JP6091806B2 - 電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート - Google Patents
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Description
本発明は、熱交換器用チューブ材などに用いられる電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシートに関するものである。
近年、自動車のラジエータなどの熱交換器には、軽量化、小型化の要求が高まっている。このような要求に応えるには、チューブ材の薄肉化が有効な手段である。その一方で、チューブ材の薄肉化に当たっては、薄肉化に伴う素材の板厚減少分に見合うろう付後の高強度化が必要である。
ろう付後の高強度化を実現する方法としては、ブレージングシートの犠牲材にＭｇを添加する方法が提案されており、Ｍｇ−Ｓｉ系化合物を形成することにより材料強度の向上を図っている。
また、犠牲材におけるＦｅ含有量およびＦｅ／Ｓｉ重量比を限定することにより、アルカリ耐食性および酸耐食性を向上する方法も提案されている（例えば特許文献１参照）。
ろう付後の高強度化を実現する方法としては、ブレージングシートの犠牲材にＭｇを添加する方法が提案されており、Ｍｇ−Ｓｉ系化合物を形成することにより材料強度の向上を図っている。
また、犠牲材におけるＦｅ含有量およびＦｅ／Ｓｉ重量比を限定することにより、アルカリ耐食性および酸耐食性を向上する方法も提案されている（例えば特許文献１参照）。
しかしながら、従来のブレージングシートでは、薄肉化およびろう付後の高強度化に伴い、チューブ加工前の強度が増加することにより、チューブ成形時のロールフォーミング工程で素材に座屈が発生し、造管性が低下してしまうことが問題になっている。
また、電縫溶接性に関し、電縫溶接の難易度を表す指標として、図１に示すようにチューブ成形前の板厚をｔ、チューブ成形後の溶接径をＤとしたときのｔ／Ｄ×１００（％）の数値が用いられる。この数値が高いほど電縫溶接が容易となり、１．０％以下では電縫溶接が不可能とされる。現在、広く使用されている電縫溶接チューブではｔ／Ｄ×１００の値がおおよそ２．５〜４．０％の領域にあるが、今後のチューブ材の薄肉化に対し、この値が２．０％以下の領域になることが予想され、電縫溶接性の低下が懸念される。
また、電縫溶接性に関し、電縫溶接の難易度を表す指標として、図１に示すようにチューブ成形前の板厚をｔ、チューブ成形後の溶接径をＤとしたときのｔ／Ｄ×１００（％）の数値が用いられる。この数値が高いほど電縫溶接が容易となり、１．０％以下では電縫溶接が不可能とされる。現在、広く使用されている電縫溶接チューブではｔ／Ｄ×１００の値がおおよそ２．５〜４．０％の領域にあるが、今後のチューブ材の薄肉化に対し、この値が２．０％以下の領域になることが予想され、電縫溶接性の低下が懸念される。
本発明は、上記事情を背景としてなされたものであり、高いろう付後強度を有するとともに、ｔ／Ｄ×１００の値が２．０％以下の領域においても造管性に優れた電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシートを提供することを目的とする。
すなわち、本発明の電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシートのうち、第１の本発明は、チューブ成形前の板厚をｔ、チューブ成形後の溶接径をＤとしたとき、ｔ／Ｄ×１００（％）が２．０％以下となる電縫溶接チューブに供される電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシートであって、
前記電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシートの芯材が、不可避不純物以外にＣｕ、Ｓｉ、およびＦｅから選択される少なくとも１種の元素を含有し、その含有の際の含有量が、質量％で、Ｍｎ：１．０〜１．８％、Ｓｉ：０．４〜１．２％、Ｆｅ：０．１〜０．４％、Ｃｕ：０．５〜１．５％の範囲内で、残部がＡｌと不可避不純物からなるＡｌ−Ｍｎ系合金であり、
前記板厚が０．２０ｍｍ未満であり、０．２％耐力が１９０〜２３０ＭＰａであり、
６００℃×３分間とするろう付相当熱処理直後の引張強さが１７０ＭＰａ以上であることを特徴とする。
前記電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシートの芯材が、不可避不純物以外にＣｕ、Ｓｉ、およびＦｅから選択される少なくとも１種の元素を含有し、その含有の際の含有量が、質量％で、Ｍｎ：１．０〜１．８％、Ｓｉ：０．４〜１．２％、Ｆｅ：０．１〜０．４％、Ｃｕ：０．５〜１．５％の範囲内で、残部がＡｌと不可避不純物からなるＡｌ−Ｍｎ系合金であり、
前記板厚が０．２０ｍｍ未満であり、０．２％耐力が１９０〜２３０ＭＰａであり、
６００℃×３分間とするろう付相当熱処理直後の引張強さが１７０ＭＰａ以上であることを特徴とする。
第２の本発明の電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシートは、前記第１の本発明において、芯材と、前記芯材の表面にクラッドされた犠牲材とを有し、
前記犠牲材が、質量％で、Ｚｎ：３．０％以上、Ｍｇ：１．０％以上を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなる組成を有することを特徴とする。
前記犠牲材が、質量％で、Ｚｎ：３．０％以上、Ｍｇ：１．０％以上を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなる組成を有することを特徴とする。
第３の本発明の電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシートは、第１または第２の本発明において、芯材と、前記芯材の表面にクラッドされた犠牲材とを有し、
前記芯材が、質量％で、Ｍｎ：１．０〜１．８％、Ｓｉ：０．４〜１．２％、Ｆｅ：０．１〜０．４％、Ｃｕ：０．５〜１．５％を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなる組成を有するＡｌ−Ｍｎ系合金からなり、
前記犠牲材が、質量％で、Ｚｎ：４．１〜７．５％、Ｍｇ：１．２〜２．５％、Ｓｉ：０．１〜０．４％を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなる組成を有することを特徴とする
前記芯材が、質量％で、Ｍｎ：１．０〜１．８％、Ｓｉ：０．４〜１．２％、Ｆｅ：０．１〜０．４％、Ｃｕ：０．５〜１．５％を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなる組成を有するＡｌ−Ｍｎ系合金からなり、
前記犠牲材が、質量％で、Ｚｎ：４．１〜７．５％、Ｍｇ：１．２〜２．５％、Ｓｉ：０．１〜０．４％を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなる組成を有することを特徴とする
第４の本発明のアルミニウム合金ブレージングシートは、前記第１〜第３の本発明のいずれかにおいて、前記芯材の片面にＡｌ−Ｓｉ系またはＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎ系ろう材がクラッドされていることを特徴とする。
第５の本発明のアルミニウム合金ブレージングシートは、前記第１〜第４の本発明のいずれかにおいて、８０℃×７日時効後の引張強さが２１０ＭＰａ以上であることを特徴とする。
第５の本発明のアルミニウム合金ブレージングシートは、前記第１〜第４の本発明のいずれかにおいて、８０℃×７日時効後の引張強さが２１０ＭＰａ以上であることを特徴とする。
第６の本発明のアルミニウム合金ブレージングシートは、前記第４または第５の本発明において、前記芯材の片面にＡｌ−Ｓｉ系またはＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎ系ろう材がクラッドされていることを特徴とする。
以下、本発明で規定される各種特性および成分などの限定理由について説明する。なお、各成分量はいずれも質量％で示される。
１．板厚：０．２０ｍｍ未満
ブレージングシートのチューブ加工前の板厚が０．２０ｍｍ以上では、薄肉化が不十分であり、熱交換器の軽量化および小型化に対する効果が少ない。このため、板厚を０．２０ｍｍ未満に定める。なお、同様の理由により、板厚は、０．１９ｍｍ以下に定めることが好ましい。また、電縫溶接チューブの強度を確保する観点から、板厚は、０．１０ｍｍ以上に定めるのが望ましい。
ブレージングシートのチューブ加工前の板厚が０．２０ｍｍ以上では、薄肉化が不十分であり、熱交換器の軽量化および小型化に対する効果が少ない。このため、板厚を０．２０ｍｍ未満に定める。なお、同様の理由により、板厚は、０．１９ｍｍ以下に定めることが好ましい。また、電縫溶接チューブの強度を確保する観点から、板厚は、０．１０ｍｍ以上に定めるのが望ましい。
２．０．２％耐力：１９０〜２３０ＭＰａ
チューブ加工前のブレージングシートの０．２％耐力は、成形性を左右する因子であり、大きくなるほどスプリングバック量が増加し、また、座屈が発生しやすくなり、電縫溶接チューブの成形時に所定の形状を得ることが困難になる。０．２％耐力が２３０ＭＰａを超えると、上記の理由から電縫溶接チューブを造管することが困難になる。０．２％耐力が１９０ＭＰａ未満では、早期に塑性変形することにより所定の形状を得ることが困難になる。このため、ブレージングシートの０．２％耐力を１９０〜２３０ＭＰａに定める。なお、同様の理由により、ブレージングシートの０．２％耐力は、下限を１９５ＭＰａ、上限を２２５ＭＰａに定めるのがさらに望ましい。
チューブ加工前のブレージングシートの０．２％耐力は、成形性を左右する因子であり、大きくなるほどスプリングバック量が増加し、また、座屈が発生しやすくなり、電縫溶接チューブの成形時に所定の形状を得ることが困難になる。０．２％耐力が２３０ＭＰａを超えると、上記の理由から電縫溶接チューブを造管することが困難になる。０．２％耐力が１９０ＭＰａ未満では、早期に塑性変形することにより所定の形状を得ることが困難になる。このため、ブレージングシートの０．２％耐力を１９０〜２３０ＭＰａに定める。なお、同様の理由により、ブレージングシートの０．２％耐力は、下限を１９５ＭＰａ、上限を２２５ＭＰａに定めるのがさらに望ましい。
３．ろう付後の引張強さ：１７０ＭＰａ以上
ブレージングシートの薄肉化に当たっては、薄肉化による肉厚減少分に見合うろう付後の材料の高強度化が必要である。しかしながら、ブレージングシートのろう付後の引張強さが１７０ＭＰａ未満であると、熱交換器に使用した際に充分な強度を得ることが困難であり、実用性に乏しい。したがって、ブレージングシートのろう付後の引張強さは、１７０ＭＰａ以上に定めるのが望ましく、１８０ＭＰａ以上に定めることが一層望ましい。ここで、ろう付温度は操業状態によって異なるが、標準的な条件(６００℃×３分)において得られる特性として規定している。
ブレージングシートの薄肉化に当たっては、薄肉化による肉厚減少分に見合うろう付後の材料の高強度化が必要である。しかしながら、ブレージングシートのろう付後の引張強さが１７０ＭＰａ未満であると、熱交換器に使用した際に充分な強度を得ることが困難であり、実用性に乏しい。したがって、ブレージングシートのろう付後の引張強さは、１７０ＭＰａ以上に定めるのが望ましく、１８０ＭＰａ以上に定めることが一層望ましい。ここで、ろう付温度は操業状態によって異なるが、標準的な条件(６００℃×３分)において得られる特性として規定している。
上記ブレージングシートは、芯材と、芯材の表面に犠牲材がクラッドされたものとすることができる。犠牲材は芯材の片面にクラッドし、芯材の他方の面に、ろう材をクラッドしたものにすることができる。以下、各材の成分などについて詳述する。
４．芯材
芯材は、Ｃｕ、Ｓｉ、およびＦｅから選択される少なくとも１種の元素を含有したＡｌ−Ｍｎ系合金とすることができ、具体的には、以下の成分を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなるものとすることができる。
芯材は、Ｃｕ、Ｓｉ、およびＦｅから選択される少なくとも１種の元素を含有したＡｌ−Ｍｎ系合金とすることができ、具体的には、以下の成分を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなるものとすることができる。
Ｍｎ：１．０〜１．８％
Ｍｎは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系化合物を微細に析出し、材料の強度を高める効果がある。しかし、その含有量が１．０％未満ではその効果が充分に発揮されず、１．８％を超えると鋳造時に巨大な金属間化合物を生成するため材料の成形性が低下してしまう。このため、Ｍｎ含有量は、１．０〜１．８％が望ましく、より望ましくは１．１〜１．８％であり、さらに望ましくは１．２〜１．７％である。
Ｍｎは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系化合物を微細に析出し、材料の強度を高める効果がある。しかし、その含有量が１．０％未満ではその効果が充分に発揮されず、１．８％を超えると鋳造時に巨大な金属間化合物を生成するため材料の成形性が低下してしまう。このため、Ｍｎ含有量は、１．０〜１．８％が望ましく、より望ましくは１．１〜１．８％であり、さらに望ましくは１．２〜１．７％である。
Ｓｉ：０．４〜１．２％
Ｓｉは、ろう付時に犠牲材から拡散したＭｇと微細なＭｇ−Ｓｉ化合物を形成することで強度を高める効果や、時効硬化性を高める効果がある。また、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系化合物を微細に形成し、材料強度を高める効果がある。しかし、その含有量が０．４％未満ではその効果が充分に発揮されず、１．２％を超えると材料の融点が低下してしまう。このため、Ｓｉの含有量は、０．４〜１．２％が望ましく、より望ましくは０．５から１．１％であり、さらに望ましくは０．６〜１．１％である。
Ｓｉは、ろう付時に犠牲材から拡散したＭｇと微細なＭｇ−Ｓｉ化合物を形成することで強度を高める効果や、時効硬化性を高める効果がある。また、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系化合物を微細に形成し、材料強度を高める効果がある。しかし、その含有量が０．４％未満ではその効果が充分に発揮されず、１．２％を超えると材料の融点が低下してしまう。このため、Ｓｉの含有量は、０．４〜１．２％が望ましく、より望ましくは０．５から１．１％であり、さらに望ましくは０．６〜１．１％である。
Ｆｅ：０．１〜０．４％
Ｆｅは、マトリックス中に粗大なＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系化合物を形成してろう付後の結晶粒径を小さくすることにより、ろう付時の犠牲材から芯材へのＭｇ拡散を促進させることで強度を高める効果がある。しかし、その含有量が０．１％未満ではその効果が充分に発揮されず、０．４％を超えると耐食性が低下してしまう。このため、Ｆｅの含有量は、０．１〜０．４％が望ましく、より望ましくは０．１５〜０．４％であり、さらに望ましくは０．２〜０．３８％である。
Ｆｅは、マトリックス中に粗大なＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系化合物を形成してろう付後の結晶粒径を小さくすることにより、ろう付時の犠牲材から芯材へのＭｇ拡散を促進させることで強度を高める効果がある。しかし、その含有量が０．１％未満ではその効果が充分に発揮されず、０．４％を超えると耐食性が低下してしまう。このため、Ｆｅの含有量は、０．１〜０．４％が望ましく、より望ましくは０．１５〜０．４％であり、さらに望ましくは０．２〜０．３８％である。
Ｃｕ：０．５〜１．５％
Ｃｕは、マトリックス中に固溶し、材料の強度を高める効果や、芯材に添加した場合、芯材の電位を貴として犠牲材との電位差が大きくなるため、ブレージングシートの耐食性を向上させる効果がある。しかし、その含有量が０．５％未満ではその効果が充分に発揮されず、１．５％を超えると材料の融点が低下してしまう。このため、Ｃｕの含有量は、０．５〜１．５％が望ましく、より望ましくは０．６〜１．２％であり、さらに望ましくは０．７〜１．１％である。
Ｃｕは、マトリックス中に固溶し、材料の強度を高める効果や、芯材に添加した場合、芯材の電位を貴として犠牲材との電位差が大きくなるため、ブレージングシートの耐食性を向上させる効果がある。しかし、その含有量が０．５％未満ではその効果が充分に発揮されず、１．５％を超えると材料の融点が低下してしまう。このため、Ｃｕの含有量は、０．５〜１．５％が望ましく、より望ましくは０．６〜１．２％であり、さらに望ましくは０．７〜１．１％である。
５．犠牲材
犠牲材は、Ｚｎ：３．０％以上、Ｍｇ：１．０％以上を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなるものとすることができ、より具体的には、以下の成分を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなるものとすることができる。
犠牲材は、Ｚｎ：３．０％以上、Ｍｇ：１．０％以上を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなるものとすることができ、より具体的には、以下の成分を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなるものとすることができる。
Ｚｎ：４．１〜７．５％、
Ｚｎは、ろう付熱処理後のごく短時間のうちにＭｇと微細なＭｇ−Ｚｎ化合物を形成してろう付後の強度を高める効果がある。また、電位を卑にするため犠牲材に添加した場合、芯材との電位差が大きくなり、ブレージングシートの耐食性を向上させる効果（腐食深さを低減する効果）がある。しかし、その含有量が４．１％未満ではその効果が充分に発揮されず、７．５％を超えると融点が低下したり、また、腐食速度が増加し犠牲材層が早期に消失する結果、腐食深さが増加してしまう。このため、Ｚｎの含有量は、４．１〜７．５％が望ましく、より望ましくは４．５〜７．０％であり、さらに望ましくは４．８〜６．８％である。
Ｚｎは、ろう付熱処理後のごく短時間のうちにＭｇと微細なＭｇ−Ｚｎ化合物を形成してろう付後の強度を高める効果がある。また、電位を卑にするため犠牲材に添加した場合、芯材との電位差が大きくなり、ブレージングシートの耐食性を向上させる効果（腐食深さを低減する効果）がある。しかし、その含有量が４．１％未満ではその効果が充分に発揮されず、７．５％を超えると融点が低下したり、また、腐食速度が増加し犠牲材層が早期に消失する結果、腐食深さが増加してしまう。このため、Ｚｎの含有量は、４．１〜７．５％が望ましく、より望ましくは４．５〜７．０％であり、さらに望ましくは４．８〜６．８％である。
Ｍｇ：１．２〜２．５％
Ｍｇは、ろう付熱処理時に芯材へ拡散して、ＭｇとＳｉが共存する領域において、Ｓｉと微細なＭｇ−Ｓｉ化合物を形成して材料の強度を向上させる効果がある。しかし、その含有量が１．２％未満ではその効果が充分に発揮されず、２．５％を超えるとろう付性が低下してしまう。このため、Ｍｇの含有量は、１．２〜２．５％が望ましく、より望ましくは１．２〜２．２％であり、さらに望ましくは１．３〜２．０％である。
Ｍｇは、ろう付熱処理時に芯材へ拡散して、ＭｇとＳｉが共存する領域において、Ｓｉと微細なＭｇ−Ｓｉ化合物を形成して材料の強度を向上させる効果がある。しかし、その含有量が１．２％未満ではその効果が充分に発揮されず、２．５％を超えるとろう付性が低下してしまう。このため、Ｍｇの含有量は、１．２〜２．５％が望ましく、より望ましくは１．２〜２．２％であり、さらに望ましくは１．３〜２．０％である。
Ｓｉ：０．１〜０．４％
Ｓｉは、Ｍｇと微細なＭｇ−Ｓｉ化合物を形成することで材料の強度を向上させる効果がある。しかし、その含有量が０．１％未満ではその効果が充分に発揮されず、０．４％を超えると犠牲材の融点が低下してろう付時に犠牲材が溶融してしまう。このため、Ｓｉの含有量は、０．１〜０．４％が望ましく、より望ましくは０．１３〜０．３５％であり、さらに望ましくは０．１５〜０．３２％である。
Ｓｉは、Ｍｇと微細なＭｇ−Ｓｉ化合物を形成することで材料の強度を向上させる効果がある。しかし、その含有量が０．１％未満ではその効果が充分に発揮されず、０．４％を超えると犠牲材の融点が低下してろう付時に犠牲材が溶融してしまう。このため、Ｓｉの含有量は、０．１〜０．４％が望ましく、より望ましくは０．１３〜０．３５％であり、さらに望ましくは０．１５〜０．３２％である。
６．ろう材
ろう材の組成としては特に限定されるものではなく、Ａｌ−Ｓｉ系合金、Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎ系合金の一般的にろう材として使用されているものを適用することができる。例えば、ＪＩＳ Ａ４０４５合金、Ａ４３４３合金、Ａ４０４７合金などが挙げられる。また、これらＪＩＳ Ａ４０４５合金、Ａ４３４３合金、Ａ４０４７合金などにＺｎを含有する合金、またＭｇ、Ｃｕ、Ｌｉなどを含有する合金を用いることもできる。
ろう材の組成としては特に限定されるものではなく、Ａｌ−Ｓｉ系合金、Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎ系合金の一般的にろう材として使用されているものを適用することができる。例えば、ＪＩＳ Ａ４０４５合金、Ａ４３４３合金、Ａ４０４７合金などが挙げられる。また、これらＪＩＳ Ａ４０４５合金、Ａ４３４３合金、Ａ４０４７合金などにＺｎを含有する合金、またＭｇ、Ｃｕ、Ｌｉなどを含有する合金を用いることもできる。
以上説明したように、本発明によれば、高いろう付後強度を有するとともに、造管性に優れた電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシートを得ることができる。
以下、本発明の一実施形態を説明する。
本実施形態の電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート１は、芯材３と、芯材３の一方の面にクラッドされた犠牲材４と、芯材３の他方の面にクラッドされたろう材５とを有している。電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート１の板厚は、０．２０ｍｍ未満である。また、電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート１の０．２％耐力は、１９０〜２３０ＭＰａである。
芯材３、犠牲材４、およびろう材５は、それぞれ上述した組成または材質からなるものとすることができる。
本実施形態の電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート１は、芯材３と、芯材３の一方の面にクラッドされた犠牲材４と、芯材３の他方の面にクラッドされたろう材５とを有している。電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート１の板厚は、０．２０ｍｍ未満である。また、電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート１の０．２％耐力は、１９０〜２３０ＭＰａである。
芯材３、犠牲材４、およびろう材５は、それぞれ上述した組成または材質からなるものとすることができる。
電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート１が供される電縫溶接チューブは、アルミニウム合金ブレージングシート１のチューブ成形前の板厚をｔ、電縫溶接チューブ成形後の溶接径をＤとすると、ｔ／Ｄ×１００（％）が２．０％以下となるものである。ｔ／Ｄ×１００（％）が２．０％以下で成形性が良好なこと、板厚が０．２０ｍｍ未満であることから、成形される電縫溶接チューブは、薄肉かつ成形性に優れるものといえる。
上記アルミニウム合金ブレージングシート１は、以下のようにして製造することができる。
まず、それぞれ上述した組成または材質からなる芯材用アルミニウム合金、犠牲材用アルミニウム合金、およびろう材用合金を鋳造し、得られた芯材、犠牲材、およびろう材について所定温度で均質化処理を行う。なお、均質化処理は必ずしも行う必要はなく、例えば、芯材については均質化処理を行う一方、犠牲材およびろう材について均質化処理を行わないこともできる。
また、均質化処理の条件は、例えば、芯材については５５０〜６００℃で８〜１６時間、犠牲材については５５０〜６００℃で８〜１６時間、ろう材については４００〜５００℃で８〜１６時間とすることができる。
まず、それぞれ上述した組成または材質からなる芯材用アルミニウム合金、犠牲材用アルミニウム合金、およびろう材用合金を鋳造し、得られた芯材、犠牲材、およびろう材について所定温度で均質化処理を行う。なお、均質化処理は必ずしも行う必要はなく、例えば、芯材については均質化処理を行う一方、犠牲材およびろう材について均質化処理を行わないこともできる。
また、均質化処理の条件は、例えば、芯材については５５０〜６００℃で８〜１６時間、犠牲材については５５０〜６００℃で８〜１６時間、ろう材については４００〜５００℃で８〜１６時間とすることができる。
次いで、芯材の鋳塊の片面に犠牲材の鋳塊を、さらに反対面にろう材の鋳塊を組み合わせて熱間圧延し、クラッド材とする。さらに所定の厚さまで冷間圧延を行い、その後、中間焼鈍を行い、最終の冷間圧延により所望の厚さのクラッド材（ブレージングシート）を作製する。クラッド材の構成は、厚さの比で、犠牲材：芯材：ろう材＝１０〜２０％：７０〜８５％：５〜１０％とすることができ、例えば、犠牲材：芯材：ろう材＝２０％：７０％：１０％とすることができ、犠牲材のクラッド率を１５％や１７％に変更することもできる。
なお、熱間圧延の条件は、例えば、４００〜５００℃で負荷とすることができる。また、中間焼鈍の条件は、例えば、２００〜４００℃で３〜８時間とすることができる。
なお、熱間圧延の条件は、例えば、４００〜５００℃で負荷とすることができる。また、中間焼鈍の条件は、例えば、２００〜４００℃で３〜８時間とすることができる。
上記製造工程において、最終圧延率などの条件の設定により、得られる電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート１のチューブ加工前の０．２％耐力を１９０〜２３０ＭＰａに設定し、さらに、ろう付相当熱処理後の引張強さを１７０ＭＰａ以上とすることができる。また、得られた電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート１は、８０℃雰囲気中で７日間保持する時効処理によって２１０ＭＰａ以上の引張強さを得ることができる。
上記により得られた電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート１は、常法によりロールフォーミングして上記条件の溶接径Ｄを有するチューブ形状にし、さらに電縫溶接によって電縫溶接チューブを得ることができる。
上記により得られた電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート１は、常法によりロールフォーミングして上記条件の溶接径Ｄを有するチューブ形状にし、さらに電縫溶接によって電縫溶接チューブを得ることができる。
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、およびろう材用合金（４０４５合金）を鋳造した。なお、芯材用アルミニウム合金および犠牲材用アルミニウム合金の組成は、それぞれ表１および表２に示すものとした。表１および表２に示す組成において、残部はＡｌおよび不可避的不純物である。
得られた芯材は、５８５℃で８時間の均質化処理を行った。犠牲材およびろう材については均質化処理を行わなかった。
芯材鋳塊の一方の片面に犠牲材鋳塊を、さらに他方の片面にろう材鋳塊を組み合わせて熱間圧延し、クラッド材とした。さらに所定の厚さまで冷間圧延を行った。その後、中間焼鈍を３５０℃で６時間行い、最終の冷間圧延により厚さ０．１８ｍｍのＨ１４調質のクラッド材を作製した。クラッド材の構成は、厚さの比で、犠牲材：芯材：ろう材＝２０％：７０％：１０％とした。
得られた芯材は、５８５℃で８時間の均質化処理を行った。犠牲材およびろう材については均質化処理を行わなかった。
芯材鋳塊の一方の片面に犠牲材鋳塊を、さらに他方の片面にろう材鋳塊を組み合わせて熱間圧延し、クラッド材とした。さらに所定の厚さまで冷間圧延を行った。その後、中間焼鈍を３５０℃で６時間行い、最終の冷間圧延により厚さ０．１８ｍｍのＨ１４調質のクラッド材を作製した。クラッド材の構成は、厚さの比で、犠牲材：芯材：ろう材＝２０％：７０％：１０％とした。
上記のようにして得られたクラッド材について、ろう付前強度（チューブ加工前の素材強度）、ろう付後強度、８０℃×７日時効後強度、成形性、耐ろう浸食性、および内部耐食性を以下のようにして評価した。各供試材の構成および圧延率、並びに評価結果を表３に示す。
（ろう付前強度）
作製した材料から圧延方向と平行にサンプルを切り出し、ＪＩＳ１３号Ｂ試験片を作製し、引張試験を実施して０．２％耐力を測定し、測定結果を表３に示した。
作製した材料から圧延方向と平行にサンプルを切り出し、ＪＩＳ１３号Ｂ試験片を作製し、引張試験を実施して０．２％耐力を測定し、測定結果を表３に示した。
（ろう付後強度）
作製した材料を高純度窒素ガス雰囲気中でドロップ形式で６００℃×３分のろう付相当熱処理（室温から６００℃まで昇温時間は５〜７分）を施したのち、圧延方向と平行にサンプルを切り出し、ＪＩＳ１３号Ｂ試験片を作製し、引張試験を実施して引張強さを測定した。測定結果は、以下の基準に従って評価し、評価結果を表３に示した。
○○○：引張強さが１８０ＭＰａ以上のもの
○○：引張強さが１７０ＭＰａ以上、１７９ＭＰａ以下のもの
○：引張強さが１６０ＭＰａ以上、１６９ＭＰａ以下のもの
×：引張強さが１５９ＭＰａ以下のもの
作製した材料を高純度窒素ガス雰囲気中でドロップ形式で６００℃×３分のろう付相当熱処理（室温から６００℃まで昇温時間は５〜７分）を施したのち、圧延方向と平行にサンプルを切り出し、ＪＩＳ１３号Ｂ試験片を作製し、引張試験を実施して引張強さを測定した。測定結果は、以下の基準に従って評価し、評価結果を表３に示した。
○○○：引張強さが１８０ＭＰａ以上のもの
○○：引張強さが１７０ＭＰａ以上、１７９ＭＰａ以下のもの
○：引張強さが１６０ＭＰａ以上、１６９ＭＰａ以下のもの
×：引張強さが１５９ＭＰａ以下のもの
（８０℃×７日時効後強度）
作製した材料を高純度窒素ガス雰囲気中でドロップ形式で６００℃×３分のろう付相当熱処理（室温から６００℃まで昇温時間は５〜７分）を施したのち、８０℃の雰囲気中で７日間保持したサンプルを圧延方向と平行に切り出し、ＪＩＳ１３号Ｂ試験片を作製し、引張試験を実施して引張強さを測定した。測定結果は、以下の基準に従って評価し、評価結果を表３に示した。
○○○：引張強さが２３０ＭＰａ以上のもの
○○：引張強さが２２０ＭＰａ以上、２２９ＭＰａ以下のもの
○：引張強さが２１０ＭＰａ以上、２１９ＭＰａ以下のもの
×：引張強さが２０９ＭＰａ以下のもの
作製した材料を高純度窒素ガス雰囲気中でドロップ形式で６００℃×３分のろう付相当熱処理（室温から６００℃まで昇温時間は５〜７分）を施したのち、８０℃の雰囲気中で７日間保持したサンプルを圧延方向と平行に切り出し、ＪＩＳ１３号Ｂ試験片を作製し、引張試験を実施して引張強さを測定した。測定結果は、以下の基準に従って評価し、評価結果を表３に示した。
○○○：引張強さが２３０ＭＰａ以上のもの
○○：引張強さが２２０ＭＰａ以上、２２９ＭＰａ以下のもの
○：引張強さが２１０ＭＰａ以上、２１９ＭＰａ以下のもの
×：引張強さが２０９ＭＰａ以下のもの
（成形性）
作製した０．１８ｍｍ厚の材料をチューブ造管機を用いて、溶接径：φ１０．０ｍｍ（ｔ／Ｄ＝１．８％）の条件で円筒形状に加工し、端部に電縫溶接を実施した。加工後サンプルについて樹脂埋めし、圧延方向平行断面を鏡面研磨し、バーカー氏液で組織を現出後、光学顕微鏡で観察して、以下の基準に従って成形性を評価した。
○：チューブ成形時に座屈が発生せず、良好な溶接状態が得られたもの
×１：チューブ成形時に座屈が発生
×２：突き合わせ不良による溶接不良
作製した０．１８ｍｍ厚の材料をチューブ造管機を用いて、溶接径：φ１０．０ｍｍ（ｔ／Ｄ＝１．８％）の条件で円筒形状に加工し、端部に電縫溶接を実施した。加工後サンプルについて樹脂埋めし、圧延方向平行断面を鏡面研磨し、バーカー氏液で組織を現出後、光学顕微鏡で観察して、以下の基準に従って成形性を評価した。
○：チューブ成形時に座屈が発生せず、良好な溶接状態が得られたもの
×１：チューブ成形時に座屈が発生
×２：突き合わせ不良による溶接不良
（耐ろう侵食性（ろう侵食深さ））
作製した材料を高純度窒素ガス雰囲気中でドロップ形式で６００℃×３分のろう付相当熱処理（室温から６００℃まで昇温時間は５〜７分）を施した。ろう付相当熱処理を実施したサンプルを樹脂埋めし、圧延方向平行断面を鏡面研磨し、バーカー氏液で組織を現出後、光学顕微鏡で観察してろう侵食深さ（エロージョン深さ）を測定した。図３は、ろう浸食深さを示す光学顕微鏡による断面写真の一例である。測定結果は、以下の基準に従って評価した。
○：ろう浸食深さが５９μｍ以下のもの
×：ろう浸食深さが６０μｍ以上のもの
作製した材料を高純度窒素ガス雰囲気中でドロップ形式で６００℃×３分のろう付相当熱処理（室温から６００℃まで昇温時間は５〜７分）を施した。ろう付相当熱処理を実施したサンプルを樹脂埋めし、圧延方向平行断面を鏡面研磨し、バーカー氏液で組織を現出後、光学顕微鏡で観察してろう侵食深さ（エロージョン深さ）を測定した。図３は、ろう浸食深さを示す光学顕微鏡による断面写真の一例である。測定結果は、以下の基準に従って評価した。
○：ろう浸食深さが５９μｍ以下のもの
×：ろう浸食深さが６０μｍ以上のもの
（内部耐食性（腐食深さ））
ろう付熱処理後のサンプルから３０×４０ｍｍのサンプルを切り出し、犠牲材側について、Ｃｌ−：１９５ｐｐｍ、ＳＯ４ ２−：６０ｐｐｍ、Ｃｕ２＋：１ｐｐｍ、Ｆｅ３＋：３０ｐｐｍを含む水溶液中で８０℃×８時間→室温×１６時間のサイクルで浸漬試験を８週間実施した。腐食試験後のサンプルを沸騰させたリン酸クロム酸混合溶液に浸漬して腐食生成物を除去した後、最大腐食部の断面観察を実施して腐食深さを測定した。測定結果は、以下の基準に従って評価した。
○：腐食深さが４９μｍ以下のもの
×：腐食深さが５０μｍ以上のもの
ろう付熱処理後のサンプルから３０×４０ｍｍのサンプルを切り出し、犠牲材側について、Ｃｌ−：１９５ｐｐｍ、ＳＯ４ ２−：６０ｐｐｍ、Ｃｕ２＋：１ｐｐｍ、Ｆｅ３＋：３０ｐｐｍを含む水溶液中で８０℃×８時間→室温×１６時間のサイクルで浸漬試験を８週間実施した。腐食試験後のサンプルを沸騰させたリン酸クロム酸混合溶液に浸漬して腐食生成物を除去した後、最大腐食部の断面観察を実施して腐食深さを測定した。測定結果は、以下の基準に従って評価した。
○：腐食深さが４９μｍ以下のもの
×：腐食深さが５０μｍ以上のもの
（総合評価）
上述した各試験の結果に基づき、以下の基準に従って各供試材の総合評価を行った。
○○○：成形性の項目が○、ろう付後強度、および８０℃×７日時効後強度の項目がそれぞれ○○○、ならびに耐ろう浸食性および内部耐食性の項目がそれぞれ○のもの
○○：成形性の項目が○、その他の全ての項目が○以上のもの（上記総合評価○○○のものを除く）
○：成形性の項目が○のもの（上記総合評価○○○および○○のものを除く）
×：成形性の項目が×のもの
上述した各試験の結果に基づき、以下の基準に従って各供試材の総合評価を行った。
○○○：成形性の項目が○、ろう付後強度、および８０℃×７日時効後強度の項目がそれぞれ○○○、ならびに耐ろう浸食性および内部耐食性の項目がそれぞれ○のもの
○○：成形性の項目が○、その他の全ての項目が○以上のもの（上記総合評価○○○のものを除く）
○：成形性の項目が○のもの（上記総合評価○○○および○○のものを除く）
×：成形性の項目が×のもの
１ アルミニウム合金ブレージングシート
３ 芯材
４ 犠牲材
５ ろう材
３ 芯材
４ 犠牲材
５ ろう材
Claims (5)
- チューブ成形前の板厚をｔ、チューブ成形後の溶接径をＤとしたとき、ｔ／Ｄ×１００（％）が２．０％以下となる電縫溶接チューブに供される電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシートであって、
前記電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシートの芯材が、不可避不純物以外にＣｕ、Ｓｉ、およびＦｅから選択される少なくとも１種の元素を含有し、その含有の際の含有量が、質量％で、Ｍｎ：１．０〜１．８％、Ｓｉ：０．４〜１．２％、Ｆｅ：０．１〜０．４％、Ｃｕ：０．５〜１．５％の範囲内で、残部がＡｌと不可避不純物からなるＡｌ−Ｍｎ系合金であり、
前記板厚が０．２０ｍｍ未満であり、０．２％耐力が１９０〜２３０ＭＰａであり、
６００℃×３分間とするろう付相当熱処理直後の引張強さが１７０ＭＰａ以上であることを特徴とする電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート。 - 芯材と、前記芯材の表面にクラッドされた犠牲材とを有し、
前記犠牲材が、質量％で、Ｚｎ：３．０％以上、Ｍｇ：１．０％以上を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなる組成を有することを特徴とする請求項１記載の電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート。 - 芯材と、前記芯材の表面にクラッドされた犠牲材とを有し、
前記芯材が、質量％で、Ｍｎ：１．０〜１．８％、Ｓｉ：０．４〜１．２％、Ｆｅ：０．１〜０．４％、Ｃｕ：０．５〜１．５％を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなる組成を有するＡｌ−Ｍｎ系合金からなり、
前記犠牲材が、質量％で、Ｚｎ：４．１〜７．５％、Ｍｇ：１．２〜２．５％、Ｓｉ：０．１〜０．４％を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなる組成を有することを特徴とする請求項１または２に記載の電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート。 - 前記芯材の片面にＡｌ−Ｓｉ系またはＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎ系ろう材がクラッドされていることを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート。
- ８０℃×７日時効後の引張強さが２１０ＭＰａ以上であることを特徴とする請求項１〜４のいずれか１項に記載の電縫溶接チューブ用アルミニウム合金ブレージングシート。
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