WO2023063065A1 - 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材 - Google Patents

熱交換器用アルミニウム合金クラッド材 Download PDF

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WO2023063065A1
WO2023063065A1 PCT/JP2022/035720 JP2022035720W WO2023063065A1 WO 2023063065 A1 WO2023063065 A1 WO 2023063065A1 JP 2022035720 W JP2022035720 W JP 2022035720W WO 2023063065 A1 WO2023063065 A1 WO 2023063065A1
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mass
aluminum alloy
alloy clad
less
skin
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真一 中村
知浩 小路
稜 東森
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株式会社Uacj
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    • B23K35/22—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
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    • C22F1/053—Changing the physical structure of non-ferrous metals or alloys by heat treatment or by hot or cold working of aluminium or alloys based thereon of alloys with zinc as the next major constituent

Definitions

  • the present invention relates to an aluminum alloy clad material for heat exchangers, which is suitable for use as tube materials, tanks, and header materials for aluminum alloy heat exchangers manufactured by brazing, and which has excellent brazing bondability and outer surface corrosion resistance.
  • Automotive heat exchangers such as radiators, heaters, evaporators, and condensers generally use aluminum alloys, which are lightweight and have excellent thermal conductivity.
  • These heat exchanger manufacturing methods include, for example, bending a plate material to form a flow path, or laminating plate materials formed by press working or the like to form a refrigerant passage pipe having a large number of flow paths, and forming a fin material. etc. are combined and brazed using a fluoride flux in an inert gas atmosphere (see, for example, Patent Documents 1 to 6).
  • the outer surface of an evaporator is exposed to a corrosive environment due to condensed water generated by condensation during use, and the outer surface of a condenser is similarly exposed to a corrosive environment due to road splash containing snow melting salt during operation. be.
  • the refrigerant passage pipes are penetrated early due to corrosion, the refrigerant will leak and the heat exchanger will not function properly. It is common practice to let
  • a plate material having an outer surface clad with an Al—Zn alloy as a sacrificial anode material is formed into a tubular shape, or formed by press working and laminated.
  • passage tubes There are methods of forming passage tubes.
  • heat exchangers have a structure in which fins are joined to the outer surface of the refrigerant passage pipe, in this method, if there is no brazing material on the outer surface of the refrigerant passage pipe, a fin material clad with brazing material must be used. not.
  • the self-corrosion resistance of the fin material decreases due to the influence of the brazing filler metal remaining on the surface of the fins, and the manufacturing cost of the clad fin material is higher than that of the bare fin material, resulting in an increase in the manufacturing cost of the heat exchanger. There is a problem.
  • the fins joined to the outer surface of the refrigerant passage pipe are formed of bare material, the self-corrosion resistance of the fins can be improved, and the performance of the heat exchanger can be improved by using a highly conductive material. Furthermore, the cost can be kept low as compared with the clad fin material.
  • powdered brazing filler metal may be applied to the surface of the Al--Zn alloy, or Zn may be added to the Al--Si alloy brazing filler metal.
  • the cost of the powdered brazing material is high, which leads to an increase in the manufacturing cost of the heat exchanger, and in the latter case, Zn is added during brazing. Since the contained molten brazing material flows, the necessary amount of Zn as a sacrificial anode material does not remain on the outer surface of the refrigerant passage pipe after brazing, and a sufficient anticorrosion effect of the refrigerant passage pipe cannot be obtained. There is a problem that the contained molten brazing material flows into the joint, causing preferential corrosion of the joint.
  • the Al—Zn-based sacrificial anode material clad on the outer surface of the coolant passage tube contains Si at a concentration lower than that of a general Al—Si-based alloy brazing material.
  • Zn in the sacrificial anode material is reduced during brazing by joining the bare fin material by melting a part of the anode material and reducing the amount of liquid phase to be melted compared to the conventional Al-Si alloy brazing material.
  • a conceivable method is to obtain a sacrificial anode effect by suppressing the flow and leaving a sufficient amount of Zn on the outer surface of the refrigerant passage tube after brazing.
  • the amount of Si to be added is not appropriate, so that a sufficient amount of liquid phase for bonding bare fin materials cannot be obtained, and the addition of elements other than Si is not appropriate, so the self-corrosion resistance is lowered. Even if the amount of Si added is appropriate and the additive element is appropriate, the solidified structure after brazing caused by melting becomes two phases of the primary crystal and the eutectic, and the potential of the eutectic is less noble than that of the primary crystal. There is a problem that the eutectic part is preferentially corroded, and the primary crystal part that should act as a sacrificial anode material falls off early, resulting in a decrease in corrosion resistance.
  • the primary crystals are coarsened, and even if the preferential corrosion of the eutectic occurs, the primary crystals are suppressed from falling off.
  • Mn to the clad material to coarsen the primary crystals, suppress the dropping of the primary crystals, and form an Al-Mn-Si-based compound in the primary crystals
  • the Al-Mn-Si-based compound A conceivable method is to relatively suppress preferential corrosion of the eutectic part by making the Mn- and Si-depleted layer formed in the surroundings a base portion of potential.
  • the present invention is for a heat exchanger that can exhibit excellent brazing bondability and outer surface corrosion resistance when used as a tube material, tank material, header material, or the like for an aluminum alloy heat exchanger, even if the thickness is thin.
  • An object of the present invention is to provide an aluminum alloy clad material.
  • an aluminum alloy clad material for heat exchangers having a skin material on one or both sides of a core material, wherein the core material is 0.50 to 1 .80% by mass of Mn, more than 0.05% by mass and less than 0.20% by mass of Cu and 0.05 to 0.30% by mass of Ti, and the balance is Al and unavoidable 3.00 to 10.00 mass % Si, 0.30 to 0.80 mass % Fe, 0.30 to 1.80 mass % Mn and 1.00 to 1.00 mass % Si.
  • the present invention (1) An aluminum alloy clad material for a heat exchanger having a skin material on one or both sides of a core material,
  • the core material contains 0.50 to 1.80% by mass of Mn and is selected from more than 0.05% by mass and less than 0.20% by mass of Cu and 0.05 to 0.30% by mass of Ti.
  • the skin material is 3.00-10.00 wt% Si, 0.30-0.80 wt% Fe, 0.30-1.80 wt% Mn and 1.00-5.00 wt% of Zn, the balance being Al and unavoidable impurities, and the total content of Fe and Mn being 2.10% by mass or less, an aluminum alloy clad material for a heat exchanger, (2) The above (1), wherein the skin material residual rate is 50 to 98% by weight in a heating test in which the temperature is raised from room temperature to 600°C at an average temperature increase rate of 50°C/min and held at 600°C for 3 minutes.
  • aluminum alloy clad material for heat exchangers of (3) The heat according to (1) or (2) above, wherein the core material further contains one or more selected from 0.300% by mass or less of Cr and 0.300% by mass or less of Zr.
  • Aluminum alloy clad material for exchanger, (4) The aluminum alloy clad material for heat exchangers according to any one of (1) to (3) above, wherein the core material further contains 0.500% by mass or less of Mg; (5) The heat exchanger according to any one of (1) to (4) above, wherein the core material further contains one or more selected from 0.8% by mass or less of Si and 0.7% by mass or less of Fe.
  • the skin material further contains 0.500% by mass or less of Mg; (7) The aluminum alloy clad material for heat exchangers according to any one of (1) to (6) above, wherein the skin material further contains 0.050% by mass or less of Sr, (8) Any one of (1) to (7) above, wherein the skin material further contains one or more selected from 0.30% by mass or less of Cr and 0.30% by mass or less of Zr.
  • the aluminum alloy clad material for heat exchangers described above (9) Any one of (1) to (8) above, wherein the skin material further contains one or more selected from 0.100% by mass or less of In and 0.100% by mass or less of Sn.
  • An aluminum alloy clad material for a heat exchanger is provided.
  • the skin material In the aluminum alloy clad material for heat exchangers according to the present invention, the skin material generates a small amount of liquid phase in the skin material during brazing heating and functions as a brazing material, and a considerable amount of the component remains even after brazing addition heat. It also remains and functions as a sacrificial anticorrosion after brazing heat. That is, in the aluminum alloy clad material for heat exchangers according to the present invention, the skin material has a sacrificial anti-corrosion function and functions as a clad layer capable of thermal bonding in a single layer. Therefore, according to the present invention, it is possible to provide an aluminum alloy clad material for heat exchangers that can exhibit excellent braze bondability and outer surface corrosion resistance even when the thickness is thin.
  • FIG. 2 is a conceptual diagram showing a state after heating in a drop-type fluidity test of an aluminum alloy clad material for heat exchangers having a skin material on one side of a core material.
  • FIG. 2 is a conceptual diagram showing a state after heating in a drop-type fluidity test of an aluminum alloy clad material for heat exchangers having skin materials on both sides of a core material.
  • FIG. 4 is a conceptual diagram for explaining the contents of an inverted T-shaped test;
  • the aluminum alloy clad material for heat exchangers is An aluminum alloy clad material for a heat exchanger having a skin material on one or both sides of a core material,
  • the core material contains 0.50 to 1.80% by mass of Mn and is selected from more than 0.05% by mass and less than 0.20% by mass of Cu and 0.05 to 0.30% by mass of Ti.
  • the skin material is 3.00-10.00 wt% Si, 0.30-0.80 wt% Fe, 0.30-1.80 wt% Mn and 1.00-5.00 wt% of Zn, the balance being Al and unavoidable impurities, and the total content of Fe and Mn being 2.10% by mass or less.
  • the core material and skin material constituting the aluminum alloy clad material for heat exchangers according to the present invention will be described. It means a value determined by spectroscopy.
  • the core material contains 0.50 to 1.80% by mass of Mn, more than 0.05% by mass and less than 0.20% by mass of Cu and 0.20% by mass of Cu. It contains 05 to 0.30% by mass of one or more selected from Ti, and the balance is Al and unavoidable impurities.
  • Mn contained in the core material is a component that improves the strength of the core material.
  • the Mn content in the core material is 0.50 to 1.80 mass %, preferably 0.80 to 1.80 mass %, more preferably 1.00 to 1.70 mass %.
  • the strength of the core material can be sufficiently improved, and excellent rolling workability can be easily imparted.
  • the core material contains one or more selected from Cu and Ti.
  • Cu is a component that improves the corrosion resistance by making the potential of the core material noble.
  • the Cu content in the core material is more than 0.05% by mass and less than 0.20% by mass, preferably 0.05 to 0.18% by mass, and 0.05 to 0.15% by mass. is more preferable.
  • the corrosion resistance of the core material can be sufficiently improved, and the diffusion of Cu in the direction of the surface material during brazing is suppressed, so that the surface material becomes noble in potential. (decrease in the sacrificial anode effect) can be suppressed.
  • Ti is a component that makes the potential of the core material nobler to improve the corrosion resistance, promotes the corrosion of the core material in layers, and suppresses the progress of corrosion in the depth direction.
  • the Ti content in the core material is 0.05 to less than 0.30% by mass, preferably 0.05 to 0.25% by mass, more preferably 0.05 to 0.20% by mass. preferable. When the Ti content in the core material is within the above range, it is possible to sufficiently improve the corrosion resistance of the core material, suppress the formation of coarse crystallized substances during casting, and easily form a sheet material.
  • the core material may contain one or more selected from Cr and Zr.
  • Cr and Zr are components that function to coarsen the crystal grains of the core material, and by coarsening the crystal grains, can suppress the occurrence of erosion caused by penetration of molten brazing filler metal into grain boundaries during brazing.
  • the Cr content in the core material is preferably 0.3000% by mass or less, more preferably 0.0005 to 0.2800% by mass, and even more preferably 0.0005 to 0.2500% by mass.
  • the Zr content in the core material is preferably 0.3000% by mass or less, more preferably 0.0001 to 0.2800% by mass, and even more preferably 0.0005 to 0.2500% by mass. When the content of Cr or Zr in the core material is 0.3000% by mass or less, it is possible to suppress the formation of coarse crystallized substances during casting and easily form a sheet material.
  • the core material may contain Mg.
  • Mg is a component that improves the strength of the core material.
  • the Mg content in the core material is preferably 0.500% by mass or less, more preferably 0.001 to 0.480% by mass, even more preferably 0.001 to 0.450% by mass.
  • the Mg content in the core material is 0.500% by mass or less, it is possible to suppress deterioration in formability due to increase in strength due to fine precipitation of Mg.
  • the core material may contain Fe.
  • Fe is a component that improves the strength of the core material, but it is also a component that lowers the corrosion resistance. Therefore, the Fe content in the core material is preferably 1.00% by mass or less, and more preferably 0.01 to 0.10% by mass in order to improve the corrosion resistance of the core material.
  • the core material may contain one or more selected from V, Mo and Ni.
  • the contents of V, Mo and Ni in the core material are each preferably 0.300% by mass or less, more preferably 0.001 to 0.100% by mass.
  • the core material may contain one or more selected from Pb, Li, Ca and Na.
  • the content of Pb, Li, Ca and Na in the core material is preferably 0.1000% by mass or less, more preferably 0.0001 to 0.0500% by mass.
  • the core material may contain B.
  • B is a component that improves the antioxidant effect of the heartwood.
  • the content of B in the core material is preferably 0.100% by mass or less, more preferably 0.001 to 0.050% by mass.
  • the core material may contain unavoidable impurities in addition to the above components and Al.
  • the content of each component constituting the core material and the skin material described below means the value measured by an emission spectrometer.
  • the skin material contains 3.00 to 10.00% by mass of Si, 0.30 to 0.80% by mass of Fe, and 0.30 to 1.80% by mass. of Mn and 1.00 to 5.00% by mass of Zn, the balance being Al and unavoidable impurities, and the total content of Fe and Mn is 2.00% by mass or less.
  • the skin material In the aluminum alloy clad material for heat exchangers according to the present invention, the skin material generates a small amount of liquid phase in the skin material during brazing heating and functions as a brazing material, and a considerable amount of the component remains even after brazing addition heat. It also remains and functions as a sacrificial anticorrosion after brazing heat. That is, in the aluminum alloy clad material for heat exchangers according to the present invention, the skin material has a sacrificial anti-corrosion function and functions as a clad layer capable of thermal bonding in a single layer.
  • Si which is a component of the skin material, lowers the melting point of Al, increases the fluidity, and produces a small amount of liquid phase in the skin material. It is a component that makes it possible to join a mating material such as a bare fin material or an aluminum plate material to the surface of the material.
  • the Si content in the skin material is 3.00 to 10.00% by mass, preferably 3.50 to 8.50% by mass, more preferably 3.50 to 7.00% by mass. preferable.
  • a small amount of an appropriate liquid phase is generated in the skin material, and a healthy fillet can be formed at the joint with the mating material, and the excess of the skin material can be prevented. It is possible to suppress the flow of Zn in the skin material that causes the sacrificial anode effect during brazing.
  • Fe which is a constituent of the cladding material, was conventionally thought to have a lower effect of improving corrosion resistance than Zn and the like, and it was considered preferable to limit its content.
  • Fe easily forms intermetallic compounds such as Al—Fe, Al—Fe—Si, and Al—Fe—Mn—Si. It was found that the Fe, Si, and Mn-deficient layer formed in the periphery serves as a base potential portion, suppresses preferential corrosion of the eutectic portion, and can improve corrosion resistance.
  • the Fe content in the skin material is 0.30 to 0.80% by mass, preferably 0.30 to 0.70% by mass, more preferably 0.30 to 0.60% by mass. preferable. When the Fe content in the cladding material is within the above range, it is possible to exhibit sufficient corrosion resistance and to suppress the decrease in corrosion resistance caused by the Fe compound serving as the starting point of the cathode.
  • Mn which is a component of the skin material, is a component that improves the corrosion resistance of the skin material.
  • the skin material contains Si, it is partially melted during brazing and becomes a solidified structure after brazing. Therefore, the skin material has two phases of the primary crystal and the eutectic, and since the eutectic part has a lower potential than the primary crystal part, it corrodes preferentially to the primary crystal part. If the eutectic part is corroded, the periphery of the primary crystal part disappears, so the particles fall off in the form of granules.
  • the sacrificial anode material disappears without exerting its effect, and the core material is corroded early, leading to penetration. In order to suppress this, it is necessary to coarsen the primary crystal, make it difficult for the primary crystal to fall off even if preferential corrosion of the eutectic occurs, and form a portion with a base potential in the primary crystal.
  • the skin material contains Mn, so that the primary crystals can be coarsened and the dropout of the primary crystals can be suppressed, and Al-Mn in the primary crystals -Si-based compound is formed, and the Mn and Si depleted layer formed around the Al-Mn-Si-based compound becomes a base portion of the potential, and functions to relatively suppress preferential corrosion of the eutectic part.
  • the Mn content in the skin material is 0.30 to 1.80% by mass, preferably 0.30 to 1.50% by mass, more preferably 0.30 to 1.30% by mass. preferable.
  • the corrosion resistance of the skin material is sufficiently improved, and the decrease in Si concentration in the outer clad material due to the formation of Al-Mn-Si compounds is suppressed, so that during brazing A decrease in the amount of liquid phase can be suppressed.
  • the total content of Fe and Mn constituting the skin material is 2.10% by mass or less, preferably 0.60 to 2.00% by mass, and 0.60% by mass or less. 60 to 1.90% by mass is more preferable.
  • the total content of Fe and Mn constituting the skin material is 2.10% by mass or less, it is possible to easily exhibit brazeability, suppress preferential corrosion of the joint after brazing, and prevent primary crystals from forming. Desired corrosion resistance can be easily exhibited by suppressing grain shedding.
  • Zn which is a component of the skin material, is a component that makes the self-potential of the skin material base and allows the skin material to function as a sacrificial anode material for a long period of time.
  • the skin material contains Zn, Zn diffuses into the core material during brazing and functions to form a Zn concentration gradient in the plate thickness direction of the core material.
  • the skin material becomes lower in potential than the core material and acts as a sacrificial anode material, so that the progress of corrosion in the plate thickness direction can be suppressed.
  • the Zn content in the skin material is 1.00 to 5.00% by mass, preferably 1.50 to 4.50% by mass, more preferably 2.00 to 4.00% by mass. preferable.
  • the Zn content in the skin material is within the above range, the potential basement effect of Zn can be sufficiently exhibited, and early corrosion of the fillet formed at the joint with the mating material after brazing can be effectively prevented. can be suppressed to
  • the skin material may contain Mg.
  • the Mg content in the skin material is preferably 0.500% by mass or less, more preferably 0.001 to 0.400% by mass, and even more preferably 0.001 to 0.300% by mass.
  • the Mg content in the skin material is 0.500% by mass or less, it is possible to suppress the formation of MgF 2 due to the reaction with Mg when flux is applied to the surface of the skin material, and the flux during brazing can be suppressed. can easily progress the destruction of the oxide film due to
  • the skin material may contain Sr.
  • Sr finely disperses the Si particles in the cladding material and functions to facilitate mutual bonding of the liquid phase of the molten brazing material generated during brazing, thereby improving the fluidity of the liquid phase and brazing performance. It is an ingredient that causes
  • the Sr content in the skin material is preferably 0.050% by mass or less, more preferably 0.005 to 0.045% by mass, and even more preferably 0.005 to 0.040% by mass.
  • the skin material may contain one or more selected from Cr and Zr.
  • Cr and Zr are components that function to coarsen the primary crystals in the solidified structure of the cladding material after brazing, and exhibit the effect of preventing the primary crystals from falling off by coarsening the primary crystals.
  • the content of Cr and Zr in the skin material is preferably 0.300% by mass or less, more preferably 0.001 to 0.280% by mass, and even more preferably 0.001 to 0.250% by mass.
  • the content of Cr and Zr in the skin material is each 0.300% by mass or less, thereby suppressing the formation of coarse crystallized substances during casting and easily exhibiting suitable brazing jointability. can be done.
  • the skin material may contain one or more selected from In and Sn. Since a small amount of In and Sn can provide a potential leveling effect, when the skin material contains one or more selected from In and Sn, the potential of the skin material is made more base than the core material, and the sacrificial anode effect is easily improved. can be made
  • the contents of In and Sn in the skin material are each preferably 0.100% by mass or less, more preferably 0.001 to 0.150% by mass, and even more preferably 0.001 to 0.100% by mass. When the contents of In and Sn in the skin material are within the above ranges, the sacrificial anode effect can be easily improved while maintaining self-corrosion resistance and brazeability.
  • the skin material may contain B.
  • B is a component that exerts an antioxidant effect on the skin material.
  • the content of B in the skin material is preferably 0.100% by mass or less, more preferably 0.001 to 0.080% by mass, and even more preferably 0.001 to 0.005% by mass. When the content of B in the skin material is 0.100% by mass or less, the antioxidant effect can be easily exhibited.
  • the aluminum alloy clad material for heat exchangers according to the present invention preferably has a flow coefficient K of 0.020 to 0.500, more preferably 0.020 to 0.200, and more preferably 0.040 to 0.040. .100 is even more preferred.
  • the flow coefficient K means a value measured by the drop-type flowability test shown below. That is, the aluminum alloy clad material for heat exchangers to be measured is cut into pieces of 25 mm in width and 100 mm in length with the rolling direction as the longitudinal direction, and one hanging hole (6 ⁇ ) is provided, and then the weight (W0) is measured. do. After that, the cut piece is suspended in a nitrogen gas furnace, heated from room temperature to 600°C at an average temperature increase rate of 50°C/min, heated to a final temperature of 600°C, and further held at 600°C for 3 minutes. .
  • FIG. 1 is a conceptual diagram showing the state after heating in a drop-type fluidity test of an aluminum alloy clad material 1 for heat exchangers having a core material C with a skin material S on one side.
  • 1 is a conceptual diagram showing a state after heating in a drop-type fluidity test in an aluminum alloy clad material 1 for heat exchangers having materials S, S.
  • the skin material S constituting the aluminum alloy clad material 1 for heat exchangers is melted by heat treatment, and its thickness changes from the thickness indicated by the broken line in the figure to the thickness indicated by the solid line.
  • forming a braze pool in the lower quarter of the cut piece (the lower portion including the lower portion B of the core).
  • "4WB-W0" calculated from the weight WB of the brazing pool and the weight W0 of the cut piece before the heating test is the upper 3/4 part of the cut piece (the upper part A of the core material) obtained by the heating test.
  • the aluminum alloy clad material for heat exchangers according to the present invention was heated from room temperature to 600 ° C. at an average temperature increase rate of 50 ° C./min and held at 600 ° C. for 3 minutes. 98% by weight is preferred, 80 to 98% by weight is more preferred, and 90 to 96% by weight is even more preferred.
  • the skin material functions as a sacrificial anti-corrosion material after brazing. becomes insufficient, and the corrosion resistance of the aluminum alloy laminated plate becomes low.
  • the surface material residual rate means a value calculated by the following formula (II) based on the flow coefficient K described above.
  • Skin material residual rate (% by weight) (1-K) x 100 (II)
  • the skin material residual rate is within the above range, the shape is maintained to a certain extent even after the brazing heat, and it functions as a sacrificial anti-corrosion after the brazing heat. .
  • the skin material in the aluminum alloy clad material for a heat exchanger according to the present invention, the skin material generates a small amount of liquid phase in the skin material during brazing heating and functions as a brazing material, and even after the brazing addition heat, the composition is equivalent to that of the brazing material. Amounts remain to also function as sacrificial anticorrosion after brazing heat. That is, in the aluminum alloy clad material for heat exchangers according to the present invention, the skin material has a sacrificial anti-corrosion function and functions as a clad layer capable of thermal bonding in a single layer. Therefore, according to the present invention, it is possible to provide an aluminum alloy clad material for heat exchangers that can exhibit excellent braze bondability and outer surface corrosion resistance even when the thickness is thin.
  • An aluminum alloy clad material for a heat exchanger according to the present invention comprises a core material and skin materials clad on one or both sides of the core material.
  • the aluminum alloy clad material according to the present invention (1) a two-layer material (core/skin material) in which the skin material is clad only on one side of the core material, (2) the core material is clad on both sides with the skin material.
  • the clad ratio of the skin material clad on one side or both sides of the core material is 3 to 30%. is preferred, 5 to 25% is more preferred, and 7 to 20% is even more preferred.
  • the aluminum alloy clad material for a heat exchanger according to the present invention is (2) a three-layer material in which both sides of the core material are clad with skin materials, the composition and clad of the brazing filler metal formed on each side of the core material
  • the rates may be the same or different.
  • the clad ratio of the skin material clad on one side or both sides of the core material is the arithmetic when the thickness of the aluminum alloy clad material and the thickness of the skin material are measured at three points each by cross-sectional observation. It means a value calculated by the following formula based on the average value. (arithmetic average value of skin material thickness/arithmetic average value of thickness of aluminum alloy clad material) ⁇ 100
  • the aluminum alloy clad material for a heat exchanger according to the present invention is (3) a three-layer material in which one side of the core material is clad with a skin material and the other side is clad with a sacrificial anode material, the sacrificial The anode material is preferably made of aluminum or an aluminum alloy containing 8.00% by mass or less of Zn and the balance being aluminum and unavoidable impurities.
  • the aluminum alloy clad material for heat exchangers comprises (4) a core material clad with a skin material on one side and an intermediate layer for increasing material strength, and a sacrificial anode material clad on the other side.
  • the intermediate layer is preferably made of aluminum or an aluminum alloy containing Mg and Mn and the balance being aluminum and unavoidable impurities.
  • the content of Mg is preferably 1.00% by mass or less, more preferably 0.30 to 1.00% by mass. Preferably, 0.50 to 1.00% by mass is more preferable.
  • the Mn content is preferably 1.80% by mass or less, more preferably 0.80 to 1.75% by mass. Preferably, 1.00 to 1.70% by mass is more preferable.
  • the purity of aluminum constituting the sacrificial anode material is not particularly limited, but is preferably 99.0% by mass or more, more preferably 99.5% by mass or more.
  • the aluminum alloy related to the sacrificial anode material preferably contains Zn.
  • the Zn contained in the sacrificial anode material has the effect of making the potential base. Exhibits anti-corrosion effect.
  • the Zn content in the sacrificial anode material is preferably 8.00% by mass or less, more preferably 3.00% by mass or less.
  • the sacrificial anode material may contain Fe.
  • the Fe content in the sacrificial anode material is preferably 1.00% by mass or less, more preferably 0.05 to 0.80% by mass, and more preferably 0.10 to 0.70% by mass. % is more preferred.
  • the content of Fe in the sacrificial anode material is within the above range, the strength is easily improved, the deformation resistance during hot rolling is increased, and the difference in deformation resistance from the core material can be reduced.
  • the sacrificial anode material may contain Mn.
  • the Mn content in the sacrificial anode material is preferably 1.80% by mass or less, more preferably 0.10 to 1.50% by mass, and 0.20 to 1.20% by mass. % is more preferred.
  • the size of the crystal grains of the sacrificial anode material produced by recrystallization during brazing can be adjusted.
  • the sacrificial anode material may contain Mg.
  • the Mg content in the sacrificial anode material is preferably 1.00% by mass or less, more preferably 0.05 to 1.00% by mass, and 0.10 to 0.80% by mass. % is more preferred.
  • the strength of the sacrificial anode material can be easily increased.
  • the content of each component constituting the sacrificial anode material means the value measured by an optical emission spectrometer (XPS).
  • the clad ratio of the sacrificial anode material is preferably 3 to 30%, more preferably 5 to 25%. is more preferred, and 7 to 20% is even more preferred.
  • the clad ratio of the sacrificial anode material is calculated based on the arithmetic average value when the thickness of the aluminum alloy clad material and the thickness of the sacrificial anode material are measured at three points each by cross-sectional observation. Means a value calculated by a formula. (arithmetic mean thickness of sacrificial anode material/arithmetic mean thickness of aluminum alloy clad material) ⁇ 100
  • the thickness of the plate-shaped aluminum alloy clad material used as a constituent material is preferably about 0.15 to 0.50 mm. .
  • the aluminum alloy clad material for heat exchangers according to the present invention may be obtained by etching the surface of the skin material with an acid. By the etching, the aluminum oxide film or the like formed on the surface can be weakened or removed in advance. The details of the etching process will be described later.
  • an aluminum alloy clad material for heat exchangers As a method for producing an aluminum alloy clad material for a heat exchanger according to the present invention, at least one or more annealing treatments selected from hot working, cold working, one or more intermediate annealing between rolling passes in the cold working and a final annealing after the last cold working pass.
  • a method of manufacturing an aluminum alloy clad material (hereinafter referred to as a manufacturing method A of an aluminum alloy clad material) can be mentioned.
  • the manufacturing method A of the aluminum alloy clad material first, aluminum alloys having desired chemical compositions to be used for the core material, the skin material, and, if necessary, the sacrificial anode material are respectively melted and cast, respectively, to obtain an ingot for the core material, the skin material, and the skin material. An ingot for the material and, if necessary, an ingot for the sacrificial anode material.
  • These melting and casting methods are not particularly limited, and ordinary methods are used.
  • the homogenization temperature is preferably 400-600° C.
  • the homogenization time is preferably 2-20 hours.
  • the core material ingot, the skin material ingot and, if necessary, the sacrificial anode material ingot are faced or hot rolled to a predetermined thickness, and then the predetermined ingots are stacked in a predetermined order. Combine to form a laminate.
  • the core material ingot, the skin material ingot, and optionally the sacrificial anode material ingot correspond to the compositions of the core material, the brazing material, and the sacrificial anode material, which constitute the aluminum alloy clad material to be obtained. It has a composition
  • the laminate is subjected to at least one or more intermediate annealing and final cold working between hot working, cold working, and cold rolling passes.
  • One or more annealing treatments selected from the final annealing after the pass are performed.
  • hot working it is preferable to hot roll a laminate obtained by stacking predetermined ingots in a predetermined order at 400 to 500°C.
  • hot rolling for example, rolling is performed until the plate thickness is 2 to 8 mm.
  • the hot rolled product obtained by hot working is cold rolled.
  • Cold working involves cold rolling in multiple passes.
  • intermediate annealing once or twice or more between cold rolling passes is preferably performed at a heating temperature of 200 to 500 ° C., preferably 250 to 400 ° C. It is more preferable to do so.
  • the temperature may be raised to the intermediate annealing temperature, and after reaching the intermediate annealing temperature, cooling may be started immediately. Cooling may begin.
  • the holding time at the intermediate annealing temperature is 0-10 hours, preferably 1-5 hours.
  • the obtained cold rolled product is optionally subjected to final annealing.
  • the final annealing is preferably performed at a heating temperature of 300 to 500°C, more preferably 350 to 450°C.
  • the temperature may be raised to the final annealing temperature, and after reaching the final annealing temperature, cooling may be started immediately. Cooling may begin.
  • the holding time at the final annealing temperature is preferably 0 to 10 hours, more preferably 1 to 5 hours.
  • the atmosphere during the intermediate annealing and final annealing is not particularly limited, it is preferable to carry out the annealing in an atmosphere having a lower oxygen concentration than that in the air. By heating in an atmosphere with a lower oxygen concentration than the air, the growth of an oxide film on the surface of the brazing material can be suppressed.
  • the intermediate annealing or the final annealing is preferably performed after rolling the ingot for the skin material to a thickness of 10 ⁇ m to 50 ⁇ m. It is more preferable to do so.
  • the surface of the clad material may be etched using an acid.
  • the etching treatment it is possible to weaken or remove aluminum oxide films and the like formed during heating during hot rolling, between passes of cold rolling and after the final pass.
  • the timing of performing the etching treatment is not particularly limited as long as it is between the time of hot rolling and the time of brazing using the obtained aluminum alloy clad material.
  • the clad plate after hot rolling may be etched, or the clad plate during cold rolling may be etched. Etching may also be performed after intermediate annealing or after final annealing.
  • the aluminum alloy clad material may be stored in a state having an oxide film, and an etching treatment may be performed immediately before brazing. If the oxide film is weakened or removed during brazing, it is possible to improve the brazeability in brazing using the aluminum alloy clad material for heat exchangers according to the present invention.
  • an aqueous solution of sulfuric acid, hydrochloric acid, nitric acid, phosphoric acid, hydrofluoric acid, etc. can be used. These acids may be used alone or in combination of two or more. From the viewpoint of removing the oxide film more efficiently, it is preferable to use a mixed aqueous solution containing hydrofluoric acid and an acid other than hydrofluoric acid as the acid. It is more preferable to use a mixed aqueous solution of
  • the etching amount during the etching process is preferably 0.05 to 2.00 g/m 2 .
  • the etching amount is preferably 0.05 to 2.00 g/m 2 .
  • the oxide film on the surface of the brazing sheet can be sufficiently removed and the brazeability can be further improved.
  • there is no upper limit to the amount of etching there is no upper limit to the amount of etching.
  • the amount of etching is excessively large, it may become difficult to obtain the effect of improving the brazeability commensurate with the processing time.
  • Such problems can be easily avoided by setting the etching amount to 2.00 g/m 2 or less, more preferably 0.50 g/m 2 or less.
  • the aluminum alloy clad material for heat exchangers according to the present invention can be obtained in this way.
  • the aluminum alloy clad material for a heat exchanger according to the present invention can be used as a constituent material such as a refrigerant passage tube (a flow path tube through which the refrigerant of the heat exchanger flows) of a heat exchanger.
  • a plate-shaped aluminum alloy clad material for a heat exchanger is processed into a tubular member, and then a single tubular member or a combination of a plurality of tubular members is brazed to the fin material or between the tubular members to form a single unit.
  • It can be a refrigerant passage tube having one or more refrigerant passages.
  • the refrigerant passage tube having the plurality of refrigerant passages can exchange heat with the air by contacting the brazed outer surface with the air.
  • a corrugated bare fin may be arranged in the coolant passage.
  • the skin material In the aluminum alloy clad material for heat exchangers according to the present invention, the skin material generates a small amount of liquid phase in the skin material during brazing heating and functions as a brazing material, and even after the brazing addition heat, part of the component is It also remains and functions as a sacrificial anticorrosion after brazing heat. That is, in the aluminum alloy clad material for heat exchangers according to the present invention, the skin material has a sacrificial anti-corrosion function and functions as a clad layer capable of thermal bonding in a single layer. Therefore, according to the present invention, it is possible to provide an aluminum alloy clad material for heat exchangers that can exhibit excellent braze bondability and outer surface corrosion resistance even when the thickness is thin.
  • the clad material of the present invention is produced by continuously casting an aluminum alloy for the core material and an aluminum alloy for the skin material, and homogenizing the obtained ingot according to a conventional method, and further hot rolling the aluminum alloy for the skin material. After that, it is clad on an aluminum alloy ingot for core material, hot clad rolled, intermediate annealed if necessary, cold rolled, and final annealed.
  • Example 2 By continuous casting, a core ingot and a skin ingot having the chemical compositions shown in Table 1 were produced (the amount of each component constituting the core ingot or skin ingot shown in Table 1 was determined according to JIS Based on the provisions of H 1305, it means a value measured by inductively coupled plasma (ICP) emission spectrometry, and specifically, all raw materials for core ingots or skin ingots are placed in a casting furnace. It means a value measured by an inductively coupled plasma (ICP) emission spectrometer for an analysis sample prepared by pouring a small amount of molten metal from the obtained molten metal into an analysis mold after charging, melting and stirring. ).
  • ICP inductively coupled plasma
  • each core ingot was homogenized and subjected to post-face grinding to obtain a predetermined plate thickness of the core ingot. Further, after each skin ingot was homogenized, hot rolling was performed to obtain a predetermined plate thickness of the skin ingot.
  • the combination of the ingot for the core material and the ingot for the skin material each having the chemical composition shown in Table 1 thus obtained is laminated so as to form the ingot for the skin material/the ingot for the core material, and the A laminate having a two-layer structure was obtained in which the skin ingot was laminated on one side of the ingot.
  • the thickness of the skin ingot corresponds to 10% of the thickness of the laminate having the two-layer structure.
  • the obtained laminate is hot rolled at 480°C to join the core ingot and the skin ingot, then cold rolled and final annealed at 400°C for 3 hours to reduce the thickness.
  • Aluminum alloy clad materials (O materials) 1 to 7 having a two-layer structure with a thickness of 0.4 mm were produced.
  • Test 1 Tensile test
  • Each of the obtained aluminum alloy clad materials was cut into pieces of 100 mm in width and 250 mm in length, and both sides of the obtained cut piece were coated with a fluoride-based flux in an amount of about 5 g/m 2 , dried, and then placed in a nitrogen gas atmosphere.
  • Brazing addition heat was performed to heat to 600° C. (ultimate temperature) at an average heating rate of 50° C./min.
  • a tensile test was performed at normal temperature according to JIS Z 2241. Tensile strength of 110 MPa or more was evaluated as good ( ⁇ ) Those of less than 110 MPa were evaluated as defective (x).
  • each obtained aluminum alloy clad material is cut into a piece 1 having a width of 25 mm and a length of 60 mm.
  • a 3003 alloy plate 2 (1.0 mm thick, O material) of 25 ⁇ 55 mm in length is used as a vertical plate, and the 3003 alloy plate 2 is vertically arranged on the cut piece 1 arranged horizontally.
  • Test 3 flow test
  • Each of the obtained clad materials for aluminum alloys was cut into pieces of 25 mm in width and 100 mm in length, and the weight (W0) was measured after providing one hanging hole ( ⁇ 6) in the obtained cut pieces.
  • the cut piece was suspended in a nitrogen gas furnace, heated from room temperature to 600°C at an average temperature increase rate of 50°C/min, heated to a final temperature of 600°C, and held at 600°C for 3 minutes. .
  • the braze pool portion at the bottom of the cut piece B ...
  • Test 5 Corrosion test
  • Each of the obtained aluminum alloy clad materials was cut into pieces of 100 mm in width and 250 mm in length, and both sides of the obtained cut pieces were coated with a fluoride-based flux in an amount of about 5 g/m 2 , dried, and then placed in a nitrogen gas atmosphere.
  • Brazing addition heat was performed to heat to 600° C. (ultimate temperature) at an average heating rate of 50° C./min.
  • a test piece having a width of 50 mm and a length of 60 mm was cut from the cut piece after the brazing heat, and the weight of the test piece was measured.
  • the surface of the test piece was degreased with acetone, leaving an exposed surface of 40 mm wide by 50 mm long on the surface of the skin material, and masking the rest (including the edges and back surface).
  • SWAAT test ASWAAT test (ASTM-G85-A3) was performed for 6 weeks to evaluate corrosion resistance. g/cm 2 ) was obtained.
  • the form of corrosion was observed from the surface of the skin material, and uniform corrosion of the skin material was determined as "general corrosion”, and localized pitting corrosion was determined as "localized corrosion”. If the weight loss is less than 16 mg/cm 2 and the corrosion mode is “general corrosion”, the corrosion resistance is good ( ⁇ ). If the weight loss is less than 16 mg/cm 2 and the corrosion mode is “local corrosion”, the corrosion resistance is poor ( ⁇ ). ), and those with a weight loss of 16 mg/cm 2 or more were evaluated as having poor corrosion resistance (xx).
  • the aluminum alloy clad materials (O materials) 1 to 7 according to the present invention all have a tensile strength after brazing exceeding 110 MPa, and the joint state in the reverse T-shaped test is good.
  • the flow coefficient of the skin material is 0.040 or more, and the fluidity is excellent. It can be seen that the weight loss is less than 16 mg/cm 2 and has excellent brazeability and corrosion resistance.
  • Comparative example instead of the combination of the core ingot and the skin ingot having the chemical composition shown in Table 1, a combination of the core ingot and the skin ingot having the chemical composition shown in Table 3 is adopted, Comparative aluminum alloy having a two-layer structure with a thickness of 0.4 mm in the same manner as in Examples, except that a two-layer structure laminate in which a skin ingot was laminated on one side of a core ingot was obtained. An attempt was made to manufacture clad materials (O materials) 11-26. The obtained comparative clad materials for aluminum alloys 11 to 26 were subjected to Tests 1 to 5 in the same manner as in Examples to evaluate brazeability and corrosion resistance. Table 4 shows the test results.
  • the comparative aluminum alloy clad material 11 had a high Si concentration in the skin material, so the brazing flowed and the plate thickness decreased, and the tensile strength after brazing in Test 1 was less than 110 MPa.
  • the residual rate of skin material in Test 4 was as low as less than 50% by weight (30% by weight), and in the corrosion test of Test 5, localized pitting corrosion was observed remarkably, causing localized corrosion.
  • the clad material 13 for the comparative aluminum alloy had a high Zn concentration in the skin material, so the skin material corroded early, and the corrosion resistance in the corrosion test of Test 5 was low.
  • the clad material 14 for an aluminum alloy for comparison has a high total content of Fe and Mn in the cladding material of 2.2% by mass. A lot of compounds such as Al--Fe--Mn--Si system were formed, and the fluidity of the braze was lowered.
  • the comparative aluminum alloy clad material 15 has a high Sr concentration in the cladding material, so that Al-Si-Sr-based compounds are formed to reduce the fluidity of the braze. Corrosion resistance was low with a weight loss of 16.30 g/cm 2 in the corrosion test.
  • the comparative aluminum alloy clad material 18 had a low brazing fluidity due to the high In concentration in the skin material.
  • the comparative aluminum alloy clad material 20 has a high Cu concentration in the core material, so that the fluidity of the brazing filler metal is low. decreased, and the corrosion resistance in the corrosion test of test 5 was low.
  • the clad material 25 for an aluminum alloy for comparison has a large Mg content in the core material, and Mg diffused from the core material combines with oxygen in the furnace to impair brazeability. Since it was formed on the surface layer, sufficient wax fluidity was not obtained, and because the concentration of Mg that diffused from the core material to the skin material was high, fine precipitation that became the starting point of the cathode increased in the skin material. Corrosion resistance was low in the corrosion test.

Abstract

厚みが薄い場合であっても、優れたろう付け接合性および外面耐食性を発揮し得る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を提供する。 心材の片面または両面に皮材を有する熱交換器用アルミニウム合金クラッド材であって、前記心材は、０．５０～１．８０質量％のＭｎを含有するとともに、０．０５質量％を超え０．２０質量％未満のＣｕおよび０．０５～０．３０質量％のＴｉから選ばれる一種以上を含み、残部Ａｌおよび不可避的不純物からなり、前記皮材は、３．００～１０．００質量％のＳｉ、０．３０～０．８０質量％のＦｅ、０．３０～１．８０質量％のＭｎおよび１．００～５．００質量％のＺｎを含み、残部Ａｌおよび不可避的不純物からなり、前記ＦｅおよびＭｎの合計含有量が２．１０質量％以下である熱交換器用アルミニウム合金クラッド材である。

Description

熱交換器用アルミニウム合金クラッド材
　本発明は、ろう付けにより製造されるアルミニウム合金製熱交換器のチューブ材やタンク、ヘッダ材として使用するのに適したろう付け接合性及び外面耐食性に優れた熱交換器用アルミニウム合金クラッド材に関する。
　ラジエータ、ヒータ、エバポレータ、コンデンサ等の自動車用熱交換器には、一般に軽量性と熱伝導性に優れたアルミニウム合金が使用されている。これらの熱交換器の製造方法は、例えば板材を曲げて流路を成形したり、プレス加工等により成型した板材を積層することにより多数の流路を形成した冷媒通路管を形成し、フィン材等の部材を組み合わせ、不活性ガス雰囲気中でフッ化物フラックスを用いてろう付け接合することにより行われている（例えば、特許文献１～特許文献６参照）。
特開２０１４－１９４０５１ 特開２０１４－２８３８９ 特開２００７－２９７６７３ 特開２０１６-０９８４０５ 特開２０１６－９８４０４ 特開２０２０-０４１１８９
　近年の自動車の軽量化に伴い、熱交換器用材料も薄肉化が要求されており、この薄肉化された熱交換器用材料において、冷媒通路管用板材の高強度化や、薄肉材での成形性だけではなく、ろう付け性および耐食性を両立させることが求められるようになっている。
　耐食性に関しては、例えばエバポレータでは、使用中に凝縮により生じる結露水によって外面側が腐食環境に曝露され、コンデンサにおいては、走行中に融雪塩を含んだロードスプラッシュ等によって同様に外面が腐食環境に曝される。例えば冷媒通路管が腐食により早期に貫通が生じた場合、冷媒が漏洩して熱交換器として十分に機能しなくなるため、冷媒通路管の外面には防食処理を施し、熱交換器の寿命を伸長させることが一般に行われている。
　冷媒通路管の外面側の防食法の一つとしては、従来、犠牲陽極材としてＡｌ－Ｚｎ系合金を外面にクラッドした板材を、管状に成形したり、プレス加工により成型し積層することにより冷媒通路管を形成する方法がある。
　しかしながら、熱交換器の多くが冷媒通路管の外面にフィンを接合させる構造であるため、本手法では冷媒通路管の外面にろう材が存在しない場合、ろう材をクラッドしたフィン材を用いなければならない。この場合、フィンの表面に残留するろう材の影響によりフィン材の自己耐食性が低下したり、クラッドフィン材を用いる場合は製造コストがベアフィンに比べて高いため、熱交換器製造コストの上昇を招くという問題がある。
　一方、冷媒通路管の外面に接合するフィンをベア材で形成した場合、フィンの自己耐食性を向上させることができ、かつ高伝導材を用いることにより熱交換器の性能も向上させることができ、さらにクラッドフィン材に比べてコストも低く抑えることができる。
　しかしながら、この場合、冷媒通路管の外面にろう材を付与する必要があるため、上記Ａｌ－Ｚｎ系合金の表面に粉末状のろう材を塗布したり、またＡｌ－Ｓｉ系合金ろう材にＺｎを添加したものを外面にクラッドした板材を使用することになり、前者の場合は粉末ろう材のコストが高いため、熱交換器製造コストの上昇を招き、後者の場合はろう付け中にＺｎを含有した溶融ろうが流動してしまうため、ろう付け後に犠牲陽極材として必要な量のＺｎが冷媒通路管外表面に残存せず冷媒通路管の十分な防食効果が得られなかったり、またＺｎを含有した溶融ろうが接合部に流動することにより接合部の優先腐食を招くなどの難点がある。
　これらの問題を解決するために、冷媒通路管の外面にクラッドされるＡｌ－Ｚｎ系犠牲陽極材に一般的なＡｌ－Ｓｉ系合金ろう材のＳｉ濃度よりも低濃度のＳｉを含有させ、犠牲陽極材の一部を溶融させることによりベアフィン材を接合し、かつ溶融する液相量を従来のＡｌ－Ｓｉ系合金ろう材よりも低減させることにより、ろう付け中に犠牲陽極材中のＺｎが流動することを抑制して、ろう付け後に冷媒通路管外表面に十分な量のＺｎを残存させ犠牲陽極効果を得る方法が考えられる。
　しかし、この方法においては、添加するＳｉ量が適正でないためベアフィン材を接合するのに十分な液相量が得られなかったり、Ｓｉ以外の添加元素が適切でないため自己耐食性が低下したり、またＳｉ添加量が適正でかつ添加元素が適切であっても、溶融により生じるろう付け後の凝固組織が初晶と共晶の２相となり、共晶の電位が初晶に比べて卑となるために共晶部の優先腐食が生じ、犠牲陽極材として作用するべき初晶部の早期脱落が生じて耐食性が低下するという問題がある。
　この問題を解決するため、初晶を粗大化し、共晶の優先腐食が生じても初晶の脱落を抑制するとともに、初晶中にも電位の卑な部分を形成させることを目的として、外面クラッド材にＭｎを添加して初晶を粗大化するとともに初晶の脱落を抑制し、かつ初晶中にＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系化合物を形成させることにより、このＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系化合物の周囲に形成されるＭｎ、Ｓｉの欠乏層が電位の卑な部分となって、相対的に共晶部の優先腐食を抑制する手法が考えられる。
　しかしながら、Ａｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系化合物の欠乏層だけでは優先腐食を十分に抑制する効果を得られないという問題が生じる。
　本発明は、アルミニウム合金製熱交換器のチューブ材、タンク材またはヘッダ材等として使用したときに、厚みが薄い場合であっても、優れたろう付け接合性及び外面耐食性を発揮し得る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を提供することを目的とするものである。
　上記技術課題を解決すべく、本発明者等が鋭意検討を重ねた結果、心材の片面または両面に皮材を有する熱交換器用アルミニウム合金クラッド材であって、前記心材は、０．５０～１．８０質量％のＭｎを含有するとともに、０．０５質量％を超え０．２０質量％未満のＣｕおよび０．０５～０．３０質量％のＴｉから選ばれる一種以上を含み、残部Ａｌおよび不可避的不純物からなり、前記皮材は、３．００～１０．００質量％のＳｉ、０．３０～０．８０質量％のＦｅ、０．３０～１．８０質量％のＭｎおよび１．００～５．００質量％のＺｎを含み、残部Ａｌおよび不可避的不純物からなり、前記ＦｅおよびＭｎの合計含有量が２．１０質量％以下である熱交換器用アルミニウム合金クラッド材により、上記技術課題を解決し得ることを見出し、本知見に基づいて本発明を完成するに至った。
　すなわち、本発明は、
（１）心材の片面または両面に皮材を有する熱交換器用アルミニウム合金クラッド材であって、
　前記心材は、０．５０～１．８０質量％のＭｎを含有するとともに、０．０５質量％を超え０．２０質量％未満のＣｕおよび０．０５～０．３０質量％のＴｉから選ばれる一種以上を含み、残部Ａｌおよび不可避的不純物からなり、
　前記皮材は、３．００～１０．００質量％のＳｉ、０．３０～０．８０質量％のＦｅ、０．３０～１．８０質量％のＭｎおよび１．００～５．００質量％のＺｎを含み、残部Ａｌおよび不可避的不純物からなり、前記ＦｅおよびＭｎの合計含有量が２．１０質量％以下である
ことを特徴とする熱交換器用アルミニウム合金クラッド材、
（２）室温から６００℃まで平均昇温速度５０℃／分で昇温し、６００℃で３分間保持する加熱試験において、皮材残存率が５０～９８重量％である上記（１）に記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材、
（３）前記心材が、さらに０．３００質量％以下のＣｒおよび０．３００質量％以下のＺｒから選ばれる一種以上を含有することを特徴とする上記（１）または（２）に記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材、
（４）前記心材が、さらに０．５００質量％以下のＭｇを含むことを特徴とする上記（１）～（３）のいずれかに記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材、
（５）前記心材が、さらに０．８質量％以下のＳｉおよび０．７質量％以下のＦｅから選ばれる一種以上を含有する上記（１）～（４）のいずれかに記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材、
（６）前記皮材が、さらに０．５００質量％以下のＭｇを含むことを特徴とする上記（１）～（５）のいずれかに記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材、
（７）前記皮材が、さらに０．０５０質量％以下のＳｒを含むことを特徴とする上記（１）～（６）のいずれかに記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材、
（８）前記皮材が、さらに０．３０質量％以下のＣｒおよび０．３０質量％以下のＺｒから選ばれる一種以上を含むことを特徴とする上記（１）～（７）のいずれかに記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材、
（９）前記皮材が、さらに０．１００質量％以下のＩｎおよび０．１００質量％以下のＳｎから選ばれる一種以上を含むことを特徴とする上記（１）～（８）のいずれかに記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材
を提供するものである。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材は、ろう付け加熱時に皮材中に少量の液相を生じてろう材として機能するとともに、ろう付加熱後もその成分の相当量が残存してろう付加熱後に犠牲防食材としても機能する。
　すなわち、本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材は、犠牲防食機能を有しかつ単層での加熱接合が可能なクラッド層として機能する。
　このため、本発明によれば、厚みが薄い場合であっても、優れたろう付け接合性および外面耐食性を発揮し得る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を提供することができる。
心材の片面に皮材を有する熱交換器用アルミニウム合金クラッド材におけるドロップ型流動性試験の加熱後の状態を示す概念図である。 心材の両面に皮材を有する熱交換器用アルミニウム合金クラッド材におけるドロップ型流動性試験の加熱後の状態を示す概念図である。 逆Ｔ字試験の試験内容を説明するための概念図である。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、
　心材の片面または両面に皮材を有する熱交換器用アルミニウム合金クラッド材であって、
　前記心材は、０．５０～１．８０質量％のＭｎを含有するとともに、０．０５質量％を超え０．２０質量％未満のＣｕおよび０．０５～０．３０質量％のＴｉから選ばれる一種以上を含み、残部Ａｌおよび不可避的不純物からなり、
　前記皮材は、３．００～１０．００質量％のＳｉ、０．３０～０．８０質量％のＦｅ、０．３０～１．８０質量％のＭｎおよび１．００～５．００質量％のＺｎを含み、残部Ａｌおよび不可避的不純物からなり、前記ＦｅおよびＭｎの合計含有量が２．１０質量％以下である
ことを特徴とするものである。
　以下、本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を構成する心材および皮材について説明するが、心材および皮材を構成する各成分量は、ＪＩＳ　Ｈ １３０５に基づき、誘導結合プラズマ（ＩＣＰ）発光分光分析法により測定した値を意味する。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、心材は、０．５０～１．８０質量％のＭｎを含有するとともに、０．０５質量％を超え０．２０質量％未満のＣｕおよび０．０５～０．３０質量％のＴｉから選ばれる一種以上を含み、残部Ａｌおよび不可避的不純物からなる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、心材に含有されるＭｎは、心材の強度を向上させる成分である。
　心材中のＭｎ含有量は、０．５０～１．８０質量であり、０．８０～１．８０質量％であることが好ましく、１．００～１．７０質量％であることがより好ましい。
　心材中のＭｎ含有量が上記範囲内にあることにより、心材の強度を十分に向上し得るとともに、優れた圧延加工性を容易に付与することができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、心材は、ＣｕおよびＴｉから選ばれる一種以上を含む。
　Ｃｕは、心材の電位を貴にすることで耐食性を向上させる成分である。
　心材中のＣｕ含有量は、０．０５質量％を超え０．２０質量％未満であり、０．０５～０．１８質量％であることが好ましく、０．０５～０．１５質量％であることがより好ましい。
　心材中のＣｕ含有量が上記範囲内にあることにより、心材の耐食性を十分に向上し得るとともに、ろう付け中における皮材方向へのＣｕの拡散を抑制して皮材が電位的に貴化する（犠牲陽極効果が低下する）ことを抑制することができる。
　Ｔｉは、心材の電位を貴にすることで耐食性を向上させるとともに、心材の腐食を層状に進行させ、深さ方向への腐食の進行を抑制する成分である。
　心材中のＴｉ含有量は、０．０５～０．３０質量％未満であり、０．０５～０．２５質量％であることが好ましく、０．０５～０．２０質量％であることがより好ましい。
　心材中のＴｉ含有量が上記範囲内にあることにより、心材の耐食性を十分に向上し得るとともに、鋳造時における粗大晶出物の生成を抑制して、容易に板材化することができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、心材はＣｒおよびＺｒから選ばれる一種以上を含有してもよい。
　ＣｒおよびＺｒは、心材の結晶粒を粗大化するように機能し、結晶粒を粗大化することにより、ろう付け時に溶融ろうが結晶粒界に浸透することにより生じるエロージョンの発生を抑制し得る成分である。
　心材中のＣｒ含有量は、０．３０００質量％以下が好ましく、０．０００５～０．２８００質量％がより好ましく、０．０００５～０．２５００質量％がさらに好ましい。
　心材中のＺｒ含有量は、０．３０００質量％以下が好ましく、０．０００１～０．２８００質量％がより好ましく、０．０００５～０．２５００質量％がさらに好ましい。
　心材中のＣｒまたはＺｒの含有量が０．３０００質量％以下であることにより、鋳造時における粗大晶出物の生成を抑制して、容易に板材化することができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、心材はＭｇを含有してもよい。
　Ｍｇは、心材の強度を向上させる成分である。
　心材中のＭｇ含有量は、０．５００質量％以下が好ましく、０．００１～０．４８０質量％がより好ましく、０．００１～０．４５０質量％がさらに好ましい。
　心材中のＭｇ含有量が０．５００質量％以下であることにより、Ｍｇによる微細析出により強度が上昇することに伴う成形性の低下を抑制することができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、心材はＦｅを含有してもよい。
　Ｆｅは心材の強度を向上させる成分であるが、一方で耐食性を低下させる成分でもある。このため、心材中のＦｅ含有量は、１．００質量％以下が好ましく、心材の耐食性を向上させる上では、０．０１～０．１０質量％がより好ましい。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、心材はＶ、ＭｏおよびＮｉから選ばれる一種以上を含有してもよい。
　心材中のＶ、ＭｏおよびＮｉの含有量は、各々、０．３００質量％以下であることが好ましく、０．００１～０．１００質量％であることがより好ましい。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、心材はＰｂ、Ｌｉ、ＣａおよびＮａから選ばれる一種以上を含有してもよい。
　心材中のＰｂ、Ｌｉ、ＣａおよびＮａの含有量は、各々、０．１０００質量％以下であることが好ましく、０．０００１～０．０５００質量％であることがより好ましい。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、心材はＢを含有してもよい。
　Ｂは心材の酸化防止効果を向上させる成分である。心材中のＢの含有量は、０．１００質量％以下であることが好ましく、０．００１～０．０５０質量％であることがより好ましい。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、心材は、上記各成分やＡｌ以外に不可避的不純物を含み得る。
　本出願書類において、心材および以下に説明する皮材を構成する各成分の含有量は、発光分光分析装置により測定した値を意味する。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材は、３．００～１０．００質量％のＳｉ、０．３０～０．８０質量％のＦｅ、０．３０～１．８０質量％のＭｎおよび１．００～５．００質量％のＺｎを含み、残部Ａｌおよび不可避的不純物からなり、前記ＦｅおよびＭｎの合計含有量が２．００質量％以下である。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材は、ろう付け加熱時に皮材中に少量の液相を生じてろう材として機能するとともに、ろう付加熱後もその成分の相当量が残存してろう付加熱後に犠牲防食材としても機能する。
　すなわち、本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材は、犠牲防食機能を有しかつ単層での加熱接合が可能なクラッド層として機能する。
　皮材の構成成分であるＳｉは、Ａｌの融点を下げて流動性を高め、皮材中に少量の液相を生じ、ろうの機能を発揮する成分であり、このために、ろう付けにより皮材面にベアフィン材あるいはアルミニウム板材等の相手材を接合することを可能にする成分である。
　皮材中のＳｉ含有量は、３．００～１０．００質量％であり、３．５０～８．５０質量％であることが好ましく、３．５０～７．００質量％であることがより好ましい。
　皮材中のＳｉ含有量が上記範囲内にあることにより、皮材中に少量の適度な液相を生じさせ、相手材との接合部に健全なフィレットを形成し得るとともに、皮材の過度な溶融を抑制して、ろう付け時に、犠牲陽極効果を生じさせる皮材中のＺｎの流動を抑制することができる。
　皮材の構成成分であるＦｅは、従来、Ｚｎ等と比較して耐食性向上効果が低いと考えられた成分であり、その含有量は制限することが好ましいとされていた。一方、本発明者等の検討によれば、Ｆｅは、Ａｌ－Ｆｅ系、Ａｌ－Ｆｅ－Ｓｉ系、Ａｌ－Ｆｅ－Ｍｎ－Ｓｉ系などの金属間化合物を形成し易く、その金属間化合物の周囲に形成されるＦｅ、Ｓｉ及びＭｎの欠乏層が電位の卑な部分となって、共晶部分の優先腐食を抑制し、耐食性を向上し得ることが見出された。
　皮材中のＦｅ含有量は、０．３０～０．８０質量％であり、０．３０～０．７０質量％であることが好ましく、０．３０～０．６０質量％であることがより好ましい。
　皮材中のＦｅ含有量が上記範囲内にあることにより、十分な耐食性を発揮し得るとともに、Ｆｅ化合物がカソードの起点となることにより生じる耐食性の低下を抑制することができる。
　皮材の構成成分であるＭｎは、皮材の耐食性を向上させる成分である。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材にはＳｉが含まれているため、ろう付け時に一部が溶融しろう付け後は凝固組織となる。このため、皮材は初晶と共晶の２相となり、共晶部は初晶部に比べて電位が卑であるため初晶部より優先的に腐食することになる。共晶部が腐食してしまうと初晶部の周囲が無くなってしまうため、粒状のまま脱落してしまう。犠牲陽極効果を有する初晶部が脱落することは、犠牲陽極材が効果を発揮することなく消失してしまうことになるため、心材が早期に腐食して貫通に至る。
　これを抑制するには初晶を粗大化し、共晶の優先腐食が生じても初晶が脱落するのを困難にするとともに、初晶中にも電位の卑な部分を形成させる必要がある。本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材においては、皮材がＭｎを含有することにより、初晶を粗大化して、初晶の脱落を抑制することができ、かつ初晶中にＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系化合物を形成し、Ａｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系化合物の周囲に形成されるＭｎ、Ｓｉの欠乏層が電位の卑な部分となり、相対的に共晶部の優先腐食を抑制するよう機能する。
　皮材中のＭｎ含有量は、０．３０～１．８０質量％であり、０．３０～１．５０質量％であることが好ましく、０．３０～１．３０質量％であることがより好ましい。
　皮材中のＦｅ含有量が上記範囲内にあることにより、皮材の耐食性を十分に向上させつつ、Ａｌ－Ｍｎ－Ｓｉ化合物形成による外面クラッド材のＳｉ濃度低下を抑制してろう付け時における液相量の低下を抑制することができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材を構成するＦｅとＭｎの合計含有量は、２．１０質量％以下であり、０．６０～２．００質量％が好ましく、０．６０～１．９０質量％がより好ましい。
　皮材を構成するＦｅとＭｎの合計含有量が２．１０質量％以下であることにより、ろう付け性を容易に発揮しつつ、ろう付け後における接合部の優先腐食を抑制し、初晶の脱粒を抑制して、所望の耐食性を容易に発揮することができる。
　皮材の構成成分であるＺｎは、皮材の自然電位を卑にして、皮材を長期間に亘って犠牲陽極材として機能させる成分である。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材がＺｎを含有することにより、ろう付け時にＺｎが心材に拡散し心材の板厚方向にＺｎの濃度勾配を形成するよう機能する。これにより皮材が心材より電位的に卑化し犠牲陽極材として作用するため、板厚方向への腐食の進展を抑制することができる。
　皮材中のＺｎ含有量は、１．００～５．００質量％であり、１．５０～４．５０質量％であることが好ましく、２．００～４．００質量％であることがより好ましい。
　皮材中のＺｎ含有量が上記範囲内にあることにより、Ｚｎによる電位卑化効果を十分に発揮し得るとともに、ろう付け後に相手材との接合部に形成されたフィレットの早期腐食を効果的に抑制することができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材はＭｇを含有してもよい。
　皮材中のＭｇ含有量は、０．５００質量％以下が好ましく、０．００１～０．４００質量％がより好ましく、０．００１～０．３００質量％がさらに好ましい。
　皮材中のＭｇ含有量が０．５００質量％以下であることにより、皮材表面にフラックスを塗布したときにＭｇとの反応によるＭｇＦ２の形成を抑制することができ、ろう付け中にフラックスによる酸化被膜の破壊を容易に進行させることができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材はＳｒを含有してもよい。
　Ｓｒは、皮材中のＳｉ粒子を微細分散させ、ろう付け時に生成する溶融ろうの液相を相互に結合し易くするよう機能し、これにより液相の流動性が向上しろう付け性を向上させる成分である。
　皮材中のＳｒ含有量は、０．０５０質量％以下が好ましく、０．００５～０．０４５質量％がより好ましく、０．００５～０．０４０質量％がさらに好ましい。
　皮材中のＳｒ含有量が上記範囲内にあることにより、ろう付け時における溶融ろうの液相の流動性やろう付け性の向上効果を容易に発揮し得るとともに、Ａｌ－Ｓｉ－Ｓｒ系化合物の生成に伴う上記効果の低減を容易に抑制することができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材はＣｒおよびＺｒから選ばれる一種以上を含有してもよい。
　ＣｒおよびＺｒは、ろう付け後の皮材の凝固組織中の初晶を粗大化するよう機能し、初晶を粗大化することにより初晶の脱落防止効果を発揮する成分である。
　皮材中のＣｒおよびＺｒの含有量は、各々、０．３００質量％以下が好ましく、０．００１～０．２８０質量％がより好ましく、０．００１～０．２５０質量％がさらに好ましい。
　皮材中のＣｒおよびＺｒの含有量が、各々、０．３００質量％以下であることにより、鋳造時における粗大晶出物の生成を抑制し、好適なろう付け接合性を容易に発揮することができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材はＩｎおよびＳｎから選ばれる一種以上を含有してもよい。
　ＩｎおよびＳｎは、少量で電位卑化効果が得られるため、皮材がＩｎおよびＳｎから選ばれる一種以上を含有することにより、皮材の電位が心材より卑化し、犠牲陽極効果を容易に向上させることができる。
　皮材中のＩｎおよびＳｎの含有量は、各々、０．１００質量％以下が好ましく、０．００１～０．１５０質量％がより好ましく、０．００１～０．１００質量％がさらに好ましい。
　皮材中のＩｎおよびＳｎの含有量が、各々、上記範囲内にあることにより、自己耐食性やろう付性を維持しつつ、犠牲陽極効果を容易に向上させることができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材はＢを含有してもよい。
　Ｂは、皮材の酸化防止効果を発揮する成分である。
　皮材中のＢの含有量は、０．１００質量％以下が好ましく、０．００１～０．０８０質量％がより好ましく、０．００１～０．００５質量％がさらに好ましい。
　皮材中のＢの含有量が、０．１００質量％以下であることにより、酸化防止効果を容易に発揮することができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、流動係数Ｋが、０．０２０～０．５００であるものが好ましく、０．０２０～０．２００であるものがより好ましく、０．０４０～０．１００であるものがさらに好ましい。
　本出願書類において、流動係数Ｋは、以下に示すドロップ型流動性試験により測定される値を意味する。
　すなわち、測定対象となる熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を、圧延方向を長手方向として幅２５ｍｍ×長さ１００ｍｍに切り出して吊り下げ用の穴（６φ）を一個設けて後、重量（Ｗ０）を測定する。
　その後、上記切断片を窒素ガス炉中に吊り下げ、室温から６００℃までの平均昇温速度５０℃／分で昇温し、到達温度６００℃まで加熱し、更に、６００℃で３分間保持する。加熱試験後、切断片下部のろう溜まり部（切断片の長手方向下部１／４に相当する部分）を切断して重量（ＷＢ）を測定する。
　図１は、心材Ｃの片面に皮材Ｓを有する熱交換器用アルミニウム合金クラッド材１におけるドロップ型流動性試験の加熱後の状態を示す概念図であり、図２は、心材Ｃの両面に皮材Ｓ、Ｓを有する熱交換器用アルミニウム合金クラッド材１におけるドロップ型流動性試験の加熱後の状態を示す概念図である。
　図１および図２に示すように、熱交換器用アルミニウム合金クラッド材１を構成する皮材Ｓは、加熱処理によって溶融し、その厚さが図中破線で示す厚さから実線で示す厚さに変化し、切断片の下部１／４（心材の下方部Ｂを含む下方部分）にろう溜まり部を形成する。
　このとき、上記ろう溜まり部の重量ＷＢと、加熱試験前の切断片の重量Ｗ０から算出される「４ＷＢ－Ｗ０」は、上記加熱試験により切断片の上部３／４部分（心材の上方部Ａを含む上方部分）から溶融した皮材重量の４倍量に相当する。
　また、４×３／４×Ｗ０×クラッド率、すなわち「３Ｗ０×クラッド率」は、上記加熱試験前における切断片の上部３／４部分（心材の上方部Ａを含む上方部分）における皮材重量の４倍量に相当する。
　このため、上記加熱前後における皮材の溶融比率に相当する流動係数Ｋは、下記式（Ｉ）
　　　Ｋ＝（４ＷＢ－Ｗ０）／（３Ｗ０×クラッド率）　　　　（Ｉ）
により算出することができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、室温から６００℃まで平均昇温速度５０℃／分で昇温し、６００℃で３分間保持する加熱試験において、皮材残存率が、５０～９８重量％であるものが好ましく、８０～９８重量％であるものがより好ましく、９０～９６重量％であるものがさらに好ましい。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材は、ろう付け後は犠牲防食材として機能するが、上記加熱試験における皮材残存率が上記範囲未満だと、皮材の犠牲防食性が不十分となり、アルミニウム合金合わせ板の耐食性が低くなる。
　なお、本出願書類において、皮材残存率（重量％）は、上記流動係数Ｋに基づいて、下記式（II）により算出した値を意味する。
　　皮材残存率（重量％）＝（１－Ｋ）×１００　（II）
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材残存率が上記範囲内にあることにより、ろう付け加熱後においてもその形状を一定程度維持し、ろう付け加熱後に犠牲防食材として機能する。
　すなわち、本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材は、ろう付け加熱時に皮材中に少量の液相を生じてろう材として機能するとともに、ろう付加熱後もその成分の相当量が残存してろう付加熱後に犠牲防食材としても機能する。
　すなわち、本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材は、犠牲防食機能を有しかつ単層での加熱接合が可能なクラッド層として機能する。
　このため、本発明によれば、厚みが薄い場合であっても、優れたろう付け接合性および外面耐食性を発揮し得る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を提供することができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、心材と、該心材の片面または両面にクラッドされている皮材とを有するものである。
　本発明に係るアルミニウム合金クラッド材としては、（１）心材の片面にのみ皮材がクラッドされている二層材の形態（心材／皮材）、（２）心材の両面に皮材がクラッドされている三層材の形態（皮材／心材／皮材）、（３）心材の片面に皮材がクラッドされているとともに他の面に犠牲陽極材がクラッドされている三層材の形態（皮材／心材／犠牲陽極材）、または（４）心材の片面に皮材と、材料強度を高めるための中間層がクラッドされているとともに他の面に犠牲陽極材がクラッドされている四層材の形態（皮材／中間層／心材／犠牲陽極材）を挙げることができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、心材の片面または両面にクラッドされる皮材のクラッド率（アルミニウム合金クラッド材の厚さに対する皮材の厚さの割合）は、３～３０％が好ましく、５～２５％がより好ましく、７～２０％がさらに好ましい。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材が、（２）心材の両面に皮材がクラッドされている三層材の形態を採る場合、心材の両面に各々形成されるろう材の組成やクラッド率は、同一であってもよいし異なっていてもよい。
　なお、本出願書類において、心材の片面または両面にクラッドされる皮材のクラッド率は、アルミニウム合金クラッド材の厚さおよび皮材の厚さを、各々断面観察により３箇所づつ測定したときの算術平均値に基づいて、下記式により算出される値を意味する。
（皮材の厚さの算術平均値／アルミニウム合金クラッド材の厚さの算術平均値）×１００
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材が、（３）心材の片面に皮材がクラッドされているとともに他の面に犠牲陽極材がクラッドされている三層材の形態を採る場合、犠牲陽極材としては、アルミニウムからなるものであるか、あるいは、８．００質量％以下のＺｎを含有し、残部アルミニウムおよび不可避的不純物からなるアルミニウム合金からなるものが好ましい。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材が、（４）心材の片面に皮材と、材料強度を高めるための中間層がクラッドされているとともに他の面に犠牲陽極材がクラッドされている四層材の形態を採る場合、中間層としては、アルミニウムからなるものであるか、あるいは、ＭｇとＭｎを含有し残部アルミニウムおよび不可避的不純物からなるアルミニウム合金からなるものが好ましい。
　上記中間層がＭｇとＭｎを含有し残部アルミニウムおよび不可避的不純物からなるアルミニウム合金からなる場合、Ｍｇの含有量は、１．００質量％以下が好ましく、０．３０～１．００質量％がより好ましく、０．５０～１．００質量％がさらに好ましい。
　上記中間層がＭｇとＭｎを含有し残部アルミニウムおよび不可避的不純物からなるアルミニウム合金からなる場合、Ｍｎの含有量は、１．８０質量％以下が好ましく、０．８０～１．７５質量％がより好ましく、１．００～１．７０質量％がさらに好ましい。
　上記犠牲陽極材を構成するアルミニウムの純度は、特に制限されないが、９９．０質量％以上が好ましく、９９．５質量％以上がより好ましい。
　犠牲陽極材に係るアルミニウム合金は、Ｚｎを含有することが好ましく、犠牲陽極材に含有されるＺｎは、電位を卑にする効果があり、犠牲陽極材と心材の電位差を形成することで、犠牲防食効果を発揮する。犠牲陽極材中のＺｎ含有量は、８．００質量％以下が好ましく、３．００質量％以下がより好ましい。
　本発明に係るアルミニウム合金クラッド材において、上記犠牲陽極材はＦｅを含有してもよい。
　犠牲陽極材がＦｅを含有する場合、犠牲陽極材中のＦｅ含有量は、１．００質量％以下が好ましく、０．０５～０．８０質量％がより好ましく、０．１０～０．７０質量％がさらに好ましい。
　犠牲陽極材中のＦｅの含有量が上記範囲内にあることにより、強度を向上し易くなるとともに、熱間圧延時の変形抵抗が高くなり、心材との変形抵抗の差を小さくことができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、上記犠牲陽極材はＭｎを含有してもよい。
　犠牲陽極材がＭｎを含有する場合、犠牲陽極材中のＭｎ含有量は、１．８０質量％以下が好ましく、０．１０～１．５０質量％がより好ましく、０．２０～１．２０質量％がさらに好ましい。
　犠牲陽極材中のＭｎの含有量が上記範囲内にあることにより、ろう付時再結晶によりできる犠牲陽極材の結晶粒のサイズを調整することができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、上記犠牲陽極材はＭｇを含有してもよい。
　犠牲陽極材がＭｇを含有する場合、犠牲陽極材中のＭｇ含有量は、１．００質量％以下が好ましく、０．０５～１．００質量％がより好ましく、０．１０～０．８０質量％がさらに好ましい。
　犠牲陽極材中のＭｇの含有量が上記範囲内にあることにより、犠牲陽極材の強度を容易に高めることができる。
　本出願書類において、犠牲陽極材を構成する各成分の含有量は、発光分光分析装置（ＸＰＳ）により測定した値を意味する。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、犠牲陽極材のクラッド率（アルミニウム合金クラッド材の厚さに対する犠牲陽極材の厚さの割合）は、３～３０％が好ましく、５～２５％がより好ましく、７～２０％がさらに好ましい。
　なお、本出願書類において、犠牲陽極材のクラッド率は、アルミニウム合金クラッド材の厚さおよび犠牲陽極材の厚さを、各々断面観察により３箇所づつ測定したときの算術平均値に基づいて、下記式により算出される値を意味する。
（犠牲陽極材の厚さの算術平均値／アルミニウム合金クラッド材の厚さの算術平均値）×１００
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材が冷媒通路管に用いられる場合、構成材として使用される板状のアルミニウム合金クラッド材の厚みは、０．１５～０．５０ｍｍ程度であることが好ましい。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、皮材の表面が酸によりエッチング処理されてなるものであってもよい。
　上記エッチングにより、表面に形成されたアルミニウムの酸化皮膜等を予め脆弱化しまたは除去することができる。
　上記エッチング処理の詳細は、後述するとおりである。
　次に、本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を製造する方法について説明する。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を製造する方法としては、心材用鋳塊と、当該心材用鋳塊の片面上または両面上に皮材用鋳塊が積層された積層物に、少なくとも熱間加工と、冷間加工と、冷間加工での圧延のパス間における１回以上の中間焼鈍および最後の冷間加工のパス後における最終焼鈍から選ばれる１回以上の焼鈍処理と、を行うことにより、アルミニウム合金クラッド材を製造する方法（以下、アルミニウム合金クラッド材の製法Ａと称する）を挙げることができる。
　アルミニウム合金クラッド材の製法Ａにおいては、先ず、心材、皮材および必要に応じ犠牲陽極材に用いる各々所望の成分組成を有するアルミニウム合金を、それぞれ溶解、鋳造することによって、心材用鋳塊、皮材用鋳塊および必要に応じ犠牲陽極材用鋳塊を作製する。これら溶解、鋳造の方法は、特に限定されるものではなく通常の方法が用いられる。
　次いで、心材用鋳塊、皮材用鋳塊および必要に応じ犠牲陽極材用鋳塊を、適宜、均質化処理することが好ましい。均質化処理温度は４００～６００℃が好ましく、均質化処理時間は２～２０時間が好ましい。
　次いで、心材用鋳塊、皮材用鋳塊および必要に応じ犠牲陽極材用鋳塊を、面削したり熱間圧延して所定の厚さにした後、所定の鋳塊を所定の順に重ね合わせ、積層物とする。
　上記心材用鋳塊、皮材用鋳塊および必要に応じ犠牲陽極材用鋳塊は、各々、得ようとするアルミニウム合金クラッド材を構成する、心材、ろう材および犠牲陽極材の組成に対応した組成を有している。
　アルミニウム合金クラッド材の製法Ａにおいては、上記積層物に対し、少なくとも熱間加工と、冷間加工と、冷間加工での圧延のパス間に１回以上の中間焼鈍および最後の冷間加工のパス後における最終焼鈍から選ばれる１回以上の焼鈍処理を施す。
　熱間加工では、所定の鋳塊を所定の順に積層した積層物を、４００～５００℃で熱間圧延することが好ましい。熱間圧延では、例えば、２～８ｍｍの板厚となるまで圧延を行う。
　冷間加工では、熱間加工を行って得られた熱間圧延物を、冷間で圧延する。冷間加工では、冷間での圧延を、複数回のパスで行う。
　冷間加工において、冷間での圧延のパス間における１回または２回以上の中間焼鈍は、加熱温度が、２００～５００℃となるように行うことが好ましく、２５０～４００℃となるように行うことがより好ましい。
　中間焼鈍では、中間焼鈍温度まで昇温し、中間焼鈍温度に達した後、速やかに冷却を開始してもよいし、あるいは、中間焼鈍温度に達した後、中間焼鈍温度で一定時間保持後、冷却を開始してもよい。中間焼鈍温度での保持時間は、０～１０時間、好ましくは１～５時間である。
　冷間圧延後、得られた冷間圧延物に対し、適宜最終焼鈍を行う。
　最終焼鈍は、加熱温度が、３００～５００℃となるように行うことが好ましく、３５０～４５０℃となるように行うことがより好ましい。
　最終焼鈍では、最終焼鈍温度まで昇温し、最終焼鈍温度に達した後、速やかに冷却を開始してもよいし、あるいは、最終焼鈍温度に達した後、最終焼鈍温度で一定時間保持後、冷却を開始してもよい。最終焼鈍温度での保持時間は、０～１０時間が好ましく、１～５時間がより好ましい。
　上記中間焼鈍および最終焼鈍時における雰囲気は特に限定されないが、大気中の酸素濃度より酸素濃度が低い雰囲気中にて実施することが好ましい。大気中より酸素濃度が低い雰囲気中にて加熱することにより、ろう材表面における酸化皮膜の成長を抑制することができる。
　アルミニウム合金クラッド材の製法Ａにおいて、上記　中間焼鈍または最終焼鈍は、上記皮材用鋳塊を、厚さ１０μｍ～５０μｍに圧延した状態で行うことが好ましく、厚さ２０μｍ～５０μｍに圧延した状態で行うことがより好ましい。
　中間焼鈍または最終焼鈍時における皮材用鋳塊の厚さを上記範囲内に制御することにより、所望のろう付特性を容易に発揮することができる。
　本発明に係るアルミニウム合金クラッド材の製法Ａにおいては、必要に応じ、酸を用いてクラッド材の表面をエッチング処理してもよい。
　エッチング処理を行うことにより、熱間圧延時の加熱や、冷間圧延のパス間および最終パスの後の加熱時に形成されたアルミニウムの酸化皮膜等を脆弱化または除去することができる。
　上記エッチング処理を行う時期は、熱間圧延を行った後、得られたアルミニウム合金クラッド材を用いてろう付を行うまでの間であれば、特に限定されない。
　例えば、熱間圧延後のクラッド板にエッチング処理を施してもよいし、冷間圧延の途中のクラッド板にエッチング処理を施してもよい。また、中間焼鈍後または最終焼鈍後にエッチング処理を施してもよい。
　さらに、前述した最終焼鈍が完了した後、酸化皮膜を有する状態でアルミニウム合金クラッド材を保管し、ろう付を行う直前にエッチング処理を施してもよい。
　ろう付を行う際に上記酸化皮膜が脆弱化または除去されていれば、本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を用いてろう付する際におけるろう付性を向上させることができる。
　エッチング処理に用いる酸としては、例えば、硫酸、塩酸、硝酸、リン酸、フッ酸等の水溶液を使用することができる。これらの酸は単独で使用してもよいし、２種以上を併用してもよい。酸化皮膜をより効率よく除去する観点からは、酸として、フッ酸と、フッ酸以外の酸とを含む混合水溶液を使用することが好ましく、フッ酸と硫酸との混合水溶液またはフッ酸と硝酸との混合水溶液を使用することがより好ましい。
　エッチング処理時におけるエッチング量は、０．０５～２．００ｇ／ｍ２であることが好ましい。エッチング量を０．０５ｇ／ｍ２以上、より好ましくは０．１０ｇ／ｍ２以上とすることにより、ブレージングシート表面の酸化皮膜を十分に除去し、ろう付性をより向上させることができる。
　アルミニウム合金クラッド材のろう付性向上の観点からは、エッチング量に上限は存在しない。しかし、エッチング量が過度に多くなると、処理時間に見合ったろう付性向上の効果を得にくくなるおそれがある。エッチング量を２．００ｇ／ｍ２以下、より好ましくは０．５０ｇ／ｍ２以下とすることにより、かかる問題を容易に回避することができる。
　アルミニウム合金クラッド材の製法Ａにおいては、このようにして、本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を得ることができる。
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材は、熱交換器の冷媒通路管（熱交換器の冷媒が流通する流路管）等の構成材として使用することができ、例えば、本発明に係る板状の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を管状に加工して管状部材とした上で、この管状部材を単独でまたは複数組み合わせ、フィン材とまたは管状部材間でろう付け処理することにより、単一のまたは複数の冷媒通路を有する冷媒通路管とすることができる。
　上記複数の冷媒通路を有する冷媒通路管は、ろう付けされた外表面が空気と接触することにより空気との熱交換を行うことができる。
　冷媒通路内にはコルゲート加工したベアフィンを配置してもよい。　
　本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材は、ろう付け加熱時に皮材中に少量の液相を生じてろう材として機能するとともに、ろう付加熱後もその成分の一部が残存してろう付加熱後に犠牲防食材としても機能する。
　すなわち、本発明に係る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材において、皮材は、犠牲防食機能を有しかつ単層での加熱接合が可能なクラッド層として機能する。
　このため、本発明によれば、厚みが薄い場合であっても、優れたろう付け接合性および外面耐食性を発揮し得る熱交換器用アルミニウム合金クラッド材を提供することができる。
　本発明のクラッド材は、心材用アルミニウム合金、皮材用アルミニウム合金を連続鋳造により造塊し、得られた鋳塊を常法に従って均質化処理し、皮材用アルミニウム合金についてはさらに熱間圧延した後、心材用アルミニウム合金の鋳塊にクラッドして、熱間クラッド圧延、必要に応じて中間焼鈍し、冷間圧延した後、最終焼鈍することにより製造される。
　以下、本発明の実施例を比較例と対比して説明し、その効果を実証する。なお、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ない。
（実施例）
　連続鋳造により、表１に示す化学成分を有する心材用鋳塊と皮材用鋳塊を各々作製した（表１に示す心材用鋳塊または皮材用鋳塊を構成する各成分量は、ＪＩＳ　Ｈ １３０５の規定に基づき、誘導結合プラズマ（ＩＣＰ）発光分光分析法により測定した値を意味し、具体的には、心材用鋳塊の全原料または皮材用鋳塊の全原料を鋳造炉に投入して溶解・攪拌した後、得られた溶湯から少量の溶湯を分析用の鋳型に注いで作製した分析用試料を、誘導結合プラズマ（ＩＣＰ）発光分光分析装置により測定した値を意味する。）。
　次いで、各心材用鋳塊を均質化した後面削を施し、心材用鋳塊の板厚を所定の厚さとした。また、各皮材用鋳塊を均質化した後、熱間圧延を行い、皮材用鋳塊の板厚を所定の厚さとした。
　このようにして得られた表１に示す化学組成を各々有する心材用鋳塊および皮材用鋳塊の組み合わせにおいて、各々皮材用鋳塊／心材用鋳塊となるように積層し、心材用鋳塊の片面上に皮材用鋳塊が積層された二層構造の積層物を得た。
　上記積層物において、皮材用鋳塊の厚さは、二層構造を有する積層物の厚さの１０％に相当する。
　得られた積層物に４８０℃で熱間圧延を行って心材用鋳塊と皮材用鋳塊とを接合した後、冷間圧延を施し、４００℃で３時間最終焼鈍を施すことにより、厚さ０．４ｍｍの二層構造を有するアルミニウム合金クラッド材（Ｏ材）１～７を製造した。
　得られたアルミニウム合金クラッド材について、以下の試験１～５を施すことにより、その特性を評価した。結果を表２に示す。
（試験１：引張試験）
　得られた各アルミニウム合金クラッド材を幅１００ｍｍ×長手２５０ｍｍに切断し、得られた切断片の両面にフッ化物系フラックスを約５ｇ／ｍ２の塗布量で塗布して乾燥した後、窒素ガス雰囲気中、平均５０℃／ｍｉｎの昇温速度で６００℃（到達温度）まで加熱するろう付加熱を行った。
　上記ろう付け加熱後の切断片をＪＩＳ　Ｚ　２２０１の５号試験片に加工した上で、常温でＪＩＳ　Ｚ　２２４１に規定により引張り試験を行い、引張強さが１１０ＭＰａ以上のものを良好（○）、１１０ＭＰａ未満のものを不良（×）と評価した。
（試験２：逆Ｔ字試験）
　図３に示すように、得られた各アルミニウム合金クラッド材を幅２５ｍｍ×長手６０ｍｍに切断して切断片１とし、得られた切断片１の皮材側表面を水平板の試験面とし、幅２５×長手５５ｍｍの３００３合金板２（１．０ｍｍ厚さ、Ｏ材）を垂直板として、上記水平に配置した上記切断片１上に上記３００３合金板２を垂直に配置した状態で、窒素ガス雰囲気中、平均５０℃／ｍｉｎの昇温速度で６００℃（到達温度）まで加熱するろう付加熱を実施することにより両者をろう付けして接合して接合物を得た。
　上記接合物を構成する水平板（切断片１）の長手方向中央部における３００３合金板２との接合位置（図３中符号ｒで示す位置）を樹脂埋めした上で、接合物を垂直方向に切断し、図中斜線部で示す切断面を形成した上で、係る切断面における水平板と垂直板との接合部における隙間の有無を観察した。隙間が生じていないものを良好（○）、隙間が生じていたものを不良（×）と評価した。
（試験３：流動試験）
　得られた各アルミニウム合金用クラッド材を幅２５ｍｍ×長手１００ｍｍに切断し、得られた切断片に吊り下げ用の穴（φ６）を一つ設けた後、重量（Ｗ０）を測定した。
　その後、上記切断片を窒素ガス炉中に吊り下げ、室温から６００℃までの平均昇温速度５０℃／分で昇温し、到達温度６００℃まで加熱し、更に、６００℃で３分間保持した。加熱試験後、切断片下部のろう溜まり部（Ｂ…切断片の長手方向下部１/４に相当する部分）を切断して重量（ＷＢ）を測定し、下記式
　Ｋ＝（４ＷＢ－Ｗ０）／（３Ｗ０×クラッド率）
により、各流動係数Ｋを求めた。
　上記流動係数Ｋが０．０２０～０．５００であるものを流動性良好（〇）、上記流動係数が０．０２０未満または０．０５０超であるものを流動性不良（×）と評価した。
（試験４：皮材残存率）
　上記流動係数Ｋより、下記式により皮材残存率を算出した。
　　皮材残存率（重量％）＝（１－Ｋ）×１００
　上記皮材残存率が５０～９８重量％であるものを残存性良好（〇）、上記皮材残存率が５０重量％未満または９８重量％超であるものを残存性不良（×）と評価した。
（試験５：腐食試験）
　得られた各アルミニウム合金クラッド材を幅１００×長手２５０ｍｍに切断し、得られた切断片の両面にフッ化物系フラックスを約５ｇ／ｍ２の塗布量で塗布して乾燥した後、窒素ガス雰囲気中、平均５０℃／ｍｉｎの昇温速度で６００℃（到達温度）まで加熱するろう付加熱を行った。
　上記ろう付け加熱後の切断片から幅５０×長手６０ｍｍの試験片を切断して試験片とし、その重量を測定した。次いで、試験片の表面をアセトンにより脱脂し、皮材面に幅４０×長手５０ｍｍの暴露面を残し、それ以外（端部及び背面を含む）をマスキングした。常温にて１日乾燥した後、耐食性を評価するためにＳＷＡＡＴ試験（ＡＳＴＭ－Ｇ８５－Ａ３）を６週間行い、その後、酸洗浄して腐食生成物を除去し、１ｃｍ２あたりの重量減少量（ｇ／ｃｍ２）を求めた。
　また、皮材の表面から腐食形態を観察し、皮材が均一に腐食しているものを「全面腐食」、局部的な孔食が顕著に見られるものを「局部腐食」と判定した。重量減少量が１６ｍｇ／ｃｍ２未満で腐食形態が「全面腐食」のものを耐食性良好（○）、重量減少量が１６ｍｇ／ｃｍ２未満で腐食形態が「局部腐食」のものを耐食性不良（×）、重量減少量が１６ｍｇ／ｃｍ２以上のものを耐食性不良（××）と評価した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　表２に示すように、本発明に係るアルミニウム合金クラッド材（Ｏ材）１～７は、いずれも、ろう付け後の引張強さが１１０ＭＰａを超え、逆Ｔ字試験における接合部状態は良好で、皮材の流動係数は０．０４０以上で流動性に優れるとともに、皮材残存率が５０～９８重量％で残存性に優れ、また、ＳＷＡＡＴ試験において、試験期間６週間で貫通が生
じているものや、重量減少量が１６ｍｇ／ｃｍ２未満であって、優れたろう付け性および耐食性を有するものであることが分かる。
（比較例）
　表１に示す化学組成を各々有する心材用鋳塊および皮材用鋳塊の組み合わせに代えて、表３に示す化学組成を各々有する心材用鋳塊および皮材用鋳塊の組み合わせを採用し、心材用鋳塊の片面上に皮材用鋳塊が積層された二層構造の積層物を得た以外は、実施例と同様にして厚さ０．４ｍｍの二層構造を有する比較用アルミニウム合金クラッド材（Ｏ材）１１～２６の製造を試みた。
　得られた比較用アルミニウム合金用クラッド材１１～２６において、実施例と同様にして試験１～５を施すことにより、ろう付け性および耐食性を評価した。試験結果を表４に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　表４に示すように、比較用アルミニウム合金用クラッド材１１は、皮材のＳｉ濃度が高いためろうが流動して板厚が減少し、試験１のろう付後の引張強度が１１０ＭＰａに満たず、また、試験４の皮材残存率が５０重量％未満（３０重量％）と低く、試験５の腐食試験において局部的な孔食が顕著に見られる局部腐食を生じるものであった。
　表４に示すように、比較用アルミニウム合金用クラッド材１２は、皮材のＳｉ量が少ないため、十分な液相を確保できずろうの流動性が低下して、逆Ｔ字試験において隙間を生じる（未接合となる）ものであった。
　表４に示すように、比較用アルミニウム合金用クラッド材１３は、皮材のＺｎ濃度が高いために皮材が早期に腐食し、試験５の腐食試験において耐食性が低いものであった。
　表４に示すように、比較用アルミニウム合金用クラッド材１４は、皮材のＦｅとＭｎの含有量の合計が２．２質量％と多いため、Ａｌ-Ｆｅ-Ｓｉ系、Ａｌ-Ｆｅ-Ｍｎ系、Ａｌ-Ｆｅ-Ｍｎ-Ｓｉ系などの化合物が多く生成してろうの流動性を低下させ、また、試験５の腐食試験において耐食性が低いものであった。
　表４に示すように、比較用アルミニウム合金用クラッド材１５は、皮材のＳｒ濃度が高いためにＡｌ－Ｓｉ－Ｓｒ系化合物を生成してろうの流動性を低下させ、また、試験５の腐食試験において重量減少量が１６．３０ｇ／ｃｍ２となる耐食性が低いものであった。
　表４に示すように、比較用アルミニウム合金用クラッド材１６、１７の製造時においては、皮材中のＣｒ，Ｚｒの含有量が多く、皮材の鋳造時に粗大晶出物が生成したため鋳造を中止した。
　表４に示すように、比較用アルミニウム合金用クラッド材１８は、皮材のＩｎ濃度が高いために、ろうの流動性が低いものであった。
　表４に示すように、比較用アルミニウム合金用クラッド材１９は、皮材のＳｎ濃度が高いために、ろうの流動性が低く、ろう付加熱中に皮材から蒸発したＳｎが接合面の濡れ性を阻害し、逆Ｔ字試験において隙間を生じて健全な接合部を得られないものであった。
　表４に示すように、比較用アルミニウム合金用クラッド材２０は、心材のＣｕ濃度が高いために、ろうの流動性が低く、また、心材から皮材に拡散したＣｕにより皮材の犠牲陽極効果が低下し、試験５の腐食試験において耐食性が低いものであった。
　表４に示すように、比較用アルミニウム合金用クラッド材２１の製造時においては、圧延時に耳割れが激しくクラッド材を製造することができなかった。
　表４に示すように、比較用アルミニウム合金用クラッド材２２、２３、２４の製造時においては、心材中のＣｒ，Ｔｉ，Ｚｒの含有量が多く、心材の鋳造時に粗大晶出物が生成したため鋳造を中止した。
　表４に示すように、比較用アルミニウム合金用クラッド材２５は、心材中のＭｇ含有量が多く、心材から拡散したＭｇが炉内の酸素と結合してろう付性を阻害するＭｇＯがろう材表層に生成したため、十分なろうの流動性が得られず、また、心材から皮材に拡散したＭｇ濃度が高いために、皮材中にカソードの起点となる微細析出が増加し、試験５の腐食試験において耐食性が低いものであった。
　表４に示すように、比較用アルミニウム合金用クラッド材２６は、皮材中にＦｅを含有しないために、試験５の腐食試験において局部的な孔食が顕著に見られる局部腐食を生じる耐食性が低いものであった。

Claims (9)

  1. 　心材の片面または両面に皮材を有する熱交換器用アルミニウム合金クラッド材であって、
    　前記心材は、０．５０～１．８０質量％のＭｎを含有するとともに、０．０５質量％を超え０．２０質量％未満のＣｕおよび０．０５～０．３０質量％のＴｉから選ばれる一種以上を含み、残部Ａｌおよび不可避的不純物からなり、
    　前記皮材は、３．００～１０．００質量％のＳｉ、０．３０～０．８０質量％のＦｅ、０．３０～１．８０質量％のＭｎおよび１．００～５．００質量％のＺｎを含み、残部Ａｌおよび不可避的不純物からなり、前記ＦｅおよびＭｎの合計含有量が２．１０質量％以下である
    ことを特徴とする熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
  2. 　室温から６００℃まで平均昇温速度５０℃／分で昇温し、６００℃で３分間保持する加熱試験において、皮材残存率が５０～９８重量％である請求項１に記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
  3. 　前記心材が、さらに０．３００質量％以下のＣｒおよび０．３００質量％以下のＺｒから選ばれる一種以上を含有することを特徴とする請求項１または請求項２に記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
  4. 　前記心材が、さらに０．５００質量％以下のＭｇを含むことを特徴とする請求項１～請求項３のいずれかに記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
  5. 　前記心材が、さらに０．８質量％以下のＳｉおよび０．７質量％以下のＦｅから選ばれる一種以上を含有する請求項１～請求項４のいずれかに記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
  6. 　前記皮材が、さらに０．５００質量％以下のＭｇを含むことを特徴とする請求項１～請求項５のいずれかに記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
  7. 　前記皮材が、さらに０．０５０質量％以下のＳｒを含むことを特徴とする請求項１～請求項６のいずれかに記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
  8. 　前記皮材が、さらに０．３００質量％以下のＣｒおよび０．３００質量％以下のＺｒから選ばれる一種以上を含むことを特徴とする請求項１～請求項７のいずれかに記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
  9. 　前記皮材が、さらに０．１００質量％以下のＩｎおよび０．１００質量％以下のＳｎから選ばれる一種以上を含むことを特徴とする請求項１～請求項８のいずれかに記載の熱交換器用アルミニウム合金クラッド材。
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