WO2016143119A1 - ろう付け後の耐食性に優れるブレージングシート - Google Patents

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翔 石上
岩尾　祥平
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三菱アルミニウム株式会社
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Definitions

  • the present invention relates to a brazing sheet having excellent corrosion resistance after brazing used for a heat exchanger or the like.
  • heat exchangers are known. This heat exchanger is comprised from members, such as an outer fin, a tube, a header plate, a side support, for example. Moreover, the heat exchanger for motor vehicles is generally commercialized by joining each of the above-mentioned members by a brazing process using a fluoride-based flux at a temperature of about 600 ° C.
  • the tube and header plate which comprise a heat exchanger may be comprised from a brazing sheet.
  • a brazing sheet for example, an Al—Si alloy brazing material is bonded to one side of a core material made of an aluminum alloy containing Mn, Cu, Si, Fe in a specified range, and the other side.
  • a sacrificial material (lining material) of an aluminum alloy that is electrochemically lower than the core material is bonded (see, for example, Patent Document 1 and Patent Document 2).
  • the sacrificial material used here can function as a sacrificial anode material and prevent corrosion of the core material by using a material that is electrochemically lower than the core material.
  • the brazing sheet described above is required to have a thinner material due to, for example, downsizing and higher performance of the heat exchanger.
  • this thinned material is subjected to the same brazing heat treatment as in the conventional method, diffusion of Zn added to the sacrificial material into the core material and diffusion of Cu added to the core material to the sacrificial material and brazing material Is promoted. For this reason, the pitting corrosion potential difference with respect to the core material of the tube inner surface side and the outer surface side is reduced, the corrosion resistance is lowered, and there is a problem that through holes are generated early in the material.
  • the present invention has been made in view of the above circumstances, and provides a brazing sheet having high strength and excellent corrosion resistance even when applied to a heat exchanger having a thin-walled brazing structure. For the purpose.
  • the present invention provides an aluminum alloy brazing sheet in which a sacrificial material is clad on one surface of a core material and a brazing material is clad on the other surface, and the core material is Cu: 0.
  • Aluminum composed of an Al—Mn—Si based aluminum alloy containing 5 to 1.3%, the sacrificial material containing Zn: 4.0 to 7.0% by mass and the balance being Al and inevitable impurities
  • the brazing material is composed of an aluminum alloy containing Si: 6.0 to 11.0% and Zn: 0.1 to 3.0% by mass, with the balance being Al and inevitable impurities, and brazing.
  • the thickness of the region where the potential difference from the most noble potential of the core material is 100 mV or more is 5% to 5% of the material plate thickness.
  • a board characterized by 50% There following relates to an aluminum alloy brazing sheet 0.30 mm.
  • the core material may further contain, in mass%, Mn: 0.5 to 1.8%, Si: 0.05 to 1.3%, Fe: 0.05 to 0.5%, Mg: 0.00. One or more selected from 05 to 0.5%, Zr: 0.05 to 0.3%, Ti: 0.05 to 0.3%, Cr: 0.05 to 0.3% Furthermore, the structure which contains can be employ
  • the sacrificial material further contains, by mass%, an aluminum alloy further containing one or two selected from Mn: 1.0 to 1.8% and Si: 0.2 to 1.2%. Can be adopted.
  • the length of the region from the sacrificial material surface toward the plate thickness direction in the region where the potential difference from the most noble potential of the core material is 100 mV or more It is preferable that 1 ⁇ (A + 1) / (B + 1) ⁇ 81, where A is ⁇ m and the length of the region from the brazing material surface in the thickness direction of the core material is B ⁇ m.
  • the pitting corrosion potential difference between the core material and the sacrificial material after brazing heat treatment is preferably in the range of 160 to 290 mV.
  • the region having a Zn concentration of 0.2% or less after the brazing heat treatment is preferably 20% to 70% of the material plate thickness.
  • the chemical composition of the aluminum alloy is made to be a highly corrosion-resistant material corresponding to the thinning of the brazing sheet, and is added to Zn and the core material added to the sacrificial material when brazing heat treatment suitable for the thin-walled material is performed.
  • the element diffusion state of Cu can be controlled, the pitting corrosion potential difference between the sacrificial material and the brazing material and the core material is optimized, and the potential balance between the sacrificial material side and the brazing material side is optimized, making it thinner than before. Even in such a case, a brazing sheet having excellent corrosion resistance can be provided.
  • FIG. 1 is a cross-sectional view of the brazing sheet 1 of the present embodiment.
  • This brazing sheet 1 is composed of a core material 1a made of an aluminum alloy, a layered brazing material 1b made of an aluminum alloy deposited on one surface side of the core material 1a, and on the other surface side of the core material 1a.
  • the main component is a layered sacrificial material 1c made of a deposited (clad pressure bonded) aluminum alloy.
  • the brazing sheet 1 shown in FIG. 1 is formed into, for example, a B type to form a B type tube 10 shown in FIG. 2, and the tube 10 is assembled as shown in FIG.
  • the tube 10 is butted against the edge of the brazing sheet while forming the brazing sheet 1 into a flat tube so that the sacrificial material 1c is on the inside and the brazing material 1b is on the outside with a forming roll or the like.
  • a B-type tube 10 can be constructed as a part.
  • the heat exchanger 20 has a structure used for, for example, a radiator of an automobile, and includes a tube 10, a header 21, an outer fin 22, and a side support 23.
  • the header 21 and the tube 10 are connected to each other by using the brazing material 1b arranged around the insertion portion by inserting the end portion of each tube 10 into a plurality of slots (insertion holes) 21a formed in the header 21. It is joined by brazing.
  • the tube 10 and the outer fin 22 are joined by brazing together using the brazing material 1b provided in the brazing sheet 1 which comprises the tube 10.
  • the core material 1a is made of an Al—Mn—Si based aluminum alloy containing Cu: 0.5 to 1.3% by mass%, and the sacrificial material 1c is Zn: 4.0 to 7 by mass%. 0.0%, the balance is made of an aluminum alloy composed of Al and inevitable impurities, and the brazing filler metal 1b contains Si: 6.0 to 11.0% and Zn: 0.1 to 3.0% by mass. The balance is made of an aluminum alloy composed of Al and inevitable impurities.
  • 0.5 to 1.3% means a range of 0.5% or more and 1.3% or less.
  • the aluminum alloy constituting the core material 1a in addition to the above-mentioned composition, in terms of mass%, Mn: 0.5 to 1.8%, Si: 0.05 to 1.3%, Fe: 0.05 to 0.5 %, Mg: 0.05 to 0.5%, Zr: 0.05 to 0.3%, Ti: 0.05 to 0.3%, Cr: 0.05 to 0.3% 1
  • species or 2 or more types is employable.
  • the aluminum alloy constituting the sacrificial material 1c further contains one or two selected from Mn: 1.0 to 1.8% and Si: 0.2 to 1.2%. The composition can be adopted.
  • ⁇ Core material component> [Cu: 0.5 to 1.3% by mass] Cu dissolves in the matrix and has the effect of increasing the strength of the aluminum alloy. However, when the Cu content is less than 0.5% by mass, the strength is insufficient, and when the Cu content exceeds 1.3% by mass. Reduces corrosion resistance. For this reason, the Cu content is desirably 0.5 to 1.3% by mass, and more preferably 0.8 to 1.2% by mass. [Mn: 0.5 to 1.8% by mass] Mn forms an Al—Mn—Si, Al—Mn—Fe, and Al—Mn—Fe—Si intermetallic compound in the matrix and has the effect of increasing the material strength.
  • the amount of Mn is less than 0.5% by mass, the effect is not sufficiently exhibited. If it exceeds 1.8% by mass, a huge intermetallic compound is produced at the time of casting, so that the formability of the material is lowered. For the same reason, the Mn content is more preferably 1.0 to 1.75% by mass.
  • Si 0.05 to 1.3% by mass
  • Si has the effect of increasing the material strength by forming Al—Mn—Si and Al—Mn—Fe—Si intermetallic compounds in the matrix.
  • the amount of Si is less than 0.05% by mass, the effect is not sufficiently exhibited, and if it exceeds 1.3% by mass, the melting point of the material is lowered.
  • the Si content is more preferably 0.5 to 1.1% by mass.
  • Fe 0.05 to 0.5% by mass
  • Fe has the effect of increasing the strength of the material by forming Al—Mn—Fe and Al—Mn—Fe—Si intermetallic compounds in the matrix.
  • the amount of Fe is less than 0.05% by mass, the castability deteriorates, and if it exceeds 0.5% by mass, a huge intermetallic compound is produced during casting and the formability of the material is deteriorated.
  • the Fe content is more preferably 0.2 to 0.4% by mass.
  • Mg 0.05 to 0.5% by mass
  • Mg has the effect of increasing the material strength. However, when the amount of Mg is less than 0.05% by mass, the effect is not sufficiently exhibited, and when it exceeds 0.5% by mass, the brazing property is lowered. For the same reason, the Mg content is more preferably 0.1 to 0.4% by mass.
  • Zr 0.05 to 0.3% by mass, Ti: 0.05 to 0.3% by mass, Cr: 0.05 to 0.3% by mass
  • Zr 0.05 to 0.3% by mass
  • Ti, and Cr contribute to increasing the strength of the aluminum alloy, but any of the additions of less than 0.05% by mass is insufficient to increase the strength, and the addition of more than 0.3% by mass results in poor formability. It becomes like this.
  • the brazing material 1b of the tube 10 contains 6.0 to 11.0% by mass of Si, 0.1 to 3.0% by mass of Zn, and the balance is made of aluminum and an aluminum alloy of inevitable impurities.
  • Si: 6.0 to 11.0% by mass Si contained in the brazing filler metal 1b is a component that lowers the melting point and imparts fluidity. If the content is less than 6% by mass, the desired effect is insufficient. On the other hand, if the content exceeds 11% by mass, On the contrary, it is not preferable because the fluidity is lowered. Therefore, the content of Si in the brazing material 1b is preferably in the range of 6.0 to 11.0% by mass.
  • Zn 0.1 to 3.0% by mass
  • Zn has the effect of lowering the potential of the aluminum alloy, and when added to the brazing material 1b, the potential difference from the core material 1a is increased, and a potential gradient effective for corrosion resistance is created, thereby improving the corrosion resistance and increasing the corrosion depth. There is an effect of reducing the thickness. However, if the amount of Zn is less than 0.1% by mass, the effect is not sufficiently exhibited, and if it exceeds 3.0% by mass, the potential of the brazing material 1b becomes too low.
  • the sacrificial material 1c of the tube 10 contains 4.0 to 7.0% by mass of Zn, 1.0 to 1.8% by mass of Mn and 0.2 to 1.2% by mass of Si, with the balance being aluminum and It is preferably made of an aluminum alloy having a composition of inevitable impurities. [Zn: 4.0 to 7.0% by mass] Zn has the effect of lowering the potential of the aluminum alloy, and when added to the sacrificial material 1c, the potential difference from the core material 1a increases, and a potential gradient effective for corrosion resistance can be formed, so that the brazing sheet 1 (that is, the tube 10). Has the effect of improving the corrosion resistance and reducing the corrosion depth.
  • the Zn content is less than 4.0% by mass, the effect is not sufficiently exerted.
  • the Zn content exceeds 7.0% by mass, the corrosion rate becomes too fast, so that the sacrificial material 1c disappears early, and the corrosion depth is low.
  • the Zn content is more preferably 4.5 to 6.5% by mass.
  • Mn forms an Al—Mn—Si, Al—Mn—Fe, and Al—Mn—Fe—Si intermetallic compound in the matrix and has the effect of increasing the material strength.
  • the amount of Mn is less than 1.0% by mass, the effect is not sufficiently exhibited.
  • the amount of Mn exceeds 1.8% by mass, a huge intermetallic compound is produced at the time of casting, so that the formability of the material is lowered.
  • the Mn content is more preferably 1.1 to 1.75% by mass.
  • Si 0.2 to 1.2% by mass
  • Si has the effect of improving the strength of the material by forming a fine Mg—Si compound with Mg.
  • the amount of Si is less than 0.2% by mass, the effect is not sufficiently exhibited, and if it exceeds 1.2% by mass, the melting point of the material is lowered.
  • the Si content is more preferably 0.4 to 1.0% by mass.
  • the region where the potential difference from the most noble potential of the core material 1 is 100 mV or more in the pitting corrosion potential after brazing heat treatment is 10% to 10% of the material plate thickness of the brazing sheet 1. 50%.
  • the region from the outermost surface of the sacrificial material 1c toward the thickness direction of the core material 1a in the region where the potential difference from the most noble potential of the core material 1a is 100 mV or more
  • a ⁇ m is the length (thickness)
  • B ⁇ m is the length (thickness) of the region from the outermost surface of the brazing material 1b toward the plate thickness direction. It is said that.
  • FIG. 4 shows an outline of these relationships.
  • FIG. 4 shows the case where the distance from the outermost surface of the sacrificial material is plotted on the horizontal axis and the pitting corrosion potential is plotted on the vertical axis in the brazing sheet 1, that is, along the cross section of the brazing sheet 1.
  • the pitting corrosion potential for each position in the thickness direction including 1b and the entire sacrificial material 1c is shown.
  • the position of the most noble potential of the core material 1a is the peak position of the curve indicating the pitting corrosion potential, and is indicated by a chain line a in FIG. 4, and the position where the potential difference from the most noble potential of the core material 1a is 100 mV Indicated by b.
  • FIG. 4 shows the case where the distance from the outermost surface of the sacrificial material is plotted on the horizontal axis and the pitting corrosion potential is plotted on the vertical axis in the brazing sheet 1, that is, along the cross section of the brazing sheet 1.
  • FIG. 4 shows the length (thickness) of the region from the outermost surface of the sacrificial material 1c in the thickness direction of the core material 1a in the region where the potential difference from the most noble potential of the core material 1a is 100 mV or more.
  • the length (thickness) of the region from the outermost surface of the brazing material 1b toward the plate thickness direction in the region where the potential difference from the most noble potential of the core material 1a is 100 mV or more is shown in FIG. It shows with.
  • the position of the left end of the horizontal axis indicates the outer surface position of the sacrificial material 1c
  • the position of the right end of the curve indicates the outer surface position of the brazing material 1b.
  • the range in which the pitting corrosion potential difference between the core material 1a and the sacrificial material 1b after brazing heat treatment is 160 to 290 mV is the range between the chain line a and the chain line c in FIG.
  • the potential gradient of the pitting corrosion potential is caused by the diffusion of elements contained in the sacrificial material 1c at the time of brazing.
  • the diffusion of Zn causes a potential gradient according to the Zn concentration in the core material 1a. It depends.
  • the potential gradient shown in FIG. 4 is adjusted in addition to adopting the aluminum alloy composition for the core material and the aluminum alloy composition for the sacrificial material described earlier in this embodiment, and the brazing conditions are adjusted. It depends on what you are doing.
  • the brazing sheet 1 having the above-described configuration, for example, an aluminum alloy ingot for a core material, an aluminum alloy ingot for a sacrificial material, and an aluminum alloy cast for a brazing material that are within the composition range of the present invention obtained by melt casting.
  • These aluminum alloy ingots can be subjected to a homogenization treatment, for example, by heating at 530 to 600 ° C. for 8 to 16 hours.
  • the ingot is hot rolled to be an alloy plate. Further, it may be an alloy plate through continuous casting and rolling.
  • These aluminum alloy plates are usually assembled into a clad and clad at an appropriate clad rate.
  • the cladding is generally performed by rolling.
  • the configuration of the cladding material is not limited to this, and for example, the cladding rate of the sacrificial material may be 17% or 20%.
  • intermediate annealing can be interposed during cold rolling. The intermediate annealing can be performed, for example, by heating at 200 to 400 ° C. for about 1 to 6 hours. In the final rolling after the intermediate annealing, the rolling is performed at a cold rolling rate of 10 to 50%.
  • the produced clad material is subjected to a brazing equivalent heat treatment by a drop method in a high purity nitrogen gas atmosphere.
  • the brazing equivalent heat treatment is performed, for example, by heating at a rate of temperature increase from room temperature to a target temperature of 1 to 20 minutes and holding at a target temperature of 590 ° C. to 610 ° C. for 1 to 8 minutes. Can do.
  • the sacrificial material 1c Zn, Mn, and Si are also specified for the sacrificial material 1c while containing the Mn and Si and making the core material 1a a high strength material corresponding to thinning with a specific range of Cu.
  • the pitting corrosion potential balance of the core material in a specific relationship between the core material and the sacrificial material corresponds to the thinning.
  • the potential balance as shown in FIG. 4 can be achieved by optimizing the brazing heat treatment conditions. Specifically, by performing heating and cooling during brazing heat treatment in a shorter time than conventional, it is possible to suppress heat input to the material and suppress element diffusion, as shown in FIG. Such a prescribed potential balance can be realized.
  • the obtained core material was homogenized at 580 ° C. for 8 hours.
  • the conditions for this homogenization treatment are examples, and can be selected from the range of temperature: 530 to 600 ° C. and holding time: 8 to 16 hours. Further, the sacrificial material and the brazing material were not subjected to homogenization treatment.
  • a sacrificial material was combined on one surface of the core material, and a brazing material was combined on the other surface, and hot-rolled into a clad material, and further cold-rolled. Thereafter, intermediate annealing was performed at 330 ° C. for 4 hours, and an H14 tempered clad material (test material) having a thickness of 0.20 mm was produced by final cold rolling at a predetermined rolling rate.
  • the thickness of the core material before brazing equivalent heat treatment is 150 ⁇ m
  • the thickness of the brazing material is 20 ⁇ m
  • the thickness of the sacrificial material is 30 ⁇ m.
  • the intermediate annealing can be selected from the range of temperature: 200 to 380 ° C. and holding time: 1 to 6 hours.
  • the arrival time from room temperature to 400 ° C is 7 minutes to 9 minutes
  • the arrival time from 400 ° C to 550 ° C is 1 minute to 2 minutes
  • the arrival time from 550 ° C to the target temperature is 3 minutes to 6 minutes
  • the brazing time is t and the Zn diffusion coefficient is D
  • the amount of heat input given by ⁇ Dt is 25 to 35.
  • the brazing material is melted by receiving a considerable amount of heat at the time of brazing, and element diffusion is performed from the sacrificial layer, so that an element mainly composed of Zn is diffused to the core material side.
  • brazing sheets of Sample No. 1 to No. 32 were produced.
  • Table 4 below shows the core material type, sacrificial material type, and brazing material type of the brazing sheets of samples No. 1 to No. 32.
  • the balance of the elements described is Al and inevitable impurities. Further, the results of evaluating the internal corrosion resistance, the external corrosion resistance, and the moldability of each test material are summarized in Table 4 below.
  • the corrosion depth is 35 ⁇ m or less, it is evaluated as ⁇ , when it is more than 35 ⁇ m or less than 50 ⁇ m, it is evaluated as ⁇ , when it is more than 50 ⁇ m or less than 90 ⁇ m, it is evaluated as ⁇ , and when it is more than 90 ⁇ m did.
  • External corrosion resistance With regard to external corrosion resistance, a 30 ⁇ 100 mm sample was cut out from a specimen after heat treatment corresponding to brazing, and the SWAAT test defined by ASTM G85-A3 was performed on the brazing filler metal side for 500 hours. After removing the corrosion product by immersing the sample after the corrosion test in a boiling phosphoric acid chromic acid mixed solution, the cross-sectional observation of the maximum corrosion portion is performed and the corrosion depth is measured, and the external corrosion resistance is obtained.
  • the corrosion depth is 35 ⁇ m or less, it is evaluated as ⁇ , when it is more than 35 ⁇ m or less than 50 ⁇ m, it is evaluated as ⁇ , when it is more than 50 ⁇ m or less than 90 ⁇ m, it is evaluated as ⁇ , and when it is more than 90 ⁇ m did.
  • "Formability" The specimen before brazing equivalent heat treatment was processed into a B-shaped tube shape with the sacrificial material inside. The cross section of the processed tube was embedded in resin, the shape of the inner pillar was observed with an optical microscope, and the deviation from the intended shape (dimension) was measured.
  • the deviation from the intended dimension is 10 ⁇ m or less, it is evaluated as ⁇ , when it is more than 10 ⁇ m and 15 ⁇ m or less, it is evaluated as ⁇ , and when it is more than 15 ⁇ m and 20 ⁇ m or less, it is evaluated as ⁇ . What was more than 20 micrometers was evaluated as x.
  • Sample No. Reference numerals 1 to 19 are test materials in which the potential difference balance in the thickness direction of the brazing sheet falls within the target range of the present invention. That is, in the pitting potential after brazing heat treatment, when the pitting potential is measured along the thickness direction of the brazing sheet, the thickness of the region where the potential difference from the most noble potential of the core material is 100 mV or more is It is 10% to 50% of the material plate thickness.
  • the core material is made of an Al—Mn—Si based aluminum alloy containing Cu: 0.5 to 1.3% by mass, and the sacrificial material is Zn: 4.0 to 7.0% by mass.
  • the balance is made of an aluminum alloy composed of Al and unavoidable impurities, the brazing material contains Si: 6.0 to 11.0% and Zn: 0.1 to 3.0% by mass, and the balance is Al and unavoidable. It consists of an aluminum alloy made of impurities. Further, when the core material is mass%, Mn: 0.5 to 1.8%, Si: 0.05 to 1.3%, Fe: 0.05 to 0.5%, Mg: 0.05 to 0.00%.
  • the sacrificial material further contains one or two kinds selected from Mn: 1.0 to 1.8% and Si: 0.2 to 1.2% by mass. Further, in the pitting corrosion potential after brazing equivalent heat treatment, the length of the region from the outermost surface of the sacrificial material toward the thickness direction of the core material in the region where the potential difference from the most noble potential of the core material is 100 mV or more.
  • the relationship of 1 ⁇ (A + 1) / (B + 1) ⁇ 81 is maintained when the thickness is A ⁇ m and the length of the region from the outermost surface of the brazing material in the thickness direction of the core material is B ⁇ m. Further, the pitting corrosion potential difference between the core material and the sacrificial material after the brazing equivalent heat treatment is set in the range of 160 to 290 mV. In the brazing sheet after brazing-corresponding heat treatment, the region having a Zn concentration of 0.2% or less is set to a range of 20% to 70% of the material plate thickness of the brazing sheet.
  • the brazing sheet satisfying these potential balances is, for example, a potential balance having a convex curve on the top as shown in FIG. 4, and a curve in which the pitting corrosion potentials at both ends of the convex curve rapidly decrease. It has become.
  • the sample of No. 15 is an example in which only the length of the region having a potential difference of 100 ⁇ m or more from the core material is slightly smaller than the desired range, but the internal corrosion resistance is slightly reduced, but the external corrosion resistance is good and the moldability is excellent. .
  • the value of A + 1 / B + 1 was slightly smaller than the desired range, so that the internal corrosion resistance tended to be slightly lowered, but the external corrosion resistance and moldability were good.
  • the sample of No. 16 is an example in which the pitting corrosion potential difference between the core material and the sacrificial material is slightly smaller than the desired range, but the internal corrosion resistance and the external corrosion resistance were good, and the moldability was excellent. In the sample No.
  • the length of the region having a Zn concentration of 0.2% or less was slightly shorter than the desired range, but the internal corrosion resistance was good and the external corrosion resistance and moldability were excellent.
  • the sample No. 18 only the length of the region having a potential difference of 100 ⁇ m or more from the core material is a desirable range, but the value of A + 1 / B + 1 is slightly smaller than the desirable range, and the pitting potential difference between the core material and the sacrificial material is smaller than the desirable range.
  • the length of the region having a Zn concentration of 0.2% or less was slightly shorter, and although the internal corrosion resistance and the external corrosion resistance were slightly decreased, the moldability was good.
  • the length of the region having a potential difference of 100 ⁇ m or more from the core material and the value of A + 1 / B + 1 are desirable ranges, but the pitting corrosion potential difference between the core material and the sacrificial material is slightly smaller than the desirable range, and the Zn concentration is 0
  • the sample had a length of .2% or less region slightly shorter than the preferred range, and the external corrosion resistance and moldability were good, but the internal corrosion resistance tended to decrease slightly.
  • the test material No. 20 has a Mn content of the core material that is too low than the desired range, a Mn content of the sacrificial material that is too low than the desired range, and a Zn content of the brazing material.
  • the amount was too high above the desired range, resulting in poor external corrosion resistance.
  • the Mn content of the core material is too high than the desired range, the Mn content of the sacrificial material is too high than the desired range, and the Zn content of the brazing material is too low. Therefore, the result was inferior in moldability.
  • the Si content of the core material is too high than the desired range, the Si content of the sacrificial material is too low than the desired range, and the Si content of the brazing material is too high than the desired range. Therefore, the core material melted during the brazing equivalent heat treatment.
  • the Fe content of the core material is too high than the desired range, the Si content of the sacrificial material is too high than the desired range, and the Si content of the brazing material is too low than the desired range. Therefore, the sacrificial material melted during the brazing equivalent heat treatment.
  • the Mg content of the core material is too high than the desired range, the Mn content of the sacrificial material is too low than the desired range, and the Si content of the brazing material is too low than the desired range. Therefore, the result was inferior in moldability.
  • 25 specimen has a Zr, Ti, Cr content of the core material that is too high than the desired range, a Zn content of the sacrificial material that is too low than the desired range, and a Si content of the brazing material that is desirable. Since it became too low, it resulted in inferior internal corrosion resistance.
  • the test material of No. 26 was inferior in both internal corrosion resistance and external corrosion resistance because the Cu content of the core material was too low than the desired range and the Mn content of the sacrificial material was too high than the desired range. It was.
  • the test material of No. 27 had a result that both the internal corrosion resistance and the external corrosion resistance were inferior because the Cu content of the core material was too higher than the desired range and the Mn content of the sacrificial material was too lower than the desired range. It was.
  • the specimen No. 28 is thin because the thickness of the region where the potential difference from the most noble potential of the core material is 100 mV or more is 10% to 50% of the material thickness of the core material. Since it was too much and Mn content was too much, it resulted in inferior to internal corrosion resistance and a moldability.
  • the value of A + 1 / B + 1 was slightly smaller than the desired range, and the Mn content was too much, resulting in poor internal corrosion resistance and moldability.
  • the test material No. 30 had an internal corrosion resistance because the difference in pitting potential between the core material after brazing heat treatment and the sacrificial material was not in the range of 160 to 290 mV and was too small, and the Mn content was too large. The result was inferior in moldability. Since the thickness of the area
  • FIG. 7 shows an example of a region having a Zn concentration of 0.2% or less as in this test material. As shown in FIG. 6, the thickness of the region having a Zn concentration of 0.2% or less is a core material plate. It preferably occupies a range of 20 to 70% of the thickness.
  • the test material No. 32 is a conventional brazing sheet, but the thickness of the region where the potential difference from the most noble potential of the core material is 100 mV or more is insufficient, and the pitting potential difference between the core material and the sacrificial material is small. Since it was not in the range of 160 to 290 mV and was too small and the thickness of the region having a Zn concentration of 0.2% or less was small, both the internal corrosion resistance and the external corrosion were inferior.
  • the distribution of the pitting corrosion potential of this specimen is shown in FIG. 5, and the difference from the distribution of the pitting corrosion potential of the specimen according to the present invention shown in FIG. 4 is clear.
  • the sample material No. 33 is a sample with a low Cu content in the core material, and the sample material No.
  • the specimen No. 35 was a sample with a low Zn content in the brazing filler metal, but the result was inferior in external corrosion resistance.
  • SYMBOLS 1 Brazing sheet, 1a ... Core material, 1b ... Brazing material, 1c ... Sacrificial material, 10 ... Tube, 20 ... Heat exchanger, 21 ... Header, 22 ... Outer fin, 23 ... Side support.

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Abstract

　本発明は、芯材の一方の面に犠牲材を、他方の面にろう材をクラッドしたアルミニウム合金ブレージングシートであって、芯材が質量％でＣｕ：０．５～１．３％を含有するＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系アルミニウム合金からなり、犠牲材が質量％でＺｎ：４．０～７．０％を含有するアルミニウム合金からなり、ろう材が質量％でＳｉ：６．０～１１．０％、Ｚｎ：０．１～３．０％含有するアルミニウム合金からなり、ろう付熱処理後の孔食電位において、芯材の最も貴な電位との電位差が１００ｍＶ以上の領域が、材料板厚の１０％～５０％となることを特徴とする板厚が０．３０ｍｍ以下のアルミニウム合金ブレージングシートに関する。

Description

ろう付け後の耐食性に優れるブレージングシート
　本発明は、熱交換器などに使用されるろう付け後の耐食性に優れるブレージングシートに関するものである。
　従来から、アルミニウム合金製の自動車用熱交換器が知られている。この熱交換器は、例えばアウターフィン、チューブ、ヘッダープレート、サイドサポートなどの部材から構成されている。また、自動車用熱交換器は、一般に、フッ化物系フラックスを用い、６００℃前後の温度でなされるろう付け処理により前記の各部材を接合して製品化される。
　また、熱交換器を構成するチューブやヘッダープレートがブレージングシートから構成されることがある。
　このブレージングシートとして、例えば、Ｍｎ、Ｃｕ、Ｓｉ、Ｆｅを規定の範囲含有させたアルミニウム合金で構成される芯材の一方の面に、Ａｌ－Ｓｉ系合金のろう材を貼り合わせ、他方の面に、芯材より電気化学的に卑なアルミニウム合金の犠牲材（内張材）を貼り合せた構成が知られている（例えば特許文献１、特許文献２参照）。
　ここで用いる犠牲材は前記芯材よりも電気化学的に卑な材料とすることにより、犠牲陽極材として機能し、芯材の腐食を防止することができる。
特開平９－２９５０８９号公報 特開２０１２－１１７１０７号公報
　前述のブレージングシートには、例えば、熱交換器の小型化や高性能化により、更なる材料の薄肉化が要求されている。
　この薄肉化した材料へ従来工法と同様のろう付け熱処理を施した場合、犠牲材に添加されたＺｎの芯材内部への拡散および芯材に添加されたＣｕの犠牲材、ろう材への拡散が促進される。
　このため、チューブ内面側と外面側の芯材に対する孔食電位差が減少し、耐食性が低下し、材料へ早期に貫通孔が発生することが問題となっている。
　本発明は、以上のような事情に鑑みてなされたものであり、薄肉構造のろう付け構造とした熱交換器に適用された場合であっても強度が高く、耐食性に優れるブレージングシートを提供することを目的とする。
　本発明は前記課題を解決するために、芯材の一方の面に犠牲材を、他方の面にろう材をクラッドしたアルミニウム合金ブレージングシートであって、前記芯材が質量％でＣｕ：０．５～１．３％を含有するＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系アルミニウム合金からなり、前記犠牲材が質量％でＺｎ：４．０～７．０％を含有し、残部がＡｌおよび不可避不純物からなるアルミニウム合金からなり、前記ろう材が質量％でＳｉ：６．０～１１．０％、Ｚｎ：０．１～３．０％含有し、残部がＡｌおよび不可避不純物からなるアルミニウム合金からなり、ろう付熱処理後の孔食電位において、板厚方向に沿って孔食電位を測定した場合、芯材の最も貴な電位との電位差を１００ｍＶ以上とする領域の厚さが、材料板厚の５％～５０％となることを特徴とする板厚が０．３０ｍｍ以下のアルミニウム合金ブレージングシートに関する。
　本発明において、前記芯材がさらに、質量％でＭｎ：０．５～１．８％、Ｓｉ：０．０５～１．３％、Ｆｅ：０．０５～０．５％、Ｍｇ：０．０５～０．５％、Ｚｒ：０．０５～０．３％、Ｔｉ：０．０５～０．３％、Ｃｒ：０．０５～０．３％から選択される１種または２種以上をさらに含有する構成を採用できる。
　本発明において、前記犠牲材がさらに、質量％でＭｎ：１.０～１.８％、Ｓｉ：０．２～１．２％から選択される１種または２種をさらに含有するアルミニウム合金を採用できる。
　本発明において、ろう付熱処理後の孔食電位において、前記芯材の最も貴な電位との電位差を１００ｍＶ以上とする領域の中で、前記犠牲材表面から板厚方向に向かった領域の長さをＡμｍ、前記ろう材表面から前記芯材の板厚方向に向かった領域の長さをＢμｍとした時、１＜（Ａ＋１）／（Ｂ＋１）＜８１の関係となることが好ましい。
　本発明において、ろう付熱処理後の芯材と犠牲材の孔食電位差が１６０～２９０ｍＶの範囲にあることが好ましい。
　本発明において、ろう付熱処理後のＺｎ濃度０．２％以下の領域が、材料板厚の２０％～７０％となることが好ましい。
　本発明ではアルミニウム合金の化学成分をブレージングシートの薄肉化に対応した高耐食材とするとともに、薄肉材に適したろう付熱処理が施された場合に犠牲材へ添加されたＺｎや芯材に添加されたＣｕの元素拡散状態を制御でき、犠牲材およびろう材と芯材間の孔食電位差を適正化し、犠牲材側とろう材側の電位バランスを最適な関係とすることで従来よりも薄肉化した場合であっても優れた耐食性を有するブレージングシートを提供することができる。
本発明の一実施形態である熱交換器に採用されるブレージングシートの断面図。 図１に示すブレージングシートを用いて形成したチューブの一例を示す断面図。 同ブレージングシートを用いて構成された熱交換器の一部を断面とした斜視図。 実施例において得られた試料における犠牲材表面からの距離と孔食電位の関係を示すグラフ。 従来例において得られた試料における犠牲材表面からの距離と孔食電位の関係を示すグラフ。 実施例において得られた試料における犠牲材表面からの距離とＺｎ濃度の関係を示すグラフ。 従来例において得られた試料における犠牲材表面からの距離とＺｎ濃度の関係を示すグラフ。
　以下、本発明に係るブレージングシートの第１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。
　図１は本実施形態のブレージングシート１の断面図である。このブレージングシート１は、アルミニウム合金からなる芯材１ａと、この芯材１ａの一面側に被着（クラッド圧着）されたアルミニウム合金からなる層状のろう材１ｂと、芯材１ａの他面側に被着（クラッド圧着）されたアルミニウム合金からなる層状の犠牲材１ｃを主体として構成されている。図1に示すブレージングシート１を例えばＢ型に成形して図２に示すＢ型のチューブ１０が形成され、このチューブ１０を例えば図３に示すように組み込んで熱交換器２０が構成される。
　チューブ１０は、例えば、図２に示すように、前記ブレージングシート１を成形ロール等により犠牲材１ｃを内側に、ろう材１ｂを外側になるように偏平管状に成形しながらブレージングシート端縁を突合せ部分としてＢ型のチューブ１０を構成できる。
　熱交換器２０は、例えば自動車のラジエータ等に用いられる構造とされ、チューブ１０と、ヘッダー２１と、アウターフィン２２と、サイドサポート２３とから概略構成されている。
　ヘッダー２１とチューブ１０とは、ヘッダー２１に複数整列形成されたスロット（差込孔）２１ａに各チューブ１０の端部を差し込み、差込部分の周りに配置したろう材１ｂを用いて両者を相互にろう付けすることで接合されている。また、チューブ１０とアウターフィン２２は、チューブ１０を構成するブレージングシート１に設けられたろう材１ｂを用いて、両者を相互にろう付けすることで接合されている。
　なお、チューブ１０を形成する際のブレージングシート１の端部１０Ａ、１０Ａのろう付け（図２参照）と、ヘッダー２１とチューブ１０のろう付けと、チューブ１０とアウターフィン２２のろう付けは熱交換器２０の組み立て時に同時に行うことができる。
　次に、本実施形態のブレージングシート１を構成する芯材１ａ、ろう材１ｂ、犠牲材１ｃの組成について説明する。
　ブレージングシート１において、芯材１ａが質量％でＣｕ：０．５～１．３％を含有するＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系アルミニウム合金からなり、犠牲材１ｃが質量％でＺｎ：４．０～７．０％を含有し、残部がＡｌおよび不可避不純物からなるアルミニウム合金からなり、ろう材１ｂが質量％でＳｉ：６．０～１１．０％、Ｚｎ：０．１～３．０％含有し、残部がＡｌおよび不可避不純物からなるアルミニウム合金からなる。
　なお、本明細書において組成比の上限と下限を０．５～１．３％のように表記した場合、特に説明しない限り上限と下限を含むものとする。よって、０．５～１．３％は０．５％以上、１．３％以下の範囲であることを意味する。
　芯材１ａを構成するアルミニウム合金について、上述の組成に加え、質量％でＭｎ：０．５～１．８％、Ｓｉ：０．０５～１．３％、Ｆｅ：０．０５～０．５％、Ｍｇ：０．０５～０．５％、Ｚｒ：０．０５～０．３％、Ｔｉ：０．０５～０．３％、Ｃｒ：０．０５～０．３％から選択される１種または２種以上をさらに含有する組成を採用できる。
　 犠牲材１ｃを構成するアルミニウム合金について、上述の組成に加え、Ｍｎ：１．０～１．８％、Ｓｉ：０．２～１．２％から選択される１種または２種を更に含有する組成を採用できる。
以下、各成分について説明する。
＜芯材成分＞
　［Ｃｕ：０．５～１．３質量％］
　Ｃｕは、マトリックス中に固溶し、アルミニウム合金を高強度化する作用があるが、Ｃｕ含有量が０．５質量％未満では強度が不足し、Ｃｕ含有量が１．３質量％を超えると耐食性を低下させる。このため、Ｃｕ含有量は０．５～１．３質量％が望ましく、０．８～１．２質量％の範囲がより好ましい。
［Ｍｎ：０．５～１．８質量％］
　Ｍｎはマトリックス中にＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系、Ａｌ－Ｍｎ－Ｆｅ系、Ａｌ－Ｍｎ－Ｆｅ－Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、材料強度を高める効果がある。しかし、Ｍｎ量が０．５質量％未満ではその効果が充分に発揮されず、１．８質量％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する。なお、同様の理由からＭｎ含有量について、１．０～１．７５質量％とすることがより望ましい。
　［Ｓｉ：０．０５～１．３質量％］
　Ｓｉはマトリックス中にＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系、Ａｌ－Ｍｎ－Ｆｅ－Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、材料強度を高める効果がある。しかし、Ｓｉ量が０．０５質量％未満ではその効果が充分に発揮されず、１．３質量％を超えると材料の融点が低下する。なお同様の理由からＳｉ含有量について、０．５～１．１質量％とすることがより望ましい。
　［Ｆｅ：０．０５～０．５質量％］
　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、材料強度を高める効果がある。しかし、Ｆｅ量が０．０５質量％未満では鋳造性が低下し、０．５質量％を超えると鋳造時に巨大な金属間化合物を生成して材料の成形性が低下する。なお、同様の理由によりＦｅ含有量について０．２～０．４質量％とすることがより望ましい。
　[Ｍｇ：０．０５～０．５質量％]
　Ｍｇは、材料強度を高める効果がある。しかし、Ｍｇ量が０．０５質量％未満ではその効果が充分に発揮されず、０．５質量％を超えるとろう付け性が低下する。なお、同様の理由によりＭｇ含有量について０．１～０．４質量％とすることがより望ましい。
　[Ｚｒ：０．０５～０．３質量％、Ｔｉ：０．０５～０．３質量％、Ｃｒ：０．０５～０．３質量％]
　Ｚｒ、Ｔｉ、Ｃｒはアルミニウム合金の高強度化に寄与するが、いずれも個々に０．０５質量％未満の添加では高強度化に不足となり、０．３質量％を超える添加では成形性が劣るようになる。
　＜ろう材成分＞
　チューブ１０のろう材１ｂは、Ｓｉを６．０～１１．０質量％、Ｚｎを０．１～３．０質量％含有し、残部がアルミニウム及び不可避的不純物のアルミニウム合金からなる。
　［Ｓｉ：６．０～１１．０質量％］
　ろう材１ｂ中に含まれるＳｉは融点を下げると共に流動性を付与する成分であり、その含有量が６質量％未満では所望の効果が不十分であり、一方、１１質量％を越えて含有するとかえって流動性が低下するので好ましくない。したがって、ろう材１ｂ中のＳｉの含有量は６．０～１１．０質量％の範囲が好ましい。
　［Ｚｎ：０．１～３．０質量％］
　Ｚｎは、アルミニウム合金の電位を卑にする作用があり、ろう材１ｂに添加した場合、芯材１ａとの電位差が大きくなり、耐食性に有効な電位勾配ができることで、耐食性を向上させ、腐食深さを低減する効果がある。しかし、Ｚｎ量が０．１質量％未満ではその効果が充分に発揮されず、３．０質量％を超えると、ろう材１ｂの電位が卑となりすぎる。
　＜犠牲材成分＞
　チューブ１０の犠牲材１ｃは、Ｚｎを４．０～７．０質量％、Ｍｎを１．０～１．８質量％、Ｓｉを０．２～１．２質量％含有し、残部がアルミニウム及び不可避的不純物の組成を有するアルミニウム合金からなることが好ましい。
　［Ｚｎ：４．０～７．０質量％］
　Ｚｎはアルミニウム合金の電位を卑にする作用があり、犠牲材１ｃに添加した場合、芯材１ａとの電位差が大きくなり、耐食性に有効な電位勾配ができることで、ブレージングシート１（即ちチューブ１０）の耐食性を向上させ、腐食深さを低減する効果がある。
　しかし、Ｚｎ量が４．０質量％未満ではその効果が充分に発揮されず、７．０質量％を超えると腐食速度が速くなりすぎることで犠牲材１ｃが早期に消失し、腐食深さが増加する。なお、同様の理由により、Ｚｎ含有量について、４．５～６．５質量％とすることがより望ましい。
［Ｍｎ：１．０～１．８質量％］
　Ｍｎはマトリックス中にＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系、Ａｌ－Ｍｎ－Ｆｅ系、Ａｌ－Ｍｎ－Ｆｅ－Ｓｉ系金属間化合物を微細に形成し、材料強度を高める効果がある。しかし、Ｍｎ量が１．０質量％未満ではその効果が充分に発揮されず、１．８質量％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する。なお、同様の理由からＭｎ含有量について、１．１～１．７５質量％とすることがより望ましい。
　［Ｓｉ：０．２～１．２質量％］
　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、Ｓｉ量が０．２質量％未満ではその効果が充分に発揮されず、１．２質量％を超えると材料の融点が低下する。なお同様の理由からＳｉ含有量を０．４～１．０質量％とすることがより望ましい。
　＜電位の順列＞
　本実施形態のブレージングシート１においては、ろう付熱処理後の孔食電位において、芯材１の最も貴な電位との電位差を１００ｍＶ以上とする領域が、ブレージングシート１の材料板厚の１０％～５０％とされている。
　更に、ろう付熱処理後の孔食電位において、芯材１ａの最も貴な電位との電位差を１００ｍＶ以上とした領域の中で、犠牲材１ｃの最表面から芯材１ａ板厚方向に向かった領域の長さ（厚さ）をＡμｍ、ろう材１ｂの最表面から板厚方向に向かった領域の長さ（厚さ）をＢμｍとした時、１＜（Ａ＋１）／（Ｂ＋１）＜８１の関係とされている。
　図４にこれらの関係の概要を示す。図４はブレージングシート１において犠牲材最表面からの距離を横軸に、孔食電位を縦軸にした場合、即ち、ブレージングシート１の横断面に沿ってブレージングシート１の芯材１ａとろう材１ｂと犠牲材１ｃの全体を含めた厚さ方向の位置毎の孔食電位を示す。
　芯材１ａの最も貴な電位の位置は孔食電位を示すカーブのピークの位置であり、図４に鎖線ａで示し、芯材１ａの最も貴な電位との電位差を１００ｍＶとする位置を鎖線ｂで示す。芯材１ａの最も貴な電位との電位差を１００ｍＶ以上とした領域の中で、犠牲材１ｃの最表面から芯材１ａ板厚方向に向かった領域の長さ（厚さ）を図４にＡで示し、芯材１ａの最も貴な電位との電位差を１００ｍＶ以上とした領域の中で、ろう材１ｂの最表面から板厚方向に向かった領域の長さ（厚さ）を図４にＢで示す。図４において、横軸の左端の位置が犠牲材１ｃの外表面位置を示し、曲線の右端の位置がろう材１ｂの外表面位置を示す。
　また、ろう付熱処理後の前記芯材１ａと前記犠牲材１ｂの孔食電位差が１６０～２９０ｍＶとなる範囲は図１の鎖線ａと鎖線ｃの間の範囲を示す。
　このような孔食電位の電位勾配を生じるのは、ろう付け時に犠牲材１ｃに含まれていた元素が拡散し、特にＺｎが拡散することで芯材１ａにＺｎ濃度に応じた電位勾配が生じることによる。
　なお、図４に示す電位勾配となるのは、本実施形態で先に説明した芯材用のアルミニウム合金組成と犠牲材用アルミニウム合金組成を採用していることに加え、ろう付け条件などを調整していることによる。
　上述のような孔食電位の電位バランスを有することによって、ブレージングシート１の耐食性を高め、貫通孔が発生することを防ぐことができる。
＜ブレージングシートの製造＞
　前述の構成のブレージングシート１を製造するには、例えば、溶解鋳造により得られる本発明の組成範囲内である芯材用アルミニウム合金鋳塊、犠牲材用アルミニウム合金鋳塊およびろう材用アルミニウム合金鋳塊を用意する。
　これらのアルミニウム合金の鋳塊は、例えば、５３０～６００℃で８～１６時間加熱する均質化処理を行なうことができる。該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。
　これらのアルミニウム合金板は、通常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。クラッド材の構成は、例えば、犠牲材：芯材：ろう材＝１５％：７５％：１０％とすることができる。ただし、上記クラッド材の構成はこれに限定されるものではなく、例えば、犠牲材のクラッド率を１７％や２０％にしてもよい。
　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時間程度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。作製されたクラッド材は高純度窒素ガス雰囲気中でドロップ形式により、ろう付け相当熱処理を行なう。ろう付け相当熱処理は例えば、室温から目標温度までの到達時間が１～２０分となるような昇温速度で加熱し、５９０℃～６１０℃の目標温度で１～８分保持することにより行うことができる。
　以上構成のブレージングシート１において、ＭｎとＳｉを含み、Ｃｕの含有量を特定の範囲として芯材１ａを薄肉化に対応した高強度材としながら、犠牲材１ｃについてもＺｎ、Ｍｎ、Ｓｉを特定の範囲として犠牲材１ｃを薄肉化に対応した高強度材とした上に、芯材と犠牲材との関係で芯材の孔食電位バランスを特定の関係とすることで薄肉化に対応しても耐食性に優れたブレージングシートを提供できる。
　このため、前述のブレージングシートを用いて熱交換器を構成すると薄型で軽量であり耐食性に優れた熱交換器を提供できる。
　前述の構成において、図４に示すような電位バランスにできるのは、ろう付熱処理条件の適正化による。具体的にはろう付熱処理時の昇温および冷却を従来よりも短い時間で実施することにより、材料に負荷される入熱を抑え、元素の拡散を抑制することが可能となり、図４に示すような規定の電位バランスを実現することができる。
　以下、実施例を示して本発明をさらに詳細に説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。
　＜供試材の作製＞
　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、及びろう材用アルミニウム合金を鋳造した。なお、芯材用アルミニウム合金の組成と供試材Ｎｏ.を表１に示し、犠牲材用アルミニウム合金の組成と供試材Ｎｏ.を表２に示し、ろう材用アルミニウム合金の組成を表３に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　得られた芯材は５８０℃で８ｈｒの均質化処理を行なった。この均質化処理の条件は一例であり、温度：５３０～６００℃、保持時間：８～１６時間の範囲から選択することができる。また、犠牲材及びろう材は均質化処理を行わなかった。
　次に、芯材の一方の面に犠牲材を、さらに他方の面にろう材を組み合わせ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、中間焼鈍を３３０℃で４時間行い、所定の圧延率とした最終の冷間圧延により厚さ０．２０ｍｍのＨ１４調質のクラッド材（供試材）を作製した。クラッド材の構成は、犠牲材：芯材：ろう材（厚さ）＝１５％：７５％：１０％とした。このクラッド材においてろう付け相当熱処理前の芯材の材料板厚は１５０μｍ、ろう材の厚さは２０μｍ、犠牲材の厚さは３０μｍである。ただし、中間焼鈍は、温度：２００～３８０℃、保持時間：１～６時間の範囲から選択することができる。
　このクラッド材について、室温から４００℃の到達時間が７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～６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６０℃/ｍｉｎで冷却した後、室温まで空冷を行なうろう付け相当熱処理を施した。この時、ろう付時間：ｔ、Ｚｎの拡散係数：Ｄとした場合に√ΣＤｔにより与えられる入熱量は２５～３５となる。この熱処理によりろう材はろう付け時相当の熱を受けて溶融するとともに犠牲層から元素拡散がなされて芯材側にＺｎを主体とする元素が拡散される。
　以上の工程を経て、サンプルＮｏ.１～Ｎｏ.３２のブレージングシートを作製した。以下の表４にサンプルＮｏ.１～Ｎｏ.３２のブレージングシートの芯材種別、犠牲材種別、ろう材種別を示す。なお、表１～表３において、表記された元素の残部は、Ａｌ及び不可避不純物である。また、各供試材について、内部耐食性と外部耐食性と成形性を評価した結果を以下の表４にまとめて示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　「内部耐食性」
　ろう付け相当熱処理後の供試材から３０×５０ｍｍ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結果を内部耐食性とする。腐食深さが３５μｍ以下であったものを◎と評価し、３５μｍ超、５０μｍ以下のものを○と評価し、５０μｍ超、９０μｍ以下のものを△と評価し、９０μｍ超のものを×と評価した。
　「外部耐食性」
　外部耐食性とは、ろう付け相当熱処理後の供試材から３０×１００ｍｍのサンプルを切り出し、ろう材側について、ＡＳＴＭ　Ｇ８５－Ａ３で規定されているＳＷＡＡＴ試験を５００時間実施した。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結果を外部耐食性とする。腐食深さが３５μｍ以下であったものを◎と評価し、３５μｍ超、５０μｍ以下のものを○と評価し、５０μｍ超、９０μｍ以下のものを△と評価し、９０μｍ超のものを×と評価した。
　「成形性」
　ろう付け相当熱処理前の供試材を犠牲材が内側となるようにして、Ｂ型チューブ形状に加工した。加工したチューブの断面を樹脂に埋め込んで、光学顕微鏡で内柱の形状を観察し、目的とした形状（寸法）からのずれを測定した。目的とした寸法からのずれが１０μｍ以下であったものを◎と評価し、１０μｍ超、１５μｍ以下であったものを○と評価し、１５μｍ超、２０μｍ以下であったものを△と評価し、２０μｍ超であったものを×と評価した。
　以下、表４に示すブレージングシートの各サンプルの特徴について説明する。
　サンプルＮｏ．１～１９は、ブレージングシートにおける厚さ方向の電位差バランスを本発明で目標とする範囲内に納めた供試材である。
　即ち、ろう付熱処理後の孔食電位において、ブレージングシートの厚さ方向に沿って孔食電位を測定した場合、芯材の最も貴な電位との電位差を１００ｍＶ以上とする領域の厚さが、材料板厚の１０％～５０％となっている。
　また、芯材が質量％でＣｕ：０．５～１．３％を含有するＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系アルミニウム合金からなり、犠牲材が質量％でＺｎ：４．０～７．０％を含有し、残部がＡｌおよび不可避不純物からなるアルミニウム合金からなり、ろう材が質量％でＳｉ：６．０～１１．０％、Ｚｎ：０．１～３．０％含有し、残部がＡｌおよび不可避不純物からなるアルミニウム合金からなる。
　また、前記芯材が質量％でＭｎ：０．５～１．８％、Ｓｉ：０．０５～１．３％、Ｆｅ：０．０５～０．５％、Ｍｇ：０．０５～０．５％、Ｚｒ：０．０５～０．３％、Ｔｉ：０．０５～０．３％、Ｃｒ：０．０５～０．３％から選択される１種または２種以上をさらに含有している。
　また、前記犠牲材が質量％でＭｎ：１．０～１．８％、Ｓｉ：０．２～１．２％から選択される１種または２種を更に含有している。
　また、ろう付相当熱処理後の孔食電位において、芯材の最も貴な電位との電位差を１００ｍＶ以上とする領域の中で、犠牲材最表面から芯材の板厚方向に向かった領域の長さをＡμｍ、ろう材最表面から芯材の板厚方向に向かった領域の長さをＢμｍとした時、１＜（Ａ＋１）／（Ｂ＋１）＜８１の関係が維持されている。
　また、ろう付け相当熱処理後の芯材と犠牲材の孔食電位差が１６０～２９０ｍＶの範囲にされている。
　また、ろう付相当熱処理後のブレージングシートにおいてＺｎ濃度０．２％以下の領域が、ブレージングシートの材料板厚の２０％～７０％の範囲とされている。
　これらの電位バランスを満たしているブレージングシートは、例えば、図４に示す上に凸型の曲線を有する電位バランスであり、凸型の曲線の両端側の孔食電位がいずれも急激に低下する曲線となっている。
　Ｎｏ.１５の試料は芯材との電位差１００μｍ以上の領域の長さのみ望ましい範囲より若干小さな例であるが、内部耐食性が若干低下するものの、外部耐食性は良好であり、成形性は優れていた。
　Ｎｏ.１４の試料はＡ＋１／Ｂ＋１の値が望ましい範囲より若干小さいため、内部耐食性が若干低下する傾向になるものの、外部耐食性と成型性は良好であった。
　Ｎｏ.１６の試料は、芯材と犠牲材の孔食電位差が望ましい範囲より若干小さい例であるが、内部耐食性と外部耐食性が良好であり、成形性は優れていた。
　Ｎｏ.１７の試料はＺｎ濃度０．２％以下の領域の長さが望ましい範囲より若干短いが、内部耐食性が良好であり、外部耐食性と成形性に優れていた。
　Ｎｏ.１８の試料は芯材との電位差１００μｍ以上の領域の長さのみ望ましい範囲であるが、Ａ＋１／Ｂ＋１の値は望ましい範囲より若干小さく、芯材と犠牲材の孔食電位差は望ましい範囲より若干小さく、Ｚｎ濃度０．２％以下の領域の長さが若干短い例であり、内部耐食性と外部耐食性において若干低下しているものの成形性は良好であった。
　Ｎｏ.１９の試料は、芯材との電位差１００μｍ以上の領域の長さとＡ＋１／Ｂ＋１の値が望ましい範囲であるが、芯材と犠牲材の孔食電位差が望ましい範囲より若干小さく、Ｚｎ濃度０．２％以下の領域の長さが好ましい範囲より若干短い試料であり、外部耐食性と成形性は良好であるが、内部耐食性が若干低下する傾向であった。
　これらの供試材に対し、Ｎｏ.２０の供試材は、芯材のＭｎ含有量が望ましい範囲より低くなり過ぎ、犠牲材のＭｎ含有量が望ましい範囲より低くなり過ぎ、ろう材のＺｎ含有量が望ましい範囲より高くなり過ぎたため、外部耐食性に劣る結果となった。
　Ｎｏ.２１の供試材は、芯材のＭｎ含有量が望ましい範囲より高くなり過ぎ、犠牲材のＭｎ含有量が望ましい範囲より高くなり過ぎ、ろう材のＺｎ含有量が望ましい範囲より低くなり過ぎたため、成形性に劣る結果となった。
　Ｎｏ.２２の供試材は、芯材のＳｉ含有量が望ましい範囲より高くなり過ぎ、犠牲材のＳｉ含有量が望ましい範囲より低くなり過ぎ、ろう材のＳｉ含有量が望ましい範囲より高くなり過ぎたため、ろう付け相当熱処理時に芯材が溶融した。
　Ｎｏ.２３の供試材は、芯材のＦｅ含有量が望ましい範囲より高くなり過ぎ、犠牲材のＳｉ含有量が望ましい範囲より高くなり過ぎ、ろう材のＳｉ含有量が望ましい範囲より低くなり過ぎたため、ろう付け相当熱処理時に犠牲材が溶融した。
　Ｎｏ.２４の供試材は、芯材のＭｇ含有量が望ましい範囲より高くなり過ぎ、犠牲材のＭｎ含有量が望ましい範囲より低くなり過ぎ、ろう材のＳｉ含有量が望ましい範囲より低くなり過ぎたため、成形性に劣る結果となった。
　Ｎｏ.２５の供試材は、芯材のＺｒ、Ｔｉ、Ｃｒ含有量が望ましい範囲より高くなり過ぎ、犠牲材のＺｎ含有量が望ましい範囲より低くなり過ぎ、ろう材のＳｉ含有量が望ましい範囲より低くなり過ぎたため、内部耐食性に劣る結果となった。
　Ｎｏ.２６の供試材は、芯材のＣｕ含有量が望ましい範囲より低くなり過ぎ、犠牲材のＭｎ含有量が望ましい範囲より高くなり過ぎたため、内部耐食性と外部耐食性の両方で劣る結果となった。
　Ｎｏ.２７の供試材は、芯材のＣｕ含有量が望ましい範囲より高くなり過ぎ、犠牲材のＭｎ含有量が望ましい範囲より低くなり過ぎたため、内部耐食性と外部耐食性の両方で劣る結果となった。
　Ｎｏ.２８の供試材は、芯材の最も貴な電位との電位差を１００ｍＶ以上とする領域の厚さが、前記芯材の材料板厚の１０％～５０％となる関係から外れて薄すぎたためと、Ｍｎ含有量が多すぎたため、内部耐食性と成形性に劣る結果となった。
　Ｎｏ.２９の試料は、Ａ＋１／Ｂ＋１の値が望ましい範囲より若干小さく、Ｍｎ含有量が多すぎたため、内部耐食性と成形性に劣る結果となった。
　Ｎｏ.３０の供試材は、ろう付熱処理後の前記芯材と前記犠牲材の孔食電位差が１６０～２９０ｍＶの範囲内になく、小さすぎたためと、Ｍｎ含有量が多すぎたため、内部耐食性と成形性に劣る結果となった。
　Ｎｏ.３１の供試材は、Ｚｎ濃度０．２％以下の領域の厚さが小さいため、内部耐食性と外部耐食性の両方に劣る結果となった。図７は、この供試材のようにＺｎ濃度０．２％以下の領域の一例を示すが、図６に示すようにＺｎ濃度０．２％以下の領域の厚さが芯材の材料板厚の２０～７０％の範囲を占めることが好ましい。
　Ｎｏ.３２の供試材は、従来のブレージングシートであるが、芯材の最も貴な電位との電位差を１００ｍＶ以上とする領域の厚さが不足し、芯材と犠牲材の孔食電位差が１６０～２９０ｍＶの範囲内になく、小さすぎ、Ｚｎ濃度０．２％以下の領域の厚さが小さいため、内部耐食性と外部腐食両方に劣る結果となった。この供試材の孔食電位の分布を図５に示すが、図４に示す本発明に係る供試材の孔食電位の分布との違いが明らかである。
　Ｎｏ.３３の供試材は、芯材のＣｕ含有量が少ない試料であり、Ｎｏ.３４の供試材は犠牲材のＺｎ含有量が少ない試料であるが、いずれの試料も内部耐食性が劣る結果となった。Ｎｏ.３５の供試材はろう材のＺｎ含有量が少ない試料であるが、外部耐食性に劣る結果となった。
　１…ブレージングシート、１ａ…芯材、１ｂ…ろう材、１ｃ…犠牲材、１０…チューブ、２０…熱交換器、２１…ヘッダー、２２…アウターフィン、２３…サイドサポート。

Claims (6)

  1. 　芯材の一方の面に犠牲材を、他方の面にろう材をクラッドしたアルミニウム合金ブレージングシートであって、前記芯材が質量％でＣｕ：０．５～１．３％を含有するＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系アルミニウム合金からなり、前記犠牲材が質量％でＺｎ：４．０～７．０％を含有し、残部がＡｌおよび不可避不純物からなるアルミニウム合金からなり、前記ろう材が質量％でＳｉ：６．０～１１．０％、Ｚｎ：０．１～３．０％含有し、残部がＡｌおよび不可避不純物からなるアルミニウム合金からなり、
    　ろう付熱処理後の孔食電位において、板厚方向に沿って孔食電位を測定した場合、最も貴な電位との電位差を１００ｍＶ以上とする領域の厚さが、材料板厚の１０％～５０％となることを特徴とする板厚が０．３０ｍｍ以下のアルミニウム合金ブレージングシート。
  2. 　前記芯材がさらに、質量％でＭｎ：０．５～１．８％、Ｓｉ：０．０５～１．３％、Ｆｅ：０．０５～０．５％、Ｍｇ：０．０５～０．５％、Ｚｒ：０．０５～０．３％、Ｔｉ：０．０５～０．３％、Ｃｒ：０．０５～０．３％から選択される１種または２種以上をさらに含有するアルミニウム合金からなる請求項１に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
  3. 　前記犠牲材がさらに、質量％でＭｎ：１.０～１.８％、Ｓｉ：０．２～１．２％から選択される１種または２種をさらに含有するアルミニウム合金からなる請求項１に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
  4. 　ろう付熱処理後の孔食電位において、前記芯材の最も貴な電位との電位差を１００ｍＶ以上とする領域の中で、前記犠牲材表面から板厚方向に向かった領域の長さをＡμｍ、前記ろう材表面から板厚方向に向かった領域の長さをＢμｍとした時、１＜（Ａ＋１）／（Ｂ＋１）＜８１の関係となる請求項１および２に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
  5. 　ろう付熱処理後の前記芯材と前記犠牲材の孔食電位差が１６０～２９０ｍＶの範囲にあることを特徴とする請求項１～４のいずれか一項に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
  6. 　ろう付熱処理後のＺｎ濃度０．２％以下の領域が、材料板厚の２０％～７０％となることを特徴とする請求項１～５のいずれか一項に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
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Families Citing this family (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
MX2018005942A (es) * 2015-11-13 2018-08-14 Graenges Ab Hoja de soldadura fuerte.
JP2017179548A (ja) * 2016-03-31 2017-10-05 株式会社神戸製鋼所 アルミニウム合金製ブレージングシート
JP6263574B2 (ja) * 2016-05-30 2018-01-17 株式会社Uacj ブレージングシート及びその製造方法並びにアルミニウム構造体のろう付方法
US20220065560A1 (en) * 2018-09-14 2022-03-03 Sanhua (Hangzhou) Micro Channel Heat Exchanger Co., Ltd. Welding method of connector and connection tube, connection structure and heat exchanger
CN112176229B (zh) * 2019-07-05 2022-03-18 比亚迪股份有限公司 铝合金及其制备方法和铝合金结构件
FR3122437A1 (fr) * 2021-05-03 2022-11-04 Constellium Neuf-Brisach Bande ou tôle en alliage d’aluminium pour la fabrication d’échangeurs de chaleur brasés
CN118011578A (zh) * 2024-04-09 2024-05-10 江苏亨通华海科技股份有限公司 一种光缆用复合铝带及其钎焊工艺

Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2009191351A (ja) * 2008-02-18 2009-08-27 Kobe Steel Ltd 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材
JP2010095758A (ja) * 2008-10-16 2010-04-30 Mitsubishi Alum Co Ltd ろう付造管用自動車熱交換器用ブレージングシート
JP2011026681A (ja) * 2009-07-28 2011-02-10 Kobe Steel Ltd アルミニウム合金クラッド材
JP2012017503A (ja) * 2010-07-08 2012-01-26 Mitsubishi Alum Co Ltd 強度および成形性に優れたアルミニウム合金ブレージングシートおよびその製造方法
JP2012087401A (ja) * 2010-09-21 2012-05-10 Furukawa-Sky Aluminum Corp 高強度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
JP2012117107A (ja) * 2010-11-30 2012-06-21 Mitsubishi Alum Co Ltd アルミニウム合金クラッド材

Family Cites Families (34)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
FR2185946A5 (ja) * 1972-05-23 1974-01-04 Chausson Usines Sa
AU661865B2 (en) * 1991-10-18 1995-08-10 Furukawa Aluminum Co., Ltd. Method of producing aluminum alloy heat-exchanger
JPH09295089A (ja) 1996-05-09 1997-11-18 Furukawa Electric Co Ltd:The 熱交換器用薄肉扁平チューブ
JP2000084661A (ja) * 1998-09-10 2000-03-28 Mitsubishi Alum Co Ltd 耐食性に優れた熱交換器の製造方法
US6503640B2 (en) * 2000-05-19 2003-01-07 Corus Aluminium Walzeprodukte Gmbh Method of manufacturing an assembly of brazed dissimilar metal components
JP3651582B2 (ja) * 2000-07-28 2005-05-25 神鋼アルコア輸送機材株式会社 アルミニウムブレージングシート
JP4451974B2 (ja) * 2000-08-10 2010-04-14 古河スカイ株式会社 熱交換器用アルミニウム合金製ブレージングシート
JP2004076145A (ja) * 2002-08-22 2004-03-11 Calsonic Kansei Corp 熱交換器用犠牲材及び熱交換器用アルミニウム合金製クラッド材
US7514155B2 (en) * 2003-07-18 2009-04-07 Aleris Aluminum Koblenz Gmbh High strength aluminium alloy brazing sheet
US7226669B2 (en) * 2003-08-29 2007-06-05 Aleris Aluminum Koblenz Gmbh High strength aluminium alloy brazing sheet, brazed assembly and method for producing same
US7387844B2 (en) * 2003-09-18 2008-06-17 Kabushiki Kaisha Kobe Seiko Sho Aluminum alloy composite for brazing and heat exchanger including the same
US8283049B2 (en) * 2003-09-26 2012-10-09 Kobe Steel, Ltd. Aluminum brazing sheet
JP4825507B2 (ja) * 2005-12-08 2011-11-30 古河スカイ株式会社 アルミニウム合金ブレージングシート
JP4111456B1 (ja) * 2006-12-27 2008-07-02 株式会社神戸製鋼所 熱交換器用アルミニウム合金ブレージングシート
JP4477668B2 (ja) * 2007-12-25 2010-06-09 株式会社神戸製鋼所 アルミニウム合金製ブレージングシート
JP4473908B2 (ja) * 2007-12-27 2010-06-02 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、および、その製造方法
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
JP5429858B2 (ja) * 2009-04-21 2014-02-26 株式会社Ｕａｃｊ 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材およびその製造方法
JP5302751B2 (ja) * 2009-04-21 2013-10-02 株式会社デンソー 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材
CN103068475A (zh) * 2010-02-12 2013-04-24 陶氏环球技术有限责任公司 利用自组装聚合物膜分离酸性成分
US8247084B2 (en) * 2010-05-18 2012-08-21 Kobe Steel, Ltd. Aluminum alloy brazing sheet
US8247083B2 (en) * 2010-05-18 2012-08-21 Kobe Steel, Ltd. Aluminium alloy brazing sheet
JP2012067401A (ja) 2010-09-21 2012-04-05 Nippon Zeon Co Ltd 炭素繊維束の選別方法及びプリプレグの製造方法
JP6216964B2 (ja) * 2011-08-09 2017-10-25 三菱アルミニウム株式会社 冷却器用クラッド材および発熱素子用冷却器
JP5921994B2 (ja) * 2011-10-26 2016-05-24 株式会社神戸製鋼所 フラックス組成物及びブレージングシート
JP5878365B2 (ja) * 2011-12-27 2016-03-08 三菱アルミニウム株式会社 アルミニウム合金ブレージングシート
US8932728B2 (en) * 2012-03-15 2015-01-13 Kobe Steel, Ltd. Aluminum-alloy clad sheet
JP5750077B2 (ja) * 2012-03-16 2015-07-15 株式会社神戸製鋼所 熱交換器用アルミニウム合金ブレージングシート
JP6147470B2 (ja) * 2012-03-30 2017-06-14 株式会社神戸製鋼所 熱交換器用アルミニウム合金ブレージングシート
JP5844212B2 (ja) * 2012-05-07 2016-01-13 株式会社Uacj アルミニウム合金ブレージングシート
JP5339560B1 (ja) * 2012-11-14 2013-11-13 古河スカイ株式会社 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
JP6132347B2 (ja) * 2013-07-31 2017-05-24 株式会社Uacj アルミニウム合金ブレージングシートおよびその製造方法
JP6474589B2 (ja) * 2014-11-21 2019-02-27 株式会社Uacj 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材
JP6483412B2 (ja) * 2014-11-21 2019-03-13 株式会社デンソー 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材

Patent Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2009191351A (ja) * 2008-02-18 2009-08-27 Kobe Steel Ltd 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材
JP2010095758A (ja) * 2008-10-16 2010-04-30 Mitsubishi Alum Co Ltd ろう付造管用自動車熱交換器用ブレージングシート
JP2011026681A (ja) * 2009-07-28 2011-02-10 Kobe Steel Ltd アルミニウム合金クラッド材
JP2012017503A (ja) * 2010-07-08 2012-01-26 Mitsubishi Alum Co Ltd 強度および成形性に優れたアルミニウム合金ブレージングシートおよびその製造方法
JP2012087401A (ja) * 2010-09-21 2012-05-10 Furukawa-Sky Aluminum Corp 高強度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
JP2012117107A (ja) * 2010-11-30 2012-06-21 Mitsubishi Alum Co Ltd アルミニウム合金クラッド材

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