(57)【要約】      （修正有）【課題】主に自動車に用いられるラジエータを中心とした熱交換器の疲労寿命を改善した接合材を提供する。【解決手段】心材と、内張材とを備えるアルミニウム合金クラッド材を用いた接合材において、前記クラッド材の強度に対する前記内張材の強度の寄与割合と、前記クラッド材の全塑性モーメントに対する前記内張材の全塑性モーメントの寄与割合と、の積が０．０４０以上であることを特徴とする。【選択図】なし【特許請求の範囲】
【請求項１】
心材と、内張材とを備えるアルミニウム合金クラッド材を用いた接合材において、
前記クラッド材の強度に対する前記内張材の強度の寄与割合と、前記クラッド材の全塑性モーメントに対する前記内張材の全塑性モーメントの寄与割合と、の積が０．０４０以上であることを特徴とする接合材。
【請求項２】
前記接合材において、前記心材の厚みが０．０６〜０．３ｍｍ、前記内張材の厚みが０．０２〜０．１ｍｍであることを特徴とする請求項１に記載の接合材。
【請求項３】
前記接合材における前記クラッド材は、ろう材と、心材と、内張材とからなる３層構造材をろう付けしたものであることを特徴とする請求項１または請求項２に記載の接合材。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、主に自動車に用いられるラジエータを中心とした熱交換器における、アルミニウム合金クラッド材を用いた接合材に関する。
【背景技術】
【０００２】
アルミニウム合金を用いた熱交換器は、熱交換を行うチューブおよびフィンと、これらを支持する枠（フレーム）を持つ構造であり、これらはろう付け接合により製作されるのが一般的である。熱交換器には種々の種類があるが、ラジエータでは、チューブ内に常圧から高圧となる液体冷媒が循環しており、また、熱交換に伴い熱ひずみが発生し、さらに、振動により繰返し応力が発生する。近年では、熱交換器の性能向上と軽量化のため、チューブ材の薄肉化の検討がなされており、繰返し応力およびひずみによる疲労破壊を防止することが、実機熱交換器の信頼性確保のための重要な課題のひとつとなっている。
【０００３】
疲労破壊の原因のひとつと考えられるのが、チューブの温度変動による熱ひずみの繰返しである。熱交換器全体が温度分布を生じずに温度変動すれば、全体が均一に伸び縮みするだけであるが、実際には熱交換器内に温度分布が生じるため、熱伸びが均一にならず、局所的にひずみが発生する。しかしながら、所定の熱交換性能を確保することが前提である熱交換器において、チューブの温度変動を小さくすることは困難である。また、熱交換器の性能向上と軽量化のためにチューブの薄肉化が検討されているが、チューブの板厚を薄くすると、相対的にフレームの拘束が高くなるため、熱ひずみは大きくなる可能性が高い。これらの状況から、熱ひずみの繰り返しに対する疲労信頼性の確保は容易ではない。
この課題を解決するため、チューブ材の高疲労寿命化の検討がなされている（例えば特許文献１〜５参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２００９−１９１２９３号公報
【特許文献２】特開２００９−２１５６４３号公報
【特許文献３】特開２０１０−１６８６３２号公報
【特許文献４】特開２０１１−２１４０２７号公報
【特許文献５】特開２０１１−２１４０２８号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
しかしながら、従来の技術においては、以下の問題がある。
従来のチューブ材においては、一定の疲労寿命を確保しているものの、さらなる疲労寿命の改善が望まれている。
また、金属材料の疲労強度向上のための一般的な方法は静的強度を向上させることであり、アルミニウム合金の静的強度を向上させるのに有効な元素としてＭｇがある。しかしながら、熱交換器の組立にはろう付けが用いられ、高Ｍｇ合金に対する低コストのろう付け法が工業化されていないという問題があり、Ｍｇを用いた高強度化による疲労寿命改善には限界があるのが実情である。
【０００６】
ところで、アルミニウム合金製熱交換器のようなろう付け接合構造体に限らず、溶接により製作される鉄骨構造のように、接合部を持つ構造体では、接合部に応力およびひずみが集中することが知られている。例えば鉄骨構造の疲労破壊は、溶接部、特に溶接止端部と呼ばれる応力集中部から生じることが一般的である。鉄骨溶接部の疲労強度は、応力集中、すなわち構造不連続による応力集中と止端部の形状による応力集中の影響が大きく、鋼材の強度の影響は小さいとされている。
【０００７】
これらの従来知見から、熱交換器においても、チューブ材の静的強度を向上させることによる疲労寿命向上だけでは、熱交換器の信頼性確保には不十分である可能性が示唆される。すなわち、チューブ材そのものの疲労寿命改善のみならず、ろう付け接合部の疲労寿命向上策も必要であると考えられる。
【０００８】
そこで、本発明は、前記した従来の現状に鑑みて創案されたものであり、主に自動車に用いられるラジエータを中心とした熱交換器の疲労寿命を改善した接合材を提供することを課題とする。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
前記した課題を解決するために、本発明にかかる接合材は、心材と、内張材とを備えるアルミニウム合金クラッド材（以下、適宜、クラッド材という）を用いた接合材において、前記クラッド材の強度に対する前記内張材の強度の寄与割合と、前記クラッド材の全塑性モーメントに対する前記内張材の全塑性モーメントの寄与割合と（以下、適宜、クラッド材の強度およびクラッド材の全塑性モーメントに対する内張材の各寄与割合という）、の積が０．０４０以上であることを特徴とする。
【００１０】
かかる構成によれば、クラッド材の強度およびクラッド材の全塑性モーメントに対する内張材の各寄与割合の積を０．０４０以上とすることで、クラッド材の接合部におけるひずみを、クラッド材の平均ひずみで除したひずみ集中度が低くなる。これにより、クラッド材の接合部の疲労寿命が向上する。
【００１１】
本発明にかかる接合材は、前記心材の厚みを０．０６〜０．３ｍｍ、前記内張材の厚みを０．０２〜０．１ｍｍとすればよい。
【００１２】
かかる構成によれば、例えば、心材の厚みと内張材の厚みを前記範囲とすることで、他の条件との兼ね合いのもと、クラッド材の強度およびクラッド材の全塑性モーメントに対する内張材の各寄与割合の積を０．０４０以上とすることができる。
【００１３】
本発明にかかる接合材は、接合材における前記クラッド材を、ろう材と、心材と、内張材とからなる３層構造材をろう付けしたものとすることができる。
【００１４】
かかる構成によれば、例えばラジエータ用のチューブ材に一般的に用いられる、ろう材と、心材と、内張材とを備えるアルミニウム合金クラッド材を用いて、この３層構造材をろう付けした接合材とすることができる。
【発明の効果】
【００１５】
本発明に係る接合材によれば、主に自動車に用いられるラジエータを中心とした、熱ひずみ起因の疲労破壊が懸念される熱交換器において、疲労寿命を向上させることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１６】
【図１】本発明に係る接合材に用いるアルミニウム合金クラッド材の構成を示す断面図である。
【図２】（ａ）はチューブとフレームの接合部の変形挙動に着目した検討における解析モデルの模式図、（ｂ）はこの解析モデルにおける最大主ひずみコンター図（引張付与時）である。
【図３】（ａ）はチューブとフレームの接合部の変形挙動に着目した検討における解析モデルの模式図、（ｂ）はチューブ材における内張材と心材の厚さを示す模式図である。
【図４】内張材の寄与割合と、フィレット部のひずみ集中度の関係を示すグラフである。
【図５】（ａ）〜（ｃ）は曲げモーメント作用時の応力分布について説明するための模式図である。
【図６】（ａ）、（ｂ）はクラッド材の応力分布について説明するための模式図である。
【図７】クラッド材の応力分布について説明するための模式図である。
【図８】実施例の疲労試験で用いた接合材の概略を示す概略図である。
【発明を実施するための形態】
【００１７】
以下、本発明の実施の形態について詳細に説明する。
本発明の接合材は、心材と、内張材とを備えるアルミニウム合金クラッド材を用いたろう付け接合構造である。
そして、接合材は、クラッド材の強度に対する内張材の強度の寄与割合と、クラッド材の全塑性モーメントに対する内張材の全塑性モーメントの寄与割合と、の積を０．０４０以上としたものである。
以下、各構成について説明する。
【００１８】
［クラッド材］
図１に示すように、接合材に用いるクラッド材１０は、ここでは、心材１の一方の面に内張材２が配置されたものである。そして、ろう付けされる前においては、この心材１の他方の面にろう材３が配置されている。
このような３層のクラッド材１０において、クラッド材１０の強度およびクラッド材１０の全塑性モーメントに対する内張材２の各寄与割合は、後述する計算式で求めることができる。ただし、４層以上のクラッド材についても、同様の方法を適用して求めることが可能である。
よって、クラッド材１０の強度およびクラッド材１０の全塑性モーメントに対する内張材２の各寄与割合の積が本発明の範囲内になるものであれば、クラッド材１０の側材の層数は何ら限定されることはない。例えば、心材１とろう材３との間や、心材１と内張材２との間に中間材を備える構造のものであってもよい。さらにろう材３、内張材２、中間材の層数を増やしたクラッド材であってもよい。
【００１９】
心材１および内張材２の組成は、クラッド材１０の強度およびクラッド材１０の全塑性モーメントに対する内張材２の各寄与割合の積が本発明の範囲内になるように、適宜選定されるものである。なお、心材１および内張材２の組成は、クラッド材１０の強度およびクラッド材１０の全塑性モーメントに対する内張材２の各寄与割合の積が本発明の範囲内になるものであれば、特に限定されるものではない。
【００２０】
［接合材］
接合材は、前記したクラッド材をろう付けしたものである。例えば、接合材は、接合材におけるクラッド材（接合後のクラッド材）を、ろう材と、心材と、内張材とからなる３層構造材をろう付けしたものとすることができる。そして、接合材は、クラッド材の強度に対する内張材の強度の寄与割合と、クラッド材の全塑性モーメントに対する内張材の全塑性モーメントの寄与割合と、の積を０．０４０以上としたものである。
なお、ここでの「クラッド材の強度およびクラッド材の全塑性モーメント」とは、ろう付けがなされた後の接合材のクラッド材の強度およびクラッド材の全塑性モーメントを意味する。
【００２１】
また、「クラッド材の強度に対する内張材の強度の寄与割合」とは、後述するように、
クラッド材の強度に及ぼす内張材の寄与割合（寄与度）を、板厚と強度を用いて複合則により算出したものである。「クラッド材の全塑性モーメントに対する内張材の全塑性モーメントの寄与割合」とは、後述するように、所定の算出方法により、塑性曲げに対する抵抗を表すクラッド材の全塑性モーメントを算出し、このクラッド材の全塑性モーメントに対する内張材の寄与割合（寄与度）を算出したものである。
以下、このような規定とした理由について説明する。
【００２２】
本発明者らは、熱交換器の疲労寿命を向上させるため、熱ひずみが集中すると想定される、チューブとフレームの接合部の変形挙動に着目した検討を行った。
熱交換器のチューブは、ほとんどが長円形のチューブとなっている。このような長円形のチューブの軸方向にひずみを付与した際の、接合部近傍に発生するひずみの状況を推測するには、薄鋼板で製作される構造体の座屈強度の検討結果が有益である。薄板構造の座屈では、応力が作用する方向と平行に折り目を入れると、折り目の部分が応力を負担して座屈強度が向上する、いわゆる有効幅理論が知られている。長円形のチューブも薄板構造であり、この折り目の部分は半円部に相当すると考えられるため、接合部近傍ではチューブの半円部にひずみが集中すると想定できる。そこで、この部分に着目した詳細な検討を行うこととした。
【００２３】
まず、熱熱交換器のチューブとフレームの接合部のうち、半円部を取り出して検討するため、軸対称モデル、すなわちチューブの断面形状を円形と仮定し、以下の条件で有限要素法による弾塑性ひずみ解析を実施し、接合部近傍のひずみ発生状況を確認した。解析モデルの模式図、および、この解析モデルにおける最大主ひずみコンター図（引張付与時）をそれぞれ図２（ａ）、図２（ｂ）に示す。なお、図２に図示するチューブ材２０は、チューブ材の一部であって、チューブ断面における、チューブを構成する薄板（クラッド材）部分を示したものである。
【００２４】
チューブ板厚：０．２ｍｍ、チューブ材の引張強度：１６０ＭＰａ
チューブ外径：１．３ｍｍ
フィレット部強度：１４５ＭＰａ（フィレット：符号４０）
フレーム：アルミニウム合金弾性体
なお、符号４０はフィレットである。
【００２５】
この解析結果によると、チューブ材２０とフレーム材３０の接合部にひずみが集中しており、このひずみを低減することが疲労寿命改善に重要であると考えられる。また、チューブ材２０の内面側にもひずみが高い領域があるが、これはチューブが面外に変形することで発生する曲げひずみである。したがって、チューブ材２０とフレーム材３０の接合部のひずみにも、引張ひずみに加え曲げひずみが重畳していることが示唆される。なお、符号４０はフィレットである。
この変形挙動から、熱交換器の性能を確保するのと引き換えに発生する熱ひずみの低減策として、チューブ材２０の高強度化によるひずみ低減に加え、面外変形に伴う曲げひずみの低減が考えられる。したがって、この曲げひずみの低減により接合部のひずみを低減することで、接合部の疲労寿命を向上することができるとの考えに至った。
【００２６】
熱交換器用チューブ材は、強度、ろう付け性および耐食性が求められるため、例えばラジエータ用のチューブ材では、ろう材／心材／内張材の３層構造を持つクラッド材が用いられるのが一般的である。このうち、ろう材はチューブ材同士やチューブ材とフレーム材をろう付け接合するためのもので、内張材は耐食性を確保するために用いられる。心材は、主にチューブ材の強度を確保する機能を担っており、チューブ材の強度を向上するためには、心材の強度を向上させることが一般的である。
【００２７】
心材の強度を向上させると、チューブ材の引張強度が向上するため、引張ひずみの低減に効果的である。一方、曲げひずみは、チューブ材の表面が最大となるため、チューブ材の表面近傍の強度とより相関が高く、心材のみならず内張材の強度も影響があると考えられる。
なお、ろう材は、ろう付け時に溶融して接合部に流れ込むため、ろう付け後にはチューブ材の表面に数μｍ程度の厚みでしか残っておらず、チューブ材の強度にはほとんど寄与しないと考えられる。
【００２８】
以上の考察から、先ほどと同様の軸対称モデルを用い、以下の条件で、心材および内張材の板厚と強度を種々変更した弾塑性ひずみ解析を行い、発生ひずみに対する内張材の影響を検討した。板厚０．２ｍｍとした場合の解析モデルの模式図、および、この解析モデルにおけるチューブ材の内張材と心材の厚さを示す模式図をそれぞれ図３（ａ）、図３（ｂ）に示す。なお、図３に図示するチューブ材２０は、チューブ材の一部であって、チューブ断面における、チューブを構成する薄板（クラッド材）部分を示したものである。
【００２９】
チューブ板厚範囲：０．１０〜０．３５ｍｍ
チューブ外径：１．３〜1．５ｍｍ
心材板厚範囲：０．０６〜０．３０ｍｍ、心材の引張強度：１６０〜２６０ＭＰａ
内張材板厚範囲：０．０２〜０．１０ｍｍ、内張材の引張強度：１３０〜２４０ＭＰａ
フィレット部強度：１４５ＭＰａ（フィレット：符号４０）
フレーム：アルミニウム合金弾性体
【００３０】
これらの解析結果を用い、計算された最大ひずみと、接合部から十分に離れた位置のチューブ材２０のひずみ（平均ひずみ）を用い、接合部におけるひずみを平均ひずみで除したひずみ集中度を算出した。ひずみ集中度が小さいほど、同じチューブ材２０の平均ひずみに対して最大ひずみが小さく、疲労寿命が改善できると考えられる。次に、内張材２の強度の影響を表すため、チューブ材２０の強度に及ぼす内張材２の寄与割合（寄与度）を、板厚と強度を用いて複合則により算出した。この値は、主に引張ひずみに対する内張材２の寄与を表す。一方、曲げひずみに対しては、内張材２が塑性変形する可能性を考慮し、弾性定数を用いたいわゆる曲げ剛性ではなく、塑性曲げに対する抵抗を表す全塑性モーメントを算出し、全塑性モーメントに対する内張材２の寄与割合（寄与度）を算出した。
【００３１】
これらの結果を用い、内張材２の寄与割合とひずみ集中度との関係を整理した。
チューブ材２０の強度および全塑性モーメントに対する内張材２の各寄与割合とひずみ集中度には比較的良い相関があり、強度に対する内張材２の寄与割合と全塑性モーメントに対する内張材２の寄与割合との積を内張材２の寄与割合と定義すると、寄与割合を一定以上にすることで、ひずみ集中度を低くできることがわかった。つまり、いたずらに心材１の強度を向上しなくても、心材１と内張材２の板厚と強度を適切に調整することで、ひずみ集中度を低く保ち、チューブ材２０の平均ひずみが一定の場合に、フィレット部の発生ひずみを抑えることができ、結果として疲労寿命を向上することができる。具体的には、図４に示すように、チューブ材の引張強度に対する内張材の引張強度の寄与割合と、チューブ材の全塑性モーメントに対する内張材の全塑性モーメントの寄与割合と、の積を０．０４０以上とすることで、ひずみ集中度を安定して１．６程度以下に抑えることができる。
【００３２】
したがって、本発明においては、クラッド材の強度に対する内張材の強度の寄与割合と、クラッド材の全塑性モーメントに対する内張材の全塑性モーメントの寄与割合と、の積を０．０４０以上と規定した。なお、図４のデータから、好ましくは０．０４５以上、より好ましくは０．０４８以上である。また、上限については特に規定されるものではないが、図４のデータから、好ましくは０．１５０以下とすればよい。
【００３３】
ここで、接合材におけるクラッド材の強度は、心材および内張材の成分組成、および、ろう付け条件によって制御し、内張材の強度は、内張材の成分組成、および、ろう付け条件によって制御する。また、クラッド材の強度は、心材と内張材のクラッド比率（板厚比率）でも制御することができる。そして、例えば、接合材におけるクラッド材は、心材の厚みを０．０６〜０．３ｍｍ、内張材の厚みを０．０２〜０．１ｍｍとすればよい。
また、クラッド材の全塑性モーメントについても、後述する式（４）のとおり、前記と同様の制御となる。
【００３４】
次に、強度の測定方法および全塑性モーメントの測定方法、ならびに、強度の寄与割合の算出方法および全塑性モーメントの算出方法について説明する。
【００３５】
強度は、いわゆる引張強度のことで、引張試験によって測定する。引張試験を実施すると、引張強度とともに、降伏強度を求めることができる。
全塑性モーメントは、降伏強度を用いて算出する理論上の値である。図５に示すように、板に曲げモーメントが作用すると、応力分布は弾性状態の場合は図５（ａ）のようになる。図中の一点鎖線Ａよりも上側が引張応力、一点鎖線Ａよりも下側が圧縮応力であり、それぞれ板の表面が最大となる。曲げモーメントが大きくなると、板の表面の応力が降伏強度を超えるため、図５（ｂ）に示すように塑性変形が発生する。さらに曲げモーメントが大きくなると、図５（ｃ）に示すように全断面が降伏するが、このときの曲げモーメントを全塑性モーメントと呼ぶ。実際の材料では加工硬化を起こし、降伏強度以上の応力を負担するため、このような応力分布にはならないが、塑性曲げに対する抵抗として理論的に求めることができるため、全塑性モーメントがよく用いられる。板厚ｔ，降伏強度ＹＳのとき、全塑性モーメントＭｐは式（１）で与えられる。
Ｍｐ＝２×（ＹＳ×ｔ／２）×ｔ／４＝ＹＳ×ｔ２／４・・・（１）
【００３６】
この式は、図５（ｃ）の矢印Ｂ部分の長方形の面積に、板厚の中心（この場合は板厚中心が後述する中立軸に一致している）から矢印部分の長方形の重心までの距離（ここではｔ／４となる）を掛け算し、上下を足し合わせた（２倍にした）ものである。
【００３７】
次に、心材と内張材がクラッドされた板の強度と全塑性モーメントについて説明する。
心材と内張材とでは強度が異なるため、以下の表記を用いて説明する。
心材の板厚をｔ１、心材の引張強度と降伏強度をそれぞれＴＳ１，ＹＳ１とする。また、内張材の板厚をｔ２、内張材の引張強度と降伏強度をそれぞれＴＳ２，ＹＳ２とする。さらに、クラッド材の板厚をｔ、クラッド材の引張強度と降伏強度をそれぞれＴＳ，ＹＳとする。クラッド材の引張試験を実施すると、心材と内張材の両方の特性が合わさってＴＳおよびＹＳが測定されるが、引張強度に関しては式（２）（これを複合則と呼ぶ）が成り立つ。
ＴＳ×ｔ＝ＴＳ１×ｔ１＋ＴＳ２×ｔ２・・・（２)
したがって、内張材の強度に関する寄与割合は、（ＴＳ２×ｔ２）／（ＴＳ×ｔ）で表される。
【００３８】
全塑性モーメントの場合も考え方は同様で、降伏強度と板厚によってあらわされるが、全塑性モーメントの場合は、中立軸（曲げを受けたときにひずみと応力がゼロとなる点）の位置が変化する。全塑性モーメントの状態に到達したときの応力分布は、図６（ｂ）のようになるため、図５（ｃ）と比較すると上下のバランスが変化しており、その結果、一点鎖線Ａの位置が図６では上側に移動している様子が分かる。ここで、中立軸の位置は、長手方向の軸力が釣り合う条件（上下の面積が同じになる位置）で決まる。そのため、式（１）のように単純な形で全塑性モーメントを表記できないが、式（１）と同様の考え方で全塑性モーメントを計算することができる。
【００３９】
すなわち、図７に示すように、中立軸の位置を内張材側からΔtの位置とする。そうすると、まず中立軸の位置は式（３）となる。この式は、長手方向の軸力が釣り合う条件から導かれる。
Δｔ＝［ＹＳ１×ｔ＋（ＹＳ１−ＹＳ２）×ｔ２］／（２×ＹＳ１）・・・（３）
このΔtから、全塑性モーメントＭｐが算出される。
Ｍｐ＝（ｔ−Δｔ）２×ＹＳ１／２＋（Δｔ−ｔ２）２×ＹＳ１／２＋（Δｔ−ｔ／２）×ＹＳ２×ｔ２・・・（４）
【００４０】
右辺の第１項が一点鎖線Ａよりも上側の心材部の全塑性モーメント、第２項が一点鎖線Ａよりも下側の心材部の全塑性モーメント、第３項が内張材の全塑性モーメントとなる。この式は、ＹＳ１＞ＹＳ２として算出したもので、Δｔ＜ｔ２となる条件では算出のための式が変わるが、ｔ１＞ｔ２が一般的なので、ＹＳ２が極端に大きくない限り、この式で問題ない（一般的に適用できる）。式（３）、（４）を用いることで、板厚全部の全塑性モーメントに対する内張材の寄与割合を算出することができる。なお、クラッド材の全塑性モーメント算出の考え方は、式の如何に係わらず変わらない。
【００４１】
最後に、クラッド材の場合、心材と内張材の強度を別々に測定することは出来ない（クラッドされているため単独の強度は測定できない）。このため、心材と内張材の硬さを強度の代表値として使用している。硬さであれば、クラッド材の断面を用いて測定することが出来る。今回は、ビッカース硬さＨｖを用い、板厚に応じて３０〜１００ｇｆで測定を行った。具体的には、式（２）のＴＳ１，ＴＳ２をそれぞれＨｖ１，Ｈｖ２に置き換えることでＴＳが計算できるので、内張材の強度の寄与割合を計算することができる。また、同様にＹＳをＨｖに置き換え、式（３）、（４）を用いることで、内張材の全塑性モーメントの寄与割合を計算することができる。
【００４２】
また、チューブ材の強度および全塑性モーメントに対する内張材の各寄与割合とひずみ集中度には相関があるが、掛け算するとより説明しやすい。本発明は、この結果を基に、強度寄与度が引張ひずみに、全塑性モーメントが曲げひずみに対するパラメータになるという整理でまとめたものである。
【００４３】
［クラッド材の製造方法］
クラッド材は、一例として、以下の製造方法により製造することができる。
まず、心材用アルミニウム合金、内張材用アルミニウム合金、および、ろう材用アルミニウム合金を連続鋳造により溶解、造塊、鋳造して鋳塊を製造し、この鋳塊に必要に応じて面削（表面平滑化処理）、および、均質化熱処理を行うことで、心材用鋳塊、内張材用鋳塊、ろう材用鋳塊を製造する。
【００４４】
心材用鋳塊、内張材用鋳塊、ろう材用鋳塊は、それぞれ所定厚さに熱間圧延して、心材用部材、内張材用部材、ろう材用部材とする。なお、中間材を設ける場合は、前記した内張材用部材またはろう材用部材と同様の方法で、中間材用部材を作製することができる。
【００４５】
次に、心材用部材の一面側に内張材用部材、他面側にろう材用部材（必要に応じて、中間材用部材）を重ね合わせ、この重ね合わせ材に均熱処理を行った後、熱間圧延により圧着して板材とする。その後、冷間圧延、中間焼鈍（連続焼鈍）を行い、さらに冷間圧延を行う。なお、その後、仕上げ焼鈍（最終焼鈍）を実施してもよい。
【００４６】
［接合材の製造方法］
接合材は、前記のようにして製造されたクラッド材をろう付けして得られたものである。ろう付け条件は、クラッド材の強度およびクラッド材の全塑性モーメントに対する内張材の各寄与割合の積が本発明の範囲内になるように、例えば、６００〜６３０℃で所定時間保持した後、冷却を行う。昇温時間、保持時間、冷却時間については、保有するろう付け設備によって適宜選定される。
【実施例】
【００４７】
以上、本発明を実施するための形態について述べてきたが、以下に、本発明の効果を確認した実施例について説明する。
【００４８】
フレームのクラッド材とチューブのクラッド材を用いて、接合材（ろう付け接合体）を製作し、疲労試験を実施した。
＜材料＞
（１）フレーム材
板厚１．２ｍｍの２層（ろう材／心材）クラッド材
心材：ＪＩＳ  ３００３合金
ろう材：Ａｌ−１０質量％Ｓｉ（ＪＩＳ  ４０４５）ろう材（板厚：０．２ｍｍ）
（２）チューブ材
板厚０．１〜０．２３ｍｍ、３層（ろう材／心材／内張材）クラッド材
心材（３０００系合金）、内張材（Ｚｎを含む犠牲防食可能なアルミニウム合金）の組成：表１に記載
ろう材：Ａｌ−１０質量％Ｓｉ（ＪＩＳ  ４０４５）ろう材
心材厚：０．０６〜０．１６２ｍｍ、内張材厚：０．０１５〜０．０３８ｍｍ、ろう材厚：０．０２〜０．０３ｍｍ
【００４９】
材料の製作方法
＜クラッド材（チューブ材）の製造方法＞
表１に示す組成の心材用合金および内張材用合金を溶解、鋳造して各々の鋳塊を製造した。そして、従来公知の方法により、心材の片側に内張材を、また反対側にろう材（Ａｌ−１０質量％Ｓｉ：ＪＩＳ  ４０４５）を配置したクラッド材を製造した。
クラッド材の製造条件（熱間圧延、冷間圧延、中間焼鈍）は、通常の方法とした。
具体的には、心材、内張材、ろう材からなる重ね合わせ材に対し、５００〜５３０℃に加熱して熱間圧延を行った。次に、適宜中間焼鈍を施しながら冷間圧延を行い、所定の板厚のクラッド材を得た。クラッド材の板厚は０．１〜０．２３ｍｍである。
【００５０】
【表１】
2015193120.tif 000002
【００５１】
＜ろう付け条件＞
６００℃×３分保持後に１００℃／分で冷却して接合材を製作した。接合材の概略を図８に示す。図８に示すように、接合材５０は、チューブ材２０を円形に成形し、フレーム材３０に設けた穴に挿入した形状である。図中の矢印は、後述する荷重の負荷方向を示す。
【００５２】
クラッド材では、心材および内張材を単独で引張試験を行うことが困難なため、それぞれの強度の代表値として、各材料のビッカース硬さを用いた。心材および内張材の板厚と硬さ、およびこれらから算出される、クラッド材の強度に対する内張材の強度の寄与割合と、クラッド材の全塑性モーメントに対する内張材の全塑性モーメントの寄与割合と、の積（内張材寄与率）は表２に示す通りである。
【００５３】
＜疲労試験＞
この接合材を、電気油圧サーボ式疲労試験機に取り付け、繰返し軸力を付与して疲労試験を実施した（フレーム部のみ固定されるように固定用の冶具を製作した）。チューブに付与される繰返しひずみは３５０μｓｔｒａｉｎとし、チューブの板厚に応じて適宜試験荷重を設定した。また、接合部に亀裂が発生すると、亀裂発生部近傍のひずみが低下する現象を用いて、疲労寿命を定義した。具体的には、接合部近傍にひずみゲージを貼付し、初期ひずみに対して５０％のひずみ低下が認められた段階を疲労寿命とした。
このようにして得られた疲労寿命の結果を表２に示す。
【００５４】
【表２】
2015193120.tif 000003
【００５５】
表２に示すように、比較例の疲労寿命が数千回オーダーであるのに対し、発明例は１００００回以上の疲労寿命を有しており、本発明の効果が確認できる。
【００５６】
なお、比較例のサンプルは、従来の熱交換器の接合材を想定したものである。本実施例で示すように、比較例の接合材は、前記の評価において一定の水準を満たさないものである。従って、本実施例によって、本発明に係る接合材が従来の接合材と比較して、優れていることが客観的に明らかとなったといえる。
【００５７】
なお、本発明においては、前記のとおり、クラッド材の強度に及ぼす内張材の寄与割合（寄与度）を、板厚と強度を用いて複合則により算出したものである。また、所定の算出方法により、塑性曲げに対する抵抗を表すクラッド材の全塑性モーメントを算出し、このクラッド材の全塑性モーメントに対する内張材の寄与割合（寄与度）を算出したものである。
特許文献１〜５に記載された従来の熱交換器の接合材は、心材の強度と板厚の関係、内張材の強度と板厚の関係などについて全く考慮していないものである。したがって、特許文献１〜５に記載された従来の熱交換器の接合材は、前記の評価において一定の水準を満たさないものと考えられる。
【００５８】
以上、本発明について実施の形態および実施例を示して詳細に説明したが、本発明の趣旨は前記した内容に限定されることなく、その権利範囲は特許請求の範囲の記載に基づいて広く解釈しなければならない。なお、本発明の内容は、前記した記載に基づいて広く改変・変更等することが可能であることはいうまでもない。
【符号の説明】
【００５９】
１  心材
２  内張材
３  ろう材
１０  アルミニウム合金クラッド材
２０  チューブ材
４０  フィレット
３０  フレーム材
５０  接合材
【図１】
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【図３】
2015193120.tif 000005
【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図２】
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