WO2006087823A1 - 熱交換器用アルミニウム合金ブレージングフィン材 - Google Patents

熱交換器用アルミニウム合金ブレージングフィン材 Download PDF

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fin
brazing
aluminum alloy
tube
heat exchanger
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Inventor
Yuji Suzuki
Yoshifusa Shoji
Toshihiko Fukuda
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Sumitomo Light Metal Industries, Ltd.
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    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F28—HEAT EXCHANGE IN GENERAL
    • F28F—DETAILS OF HEAT-EXCHANGE AND HEAT-TRANSFER APPARATUS, OF GENERAL APPLICATION
    • F28F21/00—Constructions of heat-exchange apparatus characterised by the selection of particular materials
    • F28F21/08—Constructions of heat-exchange apparatus characterised by the selection of particular materials of metal
    • F28F21/081—Heat exchange elements made from metals or metal alloys
    • F28F21/084—Heat exchange elements made from metals or metal alloys from aluminium or aluminium alloys
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K1/00—Soldering, e.g. brazing, or unsoldering
    • B23K1/0008—Soldering, e.g. brazing, or unsoldering specially adapted for particular articles or work
    • B23K1/0012—Brazing heat exchangers
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
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    • B23K2101/04—Tubular or hollow articles
    • B23K2101/14—Heat exchangers
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    • B23K2103/00—Materials to be soldered, welded or cut
    • B23K2103/08—Non-ferrous metals or alloys
    • B23K2103/10—Aluminium or alloys thereof

Definitions

  • the present invention is an aluminum alloy brazing fin material for heat exchangers, and more specifically, a fin and a working fluid passage such as a radiator, a heater core, an oil cooler, an intercooler, a car air conditioner capacitor, an evaporator, etc.
  • Aluminum alloy brazing material for aluminum alloy heat exchangers especially aluminum alloy brazing buns with excellent corrosion resistance of aluminum alloys, formed by brazing and joining aluminum tubes (including aluminum alloy tubes) About.
  • Aluminum alloy heat exchangers are widely used as automotive heat exchangers such as radiators, heater cores, oil coolers, intercoolers, and evaporators for car air conditioners. These aluminum alloy heat exchangers include extruded flat tubes made of pure aluminum, A 1 — Cu alloy, A 1 — M n alloy, A 1 — M n — Cu alloy, etc.
  • the surface of the aluminum tube (working fluid passage material) was clad with A 1 — S i alloy brazing material on the core of A 1 — M n alloy such as JISA 3 0 3 and JISA 3 2 0 3
  • a fin formed by corrugating a brazin sheet is assembled by flatt brazing using a chloride flux, inert gas atmosphere brazing using a fluoride flux, or vacuum brazing. Yes.
  • an aluminum base is formed by forming a Zn (including Zn alloy) coating layer that is more electrochemically lower than the aluminum tube.
  • Zn including Zn alloy
  • a material in which the potential of the tube surface is made lower than the inside of the tube is used, and a method of brazing and bonding the fin onto it is adopted.
  • the Zn coating layer is formed by spraying Zn or a Zn alloy on the surface of an aluminum tube body such as an extruded aluminum flat tube (Japanese Patent Laid-Open No.
  • the heat exchanger is painted after brazing, but in order to improve the adhesion of the coating film and improve the corrosion resistance, chromic acid chromate or phosphoric acid chromate is applied to the surface of the aluminum member constituting the heat exchanger.
  • chromic acid chromate or phosphoric acid chromate is applied to the surface of the aluminum member constituting the heat exchanger.
  • the chromate treatment has been abolished, and the corrosion of the fillet has progressed faster, making it easier to separate the bin from the aluminum tube. Yes. Disclosure of the invention
  • the inventors have conducted various studies. As a result, when the fin material is brazed to the aluminum tube coated with Zn, the fillet between the aluminum tube and the fin is used. It was found that Zn diffused in the part, and the fillet part was electrochemically lower than the aluminum tube and fin, and therefore the fillet part was preferentially corroded. As a result of further examination, the diffusion of Zn into the burette is particularly noticeable when the coating layer has a large amount of Zn deposited, and when the amount of sprayed Zn is reduced, Although some improvement in corrosion resistance can be obtained, the amount of deposited Zn is reduced. It is not always possible to obtain excellent corrosion resistance, and the composition of the Zn layer coated on the aluminum tube, fin material, and aluminum tube, and the combination of these, affect the corrosion resistance of the heat exchanger. I found out.
  • the present invention has been made on the basis of the above-mentioned knowledge, and the object thereof is, in particular, for an automobile heat exchanger that uses an aluminum tube body with a Zn coating layer and does not perform chromate treatment.
  • Aluminum brazing fin material with excellent formability, suppresses pitting corrosion of aluminum tube in severe corrosive environment, and has excellent corrosion resistance of brazed part, and fin is aluminum tube It is intended to provide an aluminum alloy pressing fin material for a heat exchanger that can prevent the release from the heat.
  • the aluminum alloy brazing fin material for a heat exchanger according to the present invention for achieving the above object is formed by clad A 1 -Si alloy brazing material on both sides of a core material, and constitutes a working fluid passage Z
  • brazing material has a total thickness on both sides of the core material. It is characterized by being clad with a thickness of 3 to 20%.
  • the aluminum alloy brazing fin material for heat exchanger according to the present invention has the following characteristics.
  • the core material may further include Zr: 0.05 to 0.3%, Cr: 0.05 to 0.3%, Ti: 0.05 to 0. Contains one or more of 3%.
  • the aluminum alloy brazing fin material for a heat exchanger has a tensile strength of 180 to 2500 MPa, and the difference between the tensile strength and the proof stress is 20 MPa or less.
  • the amount of Zn deposited on the Zn-coated aluminum tube is A (g / m 2 ), the amount of Zn in the core of the fin material is B%, and the amount of Cu in the brazing material is 0%. 1 1 0 0 ⁇ - 1 0 XA + 2 3 XB-1 0 6 XC ⁇ 2 0 is satisfied, and the difference between the natural potential of the inner periphery of the aluminum tube and the natural potential of the fin is 8 O mV or more.
  • Mn in the core material functions to improve the strength of the core material and improve high temperature buckling resistance.
  • the preferable content range of M ⁇ is 0.8 to 2.5%, and if it is less than 0.8%, the effect is small, and if it exceeds 2.5%, a coarse crystallized product is formed during fabrication. As a result, the rolling processability is impaired, making it difficult to manufacture the plate material.
  • a more preferable content of Mn is 1.0 to 1.7%.
  • Fe in the core material coexists with Mn and improves the strength of the fin material before and after brazing.
  • the preferable content of Fe is in the range of 0.06 to 0.3%, and if it is less than 0.06%, the effect is small, and if it exceeds 0.3%, the crystal grains become finer and melted. However, it tends to erode in the core material, lowering the high temperature buckling resistance and increasing the self-corrosion property.
  • a more preferable content of Fe is in the range of 0.06 to 0 ⁇ 25%.
  • S i in the core material combines with Mn to form a fine A 1 Mn—S i compound, which improves the strength of the fin material and reduces the solid solution amount of Mn to reduce the thermal conductivity.
  • S i Electrode conductivity
  • a sufficient fillet can be formed to suppress diffusion of S i of the brazing material into the core material.
  • the preferred content range of S i is 0.1 to 1.0%, and if it is less than 0.1%, the effect is not sufficient, and if it exceeds 1.0%, there are many in the grain boundary and the vicinity of the grain boundary In addition, the formation of a region with a low Si concentration tends to cause intergranular corrosion.
  • a more preferable content of S i is in the range of 0.3 to 0.7%.
  • Zn in the core material increases the sacrificial anode effect by lowering the potential of the core material.
  • Z n preferred The content range is 0.8 to 4.0%. If the content is less than 0.8%, the effect is small, and if it exceeds 4.0%, the self-corrosion resistance of the core material itself deteriorates, and the intergranular corrosion sensitivity is low. Will also increase.
  • the more preferable content of Zn is in the range of 1.5 to 3.0%.
  • Zr, ⁇ and Ding 1 in the core material improve the strength of the fin material before and after brazing and improve high temperature buckling.
  • the preferred content ranges of Zr, Cr and Ti are both 0.05 to 0.33%, and if less than 0.05%, the effect is small, and if contained over 0.3% At the time of forging, coarse crystallized products are formed, which impairs the rolling processability and makes it difficult to manufacture the plate material.
  • each of In, Sn, and Ga may be added, and all of these elements lower the potential without substantially reducing the thermal conductivity of the fin material. Gives a sacrificial anode effect. Further, even if 0.1% or less of Pb, Li, Sr, Ca, Na is contained, the effect of the present invention is not impaired. In order to improve the strength, 0.3% or less of each of Mo, Ni, and 0.1% or less of Be can be added to prevent oxidation.
  • S i in the brazing filler metal functions to lower the melting point of the brazing filler metal and increase the flowability of the molten brazing filler metal.
  • the preferred content range of Si is 6 to 13%. If it is less than 6%, the effect is small, and if it exceeds 13%, the melting point increases rapidly, and the processability during production also decreases.
  • a more preferable content of S i is in the range of 7 to 12%.
  • Cu in the brazing material functions to make the potential of the fillet after brazing noble.
  • the preferred Cu content range is 0.06 to 0.4%, and if it is less than 0.06%, the effect is small, and if it exceeds 0.4%, the potential of the fin itself becomes noble, and therefore sacrificed. Anode effect is reduced. In addition, self-corrosion resistance is reduced, and intergranular corrosion is likely to occur.
  • a more preferable content of Cu is 0.1 to 0.3%.
  • the content is less than 0.3%.
  • Mn even if 0.1% or less of each of Pb, Li, and Ca is contained, the effect of the present invention is not impaired. ⁇
  • Ding 1 1, 0.01 to 1% or less 8
  • N a 0.1% or less of In, Sn, Ga
  • 0.1% or less of 8 6 can be added, and in order to improve the fluidity of the brazing material, 0.4% or less of Bi can be added.
  • Fe in the brazing filler metal is prone to self-corrosion when contained in large amounts, so it is desirable to limit it to 0.8% or less.
  • Mg in the brazing filler metal reacts with the fluoride-based flats to inhibit brazing when applying an inert atmosphere brazing using fluoride-based flux. It is preferable to limit it to 5% or less.
  • the cladding ratio of the brazing material is preferably 3 to 20% on average on one side in the fin material having a thickness of ⁇ ⁇ ⁇ ⁇ (0.10 mm) or less. If the clad rate on one side is less than 3%, the thickness of the filter material clad on the core material is too small, and it is difficult to obtain a uniform clad rate, which makes it possible to produce fin material clad with brazing material. It becomes difficult. When the content exceeds 20%, the amount of melting of the wax becomes too large, and the core material is easily dissolved and eroded, and the sheet thickness is reduced, resulting in a decrease in strength. A more preferable cladding ratio is 5 to 15%.
  • the tensile strength of the fin material (material) before forming is in the range of 180 to 25 OMPa, It is important that the resistance value is 20 MPa or less.
  • the tensile strength of the material is less than 18 OMPa, abnormal deformation easily occurs due to the processing stress during corrugation molding, the variation in fin height increases, and the tensile strength of the material becomes 2500 MPa. If exceeded, the spring pack at the time of corrugation molding becomes large, and the variation in the height of the fin crest increases. In either case, it is easy to cause poor bonding between the fin and the aluminum tube during brazing.
  • the homogenization at the time of manufacturing the fin material Techniques such as adjusting the processing temperature, the annealing processing temperature, and the cold rolling workability can be used.
  • the matrix of the material has a fiber structure.
  • the fiber structure By using the fiber structure, the moldability of the fin material becomes uniform, and the corrugated material. It is possible to further reduce the variation in fin height at the time of molding. If the matrix of the material is a recrystallized structure, the moldability of the fin material may be uneven, and the variation in fin height tends to be large. It becomes easy to cause poor connection with the tube.
  • a brazing fin When a brazing fin is used in combination with an aluminum tube such as an extruded flat porous tube with a Zn coating layer on the surface and brazing heated, Zn melts and diffuses into the aluminum tube. The potential of the aluminum tube becomes lower as it gets closer to the surface, and gradually becomes noble as it gets deeper in the depth direction. For this reason, since corrosion progresses preferentially in the surface layer of the tube body, penetration corrosion hardly occurs and the life of the heat exchanger is improved. Since the melting point of Zn is lower than the melting point of the brazing material, first, Zn forms a fillet at the junction between the tube and the fin, and then the wax melts and mixes with Zn. Become. For this reason, the Zn concentration in the fillet is higher than that of the tube surface or fin, and the fillet potential is much lower than the fin surface potential.
  • the corrosion proceeds most quickly at the lowest potential part, so the fillet will corrode before the tube surface and fins.
  • the fillet potential should be as close as possible to the fin surface, but the Z ⁇ coating layer is formed by low cost thermal spraying.
  • the coating amount of ⁇ ⁇ is small, and a certain amount of ⁇ ⁇ coating is required, so the amount of ⁇ ⁇ in the fillet increases and the fillet
  • the potential of the tube surface is lower than that of the fin. Also, If the potential of the fin is made lower, there is a problem that the amount of self-corrosion of the fin increases and the fin is consumed significantly.
  • the fillet potential can be made noble even when a uniform Z ⁇ coating layer is formed on the tube surface without increasing self-corrosion.
  • the fillet potential was affected by the amount of ⁇ ⁇ coating on the surface of the aluminum tube and the composition of the fin material. Is A (g / 2 ), the Zn content in the fin core is B%, and the Cu content in the brazing filler metal is C%.
  • the inner periphery of the aluminum tube (the inner periphery of the tube when the surface of the tube is the outer periphery, that is, the lowest part in the thickness direction of the tube)
  • the difference between the natural potential of the fin and the natural potential of the fin is 80 mV or more, the fin separation phenomenon is remarkably improved. I found out.
  • the brazing fin material of the present invention is formed by agglomerating, for example, a semi-continuous casting of an aluminum alloy for a core material and an aluminum alloy for a filter material having a predetermined composition for constituting the brazing fin material.
  • the brazing material is further subjected to hot rolling, and the core material after the homogenization treatment and the brazing material after the hot rolling are clad to perform hot rolling, annealing, cooling. It is produced by hot rolling or cold rolling after hot rolling, annealing, and finish cold rolling, and the thickness of the plate is 0.1 m (10 0 / im) or less.
  • Example 1 shows one embodiment of the present invention, and the present invention is not limited thereto.
  • Example 1 shows one embodiment of the present invention, and the present invention is not limited thereto.
  • Aluminum alloy for brazing material and aluminum alloy for brazing material (combination Nos. A to T) having the composition shown in Table 1 are ingoted by continuous casting, and homogenized according to a conventional method.
  • Aluminum alloy for brazing material The ingot is further hot-rolled, clad on both sides of the aluminum alloy ingot for the core, then hot-rolled, then cold-rolled, intermediate-annealed, and finally cold-rolled. Finally, a 0.08 mm thick clad fin material (HI 4 tempered material) having the filter material clad ratio shown in Table 1 was manufactured.
  • the obtained fin material was subjected to corrugation processing and assembled to a tube material consisting of a pure aluminum-based porous flat tube (50-stage) with a surface sprayed with Zn at a thickness of 10 / zm.
  • fluoride-type flux was sprayed, and then heated to 60 ° C (attainable temperature) for brazing in an inert atmosphere.
  • a J IS 5 test piece was prepared from the H 14 material and subjected to a tensile test, and 0.2% strength, tensile strength and elongation were measured.
  • Corrugation of fin fins H 14 coil is cut to 20 mm width, Corrugation molding was carried out using a mold molding machine, and those that were successfully molded were judged as ⁇ , and those with abnormalities such as rough skin and microcracks were judged as ⁇ .
  • Presence / absence of melt buckling in the joint A representative part of the joint was collected and embedded in the resin, and it was observed whether the joint was melt buckled.
  • Intergranular corrosion resistance After a SWAAT corrosion test (AS TM G 8 5-8 5) was conducted for 4 weeks on the core formed by joining fins and tubes, a tensile test was conducted by grasping the tubes above and below the fins. The fracture strength was measured and the average strength was used as an index for determining the intergranular corrosion resistance of the fin material.
  • Tube material pitting corrosion resistance The maximum pitting corrosion depth generated in the tube in the above corrosion test was measured and evaluated.
  • Fin bonding residual rate After the above corrosion test, the fin was mechanically cut, and the fin bonding rate was calculated by the following equation.
  • Fin joint remaining rate (%) Fin joint ratio after corrosion test / Fin joint ratio before corrosion test 05 002953 Table 1 Brazing material Brazing material Single-sided
  • an aluminum alloy for the core material and an aluminum alloy for the brazing material (combination No. a to q) having the composition shown in Table 4 are ingoted and homogenized according to a conventional method.
  • the aluminum alloy ingot for the material is further hot-rolled, clad on both sides of the aluminum alloy ingot for the core material, then hot-rolled, then cold-rolled, subjected to intermediate annealing, and finally After cold rolling, a 0.08 mm thick clad fin material (HI 4 tempered material) having the brazing clad ratio shown in Table 4 was finally produced.
  • the obtained fin material was corrugated in the same manner as in Example 1 and assembled into a tube material consisting of a pure aluminum-based porous flat tube (50-stage) whose surface was treated with Zn.
  • a fluoride-based flux was sprayed, and then heated to 60 ° C (attainable temperature) for brazing in an inert atmosphere.
  • the test material No. 24 has low Mn content in the core material, so the fin tensile strength is low and the fin formability is poor. Since the test material No. 25 has a large amount of Mn in the core material, a coarse compound was produced at the time of forging, rolling workability was impaired, and a sound fin material could not be produced. Since the test material No. 26 has a small amount of Si in the core material, the tensile strength of the fin material is low and the fin formability is poor. Since the test material No. 27 has a large amount of Si in the core material, buckling due to local melting occurred in the brazed joint. Since the test material No.
  • the test material No. 29 has a large amount of Fe in the core material, the crystal grain size of the core material after brazing is reduced, so that the molten braze penetrates into the crystal grain boundaries of the core material and sits on the fins. Bending has occurred.
  • test material No. 30 had a small amount of Zn in the core material, the sacrificial anode effect was not sufficient, and deep pitting corrosion occurred in the tube material.
  • the test material No. 3 1 had a large amount of Zn in the core material, and the value of the potential relational expression exceeded the appropriate range, so the corrosion of the fin itself increased.
  • the test materials No. 3 2, No. 3 3 and No. 3 4 have a large amount of Zr, Cr and Ti in the core material, respectively. Rolling workability was impaired and sound fin material could not be produced.
  • test material No. 3 5 had a small amount of Si in the brazing material, the amount of brazing material was insufficient, resulting in inferior bondability and a corrosion test could not be performed. Since the test material No. 3 6 has a large amount of Si in the brazing material, the material was cut by rolling. In the test material No. 37, the Cu content of the brazing material was small, so the fillet was preferentially corroded and the fin joint remaining rate decreased. Since the test material No. 3 8 had a large amount of Cu in the brazing filler metal, intergranular corrosion occurred on the fins, and the fins were shabby after the corrosion test. The test material No.
  • the aluminum alloy pressing fin material for a heat exchanger of the present invention is an aluminum tube that forms a working fluid passage with fins, such as a radiator, a heater core, an oil cooler, an intercooler, a car air conditioner condenser, and an evaporator. Let's go It is preferably used as a fin material of an aluminum alloy heat exchanger formed by adhesive bonding.
  • the aluminum alloy brazing fin material for heat exchanger of the present invention is used and the heat exchanger is assembled by brazing, there is no problem of detachment of the fin even if the heat exchanger is placed in a corrosive environment. Since the sacrificial anode effect of the tube sufficiently exhibits the anticorrosion effect on the tube surface, the life of the heat exchanger can be extended.

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Abstract

　成形性と苛酷な腐食環境下における耐食性に優れた自動車熱交換器用アルミニウム合金ブレージングフィン材を提供するものであり、芯材の両面にＡｌ−Ｓｉ系合金ろう材をクラッドしてなり、前記芯材は、Ｍｎ：０．８～２．５％、Ｓｉ：０．１～１．０％、Ｆｅ：０．０６～０．３％、Ｚｎ：０．８～４．０％を含有し、残部Ａｌおよび不純物からなるアルミニウム合金で構成され、前記ろう材は、Ｓｉ：６～１３％、Ｃｕ：０．０６～０．４％を含有し、残部Ａｌおよび不純物からなるアルミニウム合金で構成され、ろう材が芯材の両面にそれぞれ全体厚さの３～２０％の厚さでクラッドされていることを特徴とする。

Description

P2005/002953 明細書
熱交換器用アルミニウム合金ブレージングフィン材
技術分野
本発明は、 熱交換器用アルミニウム合金ブレージングフィ ン材、 詳しくは、 ラ ジェ一タ、 ヒータコア、 オイルクーラ、 インタークーラ、 カーエアコンのコンデ ンサ、 エバポレータ等のよ うに、 フィ ンと作動流体通路を構成するアルミニウム 管体 （アルミニウム合金管体を含む） をろう付け接合することにより形成される アルミニゥム合金製熱交換器用アルミニゥム合金プレージングフィン材、 特にフ ィ レツ トの耐食性に優れたアルミニゥム合金ブレージングブイン材に関する。
背景技術
アルミニウム合金製熱交換器は、 ラジェータ、 ヒータコア、 オイルクーラ、 ィ ンタークーラ、 カーエアコンのエバポレータゃコンデンサ等の自動車用熱交換器 と して広く使用されている。 これらのアルミニウム合金製熱交換器は、 純アルミ ニゥム系、 A 1 — C u系合金、 A 1 — M n系合金、 A 1 — M n— C u系合金等か らなる押出偏平管等のアルミニウム管体 （作動流体通路材） の表面に、 J I S A 3 0 0 3、 J I S A 3 2 0 3等の A 1 — M n系合金の芯材に A 1 — S i 系合金 ろう材をクラッ ドしたブレージンダシートを波状に成形したフィンを、 塩化物系 フラックスを使用するフラッタスろう付け、 フッ化物系フラ ックスを用いる不活 性ガス雰囲気ろう付け、 あるいは真空ろう付けにより組付けることにより組み立 てられている。
自動車用アルミニウム合金製熱交換器は、 苛酷な環境で使用された場合、 アル ミ二ゥム管体にアルミ二ゥム材に特有の孔食が生じ、 孔食が管体の内部まで達し て熱交換機能が損失するという問題がある。 この問題を解決するために、 アルミ 二ゥム管体の表面にアルミ二ゥム管体より電気化学的に卑な Z n ( Z n合金を含 む） 被覆層を形成してアルミ二ゥム管体内部より管体表面の電位を卑にした材料 が使用され、 その上にフィ ンをろう付け接合する手法が採用されている。 通常、 Z n被覆層は、 押出成形されたアルミニウム偏平管等のアルミニウム管 体の表面に Z nまたは Z n合金を溶射することにより形成される （特開平 2— 1 3 8 4 5 5号公報） 。 しかしながら、 Z nを溶射被覆したアルミニウム管体にブ レージングからなるフィン材をろう付け接合して自動車用熱交換器を作製した場 合、 アルミニウム管体とフィ ンとのブイ レッ ト部が腐食し、 フィ ンの腐食が軽度 であるにもかかわらず、 アルミ二ゥム管体とフィンとが分離して熱交換器の伝熱 性能が低下するという問題が生じることがある。
—方、 近年、 自動車のスパイクタイヤにより発生した粉塵により、 健康上害を およぼすことが懸念されるため、 スパイクタイヤに代わってスタツ ドレスタイヤ が使用されているが、 スタツ ドレスタイヤは凍結路面における制動性能に劣るた め、 冬季の積雪時および路面凍結時において、 自動車のス リ ップ事故防止のため に、 路面に塩化カルシウムや塩化ナト リ ウムなどの融雪剤を大量に路面に散布す ることが行われている。 これらの融雪剤は走行中の自動車の熱交換器に付着して 熱交換器の腐食を促進させるため、 アルミニウム管体とフィンとが早期に分離し て、 苛酷な場合にはフィンが脱落するという問題も生じる。
また、 熱交換器は、 ろう付け後に塗装されるが、 塗膜の密着性を高め耐食性を 向上させるために、 熱交換器を構成するアルミニゥム部材の表面にク ロム酸クロ メートやリ ン酸クロメート処理が施されていたが、 環境問題からクロメ一ト処理 が廃止されるようになってきたため、 フィ レッ トの腐食の進行が早くなり、 ブイ ンがアルミニウム管体からますます分離し易くなつている。 発明の開示
発明者らは、 この問題を解決するために、 種々検討を行った結果、 Z nを溶射 被覆したアルミニウム管体にフィン材をろう付け接合する際、 アルミニウム管体 とフィ ンとのフィ レツ ト部に Z nが拡散して、 フィ レツ ト部がアルミニウム管体 およびフィ ンよ り電気化学的に卑となり、 そのためフィ レツ ト部が優先腐食する ことがわかった。 さらに試験検討を加えた結果、 ブイ レッ ト部への Z nの拡散は、 とく に被覆層の Z n付着量が多い場合に顕著となること、 溶射被覆される Z nの 量を少なくすると、 ある程度の耐食性の改善は得られるが、 Z nの付着量を少な く しただけでは必ずしも優れた耐食性を得ることができないこと、 アルミニゥム 管体、 フィ ン材およびアルミニウム管体に被覆される Z n層の組成と、 これらの 組合わせが熱交換器の耐食性に影響することを見出した。
本発明は、 上記の知見に基づいてなされたものであり、 その目的は、 とくに、 Z n被覆層を形成したアルミ -ゥム管体を使用し、 クロメート処理を行わない自 動車用熱交換器用のアルミ -ゥム合金ブレージングフィン材であって、 成形性に 優れ、 苛酷な腐食環境下においてアルミニウム管体の孔食発生を抑制するととも に、 ろう付け部の耐食性に優れ、 フィンがアルミニウム管体から離脱するのを防 止できる熱交換器用アルミ二ゥム合金プレージングフィン材を提供することにあ る。
上記の目的を達成するための本発明による熱交換器用アルミニウム合金ブレー ジングフィン材は、 芯材の両面に A 1 - S i系合金ろう材をクラッ ドしてなり、 作動流体通路を構成する Z n被覆アルミニウム管体にろう付けにより組付けられ るアルミニウム合金ブレ一ジングフィ ン材であって、 前記芯材は、 Mn ： 0. 8 〜 2. 5 %、 S i ： 0. 1〜 1. 0 %、 F e ： 0. 0 6〜 0. 3 %、 Z n ： 0. 8〜4. 0 %を含有し、 残部 A 1 および不純物からなるアルミェゥム合金で構成 され、 前記ろう材は、 S i ： 6〜 1 3 %、 C u ： 0. 0 6〜 0 · 4 %を含有し、 残部 A 1および不純物からなるアルミニゥム合金で構成され、 ろう材が芯材の両 面にそれぞれ全体厚さの 3〜 2 0 %の厚さでクラッ ドされていることを特徴とす る。
また、 本発明による熱交換器用アルミニウム合金ブレージングフィ ン材は、 次 のような特徴を有する。
( 1 ) 前記芯材が、 前記の成分に加えて、 さらに Z r ： 0. 0 5〜0. 3 %、 C r ： 0. 0 5〜 0. 3 %、 T i : 0. 0 5〜 0. 3 %のうちの 1種または 2種以 上を含有する。
( 2) 前記熱交換器用アルミニウム合金ブレージングフィン材は、 1 8 0〜 2 5 0 MP aの引張強さをそなえ、 引張強さと耐力の差が 2 0MP a以下である。
( 3) 前記 Z n被覆アルミニウム管体の Z n付着量を A ( g /m2 ) 、 前記フ イン材の芯材中の Z n量を B%、 ろう材中の C u量を0%と したとき、 一 1 0 0 ≤- 1 0 XA+ 2 3 XB - 1 0 6 XC≤ 2 0の関係を満足し、 前記アルミニゥム 管体の内周部の自然電位とフィンの自然電位との差が 8 O mV以上である。 発明を実施するための最良の形態
本発明の熱交換器用アルミニウム合金ブレージングフィン材における （ 1 ) 合 金成分、 （ 2) ろう材のクラッ ド率、 （3 ) 機械的性質、 （4) 電位差について 説明する。
( 1 ) 合金成分
以下、 本発明における合金成分の意義およびその限定理由について説明する。 (芯材）
芯材中の Mnは、 芯材の強度を向上させ、 耐高温座屈性を改善するよう機能す る。 M ηの好ましい含有範囲は、 0. 8〜 2. 5 %であり、 0. 8 %未満ではそ の効果が小さく、 2. 5 %を越えて含有すると、 铸造時に粗大な晶出物が生成し て圧延加工性が害され、 板材の製造が困難となる。 Mnのさらに好ましい含有量 は 1. 0〜 1. 7 %である。
芯材中の F eは、 Mn と共存して、 ろう付け前及びろう付け後のフィン材の強 度を向上させる。 F eの好ましい含有量は 0. 0 6〜 0. 3 %の範囲であり、 0. 0 6 %未満ではその効果が小さく、 0. 3 %を越えると、 結晶粒が細かくなつて、 溶融ろうが芯材中に浸食し易くなり、 耐高温座屈性が低下し、 自己腐食性が増大 する。 F eのさらに好ましい含有量は 0. 0 6〜 0 · 2 5 %の範囲である。 芯 材中の S i は、 Mn と結合して微細な A 1 一 Mn— S i 系化合物を生成し、 フィ ン材の強度を向上させるとともに、 Mnの固溶量を減少させて熱伝導度 （電気伝 導度） を向上させる。 また、 ろう材の S i が芯材に拡散することを抑制するため 十分なフィ レッ トを形成することができる。 S i の好ましい含有範囲は 0. 1〜 1. 0 %であり、 0. 1 %未満ではその効果が十分ではなく、 1. 0 %を越える と、 粒界に多く存在して、 粒界近傍に S i濃度の低い領域を形成させるため粒界 腐食が生じ易くなる。 S i のさらに好ましい含有量は 0. 3〜 0. 7 %の範囲で める。
芯材中の Z nは、 芯材の電位を卑にして犠牲陽極効果を高める。 Z nの好まし い含有範囲は 0. 8〜4. 0 %であり、 0. 8 %未満ではその効果が小さく、 4. 0 %を越えて含有すると、 芯材自体の自己耐食性が悪くなり、 粒界腐食感受性も 增加する。 Z nのさらに好ましい含有量は 1. 5〜 3. 0 %の範囲である。
芯材中の Z r、 〇 及び丁 1 は、 ろう付け前及びろう付け後のフィン材の強度 を向上させると ともに、 高温座屈性を改良する。 Z r、 C rおよび T i の好まし い含有範囲は、 共に 0. 0 5〜 0 · 3 %であり、 0. 0 5 %未満ではその効果が 小さく、 0. 3 %を越えて含有すると、 铸造時に粗大な晶出物が生成して圧延加 ェ性を害し、 板材の製造が困難となる。
芯材中には、 それぞれ 0. 3 %以下の I n、 S n、 G aが添加されてもよく、 これらの元素はいずれもフィン材の熱伝導度をほとんど低下させることなく電位 を卑にし、 犠牲陽極効果を与える。 また、 0. 1 %以下の P b、 L i 、 S r、 C a、 N aが含有されていても本発明の効果が害されることはない。 強度向上のた めに、 それぞれ 0. 3 %以下の 、 M o、 N i 、 酸化防止のために、 0 · 1 %以 下の B eを添加することもできる。
(ろう材）
ろう材中の S i は、 ろう材の融点を下げ、 溶融ろうの流動性を高めるよう機能 する。 S i の好ましい含有範囲は 6〜 1 3 %であり、 6 %未満ではその効果が小 さく、 1 3 %を越えると融点が急激に高くなり、 製造時の加工性も低下する。 S i のさらに好ましい含有量は 7〜 1 2 %の範囲である。
ろう材中の C uは、 ろう付け後のフィ レツ トの電位を貴にするよう機能する。 C uの好ましい含有範囲は 0. 0 6〜 0. 4 %であり、 0. 0 6 %未満ではその 効果が小さく、 0. 4 %を越えると、 フィン自体の電位も貴となり、 そのため犠 牲陽極効果が低下する。 また、 自己耐食性が低下して粒界腐食が生じ易くなる。 C uのさらに好ましい含有量は 0. 1〜 0. 3 %である。
ろう材中には、 それぞれ 0. 3 %以下の。 ]：、 Mn、 それぞれ 0. 1 %以下の P b、 L i 、 C aが含まれていても、 本発明の効果が損なわれることはない。 鍚 造組織の微細化のために、 0. 3 %以下の丁 1 、 0. 0 1 %以下の8、 ろう材中 の S i粒子の微細化のために、 それぞれ 0. 1 %以下の 3 1、 N a、 電位を低く して犠牲陽極効果を与えるために、 それぞれ 0. 1 %以下の I n、 S n、 G a、 表面酸化皮膜の成長を抑制するために、 0. 1 %以下の8 6、 ろう材の流動性を 向上させるために、 0. 4 %以下の B i を添加することもできる。
ろう材中の F eは、 多量に含まれると自己腐食が生じ易くなるため、 0. 8 % 以下に制限することが望ましい。 また、 ろう材中の Mgは、 フッ化物系のフラッ クスを使用する不活性雰囲気ろう付けを適用する場合には、 フッ化物系のフラッ タスと反応してろう付け性を阻害するため、 0. 5 %以下に制限するのが好まし レ、。
( 2 ) ろう材のクラッ ド率
フィ ン材におけるろう材のクラッ ド率は、 厚さ Ι Ο Ο μιη ( 0. 1 0 mm) 以 下のフィン材においては、 片面で平均 3〜 2 0 %とするのが好ましい。 片面のク ラッ ド率が 3 %未満では、 芯材にクラッ ドされるろぅ材の厚さが小さ過ぎて均一 なクラッ ド率が得難く、 ろう材をクラッ ドされたフィン材の製造が困難となる。 2 0 %を越えると、 ろうの溶融量が多くなり過ぎ、 芯材が溶解、 浸食され易くな ると ともに、 板厚が薄くなるため強度が低下する。 さらに好ましいクラッ ド率は 5〜 1 5 %である。
( 3 ) 機械的性質
本発明の熱交換器用アルミ二ゥム合金プレージングフィン材は、 成形前のフィ ン材 （素材） の引張強さが 1 8 0〜 2 5 OMP aの範囲内にあり、 （引張強さ一 耐カ） の値が 2 0 M P a以下であることが重要である。 成形前のフィ ン材の引張 強さおよび （引張強さー耐力） の値を上記の範囲とすることにより、 成形性に優 れ、 コルゲート成形時のフィン山高さのバラツキをなくすことができる。
素材の引張強さが 1 8 OMP a未満では、 コルゲート成形時の加工応力によつ て異常変形し易く、 フィ ン山高さのバラツキが大きくなり、 素材の引張強さが 2 5 0 MP a を越えると、 コルゲート成形時のスプリ ングパックが大きくなって、 フィン山高さのパラツキが大きくなり、 いずれの場合も、 ろう付け時にフィンと アルミニウム管体との間に接合不良が生じ易くなる。 なお、 素材の引張強さを 1 8 0〜 2 5 0 MP aの範囲内と し、 （引張強さ一耐カ） の値が 2 0MP a以下と するには、 フィン材製造時の均質化処理温度、 焼鈍処理温度、 冷間圧延の加工度 を調整する等の手法を用いることができる。 また、 本発明の熱交換器用アルミニウム合金ブレージングフィン材においては、 素材のマ ト リ ックスを繊維組織とするのが好ましく、 繊維組織とすることによ り フィン材の成形加工性が均一となり、 コルゲート成形時のフィン山高さのバラッ キをさらに低減することができる。 素材のマ ト リ ツクスが再結晶組織の場合には、 フィン材の成形加工性が不均一となることがあり、 フィン山高さのバラツキが大 きくなり易く、 ろう付け時にフィンとアルミ二ゥム管体との間の接合不良が生じ 易くなる。 素材のマ トリ ックスを繊維組織とするには、 フィ ン材製造時の焼鈍処 理温度を合金の再結晶温度よ り低い温度に調整する手法を用いるのが好ましい。 ( 4 ) 電位差
表面に Z n被覆層を有する押出偏平多孔管等のアルミニウム管体とブレージン グフィンを組合わせてろう付け加熱した場合、 Z nが溶融してアルミ二ゥム管体 中に拡散し、 その結果、 アルミニウム管体の電位は表面に近いほど卑となり、 深 さ方向に深くなるにつれて徐々に貴となる。 このため、 腐食は管体の表層部にお いて優先的に進行するので、 貫通腐食が生じ難くなり、 熱交換器の寿命が向上す る。 Z nの融点はろう材の融点より も低温であるから、 まず管体とフィンとの接 合部に Z nがフィ レッ トを形成し、 ついでろうが溶融して Z nに混合するように なる。 このため、 フィ レッ ト中の Z n濃度は、 管体表面やフィ ンの Z n濃度より 高濃度となり、 フィ レツ トの電位は管体表面ゃフィンの電位よりきわめて卑とな る。
熱交換器が腐食環境に置かれた場合、 腐食は、 最も卑な電位の部分において最 も早く進行するから、 管体表面やフィ ンよ り もフィ レツ トが先に腐食すること と なり、 フィ レッ トとフィンの電位差およぴフィ レッ トと管体表面の電位差が大き いほどフィ レツ トの腐食が促進されるため、 フィンと管体が分離するという現象 が生じること となる。
従って、 管体からのフィンの離脱を防止するためには、 フィ レッ トの電位を管 体表面ゃフィンの電位に出来るだけ近づければよいが、 低コス トの溶射により Z η被覆層を形成する場合には、 Ζ η被覆量が少ないと均一な被覆層の形成が困難 で、 ある程度以上の Ζ η被覆量が必要となるため、 フィ レッ ト中の Ζ η量が多く なり フィ レッ トの電位は管体表面ゃフィンの電位より卑となってしまう。 また、 フィンの電位をより卑にすると、 フィンの自己腐食量が増大してフィンの消耗が 著しくなるという問題がある。
この問題を解消し、 フィ レツ トの電位を管体表面ゃフィンの電位に出来るだけ 近づける手段について検討を行った結果、 フィン材のろぅ材に C uを添加するこ とにより、 フィン材の自己腐食を増大することなく、 管体表面に均一な Z η被覆 層を形成した場合にも、 フィ レツ トの電位を貴にすることができることを見出し た。 更に試験検討を重ねた結果、 フィ レッ トの電位はアルミニウム管体表面の Ζ η被覆量とフィン材の組成に影響されることがわかり、 Ζ η被覆アルミ二ゥム管 体の Ζ η付着量を A ( g / 2 ) 、 フィン材の芯材中の Z n量を B %、 ろう材 中の C u量を C %と したとき、 ー 1 0 0 ≤— 1 0 X A+ 2 3 X B - 1 0 6 X C≤ 2 0の関係を満足し、 アルミニウム管体の内周部 （管体の表面を外周部と したと き管体の内周部、 すなわち管体の厚さ方向の最下部） の自然電位とフィ ンの自然 電位との差 （管体の内周部の自然電位一フィ ンの自然電位） を 8 0 mV以上と し た場合に、 フィンの離脱現象が格段に改善されることを究明した。
(- 1 0 X A+ 2 3 X B - 1 0 6 X C) の値が一 1 0 0より小さい場合には、 フィ レッ トとフィ ンの電位差が大きくなり、 フィ レッ トが優先的に腐食して、 早 期にフィンの離脱が生じる。 （一 1 0 X A + 2 3 X B — 1 0 6 X C) の値が 2 0 を越える場合には、 フィ ンの離脱現象が生じないが、 フィ ンが優先的に腐食して 熱交換性能がきわめて早期に低下する。 また、 アルミニウム管体の内周部の自然 電位とフィ ンの自然電位との差が 8 0 mV未満では、 フィンの犠牲陽極効果が十 分に発揮されず、 アルミニウム管体の腐食深さが大きくなりやすく、 短期間で貫 通腐食が発生し、 熱交換器と しての機能が損失する。
本発明のブレージングフィ ン材は、 ブレ一ジングフィ ン材を構成するための所 定の組成を有する芯材用アルミニゥム合金およびろぅ材用アルミニゥム合金を、 例えば、 半連続铸造により造塊し、 常法に従って均質化処理を行った後、 ろう材 については、 さらに熱間圧延を行い、 均質化処理後の芯材と熱間圧延後のろう材 をクラッ ドして、 熱間圧延、 焼鈍、 冷間圧延、 あるいは熱間圧延後冷間圧延して、 焼鈍、 仕上げ冷間圧延を経て製造され、 厚さ 0 . 1 0 mra ( 1 0 0 /i m) 以下の 板材とする。 この板材を所定幅にスリ ツティングした後、 コルゲート加工して、 作動流体通路材 （チューブ材） 、 例えば、 J I S 3 0 0 3合金などの A 1 - M n 系合金で構成した偏平管偏平管と交互に積層し、 ろう付け接合することにより、 熱交換器コアとする。 実施例
以下、 本発明の実施例を比較例と対比して説明する。 これらの実施例は本発明 の一実施態様を示すものであり、 本発明はこれに限定されるものではない。 実施例 1
連続铸造により、 表 1に示す組成を有する芯材用アルミニゥム合金およびろう 材用アルミニウム合金 （組合せ N o . A〜T ) を造塊して、 常法に従って均質化 処理し、 ろう材用アルミニウム合金铸塊についてはさらに熱間圧延して、 芯材用 アルミニウム合金铸塊の両面にクラッ ドした後、 熱間圧延、 ついで冷間圧延を行 い、 中間焼鈍を施した後、 最終冷間圧延を経て、 最終的に、 表 1 に示すろぅ材ク ラッ ド率を有する厚さ 0 . 0 8 m mのクラッ ドフィ ン材 （H I 4調質材） を製造 した。
得られたフィン材について、 コルゲート成形加工を行い、 表面に 1 0 /z mの厚 さで Z nを溶射した純アルミニウム系の多孔偏平管 （ 5 0段） からなるチューブ 材に組付けて、 予め嵌合部を設けたヘッダタンクおよびサイ ドプレートと組合わ せ、 フッ化物系のフラックスを吹き付けた後、 6 0 0 °C (到達温度） に加熱して 不活性雰囲気ろう付けを行った。
芯材とろう材の組合わせ N o . A〜Tの試験材について、 H I 4材の機械的性 質、 フィンのコルゲート加工性、 ろう付け後のコアの状態、 ろう付け接合後のフ イン、 フィンとチューブの接合フィ レッ トおよびチューブ表面の自然電位、 コア の腐食試験後におけるフィンとチューブのフィン接合残存率、 接合部の溶融座屈 の有無、 耐粒界腐食性、 フィ ン材と接合されたチューブ材の耐孔食性を、 以下の 方法により評価した。 結果を表 2、 表 3に示す。
H 1 4材の機械的性質 ： H 1 4材から J I S 5号試験片を作製して引張試験を 行い、 0 . 2 %耐カ、 引張強さおよび伸びを測定した。
フィンのコルゲート加ェ性 ： H 1 4材のコイルを 2 0 m m幅に条切断し、 フィ ン成形機を用いてコルゲート成形を行い、 正常に成形できたものを〇、 肌あれ、 微小割れなどの異常が生じたものを△と して判定した。
ろう付け後のコアの状態 ： 組付けたコアをろう付け加熱し、 形成されたコアに ついてフィンが座屈しているかどうかを目視で判定し、 座屈が生じていないもの は〇、 座屈を生じたものは Xと した。
ろう付け接合後のフィン、 フィ ンとチューブの接合フィ レッ トおよびチューブ 表面の自然電位 ： ろう付け加熱後のコアを切断し、 各測定部のみを露出させ、 他 の部位を樹脂でマスキングした試料を作製し、 酢酸で p Hを 3に調整した 5 %N a C 1水溶液中に 2 4時間浸漬して、 飽和カロメル電極 （ S C E) に対する電位 を測定した。
電位関係式の算出 ： 偏平管表面の Z n付着量 A ( g /mm2 ) 、 フィン芯材 中の Z n濃度 B%、 フィンろう材中の C u量 C%から、 （一 1 0 XA+ 2 3 X B 一 1 0 6 X C ) を計算した。
接合部の溶融座屈の有無 ： 接合部の代表部分を採取して、 樹脂に埋め込み、 接 合部が溶融座屈しているかどうかを観察した。
耐粒界腐食性 ： フィンとチューブを接合してなるコアについて、 SWAAT腐 食試験 （A S TM G 8 5 - 8 5 ) を 4週間行った後、 フィ ンの上下のチューブ をつかんで引張試験を行つて破断強度を測定し、 その平均強度をフィン材の耐粒 界腐食性判断の指標と した。
チューブ材の耐孔食性 ： 上記の腐食試験でチューブに生じた最大孔食深さを測 定して評価した。
フィンの接合残存率 ： 上記の腐食試験後、 フィ ンを機械的に切除し、 フィ ンの 接合率を下式により算出した。
フィ ン接合残存率 （％) =腐食試験後のフィン接合率/腐食試験前のフィ ン接合 率 05 002953 表 1 組 材 ろう材 片面クラ
合 ッ ド率
せ %
Μη Fe Si Ζη その他 S i Cu
A 1. 6 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 2 10
B 2. 5 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 2 10
C 0. 9 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 2 10
D 1. 2 0. 15 0. 85 2. 5 10 0. 2 10
E 1. 2 0. 15 0. 15 2. 5 10 0. 2 10
F 1. 2 0. 08 0. 5 2. 5 10 0. 2 10
G 1. 2 0. 25 0. 5 2. 5 10 0. 2 10
H 1. 2 0. 15 0. 5 3. 5 10 0. 2 10
I 1. 2 0. 15 0. 5 1. 0 10 0. 2 10
J 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 ZrO. 1 10 0. 2 10
K 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 CrO. 1 10 0. 2 10
し 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 TiO. 1 10 0. 2 10
Μ 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 ZrO. 1 10 0. 2 10
CrO. 1
Ν 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 7. 5 0. 2 10
0 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 12. 5 0. 2 10
Ρ 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 08 10
Q 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 35 10
R 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 2 5
S 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 2 17
Τ 2 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 2 10
L
《表注》 組成 ： mass %
Figure imgf000013_0001
z挲 fS6Z00/S00idf/X3d
£Z8磨 900 OA\ 表 3
Figure imgf000014_0001
表 2〜 3にみられるように、 本発明に従う試験材 N o . 1〜 2 3はいずれも、 フィ ン成形が優れ、 ろう付け後のコアの座屈も無く、 腐食試験後のフィ ンの接合 残存率も 7 0 %以上と良好であり、 チューブの最大孔食深さは 0 . 1 m m未満の 優れた耐孔食性を示した。 また、 S W A A T試験後の平均破断強度も 4 O M P a 以上であり、 良好な耐粒界腐食性を示した。
比較例 1
連続錶造により、 表 4に示す組成を有する芯材用アルミ -ゥム合金およびろう 材用アルミニウム合金 （組合せ N o . a〜q ) を造塊して、 常法に従って均質化 処理し、 ろう材用アルミニウム合金铸塊についてはさらに熱間圧延して、 芯材用 アルミニウム合金铸塊の両面にクラッ ドした後、 熱間圧延、 ついで冷間圧延を行 い、 中間焼鈍を施した後、 最終冷間圧延を経て、 最終的に、 表 4に示すろう材ク ラッ ド率を有する厚さ 0 . 0 8 m mのクラッ ドフィ ン材 （H I 4調質材） を製造 した。
得られたフィン材について、 実施例 1 と同様に、 コルゲート成形加工を行い、 表面に Z n処理を施した純アルミニウム系の多孔偏平管 （ 5 0段） からなるチュ 一プ材に組付けて、 予め嵌合部を設けたヘッダタンクおよびサイ ドプレートと組 合わせ、 フッ化物系のフラックスを吹き付けた後、 6 0 0 °C (到達温度） に加熱 して不活性雰囲気ろう付けを行った。
芯材とろう材の組合せ N o . a〜qの試験材について、 実施例 1 と同じ方法で、 H I 4材の機械的性質、 フィンのコルゲート加工性、 ろう付け後のコアの状態、 ろう付け接合後のフィン、 フィンとチューブの接合フィ レツ トおよびチューブ表 面の自然電位、 コアの腐食試験後におけるブインとチューブのフィン接合残存率、 接合部の溶融座屈の有無、 耐粒界腐食性、 フィ ン材と接合されたチューブ材の耐 孔食性を評価した。 結果を表 5、 表 6に示す。 表 4 組 心 材 ろう材 片面クラ ッ ド率 せ %
Mn Fe S i Zn その他 S i Cu
a 0. 5 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 2 10 b 2. 9 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 2 10 c 1. 2 0. 15 0. 05 2. 5 10 0. 2 10 d 1. 2 0. 15 1. 3 2. 5 10 0. 2 10 e 1. 2 0 0. 5 2. 5 10 0. 2 10 f 1. 2 0. 35 0. 5 2. 5 10 0. 2 10 g 1. 2 0. 15 0. 5 0. 6 10 0. 2 10 h 1. 2 0. 15 0. 5 4. 4 10 0. 2 10 i 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 ZrO. 4 10 0. 2 10 j 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 CrO. 4 10 0. 2 10 k 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 Ti O. 4 10 0. 2 10
1 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 4 0. 2 10 m 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 15 0. 2 10 n 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 02 10
0 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 6 10
P 1. 2 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 2 2 q 2 0. 15 0. 5 2. 5 10 0. 2 30
L
《表注》 組成 ： mas s %
表 5 組合せ bh a c d ek m n p f gji o Ql
H14 機械的性質 コ 自然電位（mVSCE) ァ 関係
の 式の
引張強 値 フィ フィ チュ チュ さ レッ ン ープ ープ 卜 m 内周
MPa 成形フイン性 部
110 △ X - 64 -892 -900 -792 -720
130 △ X - 64
190 〇 X -64
195 〇 〇 - 64 -892 -874 -792 - 720 200 〇 X - 64
195 o 〇 -107 -883 -807 -792 -720 195 〇 〇 30 -900 -930 -792 -720
175 〇 〇 -64
195 〇 〇 -45 -922 -926 -792 -720 225 〇 〇 -106 -830 -770 -792 -720 190 〇 〇 -64
200 〇 X -64
表 6
Figure imgf000018_0001
表 5〜 6に示すように、 試験材 N o . 2 4は芯材の M n量が少ないため、 フィ ンの引張強さが低く フィン成形性が劣る。 試験材 N o . 2 5は芯材の Mn量が多 いため、 錄造時の粗大な化合物が生じて圧延加工性が害され健全なフィン材の製 造ができなかった。 試験材 N o . 2 6は芯材の S i量が少ないため、 フィン材の 引張強さが低く フィン成形性が劣る。 試験材 N o . 2 7は芯材の S i 量が多いた め、 ろう付け接合部に局部溶融に起因する座屈が生じた。 試験材 N o . 2 8は芯 材の F e量が少ないため、 フィンの強度が低く、 ろう付け時に座屈が生じた。 試 験材 N o . 2 9は芯材の F e量が多いため、 ろう付け後の芯材の結晶粒径が小さ く なり、 芯材の結晶粒界に溶融ろうが浸透してフィンに座屈が生じた。
試験材 N o . 3 0は芯材の Z n量がすくないため、 犠牲陽極効果が十分でなく、 チューブ材に深い孔食が生じた。 試験材 N o . 3 1は芯材の Z n量が多く、 電位 関係式の値が適正範囲を越えるため、 フィン自体の腐食が大きくなつた。 試験材 N o . 3 2、 N o . 3 3および N o . 3 4は、 それぞれ芯材の Z r量、 C r量お よび T i量が多いため、 铸造時に粗大な化合物が生成して圧延加工性が害され、 健全なフィン材の製造ができなかった。
試験材 N o . 3 5はろう材の S i 量が少ないため、 流動するろうの量が不十分 となって接合性が劣り、 腐食試験ができなかった。 試験材 N o . 3 6はろう材の S i量が多いため、 圧延加工で材料の切断が生じた。 試験材 N o . 3 7はろう材 の C u量が少ないため、 フィ レツ トが優先的に腐食してフィン接合残存率が低下 した。 試験材 N o . 3 8はろう材の C u量が多いため、 フィンに粒界腐食が生じ、 腐食試験後にフィンがぼろぼろになった。 試験材 N o . 3 9はろう材のクラッ ド 率が低いため、 流動するろうの量が不十分となり接合性が劣り、 腐食試験ができ なかった。 試験材 N o . 4 0はろう材のクラッ ド率が高いため、 ろうの溶融量が 多く芯材が浸食された結果、 接合部で座屈が生じた。 産業上の利用可能性
本発明の熱交換器用アルミ二ゥム合金プレージングフィン材は、 ラジェータ、 ヒータコア、 オイルクーラ、 インタークーラ、 カーエアコンのコンデンサ、 エバ ポレータ等のように、 フィンと作動流体通路を構成するアルミニウム管体をろう 付け接合することにより形成されるアルミニウム合金製熱交換器のフィン材と し て好適に使用される。 本発明の熱交換器用アルミニウム合金ブレージングフィン 材を使用し、 ろう付けにより熱交換器を組立てた場合、 熱交換器が腐食環境下に 置かれてもフィンの離脱の問題を生じることがなく、 フィンの犠牲陽極効果ゃチ ユーブ表面の防食効果も十分に発揮されるため、 熱交換器の長寿命化が達成され る。

Claims

請求の範囲
1. 芯材の両面に A 1 — S i系合金ろぅ材をクラッ ドしてなり、 作動流体通路を 構成する Z n被覆アルミニゥム管体にろう付けにより組付けられるアルミニウム 合金ブレージングフィン材であって、 前記芯材は、 Mn ： 0. 8〜2. 5 % (質 量0 /0、 以下同じ） 、 S i ： 0. 1〜 1. 0 %、 F e ： 0. 0 6〜 0. 3 %、 Z n ： 0. 8〜4. 0 %を含有し、 残部 A 1 および不純物からなるアルミニウム合 金で構成され、 前記ろう材は、 S i : 6〜： 1 3 %、 C u ： 0. 0 6〜0. 4 %を 含有し、 残部 A 1 および不純物からなるアルミニウム合金で構成され、 ろう材が 芯材の両面にそれぞれ全体厚さの 3〜 2 0 %の厚さでクラッ ドされていることを 特徴とする熱交換器用アルミニウム合金ブレージングフィン材。
2. 前記芯材が、 さらに Z r : 0. 0 5〜0 · 3 %、 C r ： 0. 0 5〜0. 3 %、 T i ： 0. 0 5〜0. 3 %のうちの 1種または 2種以上を含有することを特徴と する請求項 1記載の熱交換器用アルミニウム合金ブレージングフィン材。
3. 引張強さが 1 8 0〜 2 5 0 MP a、 引張強さと耐力の差が 2 0 M P a以下で あることを特徴とする請求項 1または 2記載の熱交換器用アルミ二ゥム合金ブレ —ジングフィン材。
4. 前記 Z n被覆アルミニウム管体の Z n付着量を A ( g /m2 ) 、 前記フィ ン材の芯材中の Z n量を B %、 ろう材中の C u量をじ％と したとき、 一 1 0 0≤ - 1 0 XA+ 2 3 XB— 1 0 6 XC 2 0の関係を満足し、 前記アルミ二ゥム管 体の内周部の自然電位とフィンの自然電位との差が 8 O mV以上であることを特 徴とする請求項 1〜 3のいずれかに記載の熱交換器用アルミニゥム合金ブレージ ングフィン材。
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Cited By (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2014065355A1 (ja) * 2012-10-26 2014-05-01 株式会社Uacj フィン用アルミニウム合金製ブレージングシート、熱交換器及び熱交換器の製造方法
US20160060732A1 (en) * 2014-08-27 2016-03-03 Alcoa Inc. Aluminum casting alloys having manganese, zinc and zirconium
CN106563708A (zh) * 2016-10-26 2017-04-19 江苏常铝铝业股份有限公司 汽车水箱散热器用超高强度铝合金复合带材及其制造方法
US10730149B2 (en) 2015-11-13 2020-08-04 Gränges Ab Brazing sheet and production method

Families Citing this family (12)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP5466409B2 (ja) * 2009-01-22 2014-04-09 株式会社神戸製鋼所 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材
JP5614829B2 (ja) * 2009-06-24 2014-10-29 株式会社Uacj アルミニウム合金製熱交換器
CN101660883B (zh) * 2009-09-04 2011-10-26 东莞市奥达铝业有限公司 一种汽车铝合金散热片的生产方法
US8247084B2 (en) * 2010-05-18 2012-08-21 Kobe Steel, Ltd. Aluminum alloy brazing sheet
WO2013153972A1 (ja) * 2012-04-13 2013-10-17 古河スカイ株式会社 アルミニウム合金製内面溝付き伝熱管
CN102748980A (zh) * 2012-07-26 2012-10-24 无锡冠云铝业有限公司 高覆合率超薄型钎焊铝合金复合板
CN107003261B (zh) * 2015-03-30 2019-08-30 三菱电机株式会社 腐蚀感测传感器、冷却装置、冷却系统以及车辆用电源系统
JP7219263B2 (ja) * 2018-03-19 2023-02-07 株式会社Uacj 熱交換器用アルミニウム合金フィン材、その製造方法及び熱交換器
WO2020204167A1 (ja) * 2019-04-04 2020-10-08 株式会社Uacj アルミニウム合金ブレージングシート及びその製造方法
CN111394623A (zh) * 2020-04-16 2020-07-10 江苏鼎胜新能源材料股份有限公司 一种中冷器用高强高耐热冷轧复合铝合金管料及制造方法
JP7290605B2 (ja) * 2020-06-08 2023-06-13 株式会社神戸製鋼所 アルミニウム合金ブレージングシート、及び、アルミニウム合金ろう付体
JP7265506B2 (ja) * 2020-06-30 2023-04-26 Ｍａアルミニウム株式会社 アルミニウム合金クラッド材、熱交換器用部材および熱交換器の製造方法

Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH076045B2 (ja) * 1989-06-13 1995-01-25 住友軽金属工業株式会社 熱交換器用高強度アルミニウム合金フィン材の製造方法
JP2004084060A (ja) * 2002-06-24 2004-03-18 Denso Corp 熱交換器用アルミニウム合金フィン材および該フィン材を組付けてなる熱交換器
JP2004170061A (ja) * 2002-10-30 2004-06-17 Showa Denko Kk 熱交換器、熱交換器用管材、熱交換器用フィン材、および熱交換器の製造方法

Patent Citations (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH076045B2 (ja) * 1989-06-13 1995-01-25 住友軽金属工業株式会社 熱交換器用高強度アルミニウム合金フィン材の製造方法
JP2004084060A (ja) * 2002-06-24 2004-03-18 Denso Corp 熱交換器用アルミニウム合金フィン材および該フィン材を組付けてなる熱交換器
JP2004170061A (ja) * 2002-10-30 2004-06-17 Showa Denko Kk 熱交換器、熱交換器用管材、熱交換器用フィン材、および熱交換器の製造方法

Cited By (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2014065355A1 (ja) * 2012-10-26 2014-05-01 株式会社Uacj フィン用アルミニウム合金製ブレージングシート、熱交換器及び熱交換器の製造方法
JP2014084521A (ja) * 2012-10-26 2014-05-12 Uacj Corp フィン用アルミニウム合金製ブレージングシート、熱交換器及び熱交換器の製造方法
US20160060732A1 (en) * 2014-08-27 2016-03-03 Alcoa Inc. Aluminum casting alloys having manganese, zinc and zirconium
US10494702B2 (en) * 2014-08-27 2019-12-03 Arconic Inc. Aluminum casting alloys having manganese, zinc and zirconium
US10730149B2 (en) 2015-11-13 2020-08-04 Gränges Ab Brazing sheet and production method
CN106563708A (zh) * 2016-10-26 2017-04-19 江苏常铝铝业股份有限公司 汽车水箱散热器用超高强度铝合金复合带材及其制造方法

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