WO2024048723A1 - アルミニウム合金ブレージングシート - Google Patents

アルミニウム合金ブレージングシート Download PDF

Info

Publication number
WO2024048723A1
WO2024048723A1 PCT/JP2023/031822 JP2023031822W WO2024048723A1 WO 2024048723 A1 WO2024048723 A1 WO 2024048723A1 JP 2023031822 W JP2023031822 W JP 2023031822W WO 2024048723 A1 WO2024048723 A1 WO 2024048723A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
aluminum alloy
brazing
brazing sheet
core material
alloy brazing
Prior art date
Application number
PCT/JP2023/031822
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
隆之 川上
路英 吉野
Original Assignee
Ｍａアルミニウム株式会社
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Ｍａアルミニウム株式会社 filed Critical Ｍａアルミニウム株式会社
Publication of WO2024048723A1 publication Critical patent/WO2024048723A1/ja

Links

Images

Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K1/00—Soldering, e.g. brazing, or unsoldering
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K1/00—Soldering, e.g. brazing, or unsoldering
    • B23K1/19—Soldering, e.g. brazing, or unsoldering taking account of the properties of the materials to be soldered
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
    • B23K35/22—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
    • B23K35/22—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
    • B23K35/24—Selection of soldering or welding materials proper
    • B23K35/28—Selection of soldering or welding materials proper with the principal constituent melting at less than 950 degrees C
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C21/00—Alloys based on aluminium
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22F—CHANGING THE PHYSICAL STRUCTURE OF NON-FERROUS METALS AND NON-FERROUS ALLOYS
    • C22F1/00—Changing the physical structure of non-ferrous metals or alloys by heat treatment or by hot or cold working
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22F—CHANGING THE PHYSICAL STRUCTURE OF NON-FERROUS METALS AND NON-FERROUS ALLOYS
    • C22F1/00—Changing the physical structure of non-ferrous metals or alloys by heat treatment or by hot or cold working
    • C22F1/04—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
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F28—HEAT EXCHANGE IN GENERAL
    • F28F—DETAILS OF HEAT-EXCHANGE AND HEAT-TRANSFER APPARATUS, OF GENERAL APPLICATION
    • F28F19/00—Preventing the formation of deposits or corrosion, e.g. by using filters or scrapers
    • F28F19/02—Preventing the formation of deposits or corrosion, e.g. by using filters or scrapers by using coatings, e.g. vitreous or enamel coatings
    • F28F19/06—Preventing the formation of deposits or corrosion, e.g. by using filters or scrapers by using coatings, e.g. vitreous or enamel coatings of metal
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F28—HEAT EXCHANGE IN GENERAL
    • F28F—DETAILS OF HEAT-EXCHANGE AND HEAT-TRANSFER APPARATUS, OF GENERAL APPLICATION
    • F28F21/00—Constructions of heat-exchange apparatus characterised by the selection of particular materials
    • F28F21/08—Constructions of heat-exchange apparatus characterised by the selection of particular materials of metal

Definitions

  • the present invention relates to an aluminum alloy brazing sheet. This application claims priority based on Japanese Patent Application No. 2022-138306 filed in Japan on August 31, 2022, the contents of which are incorporated herein.
  • a heat exchanger for an automobile such as a radiator, is used to cool a medium for cooling the engine, which becomes hot when the automobile is running.
  • the heat of the hot medium is transferred through the tube to the fins by heat transfer, thereby cooling the medium.
  • tubes and fins are heated and expand thermally.
  • the tube is fixed on one side to the header plate and on the other side to the fin. Therefore, when the tube thermally expands, stress is concentrated at the header plate rooting portion of the tube located at the longitudinal end of the header plate, and there is a possibility that cracks may occur in the tube at the rooting portion.
  • an aluminum alloy brazing sheet comprising a core material and a brazing material described in Patent Document 1 below is known.
  • This brazing sheet specifies the amount of Mn, Si, Fe, and Cu contained in the core material, and also specifies the amount of Si and Fe contained in the brazing material.
  • the area ratio occupied by intermetallic compounds having an equivalent circle diameter of 1 to 100 ⁇ m is defined as 3% or less.
  • a clad material made of a core material and a sacrificial anticorrosive material is known as described in Patent Document 2 below.
  • This clad material specifies the amount of Si, Cu, Mn, Ti, and Fe contained in the core material, and the area ratio of the cube orientation in the 45° direction with respect to the rolling direction in the texture of the core material is 10 to 15%. It is stipulated in
  • the present invention was made in order to solve the above-mentioned problems, and is a brazing sheet equipped with a core material, a brazing material, and a sacrificial anode material suitable for use in heat exchangers, etc., which has excellent yield strength after brazing,
  • the purpose of the present invention is to provide an aluminum alloy brazing sheet that has a long service life before breaking.
  • This embodiment is an aluminum alloy brazing sheet in which a brazing material is bonded to one surface of a core material made of an aluminum alloy, and a sacrificial anode material is bonded to the other surface of the core material to which the brazing material is bonded,
  • the core material contains, in mass%, Mn: 1.3 to 1.8%, Si: 0.6 to 1.1%, Cu: 0.6 to 1.3%, Zr: 0.05 to 0.3. %, and the balance consists of Al and unavoidable impurities
  • the brazing filler metal contains Si: 6.0 to 13.0% in mass %, and the balance consists of Al and unavoidable impurities.
  • the sacrificial anode material is made of an alloy, and the sacrificial anode material has a mass percentage of Mn: 1.3 to 1.8%, Si: 0.4 to 0.9%, Zn: 2.0 to 8.0%, and Zr: 0. .05 to 0.3%, and the balance is Al and unavoidable impurities, and has an equivalent circle diameter of 0.01 ⁇ m or more and 1.0 ⁇ m or less in the core material before brazing.
  • the distribution density of the Mn-Si based intermetallic compound is 0.65 ⁇ 10 6 pieces/mm 2 to 5.0 ⁇ 10 6 pieces/mm 2
  • the distribution density of the Al-Zr based intermetallic compound is 0.05 ⁇ It is characterized by having a density of 10 6 pieces/mm 2 to 0.5 ⁇ 10 6 pieces/mm 2 .
  • the core material further includes Fe: 0.1 to 0.7%, Ti: 0.01 to 0 .3%, Cr: 0.01 to 0.3%, and Zn: 0.05 to 1.0%.
  • the brazing filler metal further contains Zn in an amount of 3.5% or less by mass.
  • the sacrificial anode material further includes Fe: 0.1 to 0.7%, Ti: It is preferable to contain one or more of 0.01 to 0.3% and Cr: 0.01 to 0.3%.
  • the aluminum alloy brazing sheet according to any one of (1) to (5) according to the present embodiment is preferably applied as a tube for a heat exchanger to be brazed to a fin.
  • the present invention can provide an aluminum alloy brazing sheet that has excellent yield strength after brazing and can have a long rupture life.
  • By constructing a tube from the aluminum alloy brazing sheet according to the present invention it is possible to improve the proof strength of the tube and improve the rupture life of the tube.
  • FIG. 1 is a sectional view showing a first embodiment of an aluminum alloy brazing sheet according to the present invention.
  • FIG. 2 is a perspective view showing an example of a heat exchanger including a tube made of an aluminum alloy brazing sheet according to the present embodiment.
  • FIG. 3 is a side view showing the state of a plane bending test conducted in an example.
  • the aluminum alloy brazing sheet A of this embodiment is, for example, a clad material in which a core material 1 made of an aluminum alloy is laminated with a brazing material 2 on one side and a sacrificial anode material 3 on the other side.
  • Consisting of The brazing sheet A can have a multilayer structure in which the core material 1 and the brazing material 2 are each made of a multilayer structure, and may have a four-layer structure or a five-layer structure in which a sacrificial anode material is provided between the core material 1 and the brazing material 2. It's good as well.
  • the core material 1 has Mn: 1.3 to 1.8%, Si: 0.6 to 1.1%, Cu: 0.6 to 1.3%, and Zr: 0.05 in mass %. It is made of an aluminum alloy having a composition of ⁇ 0.3% Al, and the remainder being Al and unavoidable impurities.
  • ⁇ the range of mass % described in this specification
  • the expression includes the lower limit and the upper limit. Therefore, as an example, 1.3 to 1.8% means a content of 1.3% or more and 1.8% or less.
  • the aluminum alloy constituting the core material 1 also contains Fe: 0.1 to 0.7%, Ti: 0.01 to 0.3%, Cr: 0.01 to 0.3%, and Zn. : One or more types can be appropriately selected and added from 0.05 to 1.0%.
  • Mn 1.3-1.8% Mn is added in the above-mentioned range in order to improve the material strength of the core material 1.
  • Mn improves the material strength of the core material 1 through solid solution strengthening, and also contributes to the precipitation of intermetallic compounds such as Al-Mn system, Al-Mn-Si system, and Al-Mn-Fe-Si system in the core material 1. and exerts a dispersion-strengthening effect. If the Mn content is less than 1.3%, the desired strength improvement effect cannot be obtained. If the Mn content exceeds 1.8%, a huge intermetallic compound is generated during casting, resulting in reduced rollability.
  • the Mn content is preferably 1.31 to 1.77%, more preferably 1.43 to 1.77%.
  • Si 0.6-1.1% Si is added in the above-mentioned range in order to improve the material strength of the core material 1.
  • Si improves material strength through solid solution strengthening, and also contributes to the precipitation of intermetallic compounds such as Al-Mn-Si and Al-Mn-Fe-Si in the core material 1, thereby exerting a dispersion strengthening effect. If the Si content is less than 0.6%, the desired strength improvement effect cannot be obtained. When the Si content exceeds 1.1%, the matrix melting point of the core material 1 decreases, which may cause local melting during brazing.
  • the Si content is preferably 0.61 to 1.09%, more preferably 0.61 to 1.01%.
  • Cu 0.6-1.3% Cu is added in the above-mentioned range in order to improve the material strength of the core material 1 through solid solution strengthening. If the Cu content is less than 0.6%, the desired strength improvement effect cannot be obtained. When the Cu content exceeds 1.3%, the matrix melting point of the core material 1 decreases, which may cause local melting during brazing. Moreover, if the Cu content exceeds 1.3%, there is a risk that corrosion resistance will decrease.
  • the Cu content is preferably 0.61 to 1.28%, more preferably 0.68 to 1.11%.
  • Zr 0.05-0.3% Zr is added in the above-mentioned range in order to improve the material strength of the core material 1.
  • Zr improves the material strength of the core material 1 by solid solution strengthening, and also contributes to the precipitation of Al--Mn--Si based compounds and Al--Zr based intermetallic compounds in the core material 1, thereby exerting a dispersion strengthening effect. If the Zr content is less than 0.05%, the desired strength improvement effect cannot be obtained. If the Zr content exceeds 0.3%, a huge intermetallic compound is generated during casting, resulting in reduced rollability.
  • the Zr content is preferably 0.05 to 0.29%, more preferably 0.05 to 0.22%.
  • Fe 0.1-0.7% Fe is added in the above-mentioned range in order to improve the material strength of the core material 1.
  • Fe improves the material strength of the core material 1 through solid solution strengthening, and also prevents the precipitation of intermetallic compounds such as Al-Fe, Al-Fe-Si, and Al-Mn-Fe-Si in the core material 1. contributes to the dispersion and strengthens the dispersion.
  • the Fe content is less than 0.1%, it is necessary to use high purity aluminum, which increases cost. If the Fe content exceeds 0.7%, a huge intermetallic compound is generated during casting, resulting in reduced rolling properties. Note that less than 0.3% of unavoidable impurities may be included.
  • the Fe content is preferably 0.11 to 0.68%, more preferably 0.11 to 0.51%.
  • Ti, Cr: 0.01-0.3% Ti and Cr can be added in the above-mentioned ranges to improve the material strength of the core material 1.
  • Ti and Cr precipitate as Al-Ti-based and Al-Cr-based intermetallic compounds, and contribute to improving the strength of the core material 1 through dispersion strengthening. If the Ti and Cr contents are each less than 0.01%, the desired strength improvement effect cannot be obtained. If the Ti and Cr contents each exceed 0.3%, a huge intermetallic compound is generated during casting, resulting in reduced rolling properties.
  • Zn 0.05-1.0% Zn is added in the above range to improve fatigue life. It is desirable to contain Zn in the above range. When the Zn content is less than 0.05%, the desired effect cannot be obtained. When the Zn content exceeds 1.0%, there is no problem in improving the fatigue life, but the corrosion resistance of the brazing sheet decreases.
  • the Zn content is preferably 0.05 to 0.90%, more preferably 0.10 to 0.80%.
  • the brazing filler metal 2 is made of an aluminum alloy containing Si: 6.0 to 13.0% in mass %, and the remainder consisting of Al and inevitable impurities.
  • Si 6.0-13.0% Si is necessary to lower the melting point of Al and to cause the brazing material 2 to melt during brazing and become a brazing material when brazing with other members. If the Si content is less than 6.0%, sufficient molten solder may not be generated, leading to poor brazing. If the Si content exceeds 13.0%, there is a risk that wax will corrode the core material, resulting in poor brazing.
  • the Si content is preferably 6.2 to 12.5%, more preferably 7.5 to 12.5%.
  • Zn: 3.5% or less Zn makes the potential of the brazing material less noble and has the effect of preventing corrosion of the core material 1 by acting as a sacrificial anode. If Zn is not added, the sacrificial anode effect by the brazing material cannot be obtained. If the brazing filler metal 2 contains more than 3.5% of Zn, the corrosion rate may increase and the corrosion resistance may decrease.
  • the Zn content is preferably 0.11 to 3.49%, more preferably 0.56 to 2.00%.
  • the sacrificial anode material 3 has Mn: 1.3 to 1.8%, Si: 0.4 to 0.9%, Zn: 2.0 to 8.0%, and Zr: 0 in mass %. It is made of an aluminum alloy containing .05 to 0.3% and the remainder consisting of inevitable impurities and Al. In addition to the above-mentioned elements, Fe: 0.1 to 0.7%, Ti: 0.01 to 0.3%, and Cr: 0.01 to 0.3% are added to the aluminum alloy constituting the sacrificial anode material 3. One or more types can be appropriately selected and added from among them.
  • Mn 1.3-1.8% Mn is added in the above-mentioned range in order to improve the material strength of the sacrificial anode material 3.
  • Mn improves the material strength of the sacrificial anode material 3 through solid solution strengthening, and also forms intermetallic compounds such as Al-Mn, Al-Mn-Si, and Al-Mn-Fe-Si in the sacrificial anode material 3. contributes to the precipitation of If the Mn content is less than 1.3%, the desired strength improvement effect cannot be obtained. If the Mn content exceeds 1.8%, a huge intermetallic compound is generated during casting, resulting in reduced rollability.
  • the Mn content is preferably 1.32 to 1.78%, more preferably 1.40 to 1.65%.
  • Si 0.4-0.9% Si is added in the above range to improve the material strength of the sacrificial anode material 3.
  • Si not only improves material strength through solid solution strengthening, but also contributes to the precipitation of intermetallic compounds such as Al-Mn-Si system and Al-Mn-Fe-Si system in the sacrificial anode material 3, and has a dispersion strengthening effect. play. If the Si content is less than 0.4%, the desired strength improvement effect cannot be obtained. When the Si content exceeds 0.9%, the matrix melting point of the sacrificial anode material 3 decreases, which may cause local melting during brazing.
  • the Si content is preferably 0.41 to 0.88%, more preferably 0.41 to 0.79%.
  • Zn 2.0-8.0% Zn makes the potential of the sacrificial anode material 3 base, and protects the core material 1 from corrosion due to its sacrificial anode action. If the Zn content is less than 2.0%, the desired sacrificial anode effect cannot be obtained, and if the Zn content exceeds 8.0%, the corrosion rate may increase and corrosion resistance may decrease.
  • the Zn content is preferably 2.3 to 7.9%, more preferably 3.50 to 6.96%.
  • Zr 0.05-0.3% Zr is added in the above-mentioned range in order to improve the material strength of the sacrificial anode material 3.
  • Zr improves the material strength of the sacrificial anode material 3 through solid solution strengthening, and also contributes to the precipitation of Al-Mn-Si-based and Al-Zr-based intermetallic compounds in the sacrificial anode material 3, and has a dispersion strengthening effect. play. If the Zr content is less than 0.05%, the desired strength improvement effect cannot be obtained. If the Zr content exceeds 0.3%, a huge intermetallic compound is generated during casting, resulting in reduced rollability.
  • the Zr content is preferably 0.05 to 0.28%, more preferably 0.05 to 0.22%.
  • Fe 0.1-0.7% Fe is added in the above-mentioned range in order to improve the material strength of the sacrificial anode material 3. Fe contributes to the precipitation of intermetallic compounds such as Al-Fe, Al-Fe-Si, and Al-Mn-Fe-Si in the sacrificial anode material 3, and exhibits a dispersion strengthening effect. If the Fe content is less than 0.1%, it becomes less than inevitable impurities and cannot be controlled. If the Fe content exceeds 0.7%, a huge intermetallic compound is generated during casting, resulting in reduced rolling properties. The Fe content is preferably 0.11 to 0.68%, more preferably 0.11 to 0.48%.
  • Ti, Cr 0.01-0.3%
  • Ti and Cr can be added in the above-mentioned ranges to improve the material strength of the sacrificial anode material 3.
  • Ti and Cr precipitate as Al-Ti-based and Al-Cr-based intermetallic compounds, and contribute to improving the strength of the sacrificial anode material 3 through dispersion strengthening. If the Ti and Cr contents are each less than 0.01%, the desired strength improvement effect cannot be obtained. If the Ti and Cr contents each exceed 0.3%, a huge intermetallic compound is generated during casting, resulting in reduced rolling properties.
  • the aluminum alloy brazing sheet A described above is placed in an inert gas atmosphere for about 1 to 30 minutes at a temperature range of about 590 to 620 degrees Celsius, which is the brazing temperature used when manufacturing heat exchangers etc. It is used for the purpose of attaching. For example, it is used to assemble heat exchangers by laminating brazing members such as tubes and fins of various heat exchangers or molded bodies of various shapes, and after assembling the tubes, fins, or molded bodies, the whole After heating to the brazing temperature and melting the brazing material 2, the brazing is completed by cooling to room temperature.
  • the aluminum alloy brazing sheet A of this embodiment has the Al-Mn-Si intermetallic compound and Al-Zr intermetallic compound in an optimal distribution state before brazing in order to obtain the desired post-brazing yield strength.
  • the optimum particle size for any intermetallic compound is a compound particle size of 0.01 ⁇ m or more and 1 ⁇ m or less. If the particle size (equivalent circle diameter) of these intermetallic compounds is less than 0.01 ⁇ m, the Al-Mn-Si intermetallic compound or Al-Zr intermetallic compound will be solid-dissolved again into the matrix during brazing. Mechanical properties after brazing deteriorate and fatigue life decreases.
  • the Al-Mn-Si intermetallic compound has a range of 0.65 ⁇ 10 6 to 5.0 ⁇ 10 6 particles/mm 2
  • the Al-Zr intermetallic compound has a dispersion density of 0.05 ⁇ It is required that the number be in the range of 10 6 to 0.5 ⁇ 10 6 pieces/mm 2 .
  • Al-Mn-Si based intermetallic compound it is preferably in the range of 0.66 ⁇ 10 6 to 2.36 ⁇ 10 6 pieces/mm 2 , and 1.03 ⁇ 10 6 to 2.06 ⁇ 10 6 It is more preferable that the number of particles/mm 2 is within the range.
  • Al-Zr based intermetallic compound it is preferably in the range of 0.14 ⁇ 10 6 to 0.44 ⁇ 10 6 pieces/mm 2 , and 0.14 ⁇ 10 6 to 0.29 ⁇ 10 6 pieces/mm 2 . More preferably, it is in the range of mm 2 .
  • cross-section polishing is performed on a cross-section parallel to the rolling direction, and a secondary electron image of the processed cross-section is obtained using a field emission scanning electron microscope (FE-SEM) at a magnification of 30,000x. For example, 10 images can be acquired and the average value can be obtained. From the acquired image, the equivalent circle diameter and distribution density of the particles of the intermetallic compound can be calculated.
  • FE-SEM field emission scanning electron microscope
  • n value is more preferably 0.28 or more and 0.35 or less, most preferably 0.29 or more and 0.34 or less.
  • the 0.2% yield strength of aluminum alloy brazing sheet A after brazing is determined by making JIS No. 5 test pieces of the aluminum alloy brazing sheet after brazing parallel to the rolling direction, and performing a tensile test on three of each sample. can be obtained by implementing If the yield strength and n value after brazing are less than 0.25, the fatigue life will be shortened, and if a heat exchanger is manufactured by brazing tubes and fins made of brazing sheets, cracks may occur in the tubes at an early stage. There is a risk that this may occur.
  • FIG. 2 shows an aluminum heat exchanger 4 in which the tube 6 is constructed using the brazing sheet A and aluminum alloy fins 5 are used as the material to be brazed.
  • the fins 5 and tubes 6 are assembled with the reinforcing material 7 and the header plate 8, and a heat exchanger 4 made of aluminum alloy for use in automobiles can be obtained by brazing.
  • the heat exchanger 4 has the configuration shown in FIG. 2, a high-temperature medium flows inside the tubes 6, the tubes 6 expand due to the heat, and stress is applied to the joint with the header plate 8. , it is possible to provide a heat exchanger 4 that is less likely to crack or break at the joint portion with the header plate 8.
  • brazing sheet A aluminum alloys for forming the core material 1, brazing material 2, and sacrificial anode material 3 having desired compositions are manufactured.
  • an aluminum alloy for the core material 1, an aluminum alloy for the brazing material 2, and an aluminum alloy for the sacrificial anode material 3 having the above-mentioned compositions are cast by a semi-continuous casting method.
  • the aluminum alloy for the core material 1 formed by casting can be subjected to homogenization treatment at a desired temperature of 400° C. or higher and 600° C. or lower for a treatment time in the range of 1 h to 10 h. This provides an appropriate dispersion state of the intermetallic compound to obtain desired properties.
  • the homogenization treatment is performed at a temperature outside the above-mentioned desired temperature and a time outside the desired time, the desired dispersed state of the intermetallic compound cannot be obtained. More preferably, the conditions are 520° C. to 590° C. and a treatment time of 5 hours to 9 hours.
  • the aluminum alloy constituting the brazing filler metal 2 may be homogenized at 400° C. to 550° C. for 1 h to 10 h to improve machinability.
  • the aluminum alloy constituting the sacrificial anode material 3 may be subjected to a homogenization treatment if necessary. In addition, when applying it, the same treatment as the homogenization treatment conditions for the aluminum alloy constituting the core material 1 is applied.
  • Clad rolling The aluminum alloy for the core material 1, the aluminum alloy for the brazing material 2, and the aluminum alloy for the sacrificial anode material 3 prepared as described above were processed into plates by hot rolling, and then the aluminum alloy plates were stacked. Cladding rolling.
  • clad rolling is performed by hot rolling. This hot rolling allows the three layers of aluminum alloy to be joined.
  • a brazing sheet A having a three-layer structure shown in FIG. 1 having a desired thickness can be obtained by cold rolling.
  • the cold rolling conditions are not particularly defined, but the cold rolling can be carried out by setting the rolling reduction rate per pass between 20% and 50%. If the rolling reduction is outside this range, the manufacturability by cold rolling will be reduced.
  • Heat treatment Heat treatment can be performed to continue rolling or to adjust tempering. For example, the treatment can be carried out at a heating rate of 30 to 70°C/h, from 100 to 400°C, and for a treatment time of 2h to 15h. The heat treatment temperature here is below the homogenization temperature. If a temperature exceeding the homogenization temperature is adopted, the desired dispersion state of the intermetallic compound cannot be obtained in the core material 1 before brazing.
  • brazing The heat treatment conditions during brazing are not particularly limited, but for example, heating is performed at a temperature increase rate such that the time required to reach the target temperature from 450°C is 1 minute to 15 minutes, and the target temperature is 590 to 615°C for 1 minute. It can be carried out under the conditions of holding for ⁇ 20 minutes, then cooling to 200 to 300°C at a rate of 50 to 110°C/min, and then air cooling to room temperature.
  • Each brazing sheet No. 1 to No. 334 was constructed using a combination of a core material made of an aluminum alloy having a composition shown in Tables 1 to 12, a brazing material, and a sacrificial material.
  • a core material made of an aluminum alloy having a composition shown in Tables 1 to 12, a brazing material, and a sacrificial material.
  • Aluminum alloys of each composition shown in Tables 1 to 12 were melted by semi-continuous casting, and after being processed into plate materials of each composition by hot rolling, the core material was homogenized at each homogenization treatment temperature shown in Tables 13 to 20. A homogenization process was performed depending on the processing time.
  • a laminated material consisting of plate-shaped core material, brazing material, and sacrificial anode material is clad-rolled in a hot rolling mill, and then cold-rolled in a cold rolling mill while being subjected to appropriate heat treatment, to a thickness of 0.2 mm. Got a blazing sheet.
  • the particle size (equivalent circle diameter) of all intermetallic compounds was set to be 0.01 ⁇ m or more and 1 ⁇ m or less.
  • the dispersion density of the intermetallic compound is 0.65 ⁇ 10 6 to 5.0 ⁇ 10 6 pieces/mm 2 for the Al-Mn-Si based intermetallic compound, and for the Al-Zr based intermetallic compound, It was 0.05 ⁇ 10 6 to 0.5 ⁇ 10 6 pieces/mm 2 .
  • the particle size (equivalent circle diameter) of the intermetallic compound is less than 0.01 ⁇ m, the Al-Mn-Si intermetallic compound will be solid-dissolved again into the matrix during brazing, and the mechanical properties after brazing will deteriorate. and the fatigue life decreases.
  • the particle size of the intermetallic compound exceeds 1 ⁇ m, the mechanical properties after brazing are also reduced, and the fatigue life is also reduced.
  • the bending test was conducted using a oscillating fatigue test in which only one brazing filler metal of the aluminum alloy brazing sheet was subjected to tension. As shown in FIG. 3, the upper side of the aluminum alloy brazing sheet A is inserted between metal pulleys 10 and 11 arranged on the left and right with a gap, and the aluminum alloy brazing sheet A is held between the metal pulleys 10 and 11. A test was conducted in which the upper side of the aluminum alloy brazing sheet A protruding upward from the metal pulleys 10 and 11 was repeatedly bent along the outer peripheral surface of the left pulley 10.
  • the brazing metal 2 was placed on the right side of Figure 3 with the core material 1 at the center, and the sacrificial anode material 3 was placed on the left side. .
  • the rupture life (fatigue life) was measured when the initial strain was set to 10,000 ⁇ ST. Further, it is desirable that the following relational expression be satisfied at an initial strain of 1000 ⁇ ST to 30000 ⁇ ST.
  • X represents the rupture life
  • Y represents the initial strain value. Y ⁇ 1.0 ⁇ 10 5 ⁇ X (-0.30)
  • the magnitude of the Y value has an effect on fracture near the joint between the header plate and tube of the heat exchanger, and if the value of Y is small and the value of X is small, the heat exchanger will be exposed to a thermal stress fatigue environment. If this occurs, there is a risk of breakage occurring near the joint between the header plate and the tube. This relationship is a fact confirmed through experiments. A material with a small initial strain Y and a short rupture life X does not comply with this formula, and the desired fatigue life cannot be obtained.
  • the core materials were Mn: 1.3 to 1.8%, Si: 0.6 to 1. 1%, Cu: 0.6 to 1.3%, Zr: 0.05 to 0.3%, and the balance consists of Al and inevitable impurities, and the brazing material contains Si: 6.0%.
  • the sacrificial anode material contains Mn: 1.3-1.8%, Si: 0.4-0.9%, Zn. Zr: 2.0 to 8.0%, Zr: 0.05 to 0.3%, and the remainder consists of Al and inevitable impurities.
  • intermetallic Al-Mn-Si metals having a circle-equivalent diameter of 0.01 ⁇ m or more and less than 1.0 ⁇ m included in the core material before brazing.
  • the distribution density of the compound (abbreviated as distribution before brazing in the table) is 0.66 x 10 6 pieces/mm 2 to 2.36 x 10 6 pieces/mm 2
  • the distribution density of the Al-Zr intermetallic compound is 0.14 ⁇ 10 6 pieces/mm 2 to 0.44 ⁇ 10 6 pieces/mm 2 .
  • the aluminum alloy brazing sheets of Examples No. 1 to No. 334 have a long fatigue life, excellent yield strength after brazing, and a large n value after brazing. Furthermore, the aluminum alloy brazing sheets of Examples No. 1 to No. 334 have a 0.2% yield strength of 58 MPa or more and an n value of 0.28 or more after brazing. For example, the 0.2% yield strength was in the range of 58 to 96 MPa, and the n value was in the range of 0.28 to 0.35.
  • the aluminum alloy brazing sheets of Examples No. 1 to No. 334 can provide tubes with a long fatigue life, and when they are joined to fins by brazing to form a heat exchanger, they have low durability. We can provide an excellent heat exchanger.
  • the brazing sheet of Comparative Example 1 had a low Mn content in the core material, the desired number of dispersed particles of the intermetallic compound could not be reached before brazing, resulting in insufficient strength after brazing.
  • the brazing sheet of Comparative Example 2 since the core material had a high Mn content, a huge intermetallic compound was generated during casting, making it impossible to continue rolling during rolling.
  • the brazing sheet of Comparative Example 3 had a low Si content in the core material, and did not reach the desired number of dispersed particles before brazing, resulting in insufficient strength after brazing.
  • the brazing sheet of Comparative Example 4 had a lower melting point due to excessive addition of Si in the core material, and excessive erosion occurred during brazing, making it unsuitable for manufacturing a heat exchanger.
  • the brazing sheet of Comparative Example 5 had a low Cu content in the core material, resulting in insufficient strength after brazing.
  • the brazing sheet of Comparative Example 6 had an excessively high Cu content in the core material, resulting in a lower melting point and excessive erosion during brazing, making it unsuitable for manufacturing a heat exchanger.
  • the brazing sheet of Comparative Example 7 had a low Zr content and did not reach the desired number of dispersed particles before brazing, resulting in insufficient strength after brazing.
  • the brazing sheet of Comparative Example 8 had too much Zr content, and a huge intermetallic compound was formed during casting, making it impossible to continue rolling.
  • the amount of Si contained in the brazing material was small, and the amount of brazing material required for bonding with each member was insufficient, causing a problem in brazing properties.
  • the homogenization temperature was too low, so the desired dispersed particle state could not be obtained before brazing, resulting in insufficient strength after brazing.
  • the homogenization treatment temperature was too high, so the desired dispersed particle state could not be obtained before brazing, resulting in insufficient strength after brazing.
  • the amount of Si contained in the brazing material was large and the core material and other members were severely eroded, resulting in a problem in brazing properties.
  • the brazing sheet of Comparative Example 13 was a sample in which the amount of Mn contained in the sacrificial anode material was small, and the desired strength after brazing could not be obtained.
  • the brazing sheet of Comparative Example 14 was a sample in which the amount of Mn contained in the sacrificial anode material was too large, and a huge intermetallic compound was generated during casting, making it impossible to continue rolling.
  • the brazing sheet of Comparative Example 15 was a sample in which the amount of Si contained in the sacrificial anode material was small, and the desired strength after brazing could not be obtained.
  • the brazing sheet of Comparative Example 16 was a sample in which the amount of Si contained in the sacrificial anode material was too large, and due to the lowering of the melting point, the sacrificial material melted during brazing, making it unsuitable for use in manufacturing a heat exchanger.
  • the brazing sheet of Comparative Example 17 was a sample in which the amount of Zn contained in the sacrificial anode material was small, and the desired sacrificial anode effect could not be obtained and a problem occurred in corrosion resistance.
  • the brazing sheet of Comparative Example 18 was a sample in which the amount of Zn contained in the sacrificial anode material was too large, and the corrosion rate of the sacrificial material increased, and the core material could not be protected from corrosion, resulting in a problem in corrosion resistance.
  • the brazing sheet of Comparative Example 19 was a sample in which the amount of Zr contained in the sacrificial anode material was small, and the desired strength after brazing could not be obtained.
  • the brazing sheet of Comparative Example 20 was a sample in which the amount of Zr contained in the sacrificial anode material was too large, and a huge intermetallic compound was generated during casting, making it impossible to continue rolling.
  • the heat exchanger has tubes made of the above-mentioned brazing sheet and the tubes and fins are brazed, even if the tubes expand thermally due to the circulation of the heating medium, the heat exchanger will not cause cracks in the tubes. We can provide equipment.
  • A... Aluminum alloy brazing sheet 1... Core material, 2... Brazing material, 3... Sacrificial anode material, 4... Heat exchanger, 5... Fin, 6... Tube, 8... Header plate, 10, 11... Metal pulley.

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Materials Engineering (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • Thermal Sciences (AREA)
  • Metallurgy (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
  • General Engineering & Computer Science (AREA)
  • Laminated Bodies (AREA)

Abstract

本発明は、心材とろう材と犠牲陽極材からなるアルミニウム合金ブレージングシートであり、心材が質量％で、Ｍｎ：１．３～１．８％、Ｓｉ：０．６～１．１％、Ｃｕ：０．６～１．３％、Ｚｒ：０．０５～０．３％を含有するアルミニウム合金からなり、ろう材がＳｉ：６．０～１３．０％を含有するアルミニウム合金からなり、犠牲陽極材が、Ｍｎ：１．３～１．８％、Ｓｉ：０．４～０．９％、Ｚｎ：２．０～８．０％、Ｚｒ：０．０５～０．３％を含有するアルミニウム合金からなり、ろう付前心材に含まれる円相当径で０．０１μｍ以上１．０μｍ未満径のＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系金属間化合物の分布密度が０．６５×１０６個／ｍｍ２～５．０×１０６個／ｍｍ２であり、Ａｌ－Ｚｒ系金属間化合物の分布密度が０．０５×１０６個／ｍｍ２～０．５×１０６個／ｍｍ２である。

Description

アルミニウム合金ブレージングシート
　本発明は、アルミニウム合金ブレージングシートに関する。本願は、２０２２年０８月３１日に、日本国に出願された特願２０２２－１３８３０６号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
　自動車用熱交換器、例えばラジエータは、自動車の走行時に高温となるエンジンを冷却するための媒体を冷却するために用いられる。高温の媒体の熱は熱伝達によりチューブを介してフィンへ伝わるため、媒体は冷却される。一方でチューブやフィンは熱せられるため熱膨張する。ここで、チューブは一方の面をヘッダープレートに固定され、他方をフィンに固定されている。このため、チューブが熱膨張するとヘッダープレートの長手方向の端部に位置するチューブのヘッダープレート根付部に応力が集中し、根付部のチューブに亀裂を生じるおそれがある。
　この対策として、熱交換器の構造を変更することがなされている。ただし、熱交換器の構造を変更できないものは、チューブに使用されるアルミニウム合金の強度を上げることで亀裂の進展を抑制できるという報告がなされている。
　アルミニウム合金の強度とろう付性を向上させる技術として、例えば、以下の特許文献１に記載の心材とろう材を備えるアルミニウム合金ブレージングシートが知られている。
　このブレージングシートは、心材に含まれるＭｎ量、Ｓｉ量、Ｆｅ量、Ｃｕ量を規定し、ろう材に含まれるＳｉ量、Ｆｅ量を規定した上に、心材に含まれるＦｅを含有する金属間化合物であって、円相当径１～１００μｍの金属間化合物が占める面積率を３％以下に規定している。
　また、疲労特性に優れたアルミニウム合金積層板として、以下の特許文献２に記載の心材と犠牲防食材からなるクラッド材が知られている。このクラッド材は、心材に含まれるＳｉ量とＣｕ量とＭｎ量とＴｉ量とＦｅ量を規定し、心材の集合組織における圧延方向に対し４５°方向のＣｕｂｅ方位の面積率を１０～１５％に規定している。
特開２０１３－２３４３７６号公報 特許第５４５２０２７号公報
　ところで、アルミニウム合金の強度を上げることで亀裂の進展を抑制することを目的に、チューブに適用される３層構造のクラッド材において、ろう材にＭｇを添加し強度を向上させることが可能である。
　しかしながら、ろう材にＭｇを添加すると、熱交換器のろう付時にアルミニウム合金の酸化皮膜を除去するために塗布されるフッ化物系フラックスとＭｇが先に反応する。この反応により、フッ化マグネシウムを生成し不活性化するため、ろう付性を阻害する問題がある。
　そのため、アルミニウム合金を用いた電縫溶接により扁平管の形状に加工するなど、ろう付する面からＭｇを隔離する使用方法が必要となる。従って、チューブ自体で流路を形成するような加工を施した後、流路を封するためにろう付される構成の熱交換器には、Ｍｇを添加したアルミニウム合金を適用できない問題がある。
　本発明は、上述の問題を解決するためになされたものであり、熱交換器などに用いて好適な心材とろう材と犠牲陽極材を備えたブレージングシートにおいて、ろう付後の耐力に優れ、破断までの寿命を長くできるアルミニウム合金ブレージングシートの提供を目的とする。
（１）本形態は、アルミニウム合金からなる心材の一方の面にろう材が貼り合わされ、ろう材が貼り合わされた心材の他方の面に犠牲陽極材が貼り合わされたアルミニウム合金ブレージングシートであって、前記心材が、質量％で、Ｍｎ：１．３～１．８％、Ｓｉ：０．６～１．１％、Ｃｕ：０．６～１．３％、Ｚｒ：０．０５～０．３％を含有し、残部がＡｌと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：６．０～１３．０％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなるアルミニウム合金からなり、前記犠牲陽極材が、質量％で、Ｍｎ：１．３～１．８％、Ｓｉ：０．４～０．９％、Ｚｎ：２．０～８．０％、Ｚｒ：０．０５～０．３％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなるアルミニウム合金からなり、ろう付前の心材に含まれる円相当径で０．０１μｍ以上１．０μｍ以下の径を有するＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系金属間化合物の分布密度が０．６５×１０６個／ｍｍ２～５．０×１０６個／ｍｍ２であり、Ａｌ－Ｚｒ系金属間化合物の分布密度が０．０５×１０６個／ｍｍ２～０．５×１０６個／ｍｍ２であることを特徴とする。
（２）本形態に係るアルミニウム合金ブレージングシートにおいて、ろう付熱処理後のアルミニウム合金ブレージングシート単体の片振り平面曲げ疲労試験における破断寿命をＸ、試験初期のひずみ値をＹとした際に、Ｙ≧１．０×１０５×Ｘ（－０．３０）の関係を有し、ろう付後のアルミニウム合金ブレージングシートの０．２％耐力が５８ＭＰａ以上であり、ｎ値が０．２５以上であることが好ましい。
（３）本形態に係る（１）または（２）に記載のアルミニウム合金ブレージングシートにおいて、前記心材に、さらに質量％で、Ｆｅ：０．１～０．７％、Ｔｉ：０．０１～０．３％、Ｃｒ：０．０１～０．３％、Ｚｎ：０．０５～１．０％のうち、１種または２種以上を含有することが好ましい。
（４）本形態に係る（１）～（３）のいずれかに記載のアルミニウム合金ブレージングシートにおいて、前記ろう材に、さらに質量％で、３．５％以下のＺｎを含有することが好ましい。
（５）本形態に係る（１）～（４）の何れかに記載のアルミニウム合金ブレージングシートにおいて、前記犠牲陽極材に、さらに質量％で、Ｆｅ：０．１～０．７％、Ｔｉ：０．０１～０．３％、Ｃｒ：０．０１～０．３％のうち、１種または２種以上を含有することが好ましい。
（６）本形態に係る（１）～（５）の何れかに記載のアルミニウム合金ブレージングシートは、フィンにろう付される熱交換器用のチューブとして適用されることが好ましい。
　本発明は、ろう付後の耐力に優れ、破断寿命を長くできるアルミニウム合金ブレージングシートを提供できる。
　本発明に係るアルミニウム合金ブレージングシートからチューブを構成することにより、チューブの耐力向上、チューブの破断寿命の向上をなし得る。
本発明に係るアルミニウム合金ブレージングシートの第１実施形態を示す断面図。 本形態に係るアルミニウム合金ブレージングシートからなるチューブを備えた熱交換器の一例を示す斜視図。 実施例で行った平面曲げ試験の状態を示す側面図。
　以下、添付図面を参照し、実施形態の一例について詳細に説明する。なお、以下の説明で用いる図面は、特徴をわかりやすくするために、便宜上特徴となる部分を拡大して示している場合がある。
　本実施形態のアルミニウム合金ブレージングシートＡは、一例として、図１に示すように、アルミニウム合金からなる心材１の一方の面にろう材２を他方の面に犠牲陽極材３を貼り合わせたクラッド材からなる。
　なお、ブレージングシートＡは、心材１とろう材２をそれぞれ複層構造とすることができ、心材１とろう材２の間に犠牲陽極材を設けるなどの構成とした４層構造や５層構造としても良い。
　「心材」
　本実施形態において心材１は、質量％で、Ｍｎ：１．３～１．８％、Ｓｉ：０．６～１．１％、Ｃｕ：０．６～１．３％、Ｚｒ：０．０５～０．３％を含有し、残部Ａｌと不可避不純物の組成を有するアルミニウム合金からなる。
　なお、本明細書に記載の質量％の範囲について「～」を用いて表記する場合、特に指定しない限り、下限と上限を含む表記とする。よって、一例として１．３～１．８％は、１．３％以上１．８％以下の含有量であることを意味する。
　心材１を構成するアルミニウム合金には、上述の元素に加え、Ｆｅ：０．１～０．７％、Ｔｉ：０．０１～０．３％、Ｃｒ: ０．０１～０．３％、Ｚｎ：０．０５～１．０％の中から１種または２種以上を適宜選択して添加することができる。
　Ｍｎ：１．３～１．８％
　Ｍｎは、心材１の材料強度を向上するために上述の範囲添加する。Ｍｎは、固溶強化により心材１の材料強度を向上させるとともに、心材１において、Ａｌ－Ｍｎ系、Ａｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系、Ａｌ－Ｍｎ－Ｆｅ－Ｓｉ系などの金属間化合物の析出に寄与し、分散強化作用を奏する。
　Ｍｎ含有量が１．３％未満では所望の強度向上効果を得られない。Ｍｎ含有量が１．８％を超えると鋳造時に巨大な金属間化合物を生成し、圧延性が低下する。Ｍｎ含有量は、１．３１～１．７７％であることが好ましく、１．４３～１．７７％であることがより好ましい。
  Ｓｉ：０．６～１．１％
　Ｓｉは、心材１の材料強度を向上するために上述の範囲添加する。Ｓｉは、固溶強化により材料強度を向上させるとともに、心材１において、Ａｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系、Ａｌ－Ｍｎ－Ｆｅ－Ｓｉ系などの金属間化合物の析出に寄与し、分散強化作用を奏する。
　Ｓｉ含有量が０．６％未満では所望の強度向上効果が得られない。Ｓｉ含有量が１．１％を超えると、心材１の母相融点が低下し、ろう付時に局部溶融を生じるおそれがある。Ｓｉ含有量は、０．６１～１．０９％であることが好ましく、０．６１～１．０１％であることがより好ましい。
　Ｃｕ：０．６～１．３％
　Ｃｕは、固溶強化により心材１の材料強度を向上させるために上述の範囲添加する。Ｃｕ含有量が０．６％未満では所望の強度向上効果が得られない。Ｃｕ含有量が１．３％を超えると、心材１の母相融点が低下し、ろう付時に局部溶融を生じるおそれがある。また、Ｃｕ含有量が１．３％を超えると耐食性が低下するおそれがある。Ｃｕ含有量は、０．６１～１．２８％であることが好ましく、０．６８～１．１１％であることがより好ましい。
　Ｚｒ：０．０５～０．３％
　Ｚｒは、心材１の材料強度を向上するために上述の範囲添加する。Ｚｒは、固溶強化により心材１の材料強度を向上させるとともに、心材１において、Ａｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系化合物およびＡｌ－Ｚｒ系の金属間化合物の析出に寄与し、分散強化作用を奏する。
　Ｚｒ含有量が０．０５％未満では所望の強度向上効果が得られない。Ｚｒ含有量が０．３％を超えると鋳造時に巨大な金属間化合物を生成し、圧延性が低下する。Ｚｒ含有量は、０．０５～０．２９％であることが好ましく、０．０５～０．２２％であることがより好ましい。
　Ｆｅ：０．１～０．７％
　Ｆｅは、心材１の材料強度を向上するために上述の範囲添加する。Ｆｅは、固溶強化により心材１の材料強度を向上させるとともに、心材１において、Ａｌ－Ｆｅ系、Ａｌ－Ｆｅ－Ｓｉ系、Ａｌ－Ｍｎ－Ｆｅ－Ｓｉ系、などの金属間化合物の析出に寄与し、分散強化作用を奏する。好ましくはＦｅ：０．３％～０．７％である。
　Ｆｅ含有量が０．１％未満では高純度のアルミニウムを使用する必要があるためコストがかかる。Ｆｅ含有量が０．７％を超えると鋳造時に巨大な金属間化合物を生成し、圧延性が低下する。なお不可避不純物としては０．３％未満が含まれても良い。Ｆｅ含有量は、０．１１～０．６８％であることが好ましく、０．１１～０．５１％であることがより好ましい。
　Ｔｉ，Ｃｒ：０．０１～０．３％
　Ｔｉ，Ｃｒは、心材１の材料強度を向上するためにそれぞれ上述の範囲添加できる。Ｔｉ，Ｃｒは、Ａｌ－Ｔｉ系、Ａｌ－Ｃｒ系の金属間化合物として析出し、分散強化により心材１の強度向上に寄与する。Ｔｉ，Ｃｒ含有量がそれぞれ０．０１％未満では所望の強度向上効果が得られない。Ｔｉ，Ｃｒ含有量がそれぞれ０．３％を超えると鋳造時に巨大な金属間化合物を生成し、圧延性が低下する。
　Ｚｎ：０．０５～１．０％
　Ｚｎは、疲労寿命を向上するために上述の範囲添加する。上述の範囲のＺｎを含有していることが望ましい。
　Ｚｎ含有量が０．０５％未満の場合、所望の効果を得ることができなくなる。Ｚｎ含有量が１．０％を超える場合、疲労寿命向上には問題がないが、ブレージングシートの耐食性が低下する。Ｚｎ含有量は、０．０５～０．９０％であることが好ましく、０．１０～０．８０％であることがより好ましい。
　「ろう材」
　本実施形態においてろう材２は、質量％で、Ｓｉ：６．０～１３．０％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなるアルミニウム合金からなる。
　ろう材２を構成するアルミニウム合金には、上述のＳｉに加え、Ｚｎ：３．５質量％以下を添加することができる。
　Ｓｉ：６．０～１３．０％
　Ｓｉは、Ａｌの融点を低下させ、ろう材２がろう付中に溶融して他の部材とろう付する際のろうとなるために必要である。Ｓｉ含有量が６．０％未満の場合、充分な溶融ろうが生成せず、ろう付不良となるおそれがある。Ｓｉ含有量が１３．０％を超えると、心材へのろう侵食が生じろう付不良となるおそれがある。Ｓｉ含有量は、６．２～１２．５％であることが好ましく、７．５～１２．５％であることがより好ましい。
　Ｚｎ：３．５％以下
　Ｚｎは、ろう材の電位を卑とし、犠牲陽極作用により心材１を防食する効果を奏する。Ｚｎを添加しない場合、ろう材による犠牲陽極効果を得ることができなくなる。ろう材２に３．５％を超えるＺｎを含有させると、腐食速度が増加し、耐食性が低下するおそれがある。Ｚｎ含有量は、０．１１～３．４９％であることが好ましく、０．５６～２．００％であることがより好ましい。
　「犠牲陽極材」
　本実施形態において犠牲陽極材３は、質量％で、Ｍｎ：１．３～１．８％、Ｓｉ：０．４～０．９％、Ｚｎ：２．０～８．０％、Ｚｒ：０．０５～０．３％を含有し、残部が不可避不純物とＡｌからなるアルミニウム合金からなる。
　犠牲陽極材３を構成するアルミニウム合金に、上述の元素に加え、Ｆｅ：０．１～０．７％、Ｔｉ：０．０１～０．３％、Ｃｒ: ０．０１～０．３％の中から１種または２種以上を適宜選択して添加することができる。
　Ｍｎ：１．３～１．８％
　Ｍｎは、犠牲陽極材３の材料強度を向上するために上述の範囲添加する。Ｍｎは、固溶強化により犠牲陽極材３の材料強度を向上させるとともに、犠牲陽極材３において、Ａｌ－Ｍｎ系、Ａｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系、Ａｌ－Ｍｎ－Ｆｅ－Ｓｉ系などの金属間化合物の析出に寄与する。
　Ｍｎ含有量が１．３％未満では所望の強度向上効果を得られない。Ｍｎ含有量が１．８％を超えると鋳造時に巨大な金属間化合物を生成し、圧延性が低下する。Ｍｎ含有量は、１．３２～１．７８％であることが好ましく、１．４０～１．６５％であることがより好ましい。
　Ｓｉ：０．４～０．９％
　Ｓｉは、犠牲陽極材３の材料強度を向上するために上述の範囲添加する。Ｓｉは、固溶強化により材料強度を向上させるとともに、犠牲陽極材３において、Ａｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系、Ａｌ－Ｍｎ－Ｆｅ－Ｓｉ系などの金属間化合物の析出に寄与し、分散強化作用を奏する。
　Ｓｉ含有量が０．４％未満では所望の強度向上効果が得られない。Ｓｉ含有量が０．９％を超えると、犠牲陽極材３の母相融点が低下し、ろう付時に局部溶融を生じるおそれがある。Ｓｉ含有量は、０．４１～０．８８％であることが好ましく、０．４１～０．７９％であることがより好ましい。
　Ｚｎ：２．０～８．０％
　Ｚｎは、犠牲陽極材３の電位を卑とし、犠牲陽極作用により心材１を防食する。Ｚｎ含有量が２．０％未満では所望の犠牲陽極効果を得ることができず、Ｚｎ含有量が８．０％を超えると腐食速度が増加し、耐食性が低下するおそれがある。Ｚｎ含有量は、２．３～７．９％であることが好ましく、３．５０～６．９６％であることがより好ましい。
　　Ｚｒ：０．０５～０．３％
　Ｚｒは、犠牲陽極材３の材料強度を向上するために上述の範囲添加する。Ｚｒは、固溶強化により犠牲陽極材３の材料強度を向上させるとともに、犠牲陽極材３において、Ａｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系およびＡｌ－Ｚｒ系の金属間化合物の析出に寄与し、分散強化作用を奏する。
　Ｚｒ含有量が０．０５％未満では所望の強度向上効果が得られない。Ｚｒ含有量が０．３％を超えると鋳造時に巨大な金属間化合物を生成し、圧延性が低下する。Ｚｒ含有量は、０．０５～０．２８％であることが好ましく、０．０５～０．２２％であることがより好ましい。
　Ｆｅ：０．１～０．７％
　Ｆｅは、犠牲陽極材３の材料強度を向上するために上述の範囲添加する。Ｆｅは、犠牲陽極材３において、Ａｌ－Ｆｅ系、Ａｌ－Ｆｅ－Ｓｉ系、Ａｌ－Ｍｎ－Ｆｅ－Ｓｉ系、などの金属間化合物の析出に寄与し、分散強化作用を奏する。
　Ｆｅ含有量が０．１％未満では不可避不純物以下となり制御ができない。Ｆｅ含有量が０．７％を超えると鋳造時に巨大な金属間化合物を生成し、圧延性が低下する。Ｆｅ含有量は、０．１１～０．６８％であることが好ましく、０．１１～０．４８％であることがより好ましい。
　Ｔｉ，Ｃｒ：０．０１～０．３％
　Ｔｉ，Ｃｒは、犠牲陽極材３の材料強度を向上するためにそれぞれ上述の範囲添加できる。Ｔｉ，Ｃｒは、Ａｌ－Ｔｉ系、Ａｌ－Ｃｒ系の金属間化合物として析出し、分散強化により犠牲陽極材３の強度向上に寄与する。Ｔｉ，Ｃｒ含有量がそれぞれ０．０１％未満では所望の強度向上効果が得られない。Ｔｉ，Ｃｒ含有量がそれぞれ０．３％を超えると鋳造時に巨大な金属間化合物を生成し、圧延性が低下する。
　以上説明のアルミニウム合金ブレージングシートＡは、熱交換器などを製造する場合のろう付温度、例えば、５９０～６２０℃程度の温度範囲である不活性ガス雰囲気中に１～３０分程度設置してろう付する目的に使用される。
　例えば、種々の熱交換器のチューブやフィンあるいは種々形状の成形体などのろう付部材と積層する形式で熱交換器の組立に利用され、チューブやフィン、あるいは、成形体を組み付け後、全体をろう付温度に加熱し、ろう材２を溶融させた後、常温に冷却することでろう付が完了する。
　本実施形態のアルミニウム合金ブレージングシートＡは、所望のろう付後耐力を得るために、ろう付前のＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系金属間化合物およびＡｌ－Ｚｒ系金属間化合物を最適な分布状態にする必要がある。
　いずれの金属間化合物も最適な粒子サイズは、化合物粒子サイズが０．０１μｍ以上、１μｍ以下である。
　これら金属間化合物の粒子サイズ（円相当径）が０．０１μｍ未満であると、ろう付時にマトリクスへＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系金属間化合物あるいはＡｌ－Ｚｒ系金属間化合物の再固溶がなされ、ろう付後の機械的性質が低下し、疲労寿命が低下する。金属間化合物の粒子サイズが１μｍを超える場合においても、ろう付後の機械的性質が低下し、同じく疲労寿命が低下する。
　また、分散密度に関し、Ａｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系金属間化合物は、０．６５×１０６～５．０×１０６個／ｍｍ２の範囲、Ａｌ－Ｚｒ系金属間化合物は、０．０５×１０６～０．５×１０６個／ｍｍ２の範囲であることを要する。
　Ａｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系金属間化合物については、０．６６×１０６～２．３６×１０６個／ｍｍ２の範囲であることが好ましく、１．０３×１０６～２．０６×１０６個／ｍｍ２の範囲であることがより好ましい。
　Ａｌ－Ｚｒ系金属間化合物については、０．１４×１０６～０．４４×１０６個／ｍｍ２の範囲であることが好ましく、０．１４×１０６～０．２９×１０６個／ｍｍ２の範囲であることがより好ましい。
　金属間化合物の観察は、圧延方向に平行な断面にクロスセクションポリッシャ加工を施し、加工を施した断面に対し、電界放出型走査電子顕微鏡（ＦＥ－ＳＥＭ）より二次電子像を倍率×３００００で例えば１０枚取得し、平均値として得ることができる。取得した画像より、金属間化合物の粒子の円相当径および分布密度を算出できる。
　ろう付後のアルミニウム合金ブレージングシートＡは、ブレージングシート単体の片振り平面曲げ疲労試験における破断寿命をＸ、試験初期のひずみ値をＹとした際に、Ｙ≧１．０×１０５×Ｘ（－０．３０）の関係を有することが好ましい。
　また、Ｙ＝１．０～２．０×１０５×Ｘ（－０．２０～－０．３０）の関係であることがより好ましい。
　更に、ろう付後のアルミニウム合金ブレージングシートの０．２％耐力が５８ＭＰａ以上であり、ｎ値が０．２５以上であることが好ましい。耐力については６０ＭＰａ以上であることがより好ましい。
　上述のろう付後耐力とｎ値を有するならば、ブレージングシートＡから構成したチューブにフィンをろう付して熱交換器を製造した場合、高温となる自動車用熱交換器のラジエータを構成し、高温の媒体からの熱を受けてチューブが熱膨張したとして、早期にチューブに亀裂などを生じない疲労特性に優れたチューブを備えたラジエータを提供できる。
　ｎ値については、０．２８以上０．３５以下がより好ましく、０．２９以上０．３４以下が最も好ましい。
　ろう付後におけるアルミニウム合金ブレージングシートＡの０．２％耐力とは、ろう付後のアルミニウム合金ブレージングシートを圧延方向と平行になるようにＪＩＳ５号試験片を作製し、各試料３本ずつ引張試験を実施して得ることができる。
　ろう付後の耐力及びｎ値が０．２５未満であると、疲労寿命が短くなり、ブレージングシートから構成したチューブとフィンをろう付して熱交換器を製造した場合、早期にチューブに亀裂を生じるおそれがある。
　図２は、前記ブレージングシートＡを用いてチューブ６を構成し、ろう付対象材としてアルミニウム合金製のフィン５を用いたアルミニウム製熱交換器４を示している。フィン５、チューブ６を、補強材７、ヘッダープレート８と組み込んで、ろう付によって自動車用途などのアルミニウム合金製の熱交換器４を得ることができる。
　図２に示す構成の熱交換器４であるならば、チューブ６の内部を高温の媒体が流動し、熱を受けてチューブ６が膨張し、ヘッダープレート８との接合部分に応力が作用したとして、ヘッダープレート８との接合部分において亀裂や破断を生じ難い熱交換器４を提供できる。
　「製造方法」
　上述のブレージングシートＡを製造するには、目的の組成の心材１とろう材２と犠牲陽極材３をそれぞれ構成するためのアルミニウム合金を製造する。例えば、半連造鋳造方法により上述の各組成の心材１用のアルミニウム合金と、ろう材２用のアルミニウム合金と、犠牲陽極材３用のアルミニウム合金を鋳造する。
　鋳造により形成した心材１用のアルミニウム合金に対し、４００℃以上６００℃以下の所望の温度で、処理時間１ｈから１０ｈの範囲で均質化処理を施すことができる。これにより、所望する特性を得るための適切な金属間化合物の分散状態が得られる。上述の所望温度を外れ、所望時間を外れた条件で均質化処理を施すと、所望する金属間化合物の分散状態が得られない。より好ましくは５２０℃～５９０℃、処理時間５ｈ～９ｈの条件とする。
　ろう材２を構成するアルミニウム合金は、切削性向上のため４００℃～５５０℃、処理１ｈ～１０ｈの範囲で均質化処理を行っても良い。　
　犠牲陽極材３を構成するアルミニウム合金は、必要によって均質化処理を施してよい。なお施す場合は、心材１を構成するアルミニウム合金に対する均質化処理条件と同様の処理を付与する。
　「クラッド圧延」
　上述のように用意した心材１用のアルミニウム合金と、ろう材２用のアルミニウム合金と、犠牲陽極材３用のアルミニウム合金を熱間圧延により板状に加工後、板状のアルミニウム合金を重ねてクラッド圧延する。
　クラッド率は、例えば、ろう材：心材：犠牲材＝５～２０％：６０～９０％：５～２０％程度に設定できる。また、クラッド圧延は、熱間圧延にて行う。この熱間圧延により、３層のアルミニウム合金を接合することができる。
　「冷間圧延」
　熱間圧延後、冷間圧延により目的の厚さの図１に示す３層構造のブレージングシートＡを得ることができる。
　冷間圧延の条件は、特に規定されるものではないが、１パスあたりの圧下率を２０％～５０％の間に設定して実施することができる。この範囲以外の圧下率の場合、冷間圧延による製造性が低下する。
　「熱処理」
　圧延続行もしくは調質調整のために熱処理を実施できる。例えば、昇温速度３０～７０℃／ｈで１００～４００℃、処理時間２ｈ～１５ｈの範囲で施すことができる。ここで行う熱処理温度は、均質化温度以下の温度で施す。
　均質化温度を超える温度を採用すると、ろう付前の心材１において、目的とする金属間化合物の分散状態を得ることができない。
　「ろう付」
　ろう付時の熱処理条件は特に限定されないが、例えば、４５０℃から目標温度までの到達時間が１分～１５分となるような昇温速度で加熱し、５９０～６１５℃の目標温度で１分～２０分間保持し、その後、２００～３００℃まで５０～１１０℃／ｍｉｎで冷却した後、室温までを空冷とする条件で行うことができる。
　表１～表１２に示す組成のアルミニウム合金からなる心材と、ろう材と、犠牲材の組み合わせによりＮｏ.１～Ｎｏ.３３４の各ブレージングシートを構成した。
　表１～表１２に示す心材とろう材と犠牲陽極材を構成する各アルミニウム合金は主要含有成分のみを表記し、残部を構成する不可避不純物とアルミニウムの含有量は表では記載を略している。
　半連続鋳造により表１～表１２に示す各組成のアルミニウム合金について溶製し、熱間圧延により各組成の板材に加工後、心材について表１３～表２０に示す各均質化処理温度と均質化処理時間による均質化処理を施した。
　板状の心材とろう材と犠牲陽極材を重ね合わせた積層材を熱間圧延機でクラッド圧延し、適宜熱処理を施しながら冷間圧延機で冷間圧延することにより、厚さ０．２ｍｍのブレージングシートを得た。
　表１～表１２に示すＮｏ.１～Ｎｏ.３３４の各ブレージングシートについて、以下に説明するように、ろう付前の金属間化合物の測定、ろう付後の耐力測定、ｎ値の測定、破断寿命の測定を実施し、それらの測定結果を表１３～表２０に示した。なお、ろう付相当熱処理として、４５０℃から１０ｍｉｎかけて６００℃まで加熱し、６００℃を５ｍｉｎ保持後５０℃／ｍｉｎで３００℃まで冷却した後、室温まで空冷を施した。
　「金属間化合物の測定」
　製造したアルミニウム合金ブレージングシートの心材について、圧延方向に平行な断面にクロスセクションポリッシャ加工を施し、金属間化合物を観察した。加工を施した断面に対し、電界放出型走査電子顕微鏡（ＦＥ－ＳＥＭ）より二次電子像を倍率×３００００で１０枚取得した。取得した画像より、金属間化合物の粒子の円相当径および分布密度を算出した。
　Ａｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系金属間化合物およびＡｌ－Ｚｒ系金属間化合物の判別は、ＥＤＳにより元素分析を行い検出された元素を基に行った。
　所望のろう付後耐力を得るために、ろう付前のＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系金属間化合物およびＡｌ－Ｚｒ系金属間化合物を最適な分布状態に調整する必要がある、これら元素の添加量調整と均質化処理条件により調整した。
　いずれの金属間化合物も粒子サイズ（円相当径）は、０．０１μｍ以上、１μｍ以下とした。
　また、金属間化合物の分散密度は、Ａｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系金属間化合物については、０．６５×１０６～５．０×１０６個／ｍｍ２、Ａｌ－Ｚｒ系金属間化合物については、０．０５×１０６～０．５×１０６個／ｍｍ２であった。
　金属間化合物の粒子サイズ（円相当径）が、０．０１μｍ未満であると、ろう付時にマトリクスへＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系金属間化合物の再固溶がなされ、ろう付後の機械的性質が低下し、疲労寿命が低下する。金属間化合物の粒子サイズが１μｍを超える場合においてもろう付後の機械的性質が低下し、同じく疲労寿命が低下する。
　「ろう付後の耐力およびｎ値（加工硬化指数）の測定」
　ろう付後のアルミニウム合金ブレージングシートから、圧延方向と平行になるようＪＩＳ５号試験片を採取し、ＪＩＳＺ２２４１に準ずる方法で０．２％耐力を測定、ＪＩＳＺ２２５３に準ずる方法で公称ひずみ１％から２％の間でｎ値を計算し平均値を算出した。　ろう付後の耐力およびｎ値は、疲労寿命に影響があり、ろう付後の耐力とｎ値が低い場合、疲労寿命が短くなり、早期にチューブが破断する傾向となる。
　「破断寿命」
　ろう付後のアルミニウム合金ブレージングシートの圧延面を圧延方向が法線方向に折り曲がる方向となるように平面曲げ疲労試験を実施した。図３に平面曲げ疲労試験の状態を示す。
　ろう付後のアルミニウム合金ブレージングシートを圧延方向に平行が長手になるように試験片加工を施し、試験片の両端を試験機のチャックにて固定し、所定の曲げ歪みを与えられるように後述する金属プーリに沿う形で繰り返し折り曲げる、曲げ試験を施す。
　曲げ試験は、アルミニウム合金ブレージングシートの一方のろう材のみが引張を受けるような片振り疲労試験にて実施した。図３に示すように隙間をあけて左右に配置した金属プーリ１０、１１の間にアルミニウム合金ブレージングシートＡの上部側を挿通し、金属プーリ１０、１１でアルミニウム合金ブレージングシートＡを挟持する。
　金属プーリ１０、１１より上方に突出したアルミニウム合金ブレージングシートＡの上部側を左側のプーリ１０の外周面に沿って繰り返し折り曲げる試験とした。ろう材側が引張を受けるような曲げ試験を実施するため、３層構造のブレージングシートＡにおいて、心材１を中心として図３の右側にろう材２を配置し、左側に犠牲陽極材３を配置した。
　初期ひずみを１００００μＳＴに設定した時の破断寿命（疲労寿命）を測定した。また、初期ひずみ１０００μＳＴから３００００μＳＴにおいて下記の関係式を満たすことが望ましい。下記関係式において、Ｘは破断寿命、Ｙは初期ひずみの値を示す。
　Ｙ≧１．０×１０５×Ｘ（－０．３０）
　Ｙ値の大きさは、熱交換器のヘッダープレートとチューブの接合部付近の破断に影響があり、Ｙの値が小さくかつＸの値が小さい場合、熱交換器が熱応力疲労環境にさらされると、ヘッダープレートとチューブの接合部付近に破断を生じるおそれがある。
　この関係は、実験にて認められた事実である。初期ひずみＹが小さくて破断寿命Ｘが短い材料はこの式に則らず所望する疲労寿命が得られない。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000007
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000008
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000009
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000010
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000011
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000012
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000013
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000014
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000015
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000016
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000017
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000018
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000019
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000020
　表１～表１２に示す実施例Ｎｏ.１～Ｎｏ.３３４のアルミニウム合金ブレージングシートにおいては、心材が、質量％で、Ｍｎ：１．３～１．８％、Ｓｉ：０．６～１．１％、Ｃｕ：０．６～１．３％、Ｚｒ：０．０５～０．３％を含有し、残部がＡｌと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、Ｓｉ：６．０～１３．０％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなるアルミニウム合金からなり、犠牲陽極材が、Ｍｎ：１．３～１．８％、Ｓｉ：０．４～０．９％、Ｚｎ：２．０～８．０％、Ｚｒ：０．０５～０．３％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなるアルミニウム合金からなる。
　また、実施例Ｎｏ.１～Ｎｏ.３３４のアルミニウム合金ブレージングシートは、ろう付前の心材に含まれる円相当径で０．０１μｍ以上１．０μｍ未満の径を有するＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系金属間化合物の分布密度（表
ではろう付前の分布と略記）が０．６６×１０６個／ｍｍ２～２．３６×１０６個／ｍｍ２であり、Ａｌ－Ｚｒ系金属間化合物の分布密度が０．１４×１０６個／ｍｍ２～０．４４×１０６個／ｍｍ２である。
　従って、実施例Ｎｏ.１～Ｎｏ.３３４のアルミニウム合金ブレージングシートは、疲労寿命が長く、ろう付後の耐力に優れ、ろう付後のｎ値も大きい。
　また、実施例Ｎｏ.１～Ｎｏ.３３４のアルミニウム合金ブレージングシートは、ろう付後のアルミニウム合金ブレージングシートの０．２％耐力が５８ＭＰａ以上であり、ｎ値が０．２８以上である。例えば、０．２％耐力については、５８～９６ＭＰaの範囲であり、ｎ値は０．２８～０．３５の範囲であった。
　また、実施例のブレージングシートは、ろう付熱処理後のアルミニウム合金ブレージングシート単体の片振り平面曲げ疲労試験における破断寿命をＸ、試験初期のひずみ値をＹとした場合に、Ｙ≧１．０×１０５×Ｘ（－０．３０）の関係を有している。
　このため、実施例Ｎｏ.１～Ｎｏ.３３４のアルミニウム合金ブレージングシートは、疲労寿命が長いチューブを提供することができ、ろう付によりフィンと接合して熱交換器を構成した場合、耐久性に優れた熱交換器を提供できる。
　比較例１のブレージングシートは、心材のＭｎ含有量が少ないため、ろう付前に所望する金属間化合物の分散粒子数に到達せず、ろう付後の強度不足となった。
　比較例２のブレージングシートは、心材のＭｎ含有量が多いため、鋳造時に巨大な金属間化合物が生成し、圧延途中で圧延続行不可となった。
　比較例３のブレージングシートは、心材のＳｉ含有量が少なく、ろう付前に所望する分散粒子数に到達せず、ろう付後の強度不足となった。
　比較例４のブレージングシートは、心材においてＳｉの過剰添加により融点が低下し、ろう付時に過度にエロージョンが生じたため、熱交換器を製造する上で不適となった。
　比較例５のブレージングシートは、心材においてＣｕ含有量が少なくなり、ろう付後の強度不足となった。
　比較例６のブレージングシートは、心材においてＣｕ含有量が多くなり過ぎたため、融点低下につき、ろう付時に過度にエロージョンするため熱交換器を製造する上で不適となった。
　比較例７のブレージングシートは、Ｚｒ含有量が少なく、ろう付前に所望する分散粒子数到達せず、ろう付後の強度不足となった。
　比較例８のブレージングシートは、Ｚｒ含有量が多すぎて、鋳造時に巨大な金属間化合物が生成、圧延続行不可となった。
　比較例９のブレージングシートは、ろう材に含有されるＳｉ量が少なく、各部材と接合するのに必要なろう量が足りず、ろう付性に問題を生じた。
　比較例１０のブレージングシートは、均質化処理温度が低すぎるため、ろう付前に所望する分散粒子状態が得られず、ろう付後の強度不足となった。
　比較例１１のブレージングシートは、均質化処理温度が高すぎるため、ろう付前に所望する分散粒子状態が得られず、ろう付後の強度不足となった。
　比較例１２のブレージングシートは、ろう材に含有されるＳｉ量が多く、心材および他部材を激しくエロージョンするため、ろう付性に問題を生じた。
　比較例１３のブレージングシートは、犠牲陽極材に含まれるＭｎ量が少ない試料であり、所望するろう付後の強度が得られなかった。
　比較例１４のブレージングシートは、犠牲陽極材に含まれるＭｎ量が多すぎる試料であり、鋳造時に巨大な金属間化合物が生成、圧延続行不可となった。
　比較例１５のブレージングシートは、犠牲陽極材に含まれるＳｉ量が少ない試料であり、所望するろう付後の強度が得られなかった。
　比較例１６のブレージングシートは、犠牲陽極材に含まれるＳｉ量が多すぎる試料であり、融点低下につき、ろう付時に犠牲材が溶融し熱交換器製造用として不適であった。
　比較例１７のブレージングシートは、犠牲陽極材に含まれるＺｎ量が少ない試料であり、所望する犠牲陽極作用が得られずに耐食性に問題を生じた。
　比較例１８のブレージングシートは、犠牲陽極材に含まれるＺｎ量が多すぎる試料であり、犠牲材の腐食速度が速くなり、心材を防食できず耐食性に問題が生じた。
　比較例１９のブレージングシートは、犠牲陽極材に含まれるＺｒ量が少ない試料であり、所望するろう付後の強度が得られなかった。
　比較例２０のブレージングシートは、犠牲陽極材に含まれるＺｒ量が多すぎる試料であり、鋳造時に巨大な金属間化合物が生成し、圧延続行不可となった。
　これら比較例Ｎｏ.１～２０と実施例Ｎｏ.１～３３４の対比から、上述の如く、心材とろう材と犠牲陽極材の個々の元素含有量を規定し、ろう付前の心材に含まれるＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系金属間化合物の分布密度とＡｌ－Ｚｒ系金属間化合物の分布密度を規定することが重要であることが分かる。上述の元素含有量を規定し、金属間化合物の分布密度を規定することにより、ろう付後の耐力に優れ、ｎ値が大きく、破断寿命の長い優れたブレージングシートを提供できる。
　また、上述のブレージングシートを用いてチューブを構成し、チューブとフィンをろう付した熱交換器であれば、熱媒の循環によりチューブが熱膨張しても、チューブに亀裂などを生じ難い熱交換器を提供できる。
　Ａ…アルミニウム合金ブレージングシート、１…心材、２…ろう材、３…犠牲陽極材、４…熱交換器、５…フィン、６…チューブ、８…ヘッダープレート、１０、１１…金属プーリ。

Claims (11)

  1. 　アルミニウム合金からなる心材の一方の面にろう材が貼り合わされ、ろう材が貼り合わされた心材の他方の面に犠牲陽極材が貼り合わされたアルミニウム合金ブレージングシートであって、
    　前記心材が、質量％で、Ｍｎ：１．３～１．８％、Ｓｉ：０．６～１．１％、Ｃｕ：０．６～１．３％、Ｚｒ：０．０５～０．３％を含有し、残部がＡｌと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：６．０～１３．０％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなるアルミニウム合金からなり、
    　前記犠牲陽極材が、質量％で、Ｍｎ：１．３～１．８％、Ｓｉ：０．４～０．９％、Ｚｎ：２．０～８．０％、Ｚｒ：０．０５～０．３％を含有し、残部がＡｌと不可避不純物からなるアルミニウム合金からなり、
    　ろう付前の心材に含まれる円相当径で０．０１μｍ以上１．０μｍ未満の径を有するＡｌ－Ｍｎ－Ｓｉ系金属間化合物の分布密度が０．６５×１０６個／ｍｍ２～５．０×１０６個／ｍｍ２であり、
    　Ａｌ－Ｚｒ系金属間化合物の分布密度が０．０５×１０６個／ｍｍ２～０．５×１０６個／ｍｍ２であることを特徴とするアルミニウム合金ブレージングシート。
  2. 　ろう付熱処理後のアルミニウム合金ブレージングシート単体の片振り平面曲げ疲労試験における破断寿命をＸ、試験初期のひずみ値をＹとした際に、
    　Ｙ≧１．０×１０５×Ｘ（－０．３０）の関係を有し、
    　ろう付後のアルミニウム合金ブレージングシートの０．２％耐力が５８ＭＰａ以上であり、ｎ値が０．２５以上であることを特徴とする請求項１に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
  3. 　前記心材に、さらに質量％で、Ｆｅ：０．１～０．７％、Ｔｉ：０．０１～０．３％、Ｃｒ：０．０１～０．３％、Ｚｎ：０．０５～１．０％のうち、１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項１または請求項２に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
  4. 　前記ろう材に、さらに質量％で、３．５％以下のＺｎを含有することを特徴とする請求項１に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
  5. 　前記犠牲陽極材に、さらに質量％で、Ｆｅ：０．１～０．７％、Ｔｉ：０．０１～０．３％、Ｃｒ：０．０１～０．３％のうち、１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項１または請求項２に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
  6. 　前記犠牲陽極材に、さらに質量％で、Ｆｅ：０．１～０．７％、Ｔｉ：０．０１～０．３％、Ｃｒ：０．０１～０．３％のうち、１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項３に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
  7. 　前記犠牲陽極材に、さらに質量％で、Ｆｅ：０．１～０．７％、Ｔｉ：０．０１～０．３％、Ｃｒ：０．０１～０．３％のうち、１種または２種以上を含有することを特徴とする請求項４に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
  8. 　フィンにろう付される熱交換器用のチューブとして適用される請求項１または請求項２に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
  9. 　フィンにろう付される熱交換器用のチューブとして適用される請求項３に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
  10. 　フィンにろう付される熱交換器用のチューブとして適用される請求項４に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
  11. 　フィンにろう付される熱交換器用のチューブとして適用される請求項５に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。

    　
PCT/JP2023/031822 2022-08-31 2023-08-31 アルミニウム合金ブレージングシート WO2024048723A1 (ja)

Applications Claiming Priority (2)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2022138306 2022-08-31
JP2022-138306 2022-08-31

Publications (1)

Publication Number Publication Date
WO2024048723A1 true WO2024048723A1 (ja) 2024-03-07

Family

ID=90099833

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
PCT/JP2023/031822 WO2024048723A1 (ja) 2022-08-31 2023-08-31 アルミニウム合金ブレージングシート

Country Status (1)

Country Link
WO (1) WO2024048723A1 (ja)

Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
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
WO2017169492A1 (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
JP2019108597A (ja) * 2017-12-20 2019-07-04 三菱アルミニウム株式会社 熱交換器用アルミニウム合金材及び熱交換器
WO2019189427A1 (ja) * 2018-03-29 2019-10-03 株式会社Uacj 排気再循環システム用アルミニウム合金製熱交換器

Patent Citations (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
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
WO2017169492A1 (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
JP2019108597A (ja) * 2017-12-20 2019-07-04 三菱アルミニウム株式会社 熱交換器用アルミニウム合金材及び熱交換器
WO2019189427A1 (ja) * 2018-03-29 2019-10-03 株式会社Uacj 排気再循環システム用アルミニウム合金製熱交換器

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP6452626B2 (ja) アルミニウム合金クラッド材及びその製造方法、ならびに、当該アルミニウム合金クラッド材を用いた熱交換器及びその製造方法
JP6452627B2 (ja) アルミニウム合金クラッド材及びその製造方法、ならびに、当該アルミニウム合金クラッド材を用いた熱交換器及びその製造方法
CN106573345B (zh) 多层铝钎焊板材料
CN109072357B (zh) 包含轧制铝合金的热交换器
JP2006250413A (ja) 熱交換器用アルミニウム合金フィン材及び熱交換器
JP6418714B2 (ja) アルミニウム合金クラッド材及びその製造方法、ならびに、当該アルミニウム合金クラッド材を用いた熱交換器及びその製造方法
JP4220410B2 (ja) 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材
JP6033618B2 (ja) アルミニウム合金クラッド材及び熱交換器
CN111065753B (zh) 换热器用铝合金硬钎焊片材
JP5214899B2 (ja) 熱交換器用高耐食アルミニウム合金複合材およびその製造方法
JP2013234376A (ja) 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
JP4220411B2 (ja) 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材
JP6317608B2 (ja) アルミニウム合金積層板
WO2017169633A1 (ja) アルミニウム合金製ブレージングシート
US11370067B2 (en) Aluminum alloy brazing sheet for heat exchanger
WO2018110320A1 (ja) 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
WO2019044545A1 (ja) 熱交換器フィン用ブレージングシート及びその製造方法
JP6233916B2 (ja) アルミニウム合金ろう材およびアルミニウム合金複合材
WO2024048723A1 (ja) アルミニウム合金ブレージングシート
JP2020180320A (ja) 強度、成形性、および耐食性に優れるアルミニウム合金フィン材および熱交換器
JP2017110266A (ja) ろう付け後の強度に優れたアルミニウム合金製ブレージングシート
JP2017172025A (ja) 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材
JP4432748B2 (ja) 熱交換器用アルミニウム合金ブレージングシートの製造方法
JP2022135345A (ja) 熱交換器用アルミニウム合金クラッド材および熱交換器
JP2023121388A (ja) ブレージングシート、熱交換器用フィン及び熱交換器

Legal Events

Date Code Title Description
121 Ep: the epo has been informed by wipo that ep was designated in this application

Ref document number: 23860485

Country of ref document: EP

Kind code of ref document: A1