(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ａｌ−Ｍｎ系合金もしくはＡｌ−Ｍｇ−Ｓｉ系合金からなる芯材の少なくとも片面に芯材よりも２０ｍＶ以上腐食電位が低い犠牲材層が積層され、さらにその犠牲材層の外側にＡｌ−Ｓｉ系合金もしくはＡｌ−Ｓｉ−Ｍｇ系合金からなるろう材が積層されてなるブレージングシートを用いて、そのブレージングシートを所定の形状に成形してブレージングシート成形体とした後、熱交換器形状に組立てて、ろう付け加熱するアルミニウム合金製熱交換器の製造方法において、
ブレージングシート成形体を熱交換器形状に組立てるに先立ち、ブレージングシートにおける犠牲材層を有する側の継手部接合面に相当する部位に、ろう材の平均厚さに対応する深さ以上でかつブレージングシート全厚みの２／３以下の深さの溝部をろう材表面から形成しておき、その後ブレージングシート成形体を熱交換器形状に組立ててろう付け加熱することを特徴とする、アルミニウム合金製熱交換器ろう付け構造体の製造方法。
【請求項２】
前記溝部を、継手部接合面端部に相当する犠牲材層露呈端面に沿って連続して形成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製熱交換器ろう付け構造体の製造方法。
【請求項３】
請求項１もしくは請求項２に記載の方法により製造されたアルミニウム合金製熱交換器ろう付け構造体。
【請求項４】
Ａｌ−Ｍｎ系合金もしくはＡｌ−Ｍｇ−Ｓｉ系合金からなる芯材の少なくとも片面に芯材よりも２０ｍＶ以上腐食電位が低い犠牲材層が積層され、さらにその犠牲材層の外側にＡｌ−Ｓｉ系合金もしくはＡｌ−Ｓｉ−Ｍｇ系合金からなるろう材が積層されてなるブレージングシートからなり、かつ熱交換器の継手部に相当する部分とプレート部に相当する部分とを一体に成形した熱交換器用ブレージングシート成形体において、犠牲材層を有する側の継手部接合面に相当する部位に、ろう材の平均厚さに対応する深さ以上でかつブレージングシート全厚みの２／３以下の深さの溝部がろう材表面から形成されていることを特徴とする、熱交換器用ブレージングシート成形体。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は犠牲材層を有するブレージングシートを用いたアルミニウム合金製熱交換器ろう付け構造体の製造方法、特にドロンカップ積層型熱交換器の製造に適した方法に関するものであり、またその製造方法により製造されたアルミニウム合金製熱交換器ろう付け構造体と、その熱交換器ろう付け構造体に使用されるブレージングシート成形体に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
自動車用の熱交換器、例えばラジェータやオイルクーラなどとしては、従来は銅製のものやステンレス鋼製のものが一般的であったが、環境問題の点から鉛を含むろう材の使用を避けることが望まれ、また熱交換器のろう付け構造体を軽量化することが望まれており、そこでＡｌ−Ｓｉ系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を用いて熱交換器を組立てることが多くなっている。
【０００３】
またこのようなアルミニウム合金製熱交換器としては、従来は押出チューブにブレージングシートをろう付けしたサーペンタイン型のものが主流であったが、最近では軽量化とコストダウンを図るため、ドロンカップ積層型のものが広く使用されるようになっている。このようなドロンカップ積層型熱交換器を製造するにあたっては、一般にブレージングシートを所定の形状に成形してブレージングシート成形体（一般には“コアプレート”と称される）とし、複数のブレージングシート成形体と別に用意されたフィン材等を用いて熱交換器形状に組立て、ろう付け加熱を施して熱交換器ろう付け構造体とするのが一般的である。ここで、ドロンカップ積層型熱交換器ろう付け構造体に使用されるブレージングシート成形体（コアプレート）の一例の要部を図１１、図１２に示し、そのブレージングシート成形体１を用いて組立てたドロンカップ積層型熱交換器の一例の要部を図１３に示す。
【０００４】
図１１、図１２において、ブレージングシート成形体１は、全体として平坦なプレート部３と、熱交換器ろう付け構造体の後述する継手部となるべき部分５とに区分され、その継手部となるべき部分５にはカップ部５Ａが形成されかつカップ部５Ａの底面中央には貫通開口部７が形成され、またプレート部３には規則的な比較的小さい凹凸９が形成されている。このようなブレージングシート成形体（コアプレート）１の複数枚を積層して形成したのが図１３に示すドロンカップ積層型熱交換器である。図１３において、複数枚のブレージングシート成形体１は、交互に上下に反転して積重ねられ、上下に隣り合うブレージングシート成形体１のカップ部５Ａの底面同士がろう付け接合されて、その部分が継手部１１の接合面１１Ａとなり、また上下に隣り合うブレージングシート成形体１のプレート部３における凸部同士がろう付け接合されて、凹部間に流路１３が形成される。ここで、各カップ部５Ａの内面側の空間が貫通開口部７により連通されて、その内部空間がタンク室１２となり、この部分を水や冷媒などの熱交換対象媒体（一般には冷却対象媒体）が流れ、さらにその媒体はプレート部３間の流路１３に流れ込むことになる。さらに継手部１１の接合面（カップ部底面）１１Ａにおいて上下に接合された一対のブレージングシート成形体１のプレート部３間にはフィン１５が配設され、そのフィン１５がプレート部３にろう付け接合されている。
【０００５】
ところでブレージングシートを用いた熱交換器の耐食性改善を図るための方策としては、ブレージングシートにおける芯材とろう材との間に、芯材よりも腐食電位が低い犠牲材層、例えば純Ａｌ、Ａｌ−Ｚｎ系合金、Ａｌ−Ｍｇ系合金などを配置し、犠牲材層を優先腐食させることにより芯材を保護する方法が知られている。このように犠牲材層を設けたブレージングシートの一例を図１４に示し、また他の例を図１５に示す。図１４は片面側にのみ犠牲材層を設けたブレージングシートを示すものであり、芯材２１の一方の面に犠牲材層２５が設けられ、さらにその犠牲材層２５の外側と、芯材２１の他方の面にそれぞれろう材層２３Ａ，２３Ｂが設けられている。図１５は両面側に犠牲材層を設けたブレージングシートを示すものであり、芯材２１の両面にそれぞれ犠牲材層２５Ａ，２５Ｂが設けられ、これらの犠牲材層２５Ａ，２５Ｂの外面にそれぞれろう材層２３Ａ，２３Ｂが設けられている。
【０００６】
ここで、ラジェータ、エバポレータなどの如き自動車用熱交換器の場合は、走行環境による塩素イオンや硫酸イオンによる強い腐食を受けやすいため、大気に接する側の面のろう材と芯材との間に犠牲材層を配置したブレージングシートを用い、外気による腐食に対する耐食性を高めることが行なわれている。具体的には、図１３に示される熱交換器ろう付け構造体のブレージングシート成形体１におけるフィン１５に接する側の面、したがって図１２に示されるブレージングシート成形体１における下面側においてろう材と芯材との間に犠牲材層を配設したブレージングシートを用いることが行われている。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
前述のように芯材よりも腐食電位を低くした犠牲材層を芯材とろう材との間に配置して耐食性を高める方法は、熱交換器におけるプレート部では優れた耐食性を発揮することができる反面、継手部では逆に耐食性に悪影響を与えることがある。すなわち、プレート部では犠牲材層を設けることによって、外気からの腐食を芯材まで至らしめない効果を奏することができるが、継手部では犠牲材層が板面に沿って層状に優先腐食することにより、タンク内内面に露出する犠牲材層端面まで腐食が貫通して、漏洩が生じてしまうおそれがある。
【０００８】
この点についてさらに詳細に説明すれば、ブレージングシートにおけるろう材は、ろう付け加熱時に溶融し、その後の冷却過程で再凝固することになるが、ろう材層は一般にその厚みが薄く、また冷却時には板厚方向に温度勾配が生じるため、凝固粒界は板面に対し垂直に形成されるのが通常である。また凝固後のろう材層の粒界にはラメラー状に共晶Ｓｉとα相とが存在するため、腐食環境に曝されれば、共晶Ｓｉとα相との電位差により粒界部のα相が優先腐食されて短時間のうちに腐食先端が板面に対し垂直な凝固ろう材粒界を貫通してしまう。ここで、芯材よりも電位的に卑な犠牲材層がろう材層と芯材との間に配置されていれば、ろう材層の粒界を通って板厚方向に侵入した腐食に連続して犠牲材層が板面に沿った方向へ優先的に腐食され、芯材への腐食の進行を著しく遅延させることができる。このように熱交換器のプレート部においては、ろう材層から腐食が進入しても、犠牲材層を板に沿った方向へ優先腐食させることにより、板厚方向への腐食の貫通が遅れ、耐食性向上を図ることができるのである。
【０００９】
一方、継手部では、その構造上、前述のような板面に沿った方向への犠牲材層の優先腐食が逆に耐食性に対して悪影響をもたらす。すなわち、熱交換器の継手部においては、例えばドロンカップ積層型熱交換器について図１３に示しているように、ブレージングシート成形体１の端部１Ａがタンク室１２内に位置しており、その部分では犠牲材層の端面もタンク室１２内に露呈していることになる。そしてこの犠牲材層の露呈端面はタンク室１２内の熱交換対象媒体である水や冷媒に接していることになる。一方、タンク１２内へ露呈しているブレージングシート成形体端部１Ａの比較的近くの位置、例えば図１３の部分Ａや部分Ｂは外気に曝されている。このような場合において、腐食性の強い外気に曝される部位、例えば部分Ａからの継手部の腐食の進行状況を図１６に示す。図１６において、外気に曝されている部分Ａから腐食が開始されて、矢印Ｃに示すようにろう材層２３Ａを板厚方向に腐食が貫通し、さらに犠牲材層２５が矢印Ｄで示すように板面方向に沿って優先腐食されれば、その面方向腐食が、タンク室内に露呈するブレージングシート成形体の端部１Ａの犠牲材層露出端面３３に早期に達してしまう。このことは、熱交換器の外気に接する部分と被熱交換媒体に接する部分との間が早期に貫通してしまうことを意味する。したがって継手部においては、ろう材と芯材との間に芯材よりも腐食電位が低い犠牲材層を設けておくことによって、板厚方向の腐食の貫通は遅らせることができても、板面に沿った方向への腐食の進行は逆に促進させてしまうため、耐食性を劣化させてしまう結果となる。
【００１０】
もちろん芯材と犠牲材層との電位差によって板厚方向、板面方向の腐食速度の関係は変化し、例えば犠牲材層として純Ａｌを適用した場合には、板厚方向の腐食を遅らせる効果はさほど大きくなく、そのためプレート部の耐食性向上効果もさほど大きくないものの、板面に沿った方向への腐食の促進も少ないため、継手部の耐食性を劣化させるおそれも少ない。これに対し純Ａｌよりもさらに卑な金属、例えばＡｌ−Ｚｎ系合金を犠牲材層に用いれば、プレート部の耐食性はＺｎ量の添加とともに向上するが、継手部の耐食性はＺｎ量の添加とともに低下してしまう。
【００１１】
以上のように従来は、ブレージングシートを用いたアルミニウム合金製熱交換器において、芯材とろう材との間に犠牲材層を介在させる手法は、耐食性向上効果をプレート部と継手部とで両立させることは困難とされているのである。
【００１２】
この発明は以上の事情を背景としてなされたもので、熱交換器のプレート部と継手部との両者の耐食性を同時に改善することを目的としている。
【００１３】
【課題を解決するための手段】
前述のような問題を解決するため、この発明においては、基本的にはブレージングシートとして犠牲材層を有するものを用いて、プレート部では従来と同様に犠牲材層の存在による板厚方向への腐食を遅らせる効果を利用し、一方継手部については、犠牲材層における板面と平行な方向への腐食の進行を停止させるべく、ろう材側の面から溝部を形成しておくこととした。
【００１４】
具体的には、請求項１の発明のアルミニウム合金製熱交換器ろう付け構造体の製造方法は、Ａｌ−Ｍｎ系合金もしくはＡｌ−Ｍｇ−Ｓｉ系合金からなる芯材の少なくとも片面に芯材よりも２０ｍＶ以上腐食電位が低い犠牲材層が積層され、さらにその犠牲材層の外側にＡｌ−Ｓｉ系合金もしくはＡｌ−Ｓｉ−Ｍｇ系合金からなるろう材が積層されてなるブレージングシートを用いて、そのブレージングシートを所定の形状に成形してブレージングシート成形体とした後、熱交換器形状に組立てて、ろう付け加熱するアルミニウム合金製熱交換器の製造方法において、ブレージングシート成形体を熱交換器形状に組立てるに先立ち、ブレージングシートにおける犠牲材層を有する側の継手部接合面に相当する部位に、ろう材の平均厚さに対応する深さ以上でかつブレージングシート全厚みの２／３以下の深さの溝部をろう材表面から形成しておき、その後ブレージングシート成形体を熱交換器形状に組立ててろう付け加熱することを特徴とするものである。
【００１５】
また請求項２の発明のアルミニウム合金製熱交換器ろう付け構造体の製造方法は、請求項１に記載のアルミニウム合金製熱交換器の組立方法において、前記溝部を、継手部接合面端部に相当する犠牲材層露呈端面に沿って連続して形成することを特徴とするものである。
【００１６】
さらに請求項３の発明は、請求項１もしくは請求項２に記載の方法により製造されたアルミニウム合金製熱交換器ろう付け構造体を規定している。
【００１７】
一方請求項４の発明の熱交換器用ブレージングシート成形体は、Ａｌ−Ｍｎ系合金もしくはＡｌ−Ｍｇ−Ｓｉ系合金からなる芯材の少なくとも片面に芯材よりも２０ｍＶ以上腐食電位が低い犠牲材層が積層され、さらにその犠牲材層の外側にＡｌ−Ｓｉ系合金もしくはＡｌ−Ｓｉ−Ｍｇ系合金からなるろう材が積層されてなるブレージングシートからなり、かつ熱交換器の継手部に相当する部分とプレート部に相当する部分とを一体に成形した熱交換器用ブレージングシート成形体において、犠牲材層を有する側の継手部接合面に相当する部位に、ろう材の平均厚さに対応する深さ以上でかつブレージングシート全厚みの２／３以下の深さの溝部がろう材表面から形成されているとを特徴とするものである。
【００１８】
【発明の実施の形態】
先ずこの発明の熱交換器ろう付け構造体に使用されるブレージングシートについて説明する。
【００１９】
ブレージングシートの積層構造としては、図１４に示したように犠牲材層を一方の面の側のろう材と芯材との間にのみ設けた構造、あるいは図１５に示したように犠牲材層を両面側のろう材と芯材との間に設けた構造とのいずれの構造でも良い。
【００２０】
ブレージングシートに用いる芯材は、基本的にＡｌ−Ｍｎ系合金またはＡｌ−Ｍｇ−Ｓｉ系合金であれば、強度、耐食性を確保することができる。より詳細には、芯材のＡｌ−Ｍｎ系合金としては、Ｍｎ０．６〜２．０％を有し、さらに必要に応じて強度向上、耐食性向上のためＣｕ０．０５〜１．５％、Ｓｉ０．０５〜０．６％、Ｔｉ０．０６〜０．３％、Ｍｇ０．０６〜０．５％、Ｃｒ０．０６〜０．３％、Ｚｒ０．０６〜０．３％のうちの１種または２種以上を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物よりなる合金を用いることが適当であり、また芯材のＡｌ−Ｍｇ−Ｓｉ系合金としては、Ｍｇ０．１〜１．５％、Ｓｉ０．２〜２．０％を有し、さらに必要に応じて強度向上、耐食性向上のためＣｕ０．０５〜１．５％、Ｔｉ０．０１〜０．３％、Ｍｎ０．０５〜１．５％、Ｃｒ０．０６〜０．３％、Ｚｒ０．０６〜０．３％のうちの１種または２種以上を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物よりなる合金を用いることが適当である。
【００２１】
一方ろう材は、基本的にＡｌ−Ｓｉ系合金またはＡｌ−Ｓｉ−Ｍｇ系合金であれば、ろう付け性を確保することができる。より詳細には、ろう材としては、Ｓｉ６．０〜１３．０％を有し、さらに必要に応じて耐食性向上、ろう付け性向上のためＭｇ０．０５〜２．０％、Ｚｎ０．３〜４．０％、Ｂｉ０．０１〜０．３％、Ｂｅ０．０００１〜０．００２％、Ｉｎ０．１０％以下、Ｓｎ０．１０％以下、Ｇａ０．１０％以下のうちの１種または２種以上を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物よりなる合金を用いることが好ましい。
【００２２】
さらに犠牲材層は、基本的に芯材より電位が２０ｍＶ以上低ければ、芯材に対する犠牲防食効果が得られ、プレート部に関して充分な耐食性をもたらすことができる。犠牲材合金としては、Ａｌ−Ｍｎ系合金もしくはＡｌ−Ｍｇ−Ｓｉ系合金よりなる芯材より電位を下げるために、Ｍｎ０．５％以下、Ｃｕ０．３％以下、Ｔｉ０．２％以下、Ｃｒ０．２％以下に規制し、さらに効果的に電位を下げるためには必要に応じてＺｎ０．１〜１０％、Ｍｇ０．０５〜２．０％、Ｉｎ０．００５〜０．１％、Ｓｎ０．０２〜０．２％、Ｇａ０．０１〜０．１％のうちの１種または２種以上を含有させ、残部がＡｌおよび不可避的不純物よりなる合金を用いることが望ましい。
【００２３】
前述のような芯材の望ましい成分組成の限定理由を説明する。
【００２４】
Ａｌ−Ｍｎ系合金の場合：
Ｍｎは強度を高めるとともに耐孔食性を向上させるに有効な元素である。Ｍｎ量が０．６％未満ではこれらの効果が充分に得られず、２．０％を越えれば巨大な金属間化合物が生成されて圧延性や成形性を損なうとともに耐食性も低下し、また粒界腐食感受性が高まってしまう。そこで芯材のＭｎ量は、０．６〜２．０％の範囲内とすることが好ましい。
【００２５】
Ｃｕは芯材の電位を貴にするとともに、ろう付け後の強度を高めるために有効な元素であるが、Ｃｕが０．０５％未満ではこれらの効果が小さく、一方１．５％を越えて添加すれば、孔食が発生しやすくなって耐食性が低下する。したがって必要に応じてＣｕを添加する場合のＣｕ量は、０．０５〜１．５％の範囲内が好ましい。
【００２６】
Ｓｉは強度を高めるとともにろう材から拡散してくる余剰なＳｉを低減し、エロージョン抑制に有効な元素である。Ｓｉが０．０５％未満ではこれらの効果が充分に得られず、一方０．６％を越えて添加すれば耐食性を損なう。そこでＳｉ量は０．０５〜０．６％の範囲内が好ましい。
【００２７】
Ｔｉの添加は芯材の電位を貴にするとともに、腐食形態をピット状から層状に変化させることによって最大腐食深さを小さくし、これによって耐食性を向上させるために有効である。Ｔｉの添加量が０．０６％未満ではこれらの効果が充分に発揮されず、一方０．３％を越えれば、これらの効果が飽和して経済性を損なうばかりでなく、Ａｌ3Ｔｉの巨大金属間化合物が生成されて圧延性や成形性を損なう。したがって必要に応じてＴｉを添加する場合のＴｉ量は、０．０６〜０．３％の範囲内が好ましい。
【００２８】
Ｍｇはろう付け後の強度を高めるために有効な元素であるが、Ｍｇ量が０．０６％未満ではその効果が少なく、一方０．５％を越えれば強度上昇に伴なって成形性が低下するとともに、電位を下げることにより耐食性を著しく低下させる。そこで必要に応じてＭｇを添加する場合のＭｇ量は、０．０６〜０．５％の範囲内とする。
【００２９】
Ｃｒ、Ｚｒはいずれもろう付け加熱後の強度を高めるために有効な元素であるが、いずれも０．０６％未満ではその効果が充分に得られず、一方０．３％を越えれば巨大な金属間化合物が生成されて成形性を損なう。そこで必要に応じてＣｒ、Ｚｒのいずれか一方または双方を添加する場合のＣｒ量、Ｚｒ量はそれぞれ０．０６〜０．３％の範囲内が好ましい。
【００３０】
なおアルミニウム合金においては一般に不可避的不純物としてＦｅが含有されるが、Ｆｅは耐食性を低下させるから、可及的に少ないことが望ましい。具体的には、Ｆｅ量は０．７％以下、より好ましくは０．３％以下とする。
【００３１】
Ａｌ−Ｍｇ−Ｓｉ系合金の場合：
ＭｇはＳｉと共存するとろう付け後の冷却中にＭｇ2Ｓｉ微細析出物を形成し強度を高める。Ｍｇ量が０．１％、Ｓｉ量が０．２％未満ではこの効果が得られず、Ｍｇ量が１．５％、Ｓｉ量が２．０％を越えれば強度は高まるものの成形性が低下し、また粒界腐食感受性が鋭敏化し耐食性を劣化させるから、Ｍｇ量は０．１〜１．５％、Ｓｉ量は０．２〜２．０％の範囲内とする。なお充分な強度を得るには、Ｍｇ2Ｓｉの化学量論的組成比よりもＳｉを過剰に含有させることが効果的である。
【００３２】
Ｃｕは芯材の電位を貴にするとともに、ろう付け後の強度を高めるために有効な元素であるが、Ｃｕが０．０５％未満ではこれらの効果が小さく、一方１．５％を越えて添加すれば、孔食が発生しやすくなって耐食性が低下する。したがって必要に応じてＣｕを添加する場合のＣｕ量は０．０５〜１．５％の範囲内が好ましい。
【００３３】
Ｔｉの添加は芯材の電位を貴にするとともに、腐食形態をピット状から層状に変化させることによって最大腐食深さを小さくし、これによって耐食性を向上させるために有効である。Ｔｉの添加量が０．０１％未満ではこれらの効果が充分に発揮されず、一方０．３％を越えればこれらの効果が飽和して経済性を損なうばかりでなく、Ａｌ3Ｔｉの巨大金属間化合物が形成されて圧延性や成形性を損なう。したがって必要に応じてＴｉを添加する場合のＴｉ量は０．０１〜０．３％の範囲内が望ましい。
【００３４】
Ｍｎはろう付け加熱後の強度を高めるために有効な元素であるが、０．０５％未満ではその効果が得られず、一方１．５％を越えると巨大な金属間化合物が形成されて圧延性や成形性を損なうとともに耐食性も低下し、また粒界腐食感受性が高まってしまう。したがって芯材のＭｎ量は０．０５〜１．５％の範囲内とすることが好ましい。
【００３５】
Ｃｒ、Ｚｒはいずれもろう付け加熱後の強度を高めるために有効な元素であるが、いずれも０．０６％未満ではその効果が充分に得られず、一方０．３％を越えれば巨大な金属間化合物が生成されて成形性を損なう。そこで必要に応じてＣｒ、Ｚｒのいずれか一方または双方を添加する場合のＣｒ量、Ｚｒ量はそれぞれ０．０６〜０．３％の範囲内が好ましい。
【００３６】
なおアルミニウム合金においては一般に不可避的不純物としてＦｅが含有されるが、Ｆｅは耐食性を低下させるから、可及的に少ないことが望ましい。具体的には、Ｆｅ量は０．７％以下、より好ましくは０．３％以下とする。
【００３７】
次にろう材の望ましい成分の限定理由を以下に説明する。
【００３８】
Ｓｉはアルミニウム合金ろう材として必須の合金元素であって、ろう材の融点を低下させ、溶融ろうの流動性を良好にする作用を有する。Ｓｉ含有量が６．０％未満ではその効果が少なく、一方１３．０％を越えればＤＣ鋳造性、圧延性、成形性の低下を招くから、Ｓｉは６．０〜１３．０％の範囲内とした。
【００３９】
Ｍｇはアルミニウム合金に添加された場合にその電位を卑にし、貴な芯材に対して犠牲陽極効果を発揮させる効果をもたらす。また真空ろう付けの場合には、加熱中にＭｇが蒸発することによりアルミニウム表面の酸化皮膜を浄化してろう付け性を向上させる役割も果たす。Ｍｇ量が０．０５％未満ではこれらの効果がなく、一方Ｍｇ量が２．０％を越えれば圧延性が低下するとともに、Ｍｇ蒸発による炉の汚染を招くおそれがあるから、ろう材をＡｌ−Ｓｉ−Ｍｇ系合金とする場合のＭｇ量は０．０５〜２．０％の範囲内とした。
【００４０】
Ｚｎはアルミニウム合金に添加された場合にその電位を卑にし、貴な芯材に対して犠牲陽極効果を発揮させるために有効である。Ｚｎ添加量が０．３％未満ではその効果が少なく、一方４．０％を越えて添加すれば、自己腐食作用が激しくなるとともに、圧延性、成形性を損なう。そこで必要に応じて添加されるろう材中のＺｎ量は０．３〜４．０％の範囲内とした。
【００４１】
Ｂｉは溶融ろうの流動性を向上させて、ろう付け性を改善する効果を有する。Ｂｉ量が０．０１％未満ではその効果が得られず、一方０．３％を越えて添加してもその効果は飽和し、経済性を損なう。そこでＢｉを添加する場合のＢｉ量は０．０１〜０．３％の範囲内とした。
【００４２】
Ｂｅも溶融ろうの流動性を向上させて、ろう付け性を改善する効果を有する。Ｂｅ量が０．０００１％未満ではその効果が得られず、一方０．００２％を越えて添加してもその効果は飽和し、経済性を損なう。そこでＢｅを添加する場合のＢｅ量は０．０００１〜０．００２％の範囲内が望ましい。
【００４３】
Ｉｎ、Ｓｎ、Ｇａはいずれもアルミニウム合金に添加された場合にその電位を卑にする作用があり、したがってろう材に添加されればその犠牲陽極効果を向上させるに寄与する。それぞれ添加量が０．１０％を越えればろう材の電位が卑になり過ぎて腐食速度が速まり、逆に耐食性を低下させてしまうおそれがあるから、いずれもその添加量は０．１０％以下が適当である。
【００４４】
なおろう材のアルミニウム合金にも不可避的不純物としてＦｅが含有されるが、Ｆｅはろう材の耐食性を低下させるから、その含有量ができる限り少ないことが好ましい。具体的にはＦｅ量は０．７％以下が好ましく、より望ましくは０．５％以下が適切である。
【００４５】
次に犠牲材層の望ましい成分の限定理由を以下に説明する。
【００４６】
犠牲材層は、その電位を芯材のそれよりも下げて芯材を保護するためのものであり、芯材との電位差が２０ｍＶ未満では犠牲材層による犠牲防食効果が充分に得られないから、犠牲材層と芯材との電位差は２０ｍＶ以上とし、好ましくは５０ｍＶ以上とする。但し、必要以上に電位差が大きくなり過ぎれば、犠牲材層の腐食速度が大きくなってしまうから、５０〜５００ｍＶの範囲内が最も好ましい。このように電位を調整するため、犠牲材層の合金としては、電位を貴にする元素の添加を規制する必要がある。このように、電位を貴にして芯材と犠牲材層の電位差を少なくし、犠牲防食効果を低下させる元素としては、Ｍｎ、Ｃｕ、Ｔｉ、Ｃｒなどがあるが、これらはそれぞれＭｎ０．５％以下、Ｃｕ０．３％以下、Ｔｉ０．２％以下、Ｃｒ０．２％以下に規制することが望ましい。
【００４７】
Ｚｎ、Ｍｇ、Ｉｎ、Ｓｎ、Ｇａはアルミニウムに添加されればその電位を卑にして、貴な芯材に対して犠牲陽極効果を発揮させるために有効な元素であり、犠牲材合金に必要に応じて添加される。Ｚｎ０．１％未満、Ｍｇ０．０５％未満、Ｉｎ０．００５％未満、Ｓｎ０．０２％未満、Ｇａ０．０１％未満ではその効果が得られず、またＺｎ１０％、Ｍｇ２．０％、Ｉｎ０．１％、Ｓｎ０．２％、Ｇａ０．１％を越えれば犠牲材層の腐食速度が過大となって逆に耐食性を低下させるとともに、圧延性を低下させるから、Ｚｎは０．１〜１０％、Ｍｇは０．０５〜２．０％、Ｉｎは０．００５〜０．１％、Ｓｎは０．０２〜０．２％、Ｇａは０．０１〜０．１％の範囲内とすることが好ましい。
【００４８】
この発明においては、前述のような芯材、ろう材、犠牲材を積層してなるブレージングシートを成形して熱交換器を組立てるにあたって、組立ておよびろう付け加熱前の段階のブレージングシート成形体（コアプレート）について、熱交換器の継手部接合面に相当する部位に、犠牲材層が存在する側のろう材表面から、ろう材の平均厚み以上の深さで溝部を形成しておくことが重要である。
【００４９】
この発明に従ってドロンカップ積層型熱交換器用のブレージングシート成形体（コアプレート）における継手部接合面に対応する位置に溝部を形成した例を、図１、図２に示し、またこのように溝部を形成したブレージングシート成形体を用いて組立てたドロンカップ積層型熱交換器ろう付け構造体の例を図３に示す。さらに図４には、図１に示されるブレージングシート成形体１における溝部形成部分付近を拡大して示す。これらの図１〜図４に示すようにブレージングシート成形体１における熱交換器の継手部１１の接合面１１Ａに対応する位置には、ろう材層２３Ａの側から溝部３１が形成されている。
【００５０】
ここで、ブレージングシートとしては、図４に拡大して示しているように、芯材２１の一方の面に犠牲材層２５を設け、その犠牲材層２５の外側の面および芯材２１の他方の面にそれぞれろう材層２３Ａ，２３Ｂを設けた例を示している。そして犠牲材層２５が存在する側のろう材層２３Ａの表面から、断面が逆台形状をなす溝部３１が形成されており、この溝部３１はろう材層２３Ａの表面から底端が例えば犠牲材層２５内の厚み方向中間位置まで到達するように形成されている。なおこの溝部３１は、継手部１１のタンク室内面側へ露出するブレージングシート端部１Ａ（犠牲材層２５の露呈端面３３）に沿って連続して円周状に形成されている。
【００５１】
このように溝部を形成しておくことによって、次に述べるように溝部に対応する箇所において犠牲材層の犠牲効果を喪失させ、犠牲材層における板面方向に沿っての優先腐食の進行をその溝部に対応する部分で停止させることができるから、継手部接合面においてろう材側から進入した腐食が犠牲材層において板面方向へ進行して、継手部接合面の犠牲材露呈端面３３まで貫通してしまうことを有効に防止し、継手部に充分な耐食性を与えることができる。
【００５２】
このような溝部による作用を、図４に示した例についてさらに詳細に説明する。
【００５３】
すなわち、図４に示すような溝部３１を形成したブレージングシート成形体１を用いて熱交換器を組立て、ろう付け加熱を行えば、ろう材層２３Ａ，２３Ｂのろう材が溶融し、特に溝部３１を形成した側のろう材層２３Ａでは図５に示すように溝部３１の周辺から溶融ろうが溝部３１内に流入し、更にはその溶融ろうが犠牲材層２５を局部的に溶融させて、その部分で固相として残る犠牲材層２５が薄くなる。このように溝部３１の底部付近においてろう付け加熱時に薄くなって固相として残る犠牲材層３１の部分２５ａを、図４においてクロスハッチングで示す。
【００５４】
上述のようなろう付け加熱の過程において、溝部３１の底部付近の犠牲材層２５ａからは、電位を卑にする合金成分、例えばＭｇやＺｎがろう材中へ拡散して、溝部３１の底部付近に残る犠牲材層２５ａの電位が局部的に高くなる。またろう材２３Ａ中に含まれていた電位を貴にする合金成分が犠牲材層２５ａ中へ拡散することもあり、さらには犠牲材層２５ａ中のＭｇやＺｎなどの電位を卑にする合金成分が溝部３１から直接蒸散することもあり、これらも溝部３１の底部付近の犠牲材層２５ａの電位を局部的に高くさせるに寄与する。このようにして溝部３１の底部付近に残る犠牲材層２５ａの電位が局部的に高くなる結果、溝部３１の底部付近では犠牲材層２５ａと芯材２１との電位差が局部的に小さくなり、その部分で犠牲材層２５ａが優先腐食され難くなる。したがって例えば図６に示すように溝部３１の側方の位置Ａにおいてろう材層２３Ａ表面から腐食が生じてその部分でろう材層２３Ａの腐食が貫通し（実線矢印Ｑ１）て犠牲材層２５に腐食が達し、芯材２１と犠牲材層２５との電位差により犠牲材層２５中を板面と平行な方向へ腐食が進行し（実線矢印Ｑ２）、その腐食が溝部３１に対応する部分２５ａに達すれば、その部分では前述のように犠牲材層と芯材との電位差が小さいため、犠牲材層２５の優先腐食が停止される。すなわち、板面に沿った方向への犠牲材層２５の腐食の進行が停止し、ブレージングシート成形体１の端部の犠牲材露呈端面３３まで犠牲材層２５の腐食が進行してしまうこと、すなわち腐食が位置Ａから犠牲材露呈端面３３まで貫通してしまうことを防止できるのである。
【００５５】
ここで、ろう付け加熱時においては、ろう材層２３Ａは全面的に溶融するから、溝部以外の部分でも犠牲材層からろう材中への合金成分の拡散はある程度生じる。しかしながら、特に溝部３１を形成した部分では、溝部３１内に流入した溶融ろうにより集中的に犠牲材層が溶融され、固相で残る犠牲材層の厚みが薄くなるところから、固相拡散の拡散距離が他の部分と比較して短くなり、そのため犠牲材層からのＭｇやＺｎの拡散が速やかに生じて、溝部３１の底部付近で局部的に犠牲材層中に含まれるＭｇやＺｎの如く電位を卑にする合金元素量が少なくなる現象が生じるのである。またろう付け加熱の初期においては、溝部３１の底部では犠牲材層が露呈しているため、ＭｇやＺｎの直接的な蒸散も生じ、このことも溝部３１の底部付近の犠牲材層のＭｇやＺｎの濃度を下げることに寄与する。
【００５６】
なお図４に示す例では溝部３１は犠牲材層２５の厚み方向の中間位置まで達するように形成しているが、溝部３１の深さｄは、要は平均ろう材厚みｔ以上でかつブレージングシートの全厚みの２／３以下であれば良い。図７には溝部３１の深さｄが下限値の場合、すなわち平均ろう材厚みｔと等しい場合を示し、また図８には溝部３１の深さｄが平均ろう材厚みｔと平均犠牲材層厚みｔ′との合計（ｔ＋ｔ′）よりも大きい場合、すなわち溝部３１の底端が芯材２１中に達している場合を示す。これらの図７の例、図８の例のいずれの場合もこの発明の範囲内に含まれることはもちろんである。但し、後に改めて説明するように、溝部の深さｄが平均ろう材厚みｔ以上（但しブレージングシート全厚みの２／３以下）であっても、溝部の形成のための加工方法によっては、溝部の底部にろう材が薄く存在することもあり、このようなケースもこの発明では許容される。
【００５７】
ここで、溝部の深さｄが平均ろう材厚みｔよりも小さければ、ろう付け加熱時において溝部の底部に相当する位置の犠牲材層からＭｇ、Ｚｎなどの電位を卑にする成分をろう材中へ充分に拡散させる効果がほとんど得られず、またこれらの成分を溝部から直接蒸散させることも困難となり、そのため溝部の底部付近において局部的に犠牲材層の電位を高くすることが困難となって、犠牲材層の板面方向に沿った腐食を溝部の底部付近で停止させることが困難となり、その結果継手部の耐食性向上効果も得られなくなる。したがって溝部の深さｄは平均ろう材厚みｔ以上とした。一方、溝部の深さｄの上限は、ブレージングシートの全厚みの２／３以下とする。すなわち、溝部を形成するための加工における製品形状の維持と強度の維持を図り、またろう付け加熱時に確実に溝部内に溶融ろうを流入させる観点から、溝部の深さはブレージングシートの全厚みの２／３以下とする必要がある。
【００５８】
この発明において、溝部を形成するための加工方法としては種々の方法を適用することができる。代表的な方法としては、切削加工によって溝部の部分を物理的に切欠除去する方法がある。この場合は溝部の深さｄがろう材の平均厚みｔ以上となるように切削することにより、溝部の底部では犠牲材層が露呈することになるから、ろう付け加熱時に溝部内に流入した溶融ろうが直接犠牲材層に接し、そのため犠牲材層中のＭｇやＺｎ等の合金成分をろう材中へ最も効果的に拡散させることができる。一方、ナイフエッジ状の工具を用いてプレス加工により溝部を押し込み加工（圧縮加工）しても良い。この場合は図９に示すようにろう材の平均厚みｔ以上となるように溝部３１を形成しても、溝部３１の底部にろう材２３Ａが薄く残存するが、溝部３１の底部に対応する位置で犠牲材層２５が薄くなり、しかもその薄くなった部分で犠牲材層２５のろう材側の表面部分が溶融ろうにより局部的に溶融せしめられるため、犠牲材層２５中のＭｇ、Ｚｎ等の合金元素を溶融ろう中へ速やかに拡散させ、溝部３１に対応する位置において犠牲材層２５の電位を局部的に高める効果が得られる。
【００５９】
なお溝部形成のための加工は、一般にはブレージングシートを成形してブレージングシート成形体（コアプレート）とした後に行なうのが通常であるが、場合によっては成形と同時に、あるいは成形前に行なうことも可能である。
【００６０】
溝部の断面形状は特に限定されるものではないが、一般には逆台形状あるいは矩形状、またはＶ字形状やＵ字形状とするのが通常である。また溝部の幅も特に限定されるものではなく、例え溝部の幅が狭くても、ろう付け加熱時においては溶融ろうが毛細管現象により狭い溝部内にも侵入することができるから、前述のような溝部の機能を果たすことができる。但し、短時間のろう付け加熱中に犠牲材成分の拡散をより効果的に行なわせるためには、溝部の開口部分の幅が２０μｍ以上あることが望ましい。また、プレス加工などの圧縮加工によって溝部を形成する場合、溝部に対応する位置の犠牲材層を局部的に薄くして犠牲材成分の拡散を促進させるためには、圧縮工具のナイフエッジとして先端角度が小さいもの、具体的には９０°以下のものを用いて溝部の開口角度を小さくすることが望ましい。さらに、プレス加工などの圧縮加工によって溝部を形成する場合において、加工工具寿命を確保するためにナイフエッジ形状を台形形状とする場合でも、先端平坦部分の幅は５００μｍ以下とすることが望ましい。
【００６１】
なお、図１〜図４の例においては、継手部接合面に対応する部分に、タンク室１２を１周するように１列の溝部を形成しており、このように１列に溝部を形成するだけで充分に継手部の耐食性を確保することが可能であるが、溝部形成のための加工の信頼性を考慮して、間隔を置いて２列以上の溝部を形成しても良く、この場合にはより確実に耐食性を確保することができる。
【００６２】
さらに、熱交換器の継手部における特定の部位においてのみ腐食が進行することが経験により判明している場合には、その部分にのみ溝部を形成しておいても良い。
【００６３】
なおブレージングシートにおけるろう材のクラッド率は特に限定されるものではなく、最終的な熱交換器の種類や用途、形状あるいはブレージングシートの全厚みなどに応じて適宜定めれば良いが、一般には５〜２５％程度であれば良好なろう付け性を確保することができる。また犠牲材層のクラッド率も特に限定されるものではなく、最終的な熱交換器の種類や用途、形状、あるいはブレージングシートの全厚み、ろう材の厚みなどによって適宜定めれば良いが、一般には５〜２５％程度であれば所定の性能を得ることができる。
【００６４】
なおブレージングシート自体の製造方法としては、通常のクラッド材の製造方法などに用いられている方法を適用すれば良く、特に限定されるものではない。
【００６５】
具体的には、例えば各合金材料を鋳造して、必要に応じて均質化処理を施してから熱間圧延を行なって所定の板厚とするか、あるいは熱間圧延を行なわずに面削のみによって所定の厚みとし、その後各板を重ね併せて熱間圧延によりクラッド圧延を行ない、必要に応じて中間焼鈍を施してから冷間圧延を行なって最終板厚とすれば良く、また冷間圧延の中途で必要に応じて中間焼鈍を行なったり、また最終の冷間圧延後に必要に応じて最終焼鈍を施しても良い。ここで、鋳造方法としては一般的な半連続鋳造法を用いれば良い。また鋳造後には、芯材あるいは犠牲材層については、溶融ろうによる耐エロージョン性を考慮して均熱処理を行なうことが望ましく、この場合の均熱温度としては４５０〜６２０℃が適当であるが、耐エロージョン性をより向上させるためには高い温度で均熱処理を施すことが望ましい。クラッド圧延は、前述のように熱間圧延を適用するのが通常であるが、積層数が多い場合には２回以上のクラッド圧延を組合せても良いことはもちろんである。なおクラッド圧延時には接合性を良好にするため、事前にクラッド合せ面について酸洗もしくはアルカリ洗、溶剤脱脂などによって酸化皮膜の除去や脱脂を行ない、表面を清浄化しておくことが望ましい。最終のテンパー状態は、ブレージングシートを用いる熱交換器部品の種類や熱交換器の用途などによって定めれば良いが、例えばエバポレータ用コアプレートの場合はプレス成形を行なうためにＯ材（完全焼鈍材）とする必要があり、またラジェータのチューブ材では通常はＨ１ｎの加工材が使用されるなど、それぞれのテンパー状態に応じて冷間圧延、焼鈍の有無、焼鈍の条件などを定めれば良い。
【００６６】
最終的にブレージングシート成形体を組立ててろう付けを行なうにあたってのろう付け法は特に限定されるものではない。またこの発明による熱交換器の用途は特に限定されるものではないが、自動車用熱交換器に適しており、また乗用車に限らずトラック等の大型車両のオイルクーラなどにも適している。
【００６７】
【実施例】
表１の合金符号Ａ１，Ｂ１〜Ｂ３，Ｃ１，Ｃ２に示す化学組成の各構成材をＤＣ鋳造し、芯材合金Ｂ１〜Ｂ３および犠牲材層合金Ｃ１，Ｃ２については、常法に従って鋳塊に均質化処理を施した。その後表２のようなクラッド率で３層または４層の厚み４ｍｍの熱間圧延合せ板を作製した。これを０．６ｍｍ厚まで冷間圧延し、３５０℃で２時間焼鈍した後、図１、図２に示すようなエバポレータコアプレートにプレス成形した。さらに図１０に示すような断面形状を有する工具を用いて、継手部接合面に種々の深さでプレス加工により溝部を形成した。このエバポレータコアプレートを１０枚積層して治具で固定した後、５×１０-4Ｔｏｒｒ以上の真空中で６００℃×３分のろう付けを施した。さらに、腐食試験のため、一般プレート部と継手部を切り離し、所定のシールを行なった後、それぞれに対し５水準の試験時間でＳＷＡＡＴ試験を行ない、一般プレート部については光学顕微鏡の焦点深度法で最大腐食深さを測定し、極値解析により板厚貫通までの腐食時間を推定した。また継手部については腐食部を断面研磨して最大腐食深さを測定し、接合面幅を２．５ｍｍとしたときの接合面貫通までの腐食時間を推定した。
【００６８】
各材料の腐食電位については、焼鈍材を５×１０-4Ｔｏｒｒ以上の真空中で６００℃×３分加熱し、犠牲材層、芯材に達するまで５０℃、１０％ＮａＯＨでエッチングした後、窒素ガスで６０分脱気した２５℃、２．６７％ＡｌＣｌ3水溶液中で孔食電位を測定した。
【００６９】
【表１】
0004033562.tif 000002
【００７０】
【表２】
0004033562.tif 000003
【００７１】
【表３】
0004033562.tif 000004
【００７２】
以上の実施例において、一般プレート部については、犠牲材層を形成していない試料番号１と犠牲材層を設けた試料番号２，４，７，１１との比較から明らかなように、犠牲材層を設けることによって耐食性が向上し、特に試料番号２，４，７の比較から明らかなように犠牲材層のＺｎ量を多くして芯材／犠牲材層の電位差を大きくするほど腐食寿命が長くなって耐食性が向上している。一方継手部に関しては、溝部を形成しなかった場合は、試料番号２，４，７から明らかなように犠牲材層のＺｎ量を多くして芯材／犠牲材層の電位差を大きくするほど腐食寿命が短くなり、耐食性が低下していることが判明した。これに対し、ろう材平均厚み（９０μｍ）よりも厚い１５０μｍもしくは２００μｍの深さの溝部を継手部接合面に形成した場合（試料番号３，６，９，１０，１３）には、継手部の腐食寿命が大幅に延長され、耐食性が改善されていることが判明した。また試料番号５，８，１２の例は、いずれも継手部接合面の溝部の深さをろう材平均厚みより小さい６０μｍとした例であり、これらの場合には、継手部の耐食性は溝部を形成しない場合と比べて特に改善されなかった。
【００７３】
なお継手部の腐食形態を光学顕微鏡により観察したところ、試料番号１ではろう材の共晶領域がピット状に腐食されており、また試料番号４，７，１１ではろう材から侵入した腐食が犠牲材層に達し、さらに犠牲材層が全面腐食されていることが明らかになった。また試料番号２の場合は両者の腐食形態が混在していた。
【００７４】
【発明の効果】
前述の説明から明らかなように、この発明によれば、芯材との電位差が２０ｍＶ以上の犠牲材層を設けたブレージングシートからなるブレージングシート成形体における継手部接合面に対応する部位に、ろう材の平均厚み以上の深さの溝部を形成しておくことにより、溝部の底部付近において犠牲材層の犠牲効果を抑制して、板面に沿う方向の犠牲材層の層状腐食の進行をその部位で停止させることができ、そのため継手部の貫通腐食を大幅に遅らせることができるから、継手部でも一般プレート部と同等以上の耐食性を確保することができ、その結果熱交換器全体としての耐食性を従来よりも大幅に向上させることができ、またそれに伴ないブレージングシートの薄肉化を図って従来よりも一層のコスト低減、軽量化を図ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】この発明におけるブレージングシート成形体の一例を示す要部拡大平面図である。
【図２】図１のII−II線における拡大縦断面図である。
【図３】図１、図２に示されるブレージングシートを用いて組立てた熱交換器ろう付け構造体の一例を示す要部拡大縦断面図である。
【図４】図１に示されるブレージングシート成形体の要部をさらに拡大して示す縦断面図である。
【図５】図４に示されるブレージングシート成形体のろう付け加熱後の状態を示す縦断面図である。
【図６】図５に示されるブレージングシート成形体を用いた熱交換器における腐食の進行状況を示すための縦断面図である。
【図７】この発明におけるブレージングシート成形体の他の例を示す縦断面図である。
【図８】この発明におけるブレージングシート成形体のさらに他の例を示す縦断面図である。
【図９】この発明におけるブレージングシート成形体において溝部を圧縮加工により形成した例を示す縦断面図である。
【図１０】この発明の実施例において溝部形成のために使用した台形状ナイフエッジの先端形状、寸法を示すための略解図である。
【図１１】従来の熱交換器に使用されるブレージングシート成形体の一例を示す要部拡大平面図である。
【図１２】図１１のＸ−Ｘ線における拡大縦断面図である。
【図１３】図１１、図１２に示されるブレージングシート成形体を用いて組立てた従来の熱交換器の一例の要部拡大縦断面図である。
【図１４】一般的なブレージングシートの積層構造の一例を示す縦断面図である。
【図１５】一般的なブレージングシートの積層構造の他の例を示す縦断面図である。
【図１６】図１３に示される従来の熱交換器における継手部の腐食進行状況を示す要部拡大縦断面図である。
【符号の説明】
１  ブレージングシート成形体
３  プレート部
１１  継手部
１１Ａ  継手部接合面
２１  芯材
２３Ａ，２３Ｂ  ろう材
２５  犠牲材層
３１  溝部
３３  犠牲材露呈端面
【図１】
0004033562.tif 000005
【図２】
0004033562.tif 000006
【図３】
0004033562.tif 000007
【図４】
0004033562.tif 000008
【図５】
0004033562.tif 000009
【図６】
0004033562.tif 000010
【図７】
0004033562.tif 000011
【図８】
0004033562.tif 000012
【図９】
0004033562.tif 000013
【図１０】
0004033562.tif 000014
【図１１】
0004033562.tif 000015
【図１２】
0004033562.tif 000016
【図１３】
0004033562.tif 000017
【図１４】
0004033562.tif 000018
【図１５】
0004033562.tif 000019
【図１６】
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