JP6803827B2 - 熱交換器用アルミニウム合金材及び熱交換器 - Google Patents
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Description
本発明は、自動車等の熱交換器用部品として用いられる熱交換器用アルミニウム合金材及び熱交換器に関する。
従来、自動車用熱交換器の部品等には、ブレージングシートと称されるアルミニウム合金の片面又は両面にろう材が配置されたクラッド材が用いられている。このようなクラッド材が用いられる自動車用熱交換器として、例えば、トランスミッション等のオイルを冷却するオイルクーラが知られている（特許文献１参照）。
この特許文献１に記載のアルミニウム製積層型オイルクーラは、アルミニウム合金の両面にろう材を配置したクラッド材を積層し、６００℃の温度でのろう付けにてこれらを接合し、冷却水用流路及びオイル用流路を確保している。これにより、オイル用流路を流通する高温のオイルが冷却水用流路を流通する冷却水により冷却される。
この特許文献１に記載のアルミニウム製積層型オイルクーラは、アルミニウム合金の両面にろう材を配置したクラッド材を積層し、６００℃の温度でのろう付けにてこれらを接合し、冷却水用流路及びオイル用流路を確保している。これにより、オイル用流路を流通する高温のオイルが冷却水用流路を流通する冷却水により冷却される。
しかしながら、特許文献１に記載の構成では、冷却水側には、クラッド材のろう材面が接するため、耐食性が問題となる。この点、両面にろう材を配置したクラッド材の耐食性は、ラジエータ用チューブ材などで用いられる犠牲材を配置したクラッド材に比べると、犠牲材のような面状腐食にならず芯材方向へ局部腐食が発生し易いことから、耐食性に劣ることが知られている。これは、ろう材は初晶と共晶組織を有するため、犠牲材のような面状腐食にならずに芯材方向へ局部腐食が発生し易いことに起因している。
また、特許文献１に記載のオイルクーラ以外にも燃費向上や熱交換器の小型化等を目的に、コンデンサやＣＡＣ（チャージエアクーラ）等、従来の空冷タイプから水冷タイプが検討されている。さらに、ＣＡＣでは、排気ガスの再循環システムも検討されており、この場合は、冷却水が流通する側の耐食性に加えて、空気が流通する側においても排気ガス濃縮液に対する耐食性も必要となる。
以上の観点から、芯材の両面又は片面にろう材を有するブレージングシート（熱交換器用アルミニウム合金材）の耐食性を向上させることが望まれている。
また、特許文献１に記載のオイルクーラ以外にも燃費向上や熱交換器の小型化等を目的に、コンデンサやＣＡＣ（チャージエアクーラ）等、従来の空冷タイプから水冷タイプが検討されている。さらに、ＣＡＣでは、排気ガスの再循環システムも検討されており、この場合は、冷却水が流通する側の耐食性に加えて、空気が流通する側においても排気ガス濃縮液に対する耐食性も必要となる。
以上の観点から、芯材の両面又は片面にろう材を有するブレージングシート（熱交換器用アルミニウム合金材）の耐食性を向上させることが望まれている。
本発明は、耐食性を向上できる熱交換器用アルミニウム合金材及び熱交換器を提供することを目的とする。
本発明の熱交換器用アルミニウム合金材は、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材と、その片面又は両面に貼り合わされたＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材とからなる熱交換器用アルミニウム合金材であって、前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材は、質量％で、Ｍｎ：１．０％以上２．０％以下、Ｓｉ：０．０８％以上１．２５％以下、Ｃｕ：０．３％以上１．２１％以下、を含有し、残部がＡｌ及び不可避不純物からなる組成のアルミニウム合金であり、前記Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材は、質量％で、Ｓｉ：２．０％以上１２．７％以下、Ｚｎ：０．９％以上５．０％以下、を含有し、残部がＡｌ及び不可避不純物からなる組成のアルミニウム合金であり、室温から６００℃まで平均昇温速度１００℃／分で昇温し、６００℃で３分保持後、１００℃／分の降温速度で降温冷却するろう付相当熱処理の条件で加熱後のろう付け熱処理後の前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材における板厚中央部の電位に対して２５ｍＶ以上１８０ｍＶ以下卑な領域の厚みが前記Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材表面から板厚深さ方向に３０μｍ以上８０μｍ以下であり、かつ、ろう材初晶及び前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の腐食電流密度がいずれも０．０５ｍＡ／ｃｍ２以下であり、前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の平均結晶粒径が３０μｍ以上３００μｍ以下である。
本発明では、熱交換器用アルミニウム合金材の芯材として、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材を用いており、この芯材に含まれるＭｎ及びＣｕは、芯材の強度を向上させる。また、熱交換器用アルミニウム合金材のろう材として、Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材を用いており、Ｚｎは、ろう材を芯材に対して卑な電位とする機能を有する。
ここで、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材における板厚中央部の電位と上記卑な領域の電位との電位差が２５ｍＶ未満であると、電位差が小さすぎることから耐食性を向上できず、１８０ｍＶを超えると腐食減量の増加を招く。また、上記卑な領域の厚みがＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材の表面から板厚深さ方向に３０μｍ未満であると卑な領域が小さく、耐食性を向上できず、上記厚みが８０μｍを超えるとろう材に早期に貫通孔が開いてしまう。
これに対し、本発明では、ろう付け熱処理後のろう材の表面から板厚深さ方向に一定の厚みで芯材電位より一定卑な領域を確保することでろう材の腐食形態が局部腐食型から全面腐食型へ良化するので、ろう材の耐孔食性（耐食性）を向上できる。
また、ろう材初晶及びＡｌ−Ｍｎ−Ｃｕ芯材の腐食電流密度がいずれも０．０５ｍＡ／ｃｍ２を超えていると腐食速度が上昇して早期に犠牲陽極効果が消失してしまい耐食性が低下する。また、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の平均結晶粒径が３０μｍ未満であると結晶粒界を経由するろう侵食量が増大し、３００μｍを超えると侵食深さが増大する。
これに対し、本発明では、ろう材初晶及びＡｌ−Ｍｎ−Ｃｕ芯材の腐食電流密度がいずれも０．０５ｍＡ／ｃｍ２以下であり、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の平均結晶粒径が３０μｍ以上３００μｍ以下であるため、ろう材の耐食性を向上できる。
これに対し、本発明では、ろう付け熱処理後のろう材の表面から板厚深さ方向に一定の厚みで芯材電位より一定卑な領域を確保することでろう材の腐食形態が局部腐食型から全面腐食型へ良化するので、ろう材の耐孔食性（耐食性）を向上できる。
また、ろう材初晶及びＡｌ−Ｍｎ−Ｃｕ芯材の腐食電流密度がいずれも０．０５ｍＡ／ｃｍ２を超えていると腐食速度が上昇して早期に犠牲陽極効果が消失してしまい耐食性が低下する。また、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の平均結晶粒径が３０μｍ未満であると結晶粒界を経由するろう侵食量が増大し、３００μｍを超えると侵食深さが増大する。
これに対し、本発明では、ろう材初晶及びＡｌ−Ｍｎ−Ｃｕ芯材の腐食電流密度がいずれも０．０５ｍＡ／ｃｍ２以下であり、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の平均結晶粒径が３０μｍ以上３００μｍ以下であるため、ろう材の耐食性を向上できる。
本発明の熱交換器用アルミニウム合金材の好ましい態様としては、ろう付け処理後の前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材は、質量％で、Ｚｒ：０．０２％以上０．２０％以下を含有するとよい。
本発明の熱交換器用アルミニウム合金材の好ましい態様としては、ろう付け熱処理前の前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材におけるＡｌ−Ｍｎ系、Ａｌ−Ｃu系の分散粒子のうち、円相当径で１μｍ以下の分散粒子の体積率が１％以上５％以下でかつ５０ｎｍ以上３００ｎｍ以下の分散粒子の個数割合が８０％以上を占めるとよい。
本発明の熱交換器は、オイルが流通するオイル流路と、前記オイル流路に隣接して配置され、前記オイルを冷却する冷却水が流通する冷却水流路と、を備え、前記オイル流路及び前記冷却水流路を区画するプレートは、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材と、その片面又は両面に貼り合わされたＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材とからなる熱交換器用アルミニウム合金材により構成され、前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材は、質量％で、Ｍｎ：１．０％以上２．０％以下、Ｓｉ：０．０８％以上１．２５％以下、Ｃｕ：０．３％以上１．２１％以下、を含有し、残部がＡｌ及び不可避不純物からなる組成のアルミニウム合金であり、前記Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材は、質量％で、Ｓｉ：２．０％以上１２．７％以下、Ｚｎ：０．９％以上５．０％以下、を含有し、残部がＡｌ及び不可避不純物からなる組成のアルミニウム合金であり、前記熱交換器用アルミニウム合金材は、前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材における板厚中央部の電位に対して２５ｍＶ以上１８０ｍＶ以下卑な領域の厚みが前記Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材表面から板厚深さ方向に３０μｍ以上８０μｍ以下であり、かつ、ろう材初晶及び前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の腐食電流密度がいずれも０．０５ｍＡ／ｃｍ２以下であり、前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の平均結晶粒径が３０μｍ以上３００μｍ以下である。
本発明では、熱交換器を構成するプレートの耐食性が向上するので、熱交換器の耐食性（耐久性）を向上できる。
本発明によれば、熱交換器用アルミニウム合金材及び熱交換器の耐食性を向上できる。
以下、本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金材及び熱交換器用アルミニウム合金材を用いた熱交換器の実施形態について、図面を用いて説明する。
本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金材（以下、単に合金材という）を用いた熱交換器１は、図１に示すように、それぞれが略同一形状に形成された複数のプレート４，５と、上側プレート２と、下側プレート３と、冷却水流入パイプ６と、冷却水流出パイプ７と、インナーフィン８と、を備えている。
本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金材（以下、単に合金材という）を用いた熱交換器１は、図１に示すように、それぞれが略同一形状に形成された複数のプレート４，５と、上側プレート２と、下側プレート３と、冷却水流入パイプ６と、冷却水流出パイプ７と、インナーフィン８と、を備えている。
各プレート４，５は、交互に積層され、これらの中央部に空間を形成し、該空間にはインナーフィン８が配置される。そして、各プレート４，５は、オイルが流通するオイル流路８１と冷却水が流通する冷却水流路８２とを区画している。また、プレート４の外周部においては、オイルが流通するオイル流路４１及び冷却水が流通する冷却水流路４２が交互に配置されている。
このような熱交換器１を構成しているプレート４，５及びインナーフィン８のそれぞれは、本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金材により構成され、これらはろう付けにより接合される。なお、以下の説明では、組成が同一であるため、プレート４についてのみ説明する。
図２は、プレート４のろう付け後の表面近傍の拡大断面図である。
本発明の熱交換器用アルミニウム合金であるプレート４は、図２に示すように、芯材４ａにおける板厚中央部Ａｒ１の電位に対して２５ｍＶ以上１８０ｍＶ以下卑な領域Ａｒ２の厚みがろう材４ｂ表面から板厚深さ方向に３０μｍ以上８０μｍ以下の範囲Ａｒ２で存在している。また、ろう材初晶及び芯材４ａの腐食電流密度は、いずれも０．０５ｍＡ／ｃｍ２以下であり、芯材４ａの平均結晶粒径は、３０μｍ以上３００μｍ以下である。なお、芯材４ａの板厚及びろう材４ｂのクラッド率は特に限定されるものではないが、例えばアルミニウム製積層型オイルクーラ用プレート材として用いる場合には、芯材４ａの板厚が０．３ｍｍ以上０．６ｍｍ以下、ろう材４ｂのクラッド率が１０％以上〜２０％以下(片面)であることが好ましい。
本発明の熱交換器用アルミニウム合金であるプレート４は、図２に示すように、芯材４ａにおける板厚中央部Ａｒ１の電位に対して２５ｍＶ以上１８０ｍＶ以下卑な領域Ａｒ２の厚みがろう材４ｂ表面から板厚深さ方向に３０μｍ以上８０μｍ以下の範囲Ａｒ２で存在している。また、ろう材初晶及び芯材４ａの腐食電流密度は、いずれも０．０５ｍＡ／ｃｍ２以下であり、芯材４ａの平均結晶粒径は、３０μｍ以上３００μｍ以下である。なお、芯材４ａの板厚及びろう材４ｂのクラッド率は特に限定されるものではないが、例えばアルミニウム製積層型オイルクーラ用プレート材として用いる場合には、芯材４ａの板厚が０．３ｍｍ以上０．６ｍｍ以下、ろう材４ｂのクラッド率が１０％以上〜２０％以下(片面)であることが好ましい。
Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材における板厚中央部の電位と上記卑な領域の電位差が２５ｍＶ未満であると、電位差が小さすぎることから耐食性を向上できず、１８０ｍＶを超えると腐食減量の増加を招く。
また、上記卑な領域の厚みがＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材表面から板厚深さ方向に３０μｍ以下であると卑領域が小さく、耐食性を向上できず、上記卑な領域の厚みが表面から８０μｍを超えるとろう材に早期に貫通孔が開いてしまう。
さらに、ろう材初晶及びＡｌ−Ｍｎ−Ｃｕ芯材の腐食電流密度がいずれも０．０５ｍＡ／ｃｍ２を超えていると腐食速度が上昇してろう材の耐食性が低下する。なお、ろう材４ｂは、図２に示すように、芯材４ａとの界面Ｅ１の周囲に初晶Ｅ２が形成され、最も外側に共晶Ｅ３が形成されている。このろう材４ｂの電位分布としては、（貴）界面Ｅ１の電位＞初晶Ｅ２の電位＞共晶Ｅ３の電位（卑）であり、いずれも芯材４ａの板厚中央部Ａｒ１の電位よりも低くなっている。
また、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の平均結晶粒径が３０μｍ未満であると結晶粒界を経由するろう侵食量が増大し、３００μｍを超えると侵食深さが増大する。
また、上記卑な領域の厚みがＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材表面から板厚深さ方向に３０μｍ以下であると卑領域が小さく、耐食性を向上できず、上記卑な領域の厚みが表面から８０μｍを超えるとろう材に早期に貫通孔が開いてしまう。
さらに、ろう材初晶及びＡｌ−Ｍｎ−Ｃｕ芯材の腐食電流密度がいずれも０．０５ｍＡ／ｃｍ２を超えていると腐食速度が上昇してろう材の耐食性が低下する。なお、ろう材４ｂは、図２に示すように、芯材４ａとの界面Ｅ１の周囲に初晶Ｅ２が形成され、最も外側に共晶Ｅ３が形成されている。このろう材４ｂの電位分布としては、（貴）界面Ｅ１の電位＞初晶Ｅ２の電位＞共晶Ｅ３の電位（卑）であり、いずれも芯材４ａの板厚中央部Ａｒ１の電位よりも低くなっている。
また、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の平均結晶粒径が３０μｍ未満であると結晶粒界を経由するろう侵食量が増大し、３００μｍを超えると侵食深さが増大する。
［芯材の組成］
本実施形態では、芯材４ａとしてＡｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材を用いており、この芯材４ａに含まれるＭｎ及びＣｕは、芯材の強度を向上させる。また、ろう材４ｂとして、Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材を用いており、このろう材に含まれるＳｉは、ろう付け性を向上させる。また、Ｚｎは、このろう材を芯材に対して卑な金属とする機能を有する。
具体的には、Ｍｎを１．０質量％以上２．０質量％以下、Ｓｉを０．１質量％以上１．２質量％以下、Ｃｕを０．３質量％以上１．２質量％以下の範囲で含有し、残部がＡｌ及び不可避不純物からなる組成のアルミニウム合金により構成されるとよい。
ここで、Ｍｎが１．０質量％未満であると、添加量が少ないため、芯材の強度を向上しにくく、Ｍｎが２．０質量％を超えていると、鋳造性及び圧延性等の製造性が悪化するおそれがある。また、Ｓｉが０．１質量％未満であると、添加量が少ないため、芯材の強度を向上しにくく、Ｓｉが１．２質量％を超えていると、融点が低下しやすく、ろう付け性が悪化するおそれがある。さらに、Ｃｕが０．３質量％未満であると、添加量が少ないため、芯材の強度を向上しにくく、Ｃｕが１．２質量％を超えていると、上記電位が貴化し過ぎて耐食性が低下するおそれがあり、また、融点も低下するおそれがある。
本実施形態では、芯材４ａとしてＡｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材を用いており、この芯材４ａに含まれるＭｎ及びＣｕは、芯材の強度を向上させる。また、ろう材４ｂとして、Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材を用いており、このろう材に含まれるＳｉは、ろう付け性を向上させる。また、Ｚｎは、このろう材を芯材に対して卑な金属とする機能を有する。
具体的には、Ｍｎを１．０質量％以上２．０質量％以下、Ｓｉを０．１質量％以上１．２質量％以下、Ｃｕを０．３質量％以上１．２質量％以下の範囲で含有し、残部がＡｌ及び不可避不純物からなる組成のアルミニウム合金により構成されるとよい。
ここで、Ｍｎが１．０質量％未満であると、添加量が少ないため、芯材の強度を向上しにくく、Ｍｎが２．０質量％を超えていると、鋳造性及び圧延性等の製造性が悪化するおそれがある。また、Ｓｉが０．１質量％未満であると、添加量が少ないため、芯材の強度を向上しにくく、Ｓｉが１．２質量％を超えていると、融点が低下しやすく、ろう付け性が悪化するおそれがある。さらに、Ｃｕが０．３質量％未満であると、添加量が少ないため、芯材の強度を向上しにくく、Ｃｕが１．２質量％を超えていると、上記電位が貴化し過ぎて耐食性が低下するおそれがあり、また、融点も低下するおそれがある。
なお、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材は、Ｚｒを０．０２質量％以上０．２０質量％以下含有してもよい。
Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材において、Ｚｒは、芯材の強度向上、結晶粒粗大化によるエロージョンを抑制する機能がある。この点、Ｚｒが０．０２質量％未満であると、添加量が少ないため、上記機能を発揮しにくく、Ｚｒが０．２０質量％を超えていると、鋳造性が低下するおそれがある。
Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材において、Ｚｒは、芯材の強度向上、結晶粒粗大化によるエロージョンを抑制する機能がある。この点、Ｚｒが０．０２質量％未満であると、添加量が少ないため、上記機能を発揮しにくく、Ｚｒが０．２０質量％を超えていると、鋳造性が低下するおそれがある。
ろう付け熱処理前の前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材におけるＡｌ−Ｍｎ系、Ａｌ−Ｃｕ系の分散粒子のうち、円相当径で１μｍ以下の分散粒子の体積率が１％以上５％以下でかつ５０ｎｍ以上３００ｎｍ以下の分散粒子の個数割合が８０％以上を占めるとよい。
芯材におけるＡｌ−Ｍｎ系、Ａｌ−Ｃｕ系の分散粒子のうち、円相当径で１μｍ以下の分散粒子の体積率（芯材の体積に占める粒子の体積比）が１％未満であると、分散粒子量が小さいため腐食電流密度及び結晶粒径を向上しにくく、５％を超えていると、所望の電位を得にくい。また、円相当径で５０ｎｍ以上３００ｎｍ以下の分散粒子の個数割合（全分散粒子の個数に対する個数比）が８０％未満であると、結晶粒微細化によるろう侵食が大きくなり、腐食電流密度が大きくなって耐食性が低下するおそれがある。
芯材におけるＡｌ−Ｍｎ系、Ａｌ−Ｃｕ系の分散粒子のうち、円相当径で１μｍ以下の分散粒子の体積率（芯材の体積に占める粒子の体積比）が１％未満であると、分散粒子量が小さいため腐食電流密度及び結晶粒径を向上しにくく、５％を超えていると、所望の電位を得にくい。また、円相当径で５０ｎｍ以上３００ｎｍ以下の分散粒子の個数割合（全分散粒子の個数に対する個数比）が８０％未満であると、結晶粒微細化によるろう侵食が大きくなり、腐食電流密度が大きくなって耐食性が低下するおそれがある。
［ろう材の組成］
Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材は、Ｓｉを２．０質量％以上１２．５質量％以下、Ｚｎを１．０質量％以上５．０質量％以下の範囲で含有し、残部がＡｌ及び不可避不純物からなる組成のアルミニウム合金により構成されるとよい。
Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材において、Ｓｉが２．０質量％未満であると、添加量が少ないため、ろう付け不良が発生しやすく、Ｓｉが１２．５質量％を超えていると、融点が低下するおそれがある。また、Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材において、Ｚｎが０．０５質量％未満であると、添加量が少ないため、耐食性を向上させにくく、Ｚｎが５．０質量％を超えていると、腐食減量が増加するおそれがある。
Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材は、Ｓｉを２．０質量％以上１２．５質量％以下、Ｚｎを１．０質量％以上５．０質量％以下の範囲で含有し、残部がＡｌ及び不可避不純物からなる組成のアルミニウム合金により構成されるとよい。
Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材において、Ｓｉが２．０質量％未満であると、添加量が少ないため、ろう付け不良が発生しやすく、Ｓｉが１２．５質量％を超えていると、融点が低下するおそれがある。また、Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材において、Ｚｎが０．０５質量％未満であると、添加量が少ないため、耐食性を向上させにくく、Ｚｎが５．０質量％を超えていると、腐食減量が増加するおそれがある。
［熱交換器用アルミニウム合金材の製造方法］
次に、この熱交換器用アルミニウム合金材を製造する方法について説明する。
まず、溶解鋳造により芯材用アルミニウム合金、ろう材層用アルミニウム合金を鋳造し、得られた鋳塊について所定温度で均質化処理を行う。
芯材の均質化処理は４００℃〜５８０℃で２時間〜１６時間の範囲から選択することができる。
次に、この熱交換器用アルミニウム合金材を製造する方法について説明する。
まず、溶解鋳造により芯材用アルミニウム合金、ろう材層用アルミニウム合金を鋳造し、得られた鋳塊について所定温度で均質化処理を行う。
芯材の均質化処理は４００℃〜５８０℃で２時間〜１６時間の範囲から選択することができる。
ろう材の均質化処理は、４００〜５５０℃で１〜１５時間とする。通常、ブレージングシートの作製工程において、ろう材層へ均質化処理を実施しないことが一般的であり、この工程にて作製されたブレージングシートのろう材層内には円相当径で１μｍ程度のＳｉ粒子が多数存在する。このろう材層内のＳｉ粒子サイズを制御するために、均質化処理が効果的であり、４００〜５５０℃で１〜１５時間の範囲から選択することができ、４８０〜５５０℃で３〜１０時間の範囲で実施するのがより好ましい。
均質化処理を実施した芯材用アルミニウム合金及びろう材用アルミニウム合金の鋳塊は、それぞれ熱間圧延を得て合金板とされる。また、鋳造工程と圧延工程とを分けずに、連続鋳造圧延を経て合金板としてもよい。
そして、これら合金板を適宜のクラッド率でクラッドされる。そのクラッドは一般には圧延により行われる。その後、さらに冷間圧延を施すことにより、所望の厚さの熱交換器用アルミニウム合金材が得られる。そして、最終焼鈍を例えば３６０℃で３時間行うことにより、Ｏ調質のクラッド材とする。
クラッド材の厚みの構成は、例えば、ろう材層：芯材：ろう材層＝１０％：８０％：１０％とすることができるが、これに限定されるものではなく、ろう材層のクラッド率を５％や１５％としてもよい。
そして、これら合金板を適宜のクラッド率でクラッドされる。そのクラッドは一般には圧延により行われる。その後、さらに冷間圧延を施すことにより、所望の厚さの熱交換器用アルミニウム合金材が得られる。そして、最終焼鈍を例えば３６０℃で３時間行うことにより、Ｏ調質のクラッド材とする。
クラッド材の厚みの構成は、例えば、ろう材層：芯材：ろう材層＝１０％：８０％：１０％とすることができるが、これに限定されるものではなく、ろう材層のクラッド率を５％や１５％としてもよい。
熱間圧延、冷間圧延、最終焼鈍は常法によって行えばよいが、冷間圧延工程時に、中間焼鈍を介在させることも可能である。その場合、中間焼鈍としては、例えば２００〜４００℃で１〜６時間の加熱によって行なうことができる。中間焼鈍後の最終圧延では、１０〜５０％の冷間圧延率で圧延を行なう。
以上説明した熱交換器用アルミニウム合金材により構成されるプレート４，５及びインナーフィン８を含む各構成を、図１に示す状態に組み立てた状態で全体を高温の炉内に挿入し、冷却することで、ろう材４ｂが溶融して各部材の接触部位がろう付け接合され、熱交換器１が構成される。この場合のろう付条件は、室温から４００℃の到達時間が４分〜９分、４００℃〜５５０℃の到達時間が１分〜２分、５５０℃〜目標温度までの到達時間が３分〜５分となるような昇温速度で加熱し、６００℃の目標温度で３分間保持し、その後、３００℃まで約１００℃/ｍｉｎで冷却した後、室温まで空冷を行なう処理である。
なお、上記の熱交換器の部材構成、およびろう付条件等は、あくまでも実施形態の一例であり、特にこれに限定されるものではない。
なお、上記の熱交換器の部材構成、およびろう付条件等は、あくまでも実施形態の一例であり、特にこれに限定されるものではない。
本実施形態では、ろう付け熱処理後のろう材４ｂ表面から板厚深さ方向に一定の範囲で芯材４ａの電位より一定卑な領域を確保することでろう材４ｂの腐食形態が局部腐食型から全面腐食型へ良化するので、ろう材４ｂの耐孔食性（耐食性）を向上できる。
また、プレート４，５及びインナーフィン８は、上記熱交換器用アルミニウム合金により構成されているので、熱交換器１の耐久性を向上できる。
また、プレート４，５及びインナーフィン８は、上記熱交換器用アルミニウム合金により構成されているので、熱交換器１の耐久性を向上できる。
なお、本発明は上記実施形態の構成のものに限定されるものではなく、細部構成においては、本発明の趣旨を逸脱しない範囲において種々の変更を加えることが可能である。
例えば、本発明の熱交換器用アルミニウム合金材は、冷却対象を冷却水により冷却する構成に限定されるものではなく、冷却対象を冷却風等により冷却する構成であってもよい。また、冷却対象もオイルに限られない。
上記実施形態では、図２に示すように、ろう付け熱処理後の芯材４ａにおける板厚中央部の電位に対して２５ｍＶ以上１８０ｍＶ以下卑な領域Ａｒ２の厚みがろう材４ｂの表面から板厚深さ方向に３０μｍ以上８０μｍ以下であり、その領域Ａｒ２が芯材４ａの一部を含むこととして説明したが、これに限らず、例えば、上記卑な領域は、ろう材４ｂにのみ設けられることとしてもよい。
例えば、本発明の熱交換器用アルミニウム合金材は、冷却対象を冷却水により冷却する構成に限定されるものではなく、冷却対象を冷却風等により冷却する構成であってもよい。また、冷却対象もオイルに限られない。
上記実施形態では、図２に示すように、ろう付け熱処理後の芯材４ａにおける板厚中央部の電位に対して２５ｍＶ以上１８０ｍＶ以下卑な領域Ａｒ２の厚みがろう材４ｂの表面から板厚深さ方向に３０μｍ以上８０μｍ以下であり、その領域Ａｒ２が芯材４ａの一部を含むこととして説明したが、これに限らず、例えば、上記卑な領域は、ろう材４ｂにのみ設けられることとしてもよい。
半連続鋳造により芯材用アルミニウム合金およびろう材用アルミニウム合金を鋳造した。芯材用アルミニウム合金、ろう材用アルミニウム合金には表１に示す合金（残部Ａｌおよび不可避不純物）を用いた。芯材用の材料にはそれぞれ表１に示す条件にて均質化処理を行なった。なお、ろう材用の材料には４５０℃で１０時間の均質化処理を行なった。
次に、芯材の両面にろう材（クラッド率各１０％）を組み合わせて所定の条件にて熱間圧延してクラッド材とし、さらに冷間圧延を行った。その後、板厚０．５ｍｍ、２５０℃で４時間の焼鈍を実施して調質Ｈ２４のブレージングシート（供試材）を作製した。
次に、芯材の両面にろう材（クラッド率各１０％）を組み合わせて所定の条件にて熱間圧延してクラッド材とし、さらに冷間圧延を行った。その後、板厚０．５ｍｍ、２５０℃で４時間の焼鈍を実施して調質Ｈ２４のブレージングシート（供試材）を作製した。
［分散粒子の分布状態］
円相当径１．０μｍ以下の第二相粒子の個数密度（個／μｍ２）を透過型電子顕微鏡（ＴＥＭ）によって測定した。
測定方法は、ろう付熱処理前の供試材に機械研磨、および電解研磨によってろう材中央部から薄膜を作製し、透過型電子顕微鏡にて１００００倍で写真撮影した。５視野（合計で５００μｍ２程度）について写真撮影し、画像解析によって第二相粒子の平均サイズおよび面積率を計測した。そして、円相当径で１μｍ以下の分散粒子の体積率、及び全分散粒子における円相当径５０ｎｍ以下３００ｎｍ以下の粒子の個数割合（所定粒子径の割合）を算出した。なお、「体積率」とは、芯材の体積に占める粒子の体積比をいう。
［ろう付処理］
室温から６００℃まで平均昇温速度１００℃／分で昇温し、６００℃で３分保持後、１００℃／分の降温速度で降温冷却する熱処理の条件でろう付相当加熱を行った。加熱後のブレージングシートについて、ろう溜り部を除去後、残りについて以下の評価試験を行った。
円相当径１．０μｍ以下の第二相粒子の個数密度（個／μｍ２）を透過型電子顕微鏡（ＴＥＭ）によって測定した。
測定方法は、ろう付熱処理前の供試材に機械研磨、および電解研磨によってろう材中央部から薄膜を作製し、透過型電子顕微鏡にて１００００倍で写真撮影した。５視野（合計で５００μｍ２程度）について写真撮影し、画像解析によって第二相粒子の平均サイズおよび面積率を計測した。そして、円相当径で１μｍ以下の分散粒子の体積率、及び全分散粒子における円相当径５０ｎｍ以下３００ｎｍ以下の粒子の個数割合（所定粒子径の割合）を算出した。なお、「体積率」とは、芯材の体積に占める粒子の体積比をいう。
［ろう付処理］
室温から６００℃まで平均昇温速度１００℃／分で昇温し、６００℃で３分保持後、１００℃／分の降温速度で降温冷却する熱処理の条件でろう付相当加熱を行った。加熱後のブレージングシートについて、ろう溜り部を除去後、残りについて以下の評価試験を行った。
［電位（芯材より卑な表層からの領域）］
各ブレージングシートを用いて、アノード分極測定を実施し、ろう材表面からの孔食電位分布を測定した。参照電極は銀塩化銀電極（飽和）を用い、窒素ガスの吹き込みにより脱気した４０℃の２．６７%ＡｌＣｌ３溶液中で電位掃引速度０．５ｍＶ／ｓで測定した。
なお、孔食電位分布は５０℃の５％ＮａＯＨ水溶液に浸漬して表面から所定の厚さを溶解除去した後に測定した。正確な電位勾配を求めるため、ろう材表面から板厚深さ方向に５μｍピッチで全板厚に対して電位測定を行い、芯材における板厚中央部の電位に対して２５ｍＶ以上１８０ｍＶ以下卑となっている領域の表層からの厚みを特定した。
各ブレージングシートを用いて、アノード分極測定を実施し、ろう材表面からの孔食電位分布を測定した。参照電極は銀塩化銀電極（飽和）を用い、窒素ガスの吹き込みにより脱気した４０℃の２．６７%ＡｌＣｌ３溶液中で電位掃引速度０．５ｍＶ／ｓで測定した。
なお、孔食電位分布は５０℃の５％ＮａＯＨ水溶液に浸漬して表面から所定の厚さを溶解除去した後に測定した。正確な電位勾配を求めるため、ろう材表面から板厚深さ方向に５μｍピッチで全板厚に対して電位測定を行い、芯材における板厚中央部の電位に対して２５ｍＶ以上１８０ｍＶ以下卑となっている領域の表層からの厚みを特定した。
［腐食電流密度］
各ブレージングシートを用いて、アノード分極およびカソード分極を実施し、両曲線の交点から腐食電流密度を求めた。なお、交点が無い場合はカソード分極におけるターフェル部(電位と電流密度の対数との間の直線関係を示す)を外挿することで求めた。これにより、ろう材初晶の電流密度及び芯材の電流密度を算出した。
なお、ろう材初晶の分極測定は、事前に定電流アノード溶解法にて電位的に卑なろう材共晶を腐食、消失させた後に実施した。
分極測定における諸条件は電位測定時と同様であり、カソード分極時は測定前にエアーバブリングを３０分実施して空気飽和させた。
［結晶粒測定］
各ブレージングシートを用いて、圧延方向平行断面を樹脂埋め後、鏡面に研磨した後、エッチング液（例えば常温のケラー氏液の１〜３ｍｉｎ浸漬）で芯材の結晶粒を現出させ、試料の５箇所について光学顕微鏡を用いて２００倍で写真撮影した。撮影した写真から圧延方向について切断法で結晶粒径を測定し、平均結晶粒径を算出した。
各ブレージングシートを用いて、アノード分極およびカソード分極を実施し、両曲線の交点から腐食電流密度を求めた。なお、交点が無い場合はカソード分極におけるターフェル部(電位と電流密度の対数との間の直線関係を示す)を外挿することで求めた。これにより、ろう材初晶の電流密度及び芯材の電流密度を算出した。
なお、ろう材初晶の分極測定は、事前に定電流アノード溶解法にて電位的に卑なろう材共晶を腐食、消失させた後に実施した。
分極測定における諸条件は電位測定時と同様であり、カソード分極時は測定前にエアーバブリングを３０分実施して空気飽和させた。
［結晶粒測定］
各ブレージングシートを用いて、圧延方向平行断面を樹脂埋め後、鏡面に研磨した後、エッチング液（例えば常温のケラー氏液の１〜３ｍｉｎ浸漬）で芯材の結晶粒を現出させ、試料の５箇所について光学顕微鏡を用いて２００倍で写真撮影した。撮影した写真から圧延方向について切断法で結晶粒径を測定し、平均結晶粒径を算出した。
［水側の耐食性評価］
各ブレージングシートから３０×４０ｍｍのサンプルを切り出し、片側のろう材面以外（端部および逆側ろう材面）をマスキングした。マスキングしたサンプルを、Ｃｌ−：１９５ｐｐｍ、ＳＯ４ ２−：６０ｐｐｍ、Ｃｕ２＋：１ｐｐｍ、Ｆｅ３＋：３０ｐｐｍを含む水溶液（ＯＹ水）中で８０℃×８時間、室温×１６時間のサイクルで浸漬試験を４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１０ｍｉｎ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。
最大腐食深さが１５０μｍ未満を良好「◎」と評価し、１５０μｍ以上２５０μｍ未満を可「○」と評価し、２５０μｍ以上を不良「×」と評価した。
各ブレージングシートから３０×４０ｍｍのサンプルを切り出し、片側のろう材面以外（端部および逆側ろう材面）をマスキングした。マスキングしたサンプルを、Ｃｌ−：１９５ｐｐｍ、ＳＯ４ ２−：６０ｐｐｍ、Ｃｕ２＋：１ｐｐｍ、Ｆｅ３＋：３０ｐｐｍを含む水溶液（ＯＹ水）中で８０℃×８時間、室温×１６時間のサイクルで浸漬試験を４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１０ｍｉｎ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。
最大腐食深さが１５０μｍ未満を良好「◎」と評価し、１５０μｍ以上２５０μｍ未満を可「○」と評価し、２５０μｍ以上を不良「×」と評価した。
［大気側の耐食性評価］
各ブレージングシートから３０×８０ｍｍのサンプルを切り出し、ＳＷＡＡＴ試験（Ｓｅａ Ｗａｔｅｒ Ａｃｉｄｉｆｉｅｄ Ｔｅｓｔ：ＡＳＴＭのＧ８５−Ａに準拠）に２０日間供した。試験後の試験体は、沸騰させたリン酸クロム酸混合溶液中に１０分間浸漬することで腐食生成物を除去して、腐食状況を評価した。
最大腐食深さが１５０μｍ未満を良好「◎」と評価し、１５０μｍ以上２５０μｍ未満を可「○」と評価し、２５０μｍ以上を不良「×」と評価した。
以上説明した測定結果及び評価は、表１に示す通りである。
各ブレージングシートから３０×８０ｍｍのサンプルを切り出し、ＳＷＡＡＴ試験（Ｓｅａ Ｗａｔｅｒ Ａｃｉｄｉｆｉｅｄ Ｔｅｓｔ：ＡＳＴＭのＧ８５−Ａに準拠）に２０日間供した。試験後の試験体は、沸騰させたリン酸クロム酸混合溶液中に１０分間浸漬することで腐食生成物を除去して、腐食状況を評価した。
最大腐食深さが１５０μｍ未満を良好「◎」と評価し、１５０μｍ以上２５０μｍ未満を可「○」と評価し、２５０μｍ以上を不良「×」と評価した。
以上説明した測定結果及び評価は、表１に示す通りである。
ろう付け熱処理後の芯材における板厚中央部の電位に対して２５ｍＶ以上１８０ｍＶ以下卑な領域の厚みがろう材表面から板厚深さ方向に３０μｍ以上８０μｍ以下であり、かつ、ろう材初晶及び芯材の腐食電流密度がいずれも０．０５ｍＡ／ｃｍ２以下であり、芯材の平均結晶粒径が３０μｍ以上３００μｍ以下である実施例１〜１２は、水側の耐食性及び大気側の耐食性のいずれにおいても「〇」以上であった。
一方、比較例１〜１５は、水側の耐食性が「×」であり、比較例３，８，９では、大気側の耐食性も「×」であった。
一方、比較例１〜１５は、水側の耐食性が「×」であり、比較例３，８，９では、大気側の耐食性も「×」であった。
１ 熱交換器
２ 上側プレート
３ 下側プレート
４ プレート
４ａ 芯材（Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材）
４ｂ ろう材（Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材）
４１ オイル流路
４２ 冷却水流路
５ プレート
６ 冷却水流入パイプ
７ 冷却水流出パイプ
８ インナーフィン
８１ オイル流路
８２ 冷却水流路
２ 上側プレート
３ 下側プレート
４ プレート
４ａ 芯材（Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材）
４ｂ ろう材（Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材）
４１ オイル流路
４２ 冷却水流路
５ プレート
６ 冷却水流入パイプ
７ 冷却水流出パイプ
８ インナーフィン
８１ オイル流路
８２ 冷却水流路
Claims (4)
- Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材と、その片面又は両面に貼り合わされたＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材とからなる熱交換器用アルミニウム合金材であって、
前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材は、質量％で、Ｍｎ：１．０％以上２．０％以下、Ｓｉ：０．０８％以上１．２５％以下、Ｃｕ：０．３％以上１．２１％以下、を含有し、残部がＡｌ及び不可避不純物からなる組成のアルミニウム合金であり、
前記Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材は、質量％で、Ｓｉ：２．０％以上１２．７％以下、Ｚｎ：０．９％以上５．０％以下、を含有し、残部がＡｌ及び不可避不純物からなる組成のアルミニウム合金であり、
室温から６００℃まで平均昇温速度１００℃／分で昇温し、６００℃で３分保持後、１００℃／分の降温速度で降温冷却するろう付相当熱処理の条件で加熱後の前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材における板厚中央部の電位に対して２５ｍＶ以上１８０ｍＶ以下卑な領域の厚みが前記Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材表面から板厚深さ方向に３０μｍ以上８０μｍ以下であり、かつ、ろう材初晶及び前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の腐食電流密度がいずれも０．０５ｍＡ／ｃｍ２以下であり、前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の平均結晶粒径が３０μｍ以上３００μｍ以下であることを特徴とする熱交換器用アルミニウム合金材。 - 前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材は、質量％で、Ｚｒ：０．０２％以上０．２０％以下を含有することを特徴とする請求項１に記載の熱交換器用アルミニウム合金材。
- ろう付け熱処理前の前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材におけるＡｌ−Ｍｎ系、Ａｌ−Ｃｕ系の分散粒子のうち、円相当径で１μｍ以下の分散粒子の体積率が１％以上５％以下でかつ５０ｎｍ以上３００ｎｍ以下の分散粒子の個数割合が８０％以上を占めることを特徴とする請求項１又は２に記載の熱交換器用アルミニウム合金材。
- オイルが流通するオイル流路と、
前記オイル流路に隣接して配置され、前記オイルを冷却する冷却水が流通する冷却水流路と、を備え、
前記オイル流路及び前記冷却水流路を区画するプレートは、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材と、その片面又は両面に貼り合わされたＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材とからなる熱交換器用アルミニウム合金材により構成され、
前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材は、質量％で、Ｍｎ：１．０％以上２．０％以下、Ｓｉ：０．０８％以上１．２５％以下、Ｃｕ：０．３％以上１．２１％以下、を含有し、残部がＡｌ及び不可避不純物からなる組成のアルミニウム合金であり、
前記Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材は、質量％で、Ｓｉ：２．０％以上１２．７％以下、Ｚｎ：０．９％以上５．０％以下、を含有し、残部がＡｌ及び不可避不純物からなる組成のアルミニウム合金であり、
前記熱交換器用アルミニウム合金材は、前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材における板厚中央部の電位に対して２５ｍＶ以上１８０ｍＶ以下卑な領域の厚みが前記Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎろう材表面から板厚深さ方向に３０μｍ以上８０μｍ以下であり、かつ、ろう材初晶及び前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の腐食電流密度がいずれも０．０５ｍＡ／ｃｍ２以下であり、前記Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系芯材の平均結晶粒径が３０μｍ以上３００μｍ以下であることを特徴とする熱交換器。
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