囲内のう
ち、Ｓｉを0.3 wt％、Ｃｕを1.0 wt％添加（Ｍｎは本発
明範囲内）したものとし、更に、ろう付加熱を 600℃×
３分、冷却速度30〜40℃／min.で行った場合、ろう付加
熱時の元素拡散状況が違ってきて、硬度関係は本発明規
定外となってしまうのである。

【００１８】また例えば、芯材組成を本発明範囲内のう
ち、Ｓｉを0.4 wt％、Ｃｕを0.6 wt％添加（Ｍｎは本発
明範囲内）したものとし、且つ犠牲材組成を本発明範囲
内のうち、Ｍｇを1.8 wt％、Ｚｎを3.6 wt％添加（Ｓ
ｉ、Ｆｅは本発明範囲内）したものとし、更に、ろう付
加熱を 595℃×３分、冷却速度60〜80℃／min.で行った
場合、ろう付加熱後の犠牲材硬度は芯材硬度以上となる
のである。しかし、芯材の組成を本発明範囲内のうち、
Ｓｉを0.4 wt％、Ｃｕを0.6 wt％添加（Ｍｎは本発明範
囲内）したものとし、且つ犠牲材組成を本発明範囲内の
うち、Ｍｇを1.0 wt％、Ｚｎを3.1 wt％添加（Ｓｉ、Ｆ
ｅは本発明範囲内）したものとし、更に、ろう付加熱を
595℃×３分、冷却速度60〜80℃／min.で行った場合、
ろう付加熱後の犠牲材硬度は、芯材硬度未満となり、硬
度関係は本発明規定外となってしまう。

【００１９】従って、ろう付加熱後の硬度関係も本発明
規定内とするためには、犠牲材組成と芯材組成の中での
各々の組合せ、更にはろう付加熱条件が重要である。具
体的には、芯材のＣｕ量を0.7 wt％を超えて添加した場
合には、犠牲材のＭｇ量は1.7 wt％以上、Ｚｎ量は3.5
wt％以上とする、あるいは犠牲材のＭｇ量は2.0 wt％以
上、Ｚｎ量は3.2 wt％以上とするのが望ましい。

【００２０】本発明において、犠牲材のクラッド率（ア
ルミ複合材全体に対する厚さ比率）は特に規定するもの
ではないが、アルミ合金複合材の厚さが0.3 mm以下の場
合、耐食性と疲労強度のバランスを考慮して15％以上に
するのが望ましい。

【００２１】本発明のアルミ合金複合材をろう付けする
方法は特に規定するものではなく、フラックスろう付
法、真空ろう付法等のろう付法が適用できる。ろう材に
は、例えばＡｌ−Ｓｉ系のJIS-4343（Ａｌ−7.5 wt％Ｓ
ｉ）合金、JIS-4045（Ａｌ−10wt％Ｓｉ）合金、JIS-40
47（Ａｌ−12wt％Ｓｉ）合金、及びJIS-4004（Ａｌ−10
wt％Ｓｉ−1.5 wt％Ｍｇ）合金、Ａｌ−10wt％Ｓｉ−1.
5 wt％Ｍｇ−0.1 wt％Ｂｉ合金等や、強度、耐食性のバ
ランスを向上させるために、ろう付加熱温度を従来の 5
90〜600 ℃から 570〜585 ℃へ低下させるためのろう材
合金（Ａｌ−10wt％Ｓｉ−0.2 wt％Ｆｅ−1.5 wt％Ｃｕ
−５wt％Ｚｎ）等が適用される。その他、ろう材にろう
付性改善や耐食性改善の目的で微量の他の元素を添加し
ても差し支えない。本発明のアルミ合金複合材は、チュ
ーブ材として使用するが、ヘッダープレート材にも使用
できる。その他、本発明の目的と同様であれば、他のい
かなる部材にも使用できる。

【００２２】

【作用】本発明では、犠牲材の合金元素をＳｉ、Ｆｅ、
Ｍｇ、Ｚｎに必須規定し、また芯材の合金元素をＳｉ、
Ｃｕ、Ｍｎに必須規定して、両者の疲労強度と耐孔食性
のバランスを計り、且つろう付加熱後の犠牲材の硬度を
芯材硬度以上に規定することにより、実車走行中におけ
る振動及び繰り返し内圧により犠牲材表面に微小亀裂が
発生するのを防止し、依ってチューブ全体の疲労強度を
維持向上させて、チューブが破裂に至るという深刻な問
題を解決した。

【００２３】次に犠牲材の合金元素の作用について説明
する。犠牲材において、Ｚｎは、犠牲材を芯材に比べて
電気的に卑にして芯材に対して陰極防食効果を発揮させ
るものである。更に、新たな知見として、Ｚｎは、犠牲
材中においてＭｇとの化合物を形成するとともに、ろう
付け加熱時に芯材中に拡散して芯材中のＣｕやＭｇと化
合物を形成することにより、時効硬化としての強度向上
にも大きく寄与する。ＺｎへのＭｇの複合添加は、Ｚｎ
単独添加の場合に比べて腐食進行を抑制し、耐孔食性を
向上させる効果がある。またＭｇ添加により犠牲材自身
の強度（硬度）が向上し、前記Ｍｇはろう付加熱時に芯
材に拡散して芯材の強度（硬度）も向上させる。このよ
うにＭｇは、複合材全体の強度向上に大きく寄与する。
Ｓｉはろう付後マトリックスに固溶して犠牲材の強度向
上に寄与する。またＦｅも強度向上に寄与する。犠牲材
へのＳｉ、Ｆｅ、Ｍｇ、Ｚｎの複合添加は、疲労強度を
向上させる上で大変重要である。これらの添加量が、本
発明範囲内で規定されていなければ、仮に芯材の組成が
本発明範囲内で規定されていても、その組合せにおいて
ろう付加熱後の犠牲材、芯材各々の硬度差が本発明規定
外となってしまい、疲労強度を満足することができなく
なる。更に、犠牲材へのＳｉ、Ｆｅ、Ｍｇ、Ｚｎの添加
量を本発明範囲内に規定し、芯材へのＳｉ、Ｃｕ、Ｍｎ
の添加量も本発明範囲内に規定しても、その組合せ、ろ
う付加熱条件によっては硬度関係が本発明規定外となっ
てしまう。

【００２４】次に、犠牲材に添加する各元素の添加量の
規定理由を説明する。Ｓｉ添加量を0.02〜0.15wt％とし
たのは、0.02wt％未満では強度向上効果がなく、0.15wt
％を超えると犠牲材の電位をより貴にしてしまい犠牲材
効果が低下する恐れが出てくるためである。Ｆｅは強度
向上に寄与するが、0.1 wt％未満ではその効果がなく、
0.4 wt％を超えると、耐食性の劣化、具体的にはＡｌＦ
ｅ系化合物による粒界腐食を引き起こす恐れが出てく
る。Ｍｇ添加量を1.0 〜3.0 wt％に限定したのは、1.0
wt％未満では疲労強度、耐食性向上効果が得られず、更
に、3.0 wt％を超えるとクラッド性や圧延性に問題が生
じ、犠牲材のクラッド率、及び高温でのろう付加熱条件
によっては溶融の恐れが出てくるためである。なお、望
ましくはＭｇ添加量を1.5 〜2.8 wt％とすれば、更に、
優れた疲労強度、耐食性を得ることができる。Ｚｎ添加
量を3.0 wt％を超え、6.0 wt％以下に限定したのは、3.
0 wt％以下では疲労強度、耐食性向上効果が得られず、
6.0 wt％を超えると電位が卑となり過ぎて、孔食の防止
は出来ても犠牲材の腐食量が多くなって、多量に発生す
る腐食生成物が伝熱管を詰まらせる原因となるためであ
る。なお、望ましくはＺｎ添加量を3.5 〜5.5 wt％とす
るのがよい。更に、望ましくはＺｎ添加量を4.0 〜5.2w
t％とすれば、更に優れた疲労強度と耐食性を得ること
ができる。Ｉｎは、芯材との十分な電位差を保ちそれに
より優れた犠牲効果を維持する。Ｉｎの添加量を0.001
〜0.1 wt％に限定したのは、0.001 wt％未満ではその効
果が十分に得られず、0.1 wt％を超えると必要以上の電
位差が生じて、犠牲材の自己耐食性が低下するためであ
る。特には、Ｉｎ添加量は0.01〜0.06wt％とするのが望
ましい。

【００２５】次に芯材の合金元素の作用について説明す
る。芯材において、Ｓｉはろう付後マトリックス中に固
溶して芯材の強度を向上させる。Ｃｕは強度、特に実車
走行中の疲労強度と耐食性のバランス向上に効果があ
る。即ち、Ｃｕは芯材自身の強度向上に寄与するだけで
なく、ろう付加熱により犠牲材の方へ拡散して、犠牲材
の強度及び硬度を大きく向上させる。具体的には、Ｃｕ
は犠牲材中へ拡散して犠牲材のＭｇ、Ｚｎとの間で化合
物を析出させる働きがあり、これによって犠牲材は時効
硬化する。このようなメカニズムにより、犠牲材及び芯
材組成を本発明範囲内で規定し、更に、その組合せを適
宜選定することにより得られる材料のろう付加熱後の犠
牲材硬度は芯材硬度以上となり、実車走行時においても
優れた疲労強度を得ることができるのである。Ｍｎは強
度と耐食性を向上させる。このように、Ｓｉ、Ｃｕ、Ｍ
ｎを本発明範囲内で必須規定することにより、芯材強度
は向上することから、複合材としての強度向上に大きく
寄与する。芯材へのＳｉ、Ｃｕ、Ｍｎの複合添加は、疲
労強度を向上させる上で大変重要である。芯材が本発明
範囲内で規定されていなければ、仮に犠牲材が本発明範
囲内で規定されていても、その組合せにおいて犠牲材と
芯材の硬度が本発明の規定外となってしまい、疲労強度
の向上が果たされなくなる。従って芯材へのＳｉ、Ｃ
ｕ、Ｍｎの添加量は本発明の規定値内とする必要があ
る。

【００２６】次に、芯材に添加する各元素の添加量の規
定理由を説明する。Ｓｉ添加量を0.05wt％以上、0.5 wt
％未満としたのは、0.05wt％未満ではその強度向上効果
が十分に得られず、0.5 wt％以上では単体Ｓｉによる深
い孔食を引き起こす恐れがあるためである。Ｃｕの添加
量を0.1 〜1.5 wt％としたのは、0.1 wt％未満ではその
強度向上効果が十分に得られず、1.5 wt％を超えると、
犠牲材側にＣｕが多量に拡散して犠牲材の電位を高め、
その犠牲効果を減ずる為である。尚、Ｃｕの望ましい添
加量は0.4 〜1.2 wt％である。更に、Ｃｕの添加量を0.
7 〜1.0 wt％とすれば、疲労強度、耐食性のバランスに
優れた材料を得ることができる。Ｍｎ添加量を0.5 〜2.
0 wt％に限定したのは、0.5 wt％未満ではその耐食性向
上効果が十分に得られず、2.0 wt％を超えると塑性加工
性が低下するためである。望ましくはＭｎ添加量は0.7
〜1.5 wt％とするのがよい。

【００２７】Ｍｇは芯材の粒界腐食を抑制し、又ろう付
性の低下を防止する。従って複合材全体の強度、ろう付
性、耐食性をバランスよく維持するのに有効である。Ｍ
ｇは0.2 wt％を超えて添加すると、ろう材側に拡散して
フラックス中のフッ素と反応してろう付性を低下させ
る。又Ｓｉと反応してＭｇ₂Ｓｉとして粒界に析出して
粒界腐食の原因になる。従ってＭｇは0.2 wt％以下とす
る。Ｃｒ、Ｔｉ、Ｚｒはいずれも強度向上に効果があ
る。特にＴｉは耐食性向上にも効果がある。その量は、
各々0.01wt％未満では効果が十分に得られず、0.5 wt％
を超えると巨大な化合物を形成して塑性加工性を低下さ
せる。Ｆｅは少ないほど耐食性は良好となるが、JIS-30
03合金の不純物程度の量なら実用上問題ない。

【００２８】

【実施例】以下に本発明を実施例により詳細に説明す
る。（実施例１）表１と表２に示す犠牲材と芯材の組合せ合金33種につい
て、犠牲材及び芯材をそれぞれ金型に鋳造し、得られた
各々の鋳塊を両面面削して、犠牲材は厚さ10mmに、芯材
は厚さ35mmに仕上げた。ろう材はJIS-4045合金を用い、
これを犠牲材同様金型に鋳造し、得られた鋳塊を両面面
削後、熱間圧延により厚さ５mmとした。ろう材、芯材、
犠牲材の３枚をこの順に重ね合わせ、これを 500℃にて
熱間圧延して３層のクラッド材とした。次にこの３層ク
ラッド材を0.35mm厚さに冷間圧延し、この厚さで 360℃
×２Ｈｒの中間焼鈍を入れ、最終的に0.25mm厚さにまで
冷間圧延してアルミ合金複合材（Ｈ14材）製造した。複
合材全体に対する犠牲材とろう材のクラッド率は、それ
ぞれ20％と10％であった。

【００２９】（従来例１）表２のNo34に示す合金材料を用いて、実施例１と同じ方
法により、厚さ 0.4mmのアルミ合金複合材（Ｈ14材）を
製造した。

【００３０】得られた各々のアルミ合金複合材につい
て、強度、ろう付性、耐食性を調査した。調査の方法と
条件を以下に示す。強度： 600℃×３min.のろう付加熱
後、70℃／min.の冷却速度で冷却し、その後室温に10日
間放置した後、引張強さを測定した。但し、比較例品の
No.33 については 600℃×３min.のろう付加熱後、30℃
／min.の冷却速度で冷却し、その後室温に10日間放置し
た後、引張強さを測定した。硬度： 600℃×３min.のろ
う付加熱後、70℃／min.の冷却速度で冷却し、その後室
温に10日間放置した後、JIS 規格に従い、超微小硬度計
を用いて測定した。但し、比較例No.33 については、60
0 ℃×３min.の条件にてろう付け後、これを30℃／min.
の冷却速度で冷却し、その後室温に10日間放置した後、
超微小硬度計を用いて測定した。なお、荷重は１ｇｆ、
測定箇所は、下記のように犠牲材、芯材各層において、
板厚方向中央部を10ヶ所選んだ。測定値はその平均値で
示した。硬度測定には任意の硬度計が用いられるが、本
発明では、超微小硬度計（ＤＨｖ）を用い、ろう付加熱
後の芯材と犠牲材の各々の板厚方向の断面の中央部を10
点測定し、その平均値により判定することを標準とし
た。硬度は圧痕の押し込み最大深さｈ(mm)を、次式ＤＨ
ｖ＝37.838×ｐ／ｈ²(但し、式中ｐは荷重gf）に代入し
て算出した。ろう付性：0.1 mm厚さの3003合金フィン材をコルゲート
加工したものと、本試料とを図１イに示すように組合せ
コアとし、これを３％のフッ化物系フラックス水溶液中
に浸漬してフラックスを塗布し、200 ℃で乾燥後、不活
性ガス中で600℃×３min.の条件にてろう付けし、この
ろう付け材のフィンの接合率を測定し、接合率90％以上
であれば、ろう付性良好で○、90％未満では×と評価し
た。耐食性：上記試料を温度90℃の水道水＋10ppm Ｃｕ⁺⁺の
腐食液に、６ケ月浸漬し、犠牲材側からの最大孔食深さ
を測定した。結果を表１、２に併記する。

【００３１】

【表１】

【００３２】

【表２】

【００３３】表１及び表２より明らかなように、本発明
例品（No.1〜24）は孔食深さが80μｍ以下であり従来品
のNo.34 に比べ耐食性に優れている。また引張強さも従
来品のNo.34 より高く、特に本発明例品のNo.5、8 、1
0、13〜24は、 205ＭＰａ以上と高強度を維持してい
る。本発明例品のNo.1〜24はろう付性も従来材と同等の
レベルを維持している。これに対し、比較例品のNo.25
〜32は、耐食性が従来品のNo.34 より劣り、孔食は貫通
孔となった。No.25 はろう付性にも劣った。また、超微
小硬度計により測定した、ろう付加熱後の芯材及び犠牲
材の各々の硬度を見ると、本発明例品のNo.1〜24はいず
れも、犠牲材の硬度が芯材の硬度と同等か、それ以上と
なっており、疲労強度に優れる材料となっている。これ
に対して、比較例品のNo.25 〜33では、犠牲材の方が芯
材よりも硬度が低く、本発明規定外となって、疲労強度
の低い材料となっている。即ち、比較例品のNo.25 〜32
は、ろう付加熱条件が本発明合金と同条件であるが、犠
牲材の組成あるいは芯材の組成が本発明規定外であるた
めに、ろう付加熱後の犠牲材硬度は芯材硬度未満となっ
てしまう。また、比較例品のNo.33 は、犠牲材及び芯材
組成が本発明規定内であるが、ろう付加熱後の両者の硬
度は本発明規定外である。これは、芯材と犠牲材の組成
の組合せ、及びろう付加熱後の冷却速度が影響して、犠
牲材の硬度が芯材の硬度未満となるように芯材及び犠牲
材中の添加元素が拡散したためである。以上より、本発
明のアルミ合金複合材は、従来材に比べ疲労強度、ろう
付性、耐食性のバランスを維持しながら、各々の特性を
飛躍的に向上させることができることが判る。

【００３４】（実施例２）実施例１で用いた本発明合金No.13 、比較合金No.30
（ろう付加熱 600℃×３min.冷却速度70℃／min.）及び
比較合金No.33 （ろう付加熱 600℃×３min.冷却速度30
℃／min.）について、ろう付加熱後、20日間放置した
後、シェンク式平面曲げ試験機を用い、定歪、片振り、
周波数20Ｈｚの条件で疲労試験を行った。結果を図３に
示す。

【００３５】図３から明らかなように、本発明例品のN
o.13 は、疲労強度（最大応力）が、比較例品のNo.30,3
3に比べ繰返し数１×10⁵〜１×10⁷回の範囲で優れて
いる。即ち、本発明例品は繰り返し数に対する最大応力
の低下が非常に小さい。これに対して比較例品のNo.30
は引張強さが 200ＭＰａと本発明例品のNo.13に近い高
強度を有し、試験初期では最大応力が高いが、時間の経
過に伴い、最大応力が大きく低下している。従って、比
較例品のNo.30 を用いた熱交換器は、熱交換器として必
要な疲労強度を維持することができなくなりチューブが
破裂し、最終的には熱交換器としての機能を失うことに
なる。比較例品のNo.33 は、犠牲材及び芯材組成が本発
明規定内であるが、ろう付加熱後の両者の硬度関係が本
発明規定外であるために、最大応力が大きく低下して、
熱交換器として必要な疲労強度を維持することができな
くなるのである。これは、前述した通り、芯材、犠牲材
の組成の組合せ、及びろう付加熱後の冷却速度が影響し
て、犠牲材硬度が芯材硬度未満となるように芯材及び犠
牲材中の添加元素が拡散したためである。以上の試験結
果から、本発明で規定したアルミ合金複合材を用いるこ
とにより、疲労強度に優れ、且つろう付性、耐食性のバ
ランスにも優れた、薄肉の熱交換器を提供し得ることが
判る。

【００３６】（実施例３）表３に示す犠牲材と芯材の組合せ合金８種について、犠
牲材及び芯材をそれぞれ金型に鋳造し、得られた各々の
鋳塊を両面面削して、犠牲材は厚さ7.5mm に、芯材は厚
さ37.5mmに仕上げた。ろう材にはＡｌ−10wt％Ｓｉ−0.
2 wt％Ｆｅ−1.5 wt％Ｃｕ−5.0 wt％Ｚｎ合金を用い、
これを犠牲材同様金型に鋳造し、得られた鋳塊を両面面
削後、熱間圧延により厚さ５mmとした。ろう材、芯材、
犠牲材の３枚をこの順に重ね合わせ、これを 500℃にて
熱間圧延して３層のクラッド材とした。次にこの３層ク
ラッド材を0.35mm厚さに冷間圧延し、この厚さで 360℃
×２ｈｒの中間焼鈍を入れ、最終的に0.25mm厚さにまで
冷間圧延してアルミ合金複合材（Ｈ14材）を製造した。
複合材全体に対する犠牲材とろう材のクラッド率は、そ
れぞれ15％と10％であった。

【００３７】得られた各々のアルミ合金複合材につい
て、強度、ろう付性、耐食性を調査した。調査方法、条
件を以下に示す。強度： 580℃×３min.のろう付加熱後、60℃／min.の冷
却速度で冷却し、その後室温に10日間放置した後、引張
強さを測定した。硬度： 580℃×３min.のろう付加熱後、60℃／min.の冷
却速度で冷却し、その後室温に10日間放置した後、超微
小硬度計を用いて測定した。なお、荷重は１ｇｆ、測定
箇所は犠牲材、芯材各層において、板厚方向中央部を10
ケ所選び、その平均値を算出した。算出方法は実施例１
と同様である。ろう付性：0.1 mm厚さのJIS-3003合金フィン材をコルゲ
ート加工したものと、本試料とを図１イに示すように組
合せコアとし、これを５％のフッ化物系フラックス水溶
液中に浸漬してフラックスを塗布し、 200℃で乾燥後、
不活性ガス中で580℃×３min.のろう付加熱を行い、フ
ィンの接合率を測定し、接合率90％以上であれば、ろう
付性良好で○、90％未満であれば×と評価した。耐食性：上記試料を温度90℃の水道水＋10ppm Ｃｕ⁺⁺の
腐食液に、６ケ月間浸漬し犠牲材側からの最大孔食深さ
を測定した。結果を表３に併記する。

【００３８】

【表３】

【００３９】表３より明らかなように、本発明例品No.3
5 〜39は孔食深さが60μｍ以下であり従来品のNo.34 に
比べ耐食性に優れている。また引張強さも従来品のNo.3
4 より高強度を維持している。本発明例品No.35 〜39
は、ろう付性も従来品と同等のレベルを維持している。
これに対し、本発明の添加元素規定範囲を外れる比較例
品No.40 〜42は、従来品のNo.34 に比べ耐食性が劣り、
貫通孔に至っている。また、超微小硬度計により測定し
た、ろう付加熱後の芯材、犠牲材各々の硬度を見ると、
本発明例品のNo.35 〜39は、いずれも犠牲材の方が芯材
に比べ硬度が高くなっており、疲労強度に優れる材料と
なっている。これに対して、比較例品のNo.40 〜42で
は、犠牲材の方が芯材よりも硬度が小さく、本発明規定
外となってしまうことから、疲労強度を満足することが
できない。即ち、比較例品のNo.40 、41は、ろう付加熱
条件が本発明例品と同条件であるが、犠牲材の組成ある
いは芯材の組成が本発明規定外であるために、ろう付加
熱後の犠牲材硬度は芯材硬度以下となってしまう。ま
た、比較例品のNo.42 は、犠牲材及び芯材組成が本発明
規定内であるが、ろう付加熱後の硬度関係は本発明規定
外である。これは、芯材、犠牲材の組成の組合せが影響
して、犠牲材硬度が芯材硬度未満となるように芯材及び
犠牲材中の添加元素が拡散したためである。以上より、
本発明によるアルミ合金複合材は、従来材に比べ疲労強
度、ろう付性、耐食性のバランスを維持しながら、各々
の特性を飛躍的に向上させ得ることが判る。

【００４０】

【発明の効果】以上述べたように、本発明のアルミ合金
複合材は、薄肉で、疲労強度と耐食性に優れるので、自
動車用熱交換器等に好適であり、工業上顕著な効果を奏
する。

【図面の簡単な説明】

【図１】ラジエーターの側面図及びＡ−Ａ断面図であ
る。

【図２】アルミ合金複合材における犠牲材のＺｎが芯材
に拡散する様子を示す説明図である。

【図３】アルミ合金複合材の疲労試験結果を示すＳ−Ｎ
曲線図である。

【符号の説明】

１……チューブ２……フィン３……ヘッダープレート４……コア５……樹脂タンク６……パッキン７……芯材８……犠牲材９……ろう材

フロントページの続き (51)Int.Cl.⁷ 識別記号ＦＩＦ２８Ｆ 21/08 Ｆ２８Ｆ 21/08 Ｄ (58)調査した分野(Int.Cl.⁷，ＤＢ名) C22C 21/00 - 21/18 B23K 35/22 310 C23F 13/00 F28F 19/06 F28F 21/08

Claims

(57)【特許請求の範囲】

【請求項１】芯材の片面にアルミ合金ろう材がクラッ
ドされ、芯材の他の片面に犠牲陽極材がクラッドされた
３層構造の熱交換器用アルミ合金複合材において、犠牲
陽極材がＳｉを0.02〜0.15wt％、Ｆｅを0.1 〜0.4 wt
％、Ｍｇを 1.0〜3.0 wt％、Ｚｎを 3.0wt％を超え、
6.0wt％以下含有し、残部Ａｌと不可避不純物からなる
アルミ合金で構成され、芯材がＳｉを0.05wt％以上、
0.5wt％未満、Ｃｕを 0.1〜1.5 wt％、Ｍｎを 0.5〜2.0
wt％、Ｍｇを 0.2wt％以下含有し、残部Ａｌと不可避
不純物とからなるアルミ合金で構成され、且つろう付加
熱後における犠牲陽極材の硬度が芯材の硬度以上である
ことを特徴とする疲労強度と耐食性に優れる熱交換器用
アルミ合金複合材。
【請求項２】芯材の片面にアルミ合金ろう材がクラッ
ドされ、芯材の他の片面に犠牲陽極材がクラッドされた
３層構造の熱交換器用アルミ合金複合材において、犠牲
陽極材がＳｉを0.02〜0.15wt％、Ｆｅを0.1 〜0.4 wt
％、Ｍｇを 1.0〜3.0 wt％、Ｚｎを 3.0wt％を超え、
6.0wt％以下含有し、残部Ａｌと不可避不純物からなる
アルミ合金で構成され、芯材がＳｉを0.05wt％以上、
0.5wt％未満、Ｃｕを 0.1〜1.5 wt％、Ｍｎを 0.5〜2.0
wt％、Ｍｇを 0.2wt％以下含有し、更に各々0.01〜 0.
5wt％のＣｒ、Ｔｉ、Ｚｒのうち１種または２種以上を
含有し、残部Ａｌと不可避不純物とからなるアルミ合金
の内のいずれかのアルミ合金で構成され、且つろう付加
熱後における犠牲陽極材の硬度が芯材の硬度以上である
ことを特徴とする疲労強度と耐食性に優れる熱交換器用
アルミ合金複合材。
【請求項３】芯材の片面にアルミ合金ろう材がクラッ
ドされ、芯材の他の片面に犠牲陽極材がクラッドされた
３層構造の熱交換器用アルミ合金複合材において、犠牲
陽極材がＳｉを0.02〜0.15wt％、Ｆｅを 0.1〜0.4 wt
％、Ｍｇを 1.0〜3.0 wt％、Ｚｎを 3.0wt％を超え、
6.0wt％以下含有し、更にＩｎを 0.001〜0.1 wt％含有
し、残部Ａｌと不可避不純物からなるアルミ合金で構成
され、芯材がＳｉを0.05wt％以上、 0.5wt％未満、Ｃｕ
を 0.1〜1.5 wt％、Ｍｎを 0.5〜2.0 wt％、Ｍｇを 0.2
wt％以下含有し、残部Ａｌと不可避不純物とからなるア
ルミ合金で構成され、且つろう付加熱後における犠牲陽
極材の硬度が芯材の硬度以上であることを特徴とする疲
労強度と耐食性に優れる熱交換器用アルミ合金複合材。
【請求項４】芯材の片面にアルミ合金ろう材がクラッ
ドされ、芯材の他の片面に犠牲陽極材がクラッドされた
３層構造の熱交換器用アルミ合金複合材において、犠牲
陽極材がＳｉを0.02〜0.15wt％、Ｆｅを 0.1〜0.4 wt
％、Ｍｇを 1.0〜3.0 wt％、Ｚｎを 3.0wt％を超え、
6.0wt％以下含有し、更にＩｎを 0.001〜0.1 wt％含有
し、残部Ａｌと不可避不純物からなるアルミ合金で構成
され、芯材がＳｉを0.05wt％以上、 0.5wt％未満、Ｃｕ
を 0.1〜1.5 wt％、Ｍｎを 0.5〜2.0 wt％、Ｍｇを 0.2
wt％以下含有し、更に各々0.01〜 0.5wt％のＣｒ、Ｔ
ｉ、Ｚｒのうち１種または２種以上を含有し、残部Ａｌ
と不可避不純物とからなるアルミ合金の内のいずれかの
アルミ合金で構成され、且つろう付加熱後における犠牲
陽極材の硬度が芯材の硬度以上であることを特徴とする
疲労強度と耐食性に優れる熱交換器用アルミ合金複合
材。