(57)【要約】【課題】Ｚｎを添加しないろう材を用い、ろう付け性に優れると共に、例えばヘッダープレート材として用いた場合の外面（外気側となる面）及びこのヘッダープレート材とチューブ材との接合部における耐食性を改善した耐食性に優れたアルミニウム合金ブレージングシートを提供する。【解決手段】芯材の一方の主面に第１のろう材をクラッドしたアルミニウム合金ブレージングシートであって、前記芯材は、Ｓｉ：０．０２〜０．３％（質量％、以下同じ）、Ｆｅ：０．０２〜０．３％、Ｃｕ：０．３〜１．０％、Ｍｎ：０．６〜１．８、Ｚｎ：０．２〜１．５％、Ｔｉ：０．０５〜０．２５％を含有し、残部がＡｌ及び不可避的不純物からなるアルミニウム合金であり、前記第１のろう材は、Ｓｉ：３．０〜６．７％、Ｆｅ：０．１〜１．５％を含有し、残部がＡｌ及び不可避的不純物からなるアルミニウム合金である耐食性に優れたアルミニウム合金ブレージングシート。【選択図】なし【特許請求の範囲】
【請求項１】
芯材の一方の主面に第１のろう材をクラッドしたアルミニウム合金ブレージングシートであって、
前記芯材は、Ｓｉ：０．０２〜０．３％（質量％、以下同じ）、Ｆｅ：０．０２〜０．３％、Ｃｕ：０．３〜１．０％、Ｍｎ：０．６〜１．８、Ｚｎ：０．２〜１．５％、Ｔｉ：０．０５〜０．２５％を含有し、残部がＡｌ及び不可避的不純物からなるアルミニウム合金であり、
前記第１のろう材は、Ｓｉ：３．０〜６．７％、Ｆｅ：０．１〜１．５％を含有し、残部がＡｌ及び不可避的不純物からなるアルミニウム合金であることを特徴とする耐食性に優れたアルミニウム合金ブレージングシート。
【請求項２】
前記芯材の他方の主面にＡｌ−Ｓｉ系合金からなる第２のろう材をクラッドしたことを特徴とする請求項１に記載の耐食性に優れたアルミニウム合金ブレージングシート。
【請求項３】
前記Ａｌ−Ｓｉ系合金からなる第２のろう材がＳｉ：６．２〜１２．０％、Ｆｅ：０．１〜０．５％、Ｃｕ：０．２〜１．５％を含有し、残部がＡｌ及び不可避的不純物からなるアルミニウム合金であることを特徴とする請求項２に記載の耐食性に優れたアルミニウム合金ブレージングシート。
【請求項４】
前記アルミニウム合金ブレージングシートの全板厚をｔ（μｍ）、前記第１のろう材の厚さをａ（μｍ）、及び前記第１のろう材中のＳｉ量をｂ（％）とする場合において、
５０＜ａ≦−２０×ｂ＋２８５  ・・・（１）
０．０３×ｔ≦ａ≦０．３０×ｔ・・・（２）
なる関係を満足することを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の耐食性に優れたアルミニウム合金ブレージングシート。
【請求項５】
複数のタンクと、これらタンク間に架設された複数のチューブと、各チューブにろう付されたフィン材と、前記複数のチューブを狭持するヘッダープレート材とが具備されてなる自動車用熱交換器において、前記ヘッダープレート材として請求項１〜４のいずれか１項に記載のアルミニウム合金ブレージングシートを用いたことを特徴とする熱交換器。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、主としてコンデンサ、エバポレータ等の自動車用熱交換器の媒体流路を構成するヘッダープレート等として用いられ、特に優れたろう付け性及び耐食性を有するブレージングシートに関するものである。
【背景技術】
【０００２】
従来の自動車用熱交換器に用いられるアルミニウム合金ヘッダープレート材には、例えば芯材としてＪＩＳ３００３合金を用いて熱交換器の外部側の面にＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎ合金やＡｌ−Ｚｎ合金からなる皮材をクラッドしてなるブレージングシートが用いられる。ラジエータ、ヒータ、コンデンサ、エバポレータなどのアルミニウム合金製自動車用熱交換器の製造においては、一般に、所定形状に成形したアルミニウムの板材や押出形材を所定の構造に組付けた後、フッ化物系のフラックスを塗布し、不活性ガス雰囲気の加熱炉内でろう付け接合する方法が採用されている。
近年、自動車用熱交換器においては、省エネルギー、省資源の観点から構成材料の薄肉化が進んでおり、構成部材のヘッダープレート材なども薄肉となっている。そのため、ろう材中にＺｎを添加するなどして、耐食性改善を図っていた。しかしながら、ろう材中にＺｎを添加するなどして耐食性を確保しようとした場合、ヘッダープレ−ト材とチューブ材との接合部において、共晶組織中にＺｎが濃縮するため、共晶組織の優先腐食が顕著となり、早期貫通に至ることが問題であった。
また、特許文献１は、ろう材中にＺｎを添加しないで耐食性を改善する方法が開示されている。この文献では、アルミニウム合金芯材の冷媒側となる面に、Ｓｉ：１．６〜５．０％、Ｍｎ：０．０５〜１．６％を含有するアルミニウム合金ろう材がクラッドされてなるヘッダープレート用アルミニウム合金材料が提案されている。特許文献１では、Ｚｎを添加しないろう材を用いて、冷媒側のアルカリ環境中において良好な耐食性を示すと記されているが、外面側の耐食性やヘッダープレート材やチューブ材との接合部においての耐食性については言及されていない。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開２００８−３０３４０５号
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
本発明は、Ｚｎを添加しないろう材を用い、ろう付け性に優れると共に、例えばヘッダープレート材として用いた場合の外面（外気側となる面）及びこのヘッダープレート材とチューブ材との接合部における耐食性を改善した耐食性に優れたアルミニウム合金ブレージングシートを提供することを目的とする。
また、本発明は、上記ブレージングシートを用い、ヘッダープレート材の外面及びこのヘッダープレート材とチューブ材との接合部における耐食性を改善してなる熱交換器を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００５】
上述のような課題を解決するため、本発明者等は、種々検討を重ねた結果、アルミニウム合金ブレージングシートを構成する芯材及びろう材が特定の成分組成であるときに上記目的を達成することを見出し、この知見に基づき本発明をなすに至ったものである。
すなわち上記課題は以下の発明により解決された。
［１］芯材の一方の主面に第１のろう材をクラッドしたアルミニウム合金ブレージングシートであって、
前記芯材は、Ｓｉ：０．０２〜０．３％（質量％、以下同じ）、Ｆｅ：０．０２〜０．３％、Ｃｕ：０．３〜１．０％、Ｍｎ：０．６〜１．８、Ｚｎ：０．２〜１．５％、Ｔｉ：０．０５〜０．２５％を含有し、残部がＡｌ及び不可避的不純物からなるアルミニウム合金であり、
前記第１のろう材は、Ｓｉ：３．０〜６．７％、Ｆｅ：０．１〜１．５％を含有し、残部がＡｌ及び不可避的不純物からなるアルミニウム合金であることを特徴とする耐食性に優れたアルミニウム合金ブレージングシート。
［２］前記芯材の他方の主面にＡｌ−Ｓｉ系合金からなる第２のろう材をクラッドしたことを特徴とする［１］に記載の耐食性に優れたアルミニウム合金ブレージングシート。
［３］前記Ａｌ−Ｓｉ系合金からなる第２のろう材がＳｉ：６．２〜１２．０％、Ｆｅ：０．１〜０．５％、Ｃｕ：０．２〜１．５％を含有し、残部がＡｌ及び不可避的不純物からなるアルミニウム合金であることを特徴とする［２］に記載の耐食性に優れたアルミニウム合金ブレージングシート。
［４］前記アルミニウム合金ブレージングシートの全板厚をｔ（μｍ）、前記第１のろう材の厚さをａ（μｍ）、及び前記第１のろう材中のＳｉ量をｂ（％）とする場合において、
５０＜ａ≦−２０×ｂ＋２８５  ・・・（１）
０．０３×ｔ≦ａ≦０．３０×ｔ・・・（２）
なる関係を満足することを特徴とする［１］〜［３］のいずれか１項に記載の耐食性に優れたアルミニウム合金ブレージングシート。
［５］複数のタンクと、これらタンク間に架設された複数のチューブと、各チューブにろう付されたフィン材と、前記複数のチューブを狭持するヘッダープレート材とが具備されてなる自動車用熱交換器において、前記ヘッダープレート材として［１］〜［４］のいずれか１項に記載のアルミニウム合金ブレージングシートを用いたことを特徴とする熱交換器。
【発明の効果】
【０００６】
本発明によれば、Ｚｎを添加しないろう材を用い、ろう付け性に優れると共に、例えばヘッダープレート材として用いた場合の外面及びこのヘッダープレート材とチューブ材との接合部における耐食性を改善した耐食性に優れたアルミニウム合金ブレージングシートを提供することができる。また、上記ブレージングシートを用い、ヘッダープレート材の外面及びこのヘッダープレート材とチューブ材との接合部における耐食性を改善してなる熱交換器を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【０００７】
【図１】実施例におけるヘッダープレート材とチューブ材の接合部における耐食性を評価するための試験片の概略形状を示す断面図である。
【発明を実施するための形態】
【０００８】
以下、本発明の詳細、並びにその他の特徴及び利点について、実施の態様に基づいて説明する。
［１．芯材］
芯材は、必須成分として、Ｓｉ、Ｆｅ、Ｃｕ、Ｍｎ、Ｚｎ、及びＴｉを含有し、残部Ａｌと不可避的不純物からなる。また、各元素の含有量及びそれに基づく作用効果は、以下に説明するとおりである。
Ｓｉ：
Ｓｉは、ＭｎやＦｅとともにＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系またはＡｌ−Ｆｅ−Ｍｎ−Ｓｉ系の金属間化合物を形成し、ろう付後の結晶粒粗大化に作用し、或いはアルミニウム母相中に固溶して固溶強化により強度を向上させる効果がある。Ｓｉの含有量は、０．０２〜０．３％の範囲である。少なすぎるとその効果が不足し、多すぎると生成される金属間化合物の種類が増大し、カソードサイトが増加して、芯材の耐食性が低下する。好ましくは、０．０５〜０．２％である。
Ｆｅ：
Ｆｅは、ＭｎやＳｉとともにＡｌ−Ｆｅ−Ｍｎ−Ｓｉ系またはＡｌ−Ｆｅ−Ｓｉ系の金属間化合物を形成し、ろう付後の結晶粒粗大化に作用する。Ｆｅの含有量は、０．０２〜０．３％である。多すぎると生成される金属間化合物の種類が増大し、カソードサイトが増加して、芯材の耐食性が低下する。少なすぎると高純度アルミニウム地金を使用しなければならずコスト高となる。好ましくは、０．０５〜０．２％である。但し、コストを考慮しない場合、Ｆｅの含有量は少ないほど好ましい。
【０００９】
Ｃｕ：
Ｃｕは、固溶強化により強度を向上させ、また時効硬化を促進する効果がある。Ｃｕの含有量は、さらに電位を貴にすることができるため、耐食性の向上に寄与することができる。Ｃｕの含有量は、０．３〜１．０％の範囲である。少なすぎるとその効果が不足し、多すぎると粒界腐食感受性が増加し、逆に耐食性を低下させることになる。好ましくは、０．３５〜０．６％である。
Ｍｎ：
Ｍｎは、ＳｉやＦｅとともにＡｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系またはＡｌ−Ｆｅ−Ｍｎ−Ｓｉ系の金属間化合物を形成し、ろう付後の結晶粒粗大化に作用し、或いはアルミニウム母相中に固溶して固溶強化により強度を向上させる。また、ろう付加熱時にろう材から拡散してくるＳｉと緻密な化合物を形成し、耐食性の向上に寄与する。Ｍｎの含有量は、０．６〜１．８％である。少なすぎるとその効果が不足し、多すぎるとＭｎの使用が多くなってしまい、粗大金属間化合物が生成されて加工性、耐食性が低下してしまう。好ましくは、０．８〜１．５％である。
【００１０】
Ｚｎ：
Ｚｎは、電位を卑にする作用があるとともに、適度に含有させると腐食減量も低下させることができる。チューブ材・芯材・接合部の電位の相対的関係により必要に応じてＺｎ含有量を調整する。ただし、少なすぎると、上記作用が十分に得られず、一方、過剰に含有すると、自己腐食速度が速くなる。このため、Ｚｎ含有量は０．２〜１．５％とするのが望ましい。
Ｔｉ：
Ｔｉは、固溶強化により強度を向上させる。また、芯材中へ層状にＴｉが析出して、孔食が深さ方向に進行することを抑制する効果がある。Ｔｉの含有量は、０．０５〜０．２５％である。少なすぎるとその効果は得られず、多すぎると粗大金属間化合物を形成しやすくなり、加工性、耐食性が低下してしまう。より好ましくは、０．０８〜０．２％である。
その他：
芯材における以上の各元素のほかは、０．３％以下のＺｒ、Ｖなどが含有されていても本発明の効果が損なわれることは無い。残部は、Ａｌおよび不可避的不純物とすればよい。不可避的不純物の含有量は、各０．０５％以下であり、かつ総量で０．１５％以下であることが好ましい。
【００１１】
［２．第１のろう材］
前記第１のろう材がクラッドされた芯材の主面は、例えば、上記アルミニウム合金ブレージングシートを熱交換器のヘッダープレート材として用いた場合、その外方に位置させるものである。
上述した芯材の一方の主面上にクラッドする第１のろう材は、主としてＳｉ、Ｆｅを含有し、残部Ａｌと不可避的不純物からなる。また、各元素の含有量及びそれに基づく作用効果は、以下に説明するようなものである。
Ｓｉ：
Ｓｉは、ろう付加熱時に液相となってろう材としての機能を奏するための本質的な元素である。例えば、本発明のアルミニウム合金ブレージングシートをチューブ材とろう付けする際の、ろう付けを可能とする元素である。ろう付け層の大部分をα相とし、少量の共晶部が表面に流出してろう材としての機能を果たす。ろう付加熱後も残存したα相の耐食性は非常に良好であり、ろう付け層は高い耐食性を有することができる。Ｓｉの含有量は、３．０〜６．７％である。Ｓｉ量が少なすぎると、生じる液相がわずかとなって、外部ろう付けが機能しにくくなる。一方Ｓｉ量が多すぎると、ろう付加熱時にほとんどが液相として流動してしまい、表面にほとんど残存しなくなってしまい、ろう付け層自体の形成が困難となり、防食層としての機能を果たさなくなる。好ましいＳｉ量は３．０〜５．５％である。
Ｆｅ：
Ｆｅは、例えば本発明のアルミニウム合金ブレージングシートをチューブ材と重ね合せて熱交換器等を形成する場合に、接合部内の共晶部内にＡｌ−Ｆｅ系やＡｌ−Ｆｅ−Ｓｉ系化合物を形成する。これらの化合物は、腐食の起点となるため犠牲陽極効果により耐食性を向上させる。一方、接合部内の共晶部では、これらの化合物がカソードとなり、優先腐食の発生を助長してしまう。したがって、これらの作用効果のトレードオフの関係を考慮することにより、Ｆｅの含有量は、０．１〜１．５％とする。Ｆｅ量が少なすぎると、表層に存在するＡｌ−Ｆｅ−Ｓｉ系化合物が少なくなって耐食性が低下し、Ｆｅ量が多すぎると、接合部における共晶部のＡｌ−Ｆｅ系やＡｌ−Ｆｅ−Ｓｉ系化合物が増えるため、当該接合部の耐食性が低下してしまう。なお、これらの効果をより確実に確保するためには、Ｆｅ量を０．２〜１．０％とすることが好ましい。
【００１２】
［３．（１）式及び（２）式］
本発明のアルミニウム合金ブレージングシートが、ろう付け性に優れると共に、例えばヘッダープレート材として用いた場合の外面及びこのヘッダープレート材とチューブ材との接合部における耐食性を改善するためには、芯材及び第１のろう材が上述した要件を満足するとともに、アルミニウム合金ブレージングシートの全板厚をｔ（μｍ）、前記ろう材の厚さをａ（μｍ）、及び前記ろう材中のＳｉ量をｂ（％）とする場合において、下記式（１）及び（２）を満足することが好ましい。
５０＜ａ≦−２０×ｂ＋２８５・・・（１）
０．０３×ｔ≦ａ≦０．３０×ｔ・・・（２）
（１）式は、特に上記耐食性を担保するものであり、（２）式は、ろう付加熱によって芯材の主面にろう付け層を形成する際に、そのクラッド率を十分に制御できるようにするための条件である。なお、鋭意検討の結果、（１）式については、耐食性を確保するのにろう材厚さが５０μｍ以上であることが好ましく、ろう付性を考慮するとろう材厚さを（−２０×ｂ＋２８５）μｍ以下に抑えることが好ましいことを見出した。下限未満になると、耐食性が低下してしまう。さらに、製造性を考慮すると（２）式のようにクラッド率を３〜３０％にするのが好ましい。（２）式の範囲を逸脱すると製造時の歩留り低下を招いてしまう。
【００１３】
すなわち、前記第１のろう材は、前記組成成分及び前記関係式を満足することにより、高い耐食性を示すので、特に外方に位置させた場合において、その作用効果を十分に奏することができるものである。さらに、芯材中にＺｎを添加することにより、ヘッダープレート材とチューブ材との接合部の共晶組織の優先腐食を改善できる。ただし、前記第１のろう材をヘッダープレート材の内方に位置させることを排除するものではない。
【００１４】
［４．第２のろう材］
第２のろう材をクラッドした他方の主面は、例えば、上記アルミニウム合金ブレージングシートを熱交換器のヘッダープレート材として用いた場合、その内方（冷媒側の面）に位置させるものである。したがって、上述したろう材のように高い耐食性は要求されないので、通常使用されているＡｌ−Ｓｉ系合金をろう材として用いることができるものである。通常使用されているＡｌ−Ｓｉ系合金とは、例えばＳｉを６．２〜１２．０％、Ｆｅを０．１〜０．５％含み、残部がＡｌと不可避的不純物の合金である。
また、第２のろう材中にＣｕを添加するとヘッダープレート材とチューブ材との接合部における耐食性の改善に効果を発揮するので好ましい。冷媒通路側の第２のろう材にのみ添加されるＣｕの限定理由は以下の通りである。
Ｃｕ：
第２のろう材中のＣｕは、ヘッダープレート材とチューブ材との接合部の耐食性向上に寄与する。第２のろう材中に芯材とのバランスを考慮してＣｕを添加することで、接合部の耐食性を向上させることができる。また、ろう付加熱後に冷媒通路側のろう材から大気側のろう材にＣｕの濃度勾配を形成するための供給源となり、腐食が貫通するまでの寿命を向上させることができる。０．２％を超えたＣｕを添加すれば、芯材とろう材表面との電位差を充分に確保することができ、耐食性向上に寄与する。一方、Ｃｕを必要以上に添加すれば、継ぎ手部が電位的に貴となりすぎて、芯材の方が優先的に腐食するようになるとともに、鋳造時に割れやすくなるため、非常に製造性が悪くなる。このような現象を回避するためには、Ｃｕ量を１．５％以下にする必要がある。また、０．７％未満とすることがより好ましい。
【００１５】
［５．アルミニウム合金ブレージングシートの製造方法］
上述したアルミニウム合金ブレージングシートは、例えば以下のようにして製造することができる。
芯材として、前記した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し、鋳造する。鋳造時に生成する金属間化合物を微細にするため、鋳造時の冷却速度は０．５℃／ｓ以上であることが好ましい。この鋳塊を面削して仕上げ、熱間圧延前に、鋳塊の均質化処理を行わないか、または５５０℃以上で行うことが好ましい。芯材の均質化処理を行なわないことで、鋳造時に得られる金属間化合物が微細な状態を維持したままその後の工程に供することができる。或いは、芯材の均質化処理を５５０℃以上で行うことで、芯材中の金属間化合物を再固溶させ、その後の工程で再び微細に析出させることが可能となる。
得られた芯材は、前記した所望の組成を有する第１のろう材、あるいは必要に応じて第２のろう材と共に組み合わせ、その状態で加熱して熱間クラッド圧延に供する。ここで、この熱間クラッド圧延について、以下では単に「熱間圧延」と記す。なお熱間圧延前の重ね合せ材の厚みは特に限定しないが、通常は２５０〜８００ｍｍ程度（好ましくは３００〜６００ｍｍ程度）である。
この組み合わせ材の熱間圧延前の温度を例えば４５０℃以上５５０℃以下かつ２時間以上２０時間以下とし、熱間圧延工程中において板厚が例えば２０ｍｍに達した時点での温度を４００℃以上に制御し、熱間圧延終了時の温度を３００℃以上に制御することにより、クラッド材を作製する。このような制御によって、熱間圧延前の加熱中、熱間圧延中、熱間圧延後において微細な金属間化合物の析出が起こり、金属間化合物の適正な分布が得られる。
熱間圧延によって得られたクラッド材は、その後冷間圧延によって所定の板厚まで圧延される。冷間圧延の途中または冷間圧延後において、１〜２回程度の焼鈍工程を経ても良い。焼鈍工程は、通常はバッチ式の炉を用いて２００〜５００℃において１〜１０時間の条件で行なわれるか、連続式の炉を用いて２００℃〜５５０℃で行なわれる。
【実施例】
【００１６】
以下にこの発明を実施例に基づいて、さらに詳細に説明する。なおこの実施例は、あくまでこの発明の効果を説明するためのものであり、この発明の技術的範囲が実施例により制限されるものではないことはもちろんである。
（実施例１〜１７及び比較例１〜１１）
表１の合金符号ａ１〜ａ１４に示す成分組成の芯材、表２の合金符号ｂ１〜ｂ７に示す成分組成の外面側の第１のろう材、および表３の合金符号ｃ１〜ｃ４に示す成分組成の内面側の第２のろう材について、それぞれＤＣ鋳造し、鋳塊を作製した。
外面側の第１のろう材と内面側の第２のろう材は、面削後に、５００℃にて熱間圧延を行い所定の板厚にした。芯材は、鋳塊を５８０℃×６時間の均質化処理後に面削をした。外面側の第１のろう材、芯材、内面側の第２のろう材をこの順に重ねて、４８０℃まで加熱した後に熱間圧延を施して厚さ３．５ｍｍの３層クラッド材とし、これを２．０ｍｍまで冷間圧延を行い、次いで３６０℃×３時間の焼鈍を施した後に、所定の板厚まで冷間圧延を実施し、評価用クラッド材とした。
プレス成形により、３層クラッド材をヘッダープレート形状にプレスし、チューブ材、フィン材、補強材を組み合わせ、ノコロックフラックスを塗布、乾燥後、高純度窒素ガス雰囲気中で６００℃×３分のろう付熱処理を実施し、チューブ１６段を有する熱交換器（サイズ：チューブ幅１６ｍｍ  コアサイズ：１６０ｍｍ長×２００ｍｍ幅）を作製した。なお、表１〜表３に示す各成分組成値は発光分光分析装置によって測定した。
【００１７】
【表１】
2014062296.tif 000002
【００１８】
【表２】
2014062296.tif 000003
【００１９】
【表３】
2014062296.tif 000004
【００２０】
得られた各々のクラッド材について、芯材とろう材の組合せ、最終板厚および評価結果を表４に示す。
【００２１】
【表４】
2014062296.tif 000005
【００２２】
製造性、引張強度、ろう付け性、耐食性の評価方法について説明する。
製造性評価：
クラッド材を製造した際に、健全なクラッド材ができた場合を○とし、鋳造時に割れが発生した場合や、クラッド率の制御ができなかった場合を×とした。
引張強度測定：
各アルミニウム合金クラッド材からＪＩＳ５号試験片を切り出し、ろう付け相当加熱処理として窒素雰囲気中で６００℃×３分の加熱を実施し、引張試験を行って、引張強度を調べた。そしてろう付け相当加熱処理後の引張強度が１２０ＭＰａ以上を○、１２０ＭＰａ以下を×とした。
ろう付け性評価：
それぞれのクラッド材で作製した熱交換器５台を水没させ、熱交換器内部に圧力１８０ＫＰａの窒素ガスを封入したあと密栓し３０秒間保持を行った。洩れのないコアは圧力低下がなく、圧力低下が起きたコアについては水没試験にて気泡発生が起きている場所を確認した。調査した５台のうち、チューブ材とヘッダープレート材との嵌合部からの洩れが全くない場合を○、１台でも当該部からの洩れを確認した場合は×とした。その結果を表４に示した。
耐食性評価：
作製した熱交換器から一部サンプルを切り出し、切断部の開口部を樹脂で被覆して中空体内部に腐食液が入らないようにした腐食試験用供試材を作製した。耐食性評価は、ＳＷＡＡＴ試験（ＡＳＴＭ  Ｇ８５に準拠）を１０００時間実施した。
（１）ヘッダープレート材平坦部
ヘッダープレート平坦部のＳＷＡＡＴ試験後の最大腐食深さを測定し、その結果を次の基準にて表４に示した。
評価基準：腐食が外面側のろう材層でとどまっていれば合格（○）とし、腐食が芯材まで到達した場合には不合格（×）とした。
（２）ヘッダープレート材とチューブ材の接合部
ＳＷＡＡＴ試験後のヘッダープレートとチューブの接合部の腐食状況を調査し、次の基準にて表４に示した。
評価基準：図１に示すヘッダープレート材２１とチューブ材２２の接合部３１に腐食部Ｃの優先腐食長さ（ヘッダープレート材２１やチューブ材２２よりも接合部３１が優先的に腐食した長さ）Ｌが０．３ｍｍ未満のものを○、０．３ｍｍ以上のものを×とした。
表４に示すように、各種試験の結果、この発明の実施例１〜１７では、いずれも製造性、引張強度、ろう付け性、耐食性について、この発明のクラッド材が適用される用途および環境に適していることが確認された。また、比較例１〜１１では、次に述べるように、この発明のクラッド材が使用される用途、環境において、不当な結果となることが判明した。
比較例１の場合は、芯材のＭｎ量が少ないため、十分な引張強度が得られなかった。一方、比較例２の場合は、芯材のＭｎ量が多いため、粗大金属間化合物が生成されて耐食性が低下してしまった。
比較例３の場合は、芯材のＳｉ量が多いため、Ａｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系またはＡｌ−Ｆｅ−Ｍｎ−Ｓｉ系等の生成される金属間化合物の種類が増大し、カソードサイトが増加して、芯材の耐食性が低下した。比較例４の場合は、芯材のＦｅ量が多いため、Ａｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系またはＡｌ−Ｆｅ−Ｍｎ−Ｓｉ系等の生成される金属間化合物の種類が増大し、カソードサイトが増加して、芯材の耐食性が低下した。
比較例５の場合は、芯材のＣｕ量が少ないため、外面側の第１のろう材の犠牲陽極効果が不十分となり、耐食性が低下した。比較例６の場合は、芯材のＣｕ量が多いため、粒界腐食が発生してしまった。
比較例７の場合は、芯材のＴｉ量が少ないため、Ｔｉの析出が十分でなく、耐食性が低下した。比較例８の場合は、芯材のＴｉ量が多いため、粗大な金属間化合物が生成し、圧延できなかった。
比較例９の場合は、芯材中のＺｎ量が多いために、自己耐食性が悪化し、平坦部の耐食性が低下した。
比較例１０の場合は、外面側の第１のろう材中のＳｉ量及びＦｅ量が少ないため、ろう付接合が不十分であったため、接合部の耐食性評価もできなかった。比較例１１の場合は、外面側の第１のろう材中のＳｉ量が多いため、ろう付加熱時にほとんど液相として流動してしまい、防食層としての機能を果たせなくなるとともに、Ｆｅ量も多いため、接合部内の共晶部分の化合物が増え、化合物がカソードして働き、化合物の周囲の腐食が顕著となってしまった。
【００２３】
（実施例１８〜３２及び比較例１２〜２２）
表１の合金符号ａ１〜ａ１４に示す成分組成の芯材、表２の合金符号ｂ１〜ｂ７に示す成分組成の外面側の第１のろう材について、それぞれＤＣ鋳造し、鋳塊を作製した。
外面側の第１のろう材は、面削後に、５００℃にて熱間圧延を行い所定の板厚にした。芯材は、鋳塊を５８０℃×６時間の均質化処理後に面削をした。外面側の第１のろう材、芯材をこの順に重ねて、４８０℃まで加熱した後に熱間圧延を施して厚さ３．５ｍｍの２層クラッド材とし、これを２．０ｍｍまで冷間圧延を行い、次いで３６０℃×３時間の焼鈍を施した後に、所定の板厚まで冷間圧延を実施し、評価用クラッド材とした。
プレス成形により、２層クラッド材をヘッダープレート形状にプレスし、チューブ材、フィン材、補強材を組み合わせ、ノコロックフラックスを塗布、乾燥後、高純度窒素ガス雰囲気中で６００℃×３分のろう付熱処理を実施し、チューブ１６段を有する熱交換器（サイズ：チューブ幅１６ｍｍ  コアサイズ：１６０ｍｍ長×２００ｍｍ幅）を作製した。得られた各々のクラッド材について、芯材とろう材との組合せ、最終板厚および評価結果を表５に示す。なお、製造性、引張強度、ろう付け性、耐食性の評価は、実施例１と同様にして実施した。
【００２４】
【表５】
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【００２５】
表５に示すように、各種試験の結果、この発明の実施例１８〜３２では、いずれも製造性、引張強度、ろう付け性、耐食性について、この発明のクラッド材が適用される用途および環境に適していることが確認された。また、比較例１２〜２２では、次に述べるように、この発明のクラッド材が使用される用途、環境において、不当な結果となることが判明した。
比較例１２の場合は、芯材のＭｎ量が少ないため、十分な引張強度が得られなかった。比較例１３の場合は、芯材のＭｎ量が多いため、粗大金属間化合物が生成されて耐食性が低下してしまった。
比較例１４の場合は、芯材のＳｉ量が多いため、Ａｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系またはＡｌ−Ｆｅ−Ｍｎ−Ｓｉ系等の生成される金属間化合物の種類が増大し、カソードサイトが増加して、芯材の耐食性が低下した。比較例１５の場合は、芯材のＦｅ量が多いため、Ａｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系またはＡｌ−Ｆｅ−Ｍｎ−Ｓｉ系等の生成される金属間化合物の種類が増大し、カソードサイトが増加して、芯材の耐食性が低下した。
比較例１６の場合は、芯材のＣｕ量が少ないため、外面側のろう材の犠牲陽極効果が不十分となり、耐食性が低下した。比較例１７の場合は、芯材のＣｕ量が多いため、粒界腐食が発生してしまった。
比較例１８の場合は、芯材のＴｉ量が少ないため、Ｔｉの析出が十分でなく、耐食性が低下した。比較例１９の場合は、芯材のＴｉ量が多いため、粗大な金属間化合物が生成し、圧延できなかった。
比較例２０の場合は、芯材中のＺｎ量が多いために、自己耐食性が悪化し、平坦部の耐食性が低下した。
比較例２１の場合は、外面側のろう材中のＳｉ量及びＦｅ量が少ないため、ろう付接合が不十分であったため、接合部の耐食性評価もできなかった。比較例２２の場合は、外面側のろう材中のＳｉ量が多いため、ろう付加熱時にほとんど液相として流動してしまい、防食層としての機能を果たせなくなるとともに、Ｆｅ量も多いため、接合部内の共晶部分の化合物が増え、化合物がカソードして働き、化合物の周囲の腐食が顕著となってしまった。
【００２６】
以上、本発明を上記具体例に基づいて詳細に説明したが、本発明は上記具体例に限定されるものではなく、本発明の範疇を逸脱しない限りにおいて、あらゆる変形や変更が可能である。
【符号の説明】
【００２７】
２１  ヘッダープレート材
２２  チューブ材
３１  接合部
Ｃ    腐食部
Ｌ    優先腐食長さ
【図１】
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