JP6905366B2 - 耐食性に優れた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材 - Google Patents
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本発明は、熱交換器の部材に用いられる、耐食性に優れた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材に関するものである。
軽量で高い熱伝導性を備えるアルミニウム合金は、自動車用熱交換器、例えば、ラジエータ、コンデンサ、インタークーラなどに用いられている。これら熱交換器用の材料としては、チューブ材等の他部材を接合するためのろう材と、冷却水等に接触する面側において耐食性を確保するための犠牲材とが芯材の両面にクラッドされた３層からなるアルミニウム合金クラッド材が使用されている。熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は高強度化が求められており、芯材にＡｌ−Ｍｎ系合金を使用し、Ｃｕ等の元素を添加することで強度を向上させている。また、冷却水側に配置される犠牲材には、芯材への腐食進展を防止するために、Ｚｎが添加され、腐食形態を孔食型から犠牲材層内での面状腐食型へ変えることで耐孔食性を確保している。
耐食性に優れた３層構造のアルミニウム合金として、例えば特許文献１〜５が挙げられる。
特許文献１では、３層のアルミニウム合金複合材において、皮材が、Ｆｅを０．０３〜０．３質量％、Ｍｎを０．４〜１．９質量％、Ｓｉを０．４〜１．４質量％、Ｚｎを２．０〜５．５質量％、Ｃｕを０質量％を超え０．５質量％以下で含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物である皮材に析出したＡｌ−Ｍｎ系およびＡｌ−Ｃｕ系金属間化合物の粒径、数密度および面積率を規定することでは、耐孔食性に優れたものとしている。
特許文献２では、３層のクラッド材であって、犠牲材がＺｎ：１．０〜８．０ｍａｓｓ％を含有し、Ｆｅ：０．８５〜１．５ｍａｓｓ％、Ｎｉ：０．８５〜１．５ｍａｓｓ％、Ｓｉ：０．８５〜２．０ｍａｓｓ％、Ｃｕ：０．２〜０．５ｍａｓｓ％及びＴｉ：０．０１〜０．０５ｍａｓｓ％の１種又は２種以上を更に含み、残部がＡｌ及び不可避的不純物からなるアルミニウム合金であり、ｐＨ９〜１１で温度８０〜１００℃の腐食液中で示す犠牲材の自然電位におけるろう材のカソード電流密度が２０μＡ／ｃｍ２以下であるものとして高温、高アルカリ性環境において優れた耐食性を示すものとしている。
特許文献３では、３層のブレージングシートにおいて、アルミニウム合金の心材と、当該心材の一方の面にクラッドされたＡｌ−Ｓｉ系合金ろう材と、前記心材の他方の面にクラッドされた犠牲陽極材とを備え、犠牲陽極材が、Ｍｎ：０．０５〜１．８ｍａｓｓ％ 、Ｍｇ：０．５〜３．０ｍａｓｓ％、Ｔｉ０．０５〜０．３ｍａｓｓ％ 、Ｚｒ：０．０５〜０．３ｍａｓｓ％ 、Ｃｒ：０．０５〜０．３ｍａｓｓ％及びＶ：０．０５〜０．３ｍａｓｓ％ から成る群から選択される１ 種以上を更に含有することで、高耐食性としたものが提案されている。
特許文献４では、３層のクラッド材において、犠牲材は、Ｚｎ、Ｃｒ、Ｓｉ、Ｍｎを所定量含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなり、５９５℃×３分間のろう付加熱後に犠牲材に析出したＡｌ−Ｍｎ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系およびＡｌ−Ｃｕ系金属間化合物の最大サイズ、数密度、面積率を規定することで、耐孔食性を向上させるものとしている。
特許文献５では、Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎ合金からなるろう材のＳｉ系析出物および共晶相の分布を適切な状態とすることで、冷却水環境における耐食性を大幅に向上させるものである。
特許文献１では、３層のアルミニウム合金複合材において、皮材が、Ｆｅを０．０３〜０．３質量％、Ｍｎを０．４〜１．９質量％、Ｓｉを０．４〜１．４質量％、Ｚｎを２．０〜５．５質量％、Ｃｕを０質量％を超え０．５質量％以下で含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物である皮材に析出したＡｌ−Ｍｎ系およびＡｌ−Ｃｕ系金属間化合物の粒径、数密度および面積率を規定することでは、耐孔食性に優れたものとしている。
特許文献２では、３層のクラッド材であって、犠牲材がＺｎ：１．０〜８．０ｍａｓｓ％を含有し、Ｆｅ：０．８５〜１．５ｍａｓｓ％、Ｎｉ：０．８５〜１．５ｍａｓｓ％、Ｓｉ：０．８５〜２．０ｍａｓｓ％、Ｃｕ：０．２〜０．５ｍａｓｓ％及びＴｉ：０．０１〜０．０５ｍａｓｓ％の１種又は２種以上を更に含み、残部がＡｌ及び不可避的不純物からなるアルミニウム合金であり、ｐＨ９〜１１で温度８０〜１００℃の腐食液中で示す犠牲材の自然電位におけるろう材のカソード電流密度が２０μＡ／ｃｍ２以下であるものとして高温、高アルカリ性環境において優れた耐食性を示すものとしている。
特許文献３では、３層のブレージングシートにおいて、アルミニウム合金の心材と、当該心材の一方の面にクラッドされたＡｌ−Ｓｉ系合金ろう材と、前記心材の他方の面にクラッドされた犠牲陽極材とを備え、犠牲陽極材が、Ｍｎ：０．０５〜１．８ｍａｓｓ％ 、Ｍｇ：０．５〜３．０ｍａｓｓ％、Ｔｉ０．０５〜０．３ｍａｓｓ％ 、Ｚｒ：０．０５〜０．３ｍａｓｓ％ 、Ｃｒ：０．０５〜０．３ｍａｓｓ％及びＶ：０．０５〜０．３ｍａｓｓ％ から成る群から選択される１ 種以上を更に含有することで、高耐食性としたものが提案されている。
特許文献４では、３層のクラッド材において、犠牲材は、Ｚｎ、Ｃｒ、Ｓｉ、Ｍｎを所定量含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなり、５９５℃×３分間のろう付加熱後に犠牲材に析出したＡｌ−Ｍｎ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系およびＡｌ−Ｃｕ系金属間化合物の最大サイズ、数密度、面積率を規定することで、耐孔食性を向上させるものとしている。
特許文献５では、Ａｌ−Ｓｉ−Ｚｎ合金からなるろう材のＳｉ系析出物および共晶相の分布を適切な状態とすることで、冷却水環境における耐食性を大幅に向上させるものである。
しかし、例えば、ヘッダープレートには樹脂製のタンクが配置される関係でヘッダープレート内面側（犠牲材側）には表面にパッキン（Ｏリング）が設置される。ここで、市場にて走行中にＯリングとヘッダープレート表面（犠牲材側）のすき間に冷却水が留まり、腐食形態が面状であることでむしろ全面腐食が促進されて、早期に両者間に隙間が生じて冷却水の漏れに繋がりやすい課題がある。このように熱交換器の部材では、耐孔食性を改善して面上の腐食形態にした場合に、全面腐食が促進されるという課題がある。
本発明は、上記事情を背景としてなされたものであり、ろう付け後において耐食性に優れた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を提供することを目的の一つとする。
上述した課題を解決するために、本発明者らは、ろう付後の犠牲材から芯材にかけての電位勾配および犠牲材板厚表面の腐食電流密度に着目した。すなわち、犠牲材から芯材にかけての電位勾配が所定値より小さい場合は、犠牲陽極効果が十分に働かずに孔食型の腐食が進行する。この場合、犠牲材を一部残した形で芯材にも腐食が進行して貫通孔になり、冷却水の漏れに繋がる。一方で、電位勾配が所定値より大きい場合は、電位的に卑な犠牲材表面から過度に優先腐食が進むことで全面腐食によりＯリング／ヘッダー表面（内面）などに隙間が生じて漏れに至るなどの問題が生じる。
また、犠牲材表面の腐食電流密度も同様に、所定値より小さい場合は、犠牲陽極効果が十分に働かずに孔食型の腐食が進行する。一方で、所定値より大きい場合は、過度に犠牲材の優先腐食が進むことで漏れに至る。
すなわち、本発明の耐食性に優れた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材のうちの一形態は、 芯材の片面に犠牲材がクラッドされ、前記芯材の他の片面にろう材がクラッドされた３層で構成された熱交換器用アルミニウム合金クラッド材であって、
前記芯材は、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．１０〜０．５０％、Ｃｕ：０．５〜１．２％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
前記犠牲材は、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．０５〜０．３５％、Ｚｎ：０．１５〜０．６５％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
６００℃×３分の加熱処理を想定したろう付熱処理後の前記犠牲材の表面から板厚方向に１００μｍまでの深さの範囲において、前記犠牲材の表面が相対的に最も卑で、前記表面と相対的に貴となる１００μｍの深さの間における電位勾配が平均で０．３ｍＶ／μｍ以上１．８ｍＶ／μｍ以下であり、
電気化学的分極測定における、前記ろう付熱処理後の前記犠牲材の表面の腐食電流密度が、０．０８ｍＡ／ｃｍ２以下であり、
前記ろう付熱処理後の引張強度が１７０ＭＰａ以上であることを特徴とする。
前記芯材は、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．１０〜０．５０％、Ｃｕ：０．５〜１．２％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
前記犠牲材は、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．０５〜０．３５％、Ｚｎ：０．１５〜０．６５％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
６００℃×３分の加熱処理を想定したろう付熱処理後の前記犠牲材の表面から板厚方向に１００μｍまでの深さの範囲において、前記犠牲材の表面が相対的に最も卑で、前記表面と相対的に貴となる１００μｍの深さの間における電位勾配が平均で０．３ｍＶ／μｍ以上１．８ｍＶ／μｍ以下であり、
電気化学的分極測定における、前記ろう付熱処理後の前記犠牲材の表面の腐食電流密度が、０．０８ｍＡ／ｃｍ２以下であり、
前記ろう付熱処理後の引張強度が１７０ＭＰａ以上であることを特徴とする。
他の形態の耐食性に優れた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、前記形態において、前記犠牲材と前記芯材の一方または両方は、さらに、質量％で、Ｍｇ：０．０５〜２．０％を含有することを特徴とする。
他の形態の耐食性に優れた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、前記形態において、前記ろう付熱処理後の前記犠牲材中におけるＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系の分散粒子が、円相当径で０．５μｍ以上の粒子径のものの個数密度が１．２×１０５個／ｍｍ２以下であることを特徴とする。
他の形態の耐食性に優れた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、前記形態において、熱交換器用のヘッダープレートに使用されることを特徴とする。
以下に、本発明の規定内容について説明する。
・犠牲材の電位勾配
ろう付熱処理後の前記犠牲材の表面から板厚方向に１００μｍまでの深さの範囲において、犠牲材の表面が相対的に最も卑で、前記表面と相対的に貴となる１００μｍの深さの間における電位勾配の平均値が０．３ｍＶ／μｍ以上１．８ｍＶ／μｍ以下である。
犠牲材の腐食形態に関しては芯材と犠牲材の電位差で議論されることが多いが、上記のような孔食と著しい全面腐食の両者を制御するためには所定板厚までの電位勾配を適正化することが重要となる。
電位勾配が０．３ｍＶ／μｍ未満の場合、犠牲材を溶け残して芯材方向へ孔食が進行する。電位勾配が１．８ｍＶ／μｍより大きい場合、犠牲材の腐食速度が増大する。これらの理由により電位勾配を上記範囲に定める。なお、同様の理由により、電位勾配の下限を０．６ｍＶ／μｍ、上限を１．５ｍＶ／μｍとするのが望ましい。
・犠牲材の電位勾配
ろう付熱処理後の前記犠牲材の表面から板厚方向に１００μｍまでの深さの範囲において、犠牲材の表面が相対的に最も卑で、前記表面と相対的に貴となる１００μｍの深さの間における電位勾配の平均値が０．３ｍＶ／μｍ以上１．８ｍＶ／μｍ以下である。
犠牲材の腐食形態に関しては芯材と犠牲材の電位差で議論されることが多いが、上記のような孔食と著しい全面腐食の両者を制御するためには所定板厚までの電位勾配を適正化することが重要となる。
電位勾配が０．３ｍＶ／μｍ未満の場合、犠牲材を溶け残して芯材方向へ孔食が進行する。電位勾配が１．８ｍＶ／μｍより大きい場合、犠牲材の腐食速度が増大する。これらの理由により電位勾配を上記範囲に定める。なお、同様の理由により、電位勾配の下限を０．６ｍＶ／μｍ、上限を１．５ｍＶ／μｍとするのが望ましい。
・犠牲材表面の腐食電流密度
電気化学的分極測定における、ろう付熱処理後の犠牲材の表面の腐食電流密度が、０．０８ｍＡ／ｃｍ２以下である。
腐食電流密度が０．０８ｍＡ／ｃｍ２より大きい場合、犠牲材の早期腐食により、ヘッダープレート内面側にてパッキン接触部との間にすき間が生じて漏れにつながる。このため、腐食電流密度を上記上限を定める。
電気化学的分極測定における、ろう付熱処理後の犠牲材の表面の腐食電流密度が、０．０８ｍＡ／ｃｍ２以下である。
腐食電流密度が０．０８ｍＡ／ｃｍ２より大きい場合、犠牲材の早期腐食により、ヘッダープレート内面側にてパッキン接触部との間にすき間が生じて漏れにつながる。このため、腐食電流密度を上記上限を定める。
上記したろう付処理は、６００℃×３分の加熱処理を想定することができる。なお、この想定は、実際のろう付における加熱条件を限定するものではない。
・ろう付熱処理後の前記犠牲材中におけるＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系の分散粒子
円相当径で０．５μｍ以上の粒子径のものの個数密度が１．２×１０５個／ｍｍ２以下であるのが望ましい。
円相当径で０．５μｍ以上のものの密度が１．２×１０５個／ｍｍ２より大きい場合、これら分散粒子によりカソード反応が促進されて腐食速度が増加する。このため、上記個数密度は上記上限を定めるのが望ましい。なお、上記上限をさらに、７．０×１０４個／ｍｍ２とするのが一層望ましい。なお、上記粒子は、上記範囲においてできるだけ少ないのが望ましい。
円相当径で０．５μｍ以上の粒子径のものの個数密度が１．２×１０５個／ｍｍ２以下であるのが望ましい。
円相当径で０．５μｍ以上のものの密度が１．２×１０５個／ｍｍ２より大きい場合、これら分散粒子によりカソード反応が促進されて腐食速度が増加する。このため、上記個数密度は上記上限を定めるのが望ましい。なお、上記上限をさらに、７．０×１０４個／ｍｍ２とするのが一層望ましい。なお、上記粒子は、上記範囲においてできるだけ少ないのが望ましい。
以下に、本発明におけるクラッド材の好適な組成について説明する。なお、以下で説明する成分量についてはいずれも質量％で示されている。
・芯材
芯材組成については本発明としては特定のものに限定されない。以下に示す芯材組成は、好適例として示される。
芯材組成については本発明としては特定のものに限定されない。以下に示す芯材組成は、好適例として示される。
Ｍｎ：１．０〜２．０％
Ｍｎは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物などを微細に形成し、芯材の材料強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満ではその効果が十分に得られない。一方、上限を超えると、鋳造性および圧延性が低下し、製造性が悪化する。このため、Ｍｎの含有量は１．０〜２．０％とする。同様の理由により、下限を１．３％、上限を１．７％とするのが望ましい。
Ｍｎは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物などを微細に形成し、芯材の材料強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満ではその効果が十分に得られない。一方、上限を超えると、鋳造性および圧延性が低下し、製造性が悪化する。このため、Ｍｎの含有量は１．０〜２．０％とする。同様の理由により、下限を１．３％、上限を１．７％とするのが望ましい。
Ｓｉ：０．５０〜１．２％
Ｓｉは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物などを微細に形成し、材料強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では所望の効果が十分に得られない。一方、上限を超えると材料の融点が低下してろう付性が低下する。このため、Ｓｉの含有量は０．５０〜１．２％とする。同様の理由により、下限を０．７％、上限を１．０％とするのが望ましい。
Ｓｉは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物などを微細に形成し、材料強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では所望の効果が十分に得られない。一方、上限を超えると材料の融点が低下してろう付性が低下する。このため、Ｓｉの含有量は０．５０〜１．２％とする。同様の理由により、下限を０．７％、上限を１．０％とするのが望ましい。
Ｆｅ：０．１０〜０．５０％
Ｆｅは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、芯材の材料強度を高める。しかし、その含有量が下限未満で所望の効果が十分に得られない。一方、上限を超えると、鋳造性および圧延性が低下し、製造性が悪化する。さらに耐食性が低下する。このため、Ｆｅの含有量は０．１０〜０．５０％とする。同様の理由により、下限を０．２５％、上限を０．３５％とするのが望ましい。
Ｆｅは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、芯材の材料強度を高める。しかし、その含有量が下限未満で所望の効果が十分に得られない。一方、上限を超えると、鋳造性および圧延性が低下し、製造性が悪化する。さらに耐食性が低下する。このため、Ｆｅの含有量は０．１０〜０．５０％とする。同様の理由により、下限を０．２５％、上限を０．３５％とするのが望ましい。
Ｃｕ：０．５〜１．２％
Ｃｕは、マトリックス中に固溶し、材料強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では所望の効果が十分に得られない。一方、上限を超えると、電位が貴化し、耐食性が低下する。また、融点が低下してろう付性が低下する。このため、Ｃｕの含有量は０．５〜１．２％とする。同様の理由により、下限を０．７％、上限を１．０％とするのが望ましい。
Ｃｕは、マトリックス中に固溶し、材料強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では所望の効果が十分に得られない。一方、上限を超えると、電位が貴化し、耐食性が低下する。また、融点が低下してろう付性が低下する。このため、Ｃｕの含有量は０．５〜１．２％とする。同様の理由により、下限を０．７％、上限を１．０％とするのが望ましい。
Ｍｇ：０．０５０〜２．０％
Ｍｇは、芯材の材料強度を向上させるので所望により含有させる。しかし、その含有量が下限未満では所望の効果が得られない。一方、上限を超えると、ろう付性が低下する。このため、Ｍｇの含有量は、０．０５０〜２．０％とする。同様の理由により、下限を０．１５％、上限を０．３５％とするのが望ましい。
Ｍｇは、芯材の材料強度を向上させるので所望により含有させる。しかし、その含有量が下限未満では所望の効果が得られない。一方、上限を超えると、ろう付性が低下する。このため、Ｍｇの含有量は、０．０５０〜２．０％とする。同様の理由により、下限を０．１５％、上限を０．３５％とするのが望ましい。
・犠牲材
本願発明では、犠牲材の組成は特定の範囲に限定されるものではない。以下に、犠牲材の好適例を示す。
本願発明では、犠牲材の組成は特定の範囲に限定されるものではない。以下に、犠牲材の好適例を示す。
Ｍｎ：１．０〜２．０％、
Ｍｎは、犠牲材の強度を向上させ、さらに耐食性を向上させる効果がある。また、Ｍｎは、Ｓｉとともに適正量を含有することによって分散粒子サイズを制御して耐食性を向上させる効果がある。しかし、その含有量が下限未満であると所望の効果が得られない。一方、上限を超えると、鋳造性、圧延性が低下し、製造性が悪化する。
このため、Ｍｎ含有量を１．０〜２．０％の範囲とする。同様の理由により、下限を１．３％、上限を１．７％とするのが望ましい。
Ｍｎは、犠牲材の強度を向上させ、さらに耐食性を向上させる効果がある。また、Ｍｎは、Ｓｉとともに適正量を含有することによって分散粒子サイズを制御して耐食性を向上させる効果がある。しかし、その含有量が下限未満であると所望の効果が得られない。一方、上限を超えると、鋳造性、圧延性が低下し、製造性が悪化する。
このため、Ｍｎ含有量を１．０〜２．０％の範囲とする。同様の理由により、下限を１．３％、上限を１．７％とするのが望ましい。
Ｓｉ：０．５〜１．２％
Ｓｉは、犠牲材の強度を向上させ、さらに耐食性を向上させる。また、Ｓｉは、Ｍｎとともに適正量を含有することによって分散粒子サイズを制御して耐食性を向上させる効果がある。しかし、その含有量が下限未満であると所望の効果が得られない。一方、上限を超えると、融点が低下し、ろう付性が低下する。
このため、Ｓｉの含有量を０．５〜１．２％の範囲とする。同様の理由により、下限を０．７％、上限を１．０％とするのが望ましい。
Ｓｉは、犠牲材の強度を向上させ、さらに耐食性を向上させる。また、Ｓｉは、Ｍｎとともに適正量を含有することによって分散粒子サイズを制御して耐食性を向上させる効果がある。しかし、その含有量が下限未満であると所望の効果が得られない。一方、上限を超えると、融点が低下し、ろう付性が低下する。
このため、Ｓｉの含有量を０．５〜１．２％の範囲とする。同様の理由により、下限を０．７％、上限を１．０％とするのが望ましい。
Ｆｅ：０．０５〜０．３５％
Ｆｅは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、犠牲材の強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では所望の効果が十分に得られない。一方、上限を超えると、耐食性が低下し、さらに鋳造性、圧延性が低下し、製造性を悪化させる。このため、Ｆｅ含有量を０．０５〜０．３５％の範囲とする。同様の理由により、下限を０．１５％、上限を０．２５％とするのが望ましい。
Ｆｅは、マトリックス中にＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、犠牲材の強度を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では所望の効果が十分に得られない。一方、上限を超えると、耐食性が低下し、さらに鋳造性、圧延性が低下し、製造性を悪化させる。このため、Ｆｅ含有量を０．０５〜０．３５％の範囲とする。同様の理由により、下限を０．１５％、上限を０．２５％とするのが望ましい。
Ｚｎ：０．１５〜０．６５％
Ｚｎは、電位を卑にし、その結果、犠牲材の耐食性を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると腐食速度が増加しすぎて却って耐食性が低下する。このため、Ｚｎの含有量は０．１５〜０．６５％とする。同様の理由で、下限を０．２５％、上限を０．５５％とするのが望ましい。
Ｚｎは、電位を卑にし、その結果、犠牲材の耐食性を向上させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると腐食速度が増加しすぎて却って耐食性が低下する。このため、Ｚｎの含有量は０．１５〜０．６５％とする。同様の理由で、下限を０．２５％、上限を０．５５％とするのが望ましい。
Ｍｇ：０．０５〜２．０％
Ｍｇは、犠牲材の強度を向上させるとともに、犠牲材からのＭｇの拡散層によってクラッド材の強度を向上させるので所望により含有させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると、ろう付性が低下する。このため、Ｍｇの含有量を０．０５〜２．０％の範囲とする。同様の理由により、下限を０．１５％、上限を０．３５％とするのが望ましい。
Ｍｇは、犠牲材の強度を向上させるとともに、犠牲材からのＭｇの拡散層によってクラッド材の強度を向上させるので所望により含有させる。しかし、その含有量が下限未満では含有量が少なくその効果が十分発揮されない。一方、上限を超えると、ろう付性が低下する。このため、Ｍｇの含有量を０．０５〜２．０％の範囲とする。同様の理由により、下限を０．１５％、上限を０．３５％とするのが望ましい。
・ろう材
ろう材は被接合体とのろう付のため、一般的にＡｌ−Ｓｉ系合金（Ｓｉ：３〜１２％など）が使用される。また外面側の耐食性向上のためにＡｌ−Ｓｉ系合金にＺｎを適正量添加したろう材が用いられる場合もある。当該発明では特別にろう材の組成の規定はしないが上記ろう材のいずれも使用可能である。
ろう材は被接合体とのろう付のため、一般的にＡｌ−Ｓｉ系合金（Ｓｉ：３〜１２％など）が使用される。また外面側の耐食性向上のためにＡｌ−Ｓｉ系合金にＺｎを適正量添加したろう材が用いられる場合もある。当該発明では特別にろう材の組成の規定はしないが上記ろう材のいずれも使用可能である。
本発明によれば、熱交換器用アルミニウム合金クラッド材のろう付け後の耐食性を向上させて熱交換器の耐久性を図ることができる。
以下、本発明の一実施形態について図面を参照しながら説明する。
なお、以下の説明で用いる図面は、特徴部分を強調する目的で、便宜上特徴となる部分を拡大して示している場合があり、各構成要素の寸法比率などが実際と同じであるとは限らない。また、同様の目的で、特徴とならない部分を省略して図示している場合がある。
なお、以下の説明で用いる図面は、特徴部分を強調する目的で、便宜上特徴となる部分を拡大して示している場合があり、各構成要素の寸法比率などが実際と同じであるとは限らない。また、同様の目的で、特徴とならない部分を省略して図示している場合がある。
図１は本実施形態の自動車熱交換器に用いられるアルミニウム合金クラッド材１の断面図を示すものである。アルミニウム合金クラッド材１は、アルミニウム合金からなる芯材１ａと、この芯材１ａの片面側にクラッドされた層状の犠牲材１ｂと、芯材１ａの他の片面側にクラッドされた層状のろう材１ｃとを主体として構成されている。
なお、この実施形態では、自動車用熱交換器用であるものとして説明しているが、本発明としては自動車用に限定されるものではない。
なお、この実施形態では、自動車用熱交換器用であるものとして説明しているが、本発明としては自動車用に限定されるものではない。
芯材１ａには、好適には、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．１０〜０．５０％、Ｃｕ：０．５〜１．２％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、所望によりＭｇ：０．０５〜２．０％を含有するアルミニウム合金を用いることができる。
犠牲材１ｂには、好適には、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．０５〜０．３５％、Ｚｎ：０．１５〜０．６５％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、所望によりＭｇ：０．０５〜２．０％を含有するアルミニウム合金を用いることができる。
ろう材１ｃには、例えば、質量％で、Ｓｉ：３．０〜１２％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、所望によりＺｎ０．１５〜１．０％を含有するアルミニウム合金を用いることができる。
犠牲材１ｂには、好適には、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．０５〜０．３５％、Ｚｎ：０．１５〜０．６５％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、所望によりＭｇ：０．０５〜２．０％を含有するアルミニウム合金を用いることができる。
ろう材１ｃには、例えば、質量％で、Ｓｉ：３．０〜１２％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、所望によりＺｎ０．１５〜１．０％を含有するアルミニウム合金を用いることができる。
これらの合金は常法により溶製することができる。本発明としては特に溶製方法が限定されるものではなく、半連続鋳造法、連続鋳造法のいずれであってもよい。
ろう材用アルミニウム合金は、４００〜５００℃×３〜１０時間の均質化処理を行うことができる。芯材用アルミニウム合金は、４８０〜５５０℃で３〜１０時間の均質化処理を行うことができ、犠牲材アルミニウム合金は、４００〜４５０℃で３〜１０時間の均質化処理を行うことができる。
上記均質化処理条件により、芯材の分散粒子サイズを最適化して高強度を確保できる。さらに、芯材と犠牲材の添加元素（Ａｌ−Ｍｎ−Ｓｉ）の固溶析出状態を制御して所定の電位勾配を得ることができ、犠牲材の分散粒子サイズを制御することができる。
添加元素の固溶・析出状態には均質化処理における温度と時間の両因子が影響する。熱処理前が最も固溶度が高く、均質化処理によって析出を促進して固溶度を低下させる。このとき、低温ほど分散粒子の微細化するが、十分に析出するためにより長い時間が必要となる。一方で、高温ほど粒子サイズが粗大化するが十分に析出させるための時間は短くなる。分散粒子のサイズと量を制御するため最適な条件が選択される。
鋳塊は熱間圧延を経て合金板とされる。また連続鋳造圧延を経て合金板とするものであってもよい。
ろう材用アルミニウム合金は、４００〜５００℃×３〜１０時間の均質化処理を行うことができる。芯材用アルミニウム合金は、４８０〜５５０℃で３〜１０時間の均質化処理を行うことができ、犠牲材アルミニウム合金は、４００〜４５０℃で３〜１０時間の均質化処理を行うことができる。
上記均質化処理条件により、芯材の分散粒子サイズを最適化して高強度を確保できる。さらに、芯材と犠牲材の添加元素（Ａｌ−Ｍｎ−Ｓｉ）の固溶析出状態を制御して所定の電位勾配を得ることができ、犠牲材の分散粒子サイズを制御することができる。
添加元素の固溶・析出状態には均質化処理における温度と時間の両因子が影響する。熱処理前が最も固溶度が高く、均質化処理によって析出を促進して固溶度を低下させる。このとき、低温ほど分散粒子の微細化するが、十分に析出するためにより長い時間が必要となる。一方で、高温ほど粒子サイズが粗大化するが十分に析出させるための時間は短くなる。分散粒子のサイズと量を制御するため最適な条件が選択される。
鋳塊は熱間圧延を経て合金板とされる。また連続鋳造圧延を経て合金板とするものであってもよい。
これらの合金板は、クラッドに組み付けられて適宜のクラッド率でクラッドされる。クラッドは、一般に圧延により行われる。その後、さらに冷間圧延を行なうことで所望の厚さのアルミニウム合金ブレージングシートが得られる。
なお、熱間圧延に際しては、２５〜６０ｍｍ／パスの圧下量で圧延を行うのが望ましい。
上記製造工程では、冷間圧延に際し中間焼鈍を介在させることができる。該中間焼鈍は、例えば２００〜４００℃で１〜６時間の加熱によって行なうことができる。中間焼鈍後の最終圧延では、１０〜５０％の冷間圧延率で圧延を行なう。また、作製される材料は中間焼鈍を介さず、所望の板厚まで圧延を行なったものでもよい。
得られたクラッド材１は、その厚さが２．０ｍｍ以下であり、これにより、軽量化が達成される。
なお、熱間圧延に際しては、２５〜６０ｍｍ／パスの圧下量で圧延を行うのが望ましい。
上記製造工程では、冷間圧延に際し中間焼鈍を介在させることができる。該中間焼鈍は、例えば２００〜４００℃で１〜６時間の加熱によって行なうことができる。中間焼鈍後の最終圧延では、１０〜５０％の冷間圧延率で圧延を行なう。また、作製される材料は中間焼鈍を介さず、所望の板厚まで圧延を行なったものでもよい。
得られたクラッド材１は、その厚さが２．０ｍｍ以下であり、これにより、軽量化が達成される。
上記したクラッド材１は、犠牲材１ｂが内面側になるようにパイプとすることができる。さらにパイプを、平加工して平チューブとし、図２に示されているヘッダープレート１１のような所望の形状に加工される。ヘッダープレート１１は、多数のチューブ１２、フィン１３、サイドサポート１４と組み付けられ、ろう付に供される。
ヘッダープレート１１には、上記チューブ１１の突出部を覆うように、図示しない樹脂が配置され、樹脂タンクとヘッダープレート１１との間が図示しないゴムパッキン（Ｏリング）によってシールされている。
ヘッダープレート１１には、上記チューブ１１の突出部を覆うように、図示しない樹脂が配置され、樹脂タンクとヘッダープレート１１との間が図示しないゴムパッキン（Ｏリング）によってシールされている。
上記組み付け体１０は、常法によりろう付けすることができる。ろう付けは、条件として特に限定されるものではないが、例えば、高純度窒素ガス雰囲気中で室温から目標温度５９０℃〜６１０になるまでに１．０〜１５分を必要とする昇温速度で加熱し、目標温度で１．０〜８．０分間保持した後、３０〜２００℃／分の降温速度で冷却するなどの条件で行われる。ろう付けによって熱交換器部材がアセンブリされる。
以下、本発明の実施例を説明する。
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、及びろう材用合金を溶製し、芯材用アルミニウム合金材、犠牲材用アルミニウム合金材、及びろう材用合金材を得た。なお、芯材用アルミニウム合金、犠牲材用アルミニウム合金の組成は、表１（残部は、Ａｌ及び不可避不純物）に示す。ろう材用アルミニウム合金には、ＪＩＳＡ４３４３合金（Ａｌ−７．５％Ｓｉ）を用いた。
芯材用アルミニウム合金材に５００℃で８時間の均質化処理を行い、比較例１４の芯材用アルミニウム合金材には、５８０℃で８時間の均質化処理を実施し、ろう材用アルミニウム合金材には４３０℃で３時間の均質化処理を行った。
犠牲材用アルミニウム合金材には４３０℃で８時間の均質化処理を実施し、比較例１５の犠牲材用アルミニウム合金材には、５００℃で８時間の均質化処理を実施した。
これらの均質化処理の条件は一例であり、本発明としては均質化処理の条件が上記に限定されるものではない。
半連続鋳造により芯材用アルミニウム合金、犠牲材用アルミニウム合金、及びろう材用合金を溶製し、芯材用アルミニウム合金材、犠牲材用アルミニウム合金材、及びろう材用合金材を得た。なお、芯材用アルミニウム合金、犠牲材用アルミニウム合金の組成は、表１（残部は、Ａｌ及び不可避不純物）に示す。ろう材用アルミニウム合金には、ＪＩＳＡ４３４３合金（Ａｌ−７．５％Ｓｉ）を用いた。
芯材用アルミニウム合金材に５００℃で８時間の均質化処理を行い、比較例１４の芯材用アルミニウム合金材には、５８０℃で８時間の均質化処理を実施し、ろう材用アルミニウム合金材には４３０℃で３時間の均質化処理を行った。
犠牲材用アルミニウム合金材には４３０℃で８時間の均質化処理を実施し、比較例１５の犠牲材用アルミニウム合金材には、５００℃で８時間の均質化処理を実施した。
これらの均質化処理の条件は一例であり、本発明としては均質化処理の条件が上記に限定されるものではない。
次に、芯材用アルミニウム合金材の一方の片面に犠牲材用アルミニウム合金材を配置し、芯材用アルミニウム合金材の他方の片面にろう材を配置して熱間圧延、冷間圧延を行った。 熱間圧延に際しては分散粒子サイズへの影響を考慮して５００℃以下の温度で圧延を開始し、熱延仕上げ時の温度を４００℃以下とすることが望ましい。
熱間圧延にて約５ｍｍの厚さまで圧延後、冷間圧延を実施する。中間焼鈍は、付与しない。なお、所望により中間焼鈍を行うようにしてもよい。
クラッド材のクラッド率は、犠牲材：芯材：ろう材＝１０％：７５％：１５％とした。
その後、板厚１．５ｍｍで４００℃で４時間の焼鈍を実施して調質Ｏのブレージングシートとし、実施例および比較例のアルミニウム合金クラッド材の供試材を作製した。
なお、比較材Ｎｏ．２、８、１０は鋳造が不良でその後の圧延時に破断が発生し、供試材を作製することができなかった。比較材Ｎｏ．４、６、１１は、ろう付相当加熱時に局部溶融が生じ、ろう付け後の評価を行うことができなかった。
熱間圧延にて約５ｍｍの厚さまで圧延後、冷間圧延を実施する。中間焼鈍は、付与しない。なお、所望により中間焼鈍を行うようにしてもよい。
クラッド材のクラッド率は、犠牲材：芯材：ろう材＝１０％：７５％：１５％とした。
その後、板厚１．５ｍｍで４００℃で４時間の焼鈍を実施して調質Ｏのブレージングシートとし、実施例および比較例のアルミニウム合金クラッド材の供試材を作製した。
なお、比較材Ｎｏ．２、８、１０は鋳造が不良でその後の圧延時に破断が発生し、供試材を作製することができなかった。比較材Ｎｏ．４、６、１１は、ろう付相当加熱時に局部溶融が生じ、ろう付け後の評価を行うことができなかった。
以上の手順で作製した各供試材に対して特性評価を行い、その結果を表２に示した。特性評価方法を以下に示す。
＜ろう付け熱処理＞
供試材に対し、窒素ガス雰囲気中で室温から６００℃まで平均昇温速度１００℃／分で昇温し、６００℃で３分保持した後、１００℃／分の降温速度で冷却するろう付け相当の熱処理を施した。
供試材に対し、窒素ガス雰囲気中で室温から６００℃まで平均昇温速度１００℃／分で昇温し、６００℃で３分保持した後、１００℃／分の降温速度で冷却するろう付け相当の熱処理を施した。
＜ろう付後強度＞
ろう付熱処理後、圧延方向と平行にサンプルを切り出してＪＩＳ５号形状の試験片を作製し、引張試験を実施し、引張強さを測定した。引張速度は３ｍｍ／分とした。
引張強さが１７０ＭＰａ以上であるものは、ろう付後の引張強さが良好であると判定し、１７０ＭＰａ未満であるものは強度が不足すると判定する。
ろう付熱処理後、圧延方向と平行にサンプルを切り出してＪＩＳ５号形状の試験片を作製し、引張試験を実施し、引張強さを測定した。引張速度は３ｍｍ／分とした。
引張強さが１７０ＭＰａ以上であるものは、ろう付後の引張強さが良好であると判定し、１７０ＭＰａ未満であるものは強度が不足すると判定する。
＜分散粒子の分布状態＞
円相当径０．５μｍ以上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、ろう付相当熱処理後の供試材に機械研磨および電解研磨によって犠牲材中央部から厚さ５．０μｍ程度の薄膜を作製し、透過型電子顕微鏡にて１００００倍で写真撮影した。この際、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サイズおよび数密度を計測した。
円相当径０．５μｍ以上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、ろう付相当熱処理後の供試材に機械研磨および電解研磨によって犠牲材中央部から厚さ５．０μｍ程度の薄膜を作製し、透過型電子顕微鏡にて１００００倍で写真撮影した。この際、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サイズおよび数密度を計測した。
＜電位勾配＞
各供試材を用いて、アノード分極測定を実施し、犠牲材表面からの孔食電位分布から電位勾配を測定した。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に、下記の測定データから平均電位勾配を求めた。測定点は、表層から３０μｍまでで３〜５点、３０μｍ〜６０μｍで３〜５点、６０μｍ〜１００μｍで３〜５点の全測定データとし、これらのデータから平均値を算出した。
板厚方向に犠牲材表面から１００μｍまでが犠牲防食層であれば十分に耐食性を確保できる。
各供試材を用いて、アノード分極測定を実施し、犠牲材表面からの孔食電位分布から電位勾配を測定した。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に、下記の測定データから平均電位勾配を求めた。測定点は、表層から３０μｍまでで３〜５点、３０μｍ〜６０μｍで３〜５点、６０μｍ〜１００μｍで３〜５点の全測定データとし、これらのデータから平均値を算出した。
板厚方向に犠牲材表面から１００μｍまでが犠牲防食層であれば十分に耐食性を確保できる。
＜腐食電流密度＞
各供試材を用いて、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。
なお、分極測定における諸条件は電位勾配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。
各供試材を用いて、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。
なお、分極測定における諸条件は電位勾配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。
＜内面側（犠牲材側）の耐食性評価＞
各供試材をヘッダープレートとして用いて熱交換器を作製した。熱交換器内面側の耐食性調査として、ろう付熱処理後の熱交換器に対して、Ｃｌ−：１９５ｐｐｍ、ＳＯ４ ２−：６０ｐｐｍ、Ｃｕ２＋：１ｐｐｍ、Ｆｅ３＋：３０ｐｐｍを含む水溶液（ＯＹ水）を８０℃で８時間保持→室温で１６時間保持のサイクルで、熱交換器内部を循環する腐食試験を８週間実施した。
ヘッダープレート内面側（犠牲材側）のパッキン接触部の腐食に関しては、試験期間中に漏れ発生の有無を確認して、漏れなしの場合を〇、８週間以内に漏れ発生の場合を×とした。また、腐食試験後の熱交換器からヘッダープレートを切り出し、沸騰させたリン酸クロム酸混合溶液に１０分間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孔食深さを測定した。腐食深さが１５０μｍ未満を○、１５０μｍ以上を×とした。
断面観察では、最大腐食部を含んだ供試材を常温硬化性のエポキシ樹脂に埋め込み、所定の部位まで研磨後に光学顕微鏡にて観察を実施した。
各供試材をヘッダープレートとして用いて熱交換器を作製した。熱交換器内面側の耐食性調査として、ろう付熱処理後の熱交換器に対して、Ｃｌ−：１９５ｐｐｍ、ＳＯ４ ２−：６０ｐｐｍ、Ｃｕ２＋：１ｐｐｍ、Ｆｅ３＋：３０ｐｐｍを含む水溶液（ＯＹ水）を８０℃で８時間保持→室温で１６時間保持のサイクルで、熱交換器内部を循環する腐食試験を８週間実施した。
ヘッダープレート内面側（犠牲材側）のパッキン接触部の腐食に関しては、試験期間中に漏れ発生の有無を確認して、漏れなしの場合を〇、８週間以内に漏れ発生の場合を×とした。また、腐食試験後の熱交換器からヘッダープレートを切り出し、沸騰させたリン酸クロム酸混合溶液に１０分間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孔食深さを測定した。腐食深さが１５０μｍ未満を○、１５０μｍ以上を×とした。
断面観察では、最大腐食部を含んだ供試材を常温硬化性のエポキシ樹脂に埋め込み、所定の部位まで研磨後に光学顕微鏡にて観察を実施した。
以上、本発明の実施形態を説明したが、本発明は上記実施形態の内容によって限定されるものではなく、各実施形態における各構成及びそれらの組み合わせ等は一例であり、本発明の趣旨から逸脱しない範囲内で、実施形態に対する構成の付加、省略、置換、及びその他の変更が可能である。
１ アルミニウム合金クラッド材
１ａ 芯材
１ｂ 犠牲材
１ｃ ろう材
１０ 組み付け体
１１ ヘッダープレート
１２ チューブ
１３ フィン
１４ サイドサポート
１ａ 芯材
１ｂ 犠牲材
１ｃ ろう材
１０ 組み付け体
１１ ヘッダープレート
１２ チューブ
１３ フィン
１４ サイドサポート
Claims (4)
- 芯材の片面に犠牲材がクラッドされ、前記芯材の他の片面にろう材がクラッドされた３層で構成された熱交換器用アルミニウム合金クラッド材であって、
前記芯材は、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．１０〜０．５０％、Ｃｕ：０．５〜１．２％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
前記犠牲材は、質量％で、Ｍｎ：１．０〜２．０％、Ｓｉ：０．５〜１．２％、Ｆｅ：０．０５〜０．３５％、Ｚｎ：０．１５〜０．６５％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなり、
６００℃×３分の加熱処理を想定したろう付熱処理後の前記犠牲材の表面から板厚方向に１００μｍまでの深さの範囲において、前記犠牲材の表面が相対的に最も卑で、前記表面と相対的に貴となる１００μｍの深さの間における電位勾配が平均で０．３ｍＶ／μｍ以上１．８ｍＶ／μｍ以下であり、
電気化学的分極測定における、前記ろう付熱処理後の前記犠牲材の表面の腐食電流密度が、０．０８ｍＡ／ｃｍ２以下であり、
前記ろう付熱処理後の引張強度が１７０ＭＰａ以上であることを特徴とする耐食性に優れた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。 - 前記犠牲材と前記芯材の一方または両方は、さらに、質量％で、Ｍｇ：０．０５〜２．０％を含有することを特徴とする請求項１に記載の耐食性に優れた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
- 前記ろう付熱処理後の前記犠牲材中におけるＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系の分散粒子が、円相当径で０．５μｍ以上の粒子径のものの個数密度が１．２×１０５個／ｍｍ２以下であることを特徴とする請求項１または２に記載の耐食性に優れた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
- 熱交換器用のヘッダープレートに使用されることを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の耐食性に優れた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
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| JP2017054183A JP6905366B2 (ja) | 2017-03-21 | 2017-03-21 | 耐食性に優れた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材 |
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