(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｓｉ０．０７〜０．４０％（ｍａｓｓ％、以下同じ）、Ｆｅ０．１〜０．４％、Ｃｕ０．３〜１．０％、Ｍｎ０．４〜１．５％、Ｔｉ０．０５〜０．２０％を含有し、残部Ａｌ及び不回避不純物よりなる鋳塊から製造された芯材と、当該芯材の片面又は両面にクラッドされ、Ｚｎ０．５〜４．０％、Ｓｉ７．０〜１２．５％、Ｆｅ０．０５〜０．２５％を含有し、残部Ａｌ及び不可避不純物よりなる鋳塊から製造された犠牲ろう材とを備えたアルミニウム合金クラッド材であって、ろう付け前のクラッド材の段階で犠牲ろう材と芯材の界面における犠牲ろう材側のＺｎ濃度（ＺｎＣ）と芯材側のＣｕ濃度（ＣｕＣ）が０．９≦ＺｎＣ/ＣｕＣ≦７であることを特徴とアルミニウム合金クラッド材。
【請求項２】
前記芯材がＶ０．０２〜０．１０％を更に含有する、請求項１記載のアルミニウム合金クラッド材。
【請求項３】
前記犠牲ろう材が、Ｓｎ０．０５〜０．２０％及びＩｎ０．０５％〜０．２０％の少なくともいずれか一方を含有する、請求項１又は２に記載のアルミニウム合金クラッド材。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、熱交換器等に用いられるアルミニウム合金クラッド材に関し、例えばフッ化物系フラックスを用いる不活性ガス雰囲気ろう付けによってアルミニウム製熱交換器として組み立てられるクラッド材に関する。本発明に係るアルミニウム合金クラッド材は、自動車用エバポレーター、コンデンサーなどのアルミニウム製熱交換器に好適に用いられ、優れた耐食性を備える。
【背景技術】
【０００２】
自動車用オイルクーラー、インタークーラー、ヒーター、カーエアコンのエバポレーター、コンデンサー、或いは、油圧機器や産業機械のオイルクーラーなどの熱交換器には、アルミニウム製熱交換器が使用されている。アルミニウム製熱交換器は、通常、ろう材を被覆したアルミニウム合金ブレージングシートを成形加工し、これを積層して流体通路を形成し、流体通路間にコルゲート成形加工したアルミニウム合金のフィンを配置し、これらをろう付け接合して一体化することにより作製されている。
【０００３】
例えば、ドロンカップ製エバポレーターにおいては、両面に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材をプレス成形してチューブシートが成形される。次いで、チューブシート間にコルゲート成形加工したアルミニウム合金のフィンを積層し、これらをろう付け接合してコアプレートとフィンを接合するとともにチューブシートの間に冷媒の通路を形成する。
【０００４】
チューブシートとしては、Ａｌ−Ｍｎ系合金、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系合金、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ−Ｍｇ系合金、Ａｌ−Ｍｎ−Ｍｇ系合金などＭｎを含有するアルミニウム合金、例えばＪＩＳ３００３合金、３００５合金などからなる芯材の片面又は両面に、Ａｌ−Ｓｉ系合金、Ａｌ−Ｓｉ−Ｍｇ系合金、Ａｌ−Ｓｉ−Ｍｇ−Ｂｉ系合金、Ａｌ−Ｓｉ−Ｂｉ系合金、Ａｌ−Ｓｉ−Ｂｅ系合金、Ａｌ−Ｓｉ−Ｂｉ−Ｂｅ系合金からなる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が用いられる。フィン材としてはＡｌ−Ｍｎ系合金、Ａｌ−Ｍｎ−Ｍｇ系合金、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系合金、Ａｌ−Ｍｎ−Ｚｎ系合金などが使用される。ろう付け法としては、真空ろう付け法や、塩化物フラックス、フッ化物系フラックスを用いるろう付け法が用いられる。
【０００５】
外側（外気）からのチューブシートの耐腐食性を向上させるために、チューブシートより電位の卑なフィン材、例えばＡｌ−Ｍｎ−Ｚｎ系合金、Ａｌ−Ｍｎ−Ｓｎ系合金のフィン材を用い、フィン材の犠牲防食効果により流体通路構成材であるチューブシートの防食が図られている。しかしながら、フィン材の犠牲防食効果が及ばない範囲、例えばタンク部の一般部やろう付け部などにおいて、腐食が発生してしまう問題があった。
【０００６】
特許文献１、２には、上記問題を解決すべく外側ろう材の耐食性向上を図るために、ろう材にＺｎを添加して芯材との電位調整がされたクラッド材が記載されている。
【特許文献１】特開平７−８８６７８号公報
【特許文献２】特開平１１−１９９９５７公報
【０００７】
このような外側ろう材へのＺｎ添加によって、タンク部の平坦部の耐食性を向上させることはできる。しかしながら、ろう付け部であるタンク合わせ部においては、優先的な腐食が発生して貫通漏れが生じてしまう問題を残していた。
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
本発明は上記問題に鑑み、ろう付け部における優先腐食を防止し、貫通孔食が早期に発生するようなことがないアルミニウム合金クラッド材を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００９】
本発明者らは、ろう付け前のクラッド材の段階にある外側ろう材（以下、「犠牲ろう材」と記す）と芯材の界面における犠牲ろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の関係に着目し、ろう付け部における優先腐食の防止に関する有効な知見を得て本発明を完成するに至った。
【００１０】
本発明は請求項１において、Ｓｉ０．０７〜０．４０％（ｍａｓｓ％、以下同じ）、Ｆｅ０．１〜０．４％、Ｃｕ０．３〜１．０％、Ｍｎ０．４〜１．５％、Ｔｉ０．０５〜０．２０％を含有し、残部Ａｌ及び不回避不純物よりなる鋳塊から製造された芯材と、当該芯材の片面又は両面にクラッドされ、Ｚｎ０．５〜４．０％、Ｓｉ７．０〜１２．５％、Ｆｅ０．０５〜０．２５％を含有し、残部Ａｌ及び不可避不純物よりなる鋳塊から製造された犠牲ろう材とを備えたアルミニウム合金クラッド材であって、ろう付け前のクラッド材の段階で犠牲ろう材と芯材の界面における犠牲ろう材側のＺｎ濃度（ＺｎＣ）と芯材側のＣｕ濃度（ＣｕＣ）が０．９≦ＺｎＣ/ＣｕＣ≦７であることを特徴とアルミニウム合金クラッド材とした。
【００１１】
更に請求項２において、芯材がＶ０．０２〜０．１０％を更に含有するものとした。また請求項３において、犠牲ろう材が、Ｓｎ０．０５〜０．２０％及びＩｎ０．０５％〜０．２０％の少なくともいずれか一方を含有するものとした。
【発明の効果】
【００１２】
本発明によれば、犠牲腐食フィンによる防食効果が働かないタンク部において良好な耐食性を示し、かつ、ろう材フィレット部の優先腐食を防止させたアルミニウム合金クラッド材を提供することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１３】
Ａ．ろう付け前のクラッド材の段階におけるＺｎ濃度とＣｕ濃度の関係
本発明者らは、ろう付け前のクラッド材の段階での犠牲ろう材と芯材の界面におけるＺｎ濃度とＣｕ濃度の関係について検討した。犠牲ろう材のＺｎ含有量及び芯材のＣｕ含有量を種々変えたブレージングシートを作製し、図１に示すカップ１に成型した。これらカップを、図２に示すように３段重ねにして、熱交換器チューブのタンク部を模擬した試験片を作製し腐食試験に供してろう付け部の優先腐食を評価した。その結果、以下の知見を見出すに至った。なお、図２では、複数のカップ１を用いて隣接するカップ同士のタンク合わせ部２が接するように積み重ねられており、タンク平坦部３においては隣接するカップ１同士は接していない。
【００１４】
Ａ−１．Ｚｎについて
図３は、図２のタンク合わせ部（ろう付け前のクラッド段階）を示す。すなわち、隣接するカップに用いられるクラッド材における犠牲ろう材４と芯材５のＺｎ濃度（ＺｎＣ）とＣｕ濃度（ＣｕＣ）の分布を模式的に示す。図３に示すろう付け前のクラッド材では、犠牲ろう材４のＺｎＣが高濃度で芯材５のＣｕＣが低濃度のものを示す。このようなクラッド材を用いてろう付けを行なうと、図４に示すように、ろう付け部６における最終凝固部６１のＺｎ濃度（ＺｎＷ）が、ろう付け部５の初晶部６２及び芯材５のＺｎＷよりも高濃度となるために、この最終凝固部６１の電位が周囲より卑になる。この場合においてろう付け前のクラッド材では、ＺｎＣとＣｕＣとの関係は、ＺｎＣ／ＣｕＣ＞７となる。その結果、このようなクラッド材がろう付け後に腐食環境に曝されると、最終凝固部６１が優先的に腐食することによりろう付け部６の優先腐食が生じる。
【００１５】
Ａ−２．Ｃｕについて
図５も、図２のタンク合わせ部（ろう付け前のクラッド段階）を示す。すなわち、隣接するカップに用いられるクラッド材における、犠牲ろう材４と芯材５のＺｎＣとＣｕＣの分布を模式的に示す。図５で示すろう付け前のクラッド材は、犠牲ろう材４のＺｎＣが低濃度で芯材のＣｕＣが高濃度のものである。このようなクラッド材を用いてろう付けを行なうと、図６に示すように、ろう付け部６と芯材５の界面においてＣｕ濃度（ＣｕＷ）の低濃度域が形成され、このＣｕ低濃度域における電位が周囲より卑になる。この場合においてろう付け前のクラッド材では、ＣｕＣとＺｎＣとの関係はＺｎＣ／ＣｕＣ＜０．９となる。その結果、このようなクラッド材がろう付け後に腐食環境に曝されると、ＣｕＷ低濃度域が優先的に腐食することによりろう付け部６の優先腐食が生じる。
【００１６】
Ａ−３．ＺｎＣとＣｕＣとの関係
上記のように、本発明者らはＺｎＣとＣｕＣとの関係に基づいて、ろう付け部の優先腐食を防止するブレージングシートの要件を明確にした。すなわち、ろう付け前のクラッド材の段階で犠牲ろう材と芯材の界面における、犠牲ろう材側のＺｎＣと芯材側のＣｕＣの関係で０．９≦ＺｎＣ/ＣｕＣ≦７であるアルミニウム合金クラッド材において、ろう付け部の優先腐食を有効に防止することができることを見出した。
【００１７】
Ｂ．アルミニウム合金クラッド材を構成する各構成元素の鋳塊段階での含有量
以下に、本発明に係るアルミニウム合金クラッド材を構成する各構成元素の鋳塊段階における成分含有量について説明する。
【００１８】
Ｂ−１．犠牲ろう材
Ｚｎ：Ｚｎはアルミニウム合金に固溶し、犠牲ろう材の自然電極電位を卑にして芯材を防食してチューブの耐食性を向上させる。しかしながら、Ｚｎ含有量が多過ぎるとタンクのろう付け部に濃縮し、ろう付け部の優先腐食を発生させる。Ｚｎの含有量が０．５ｍａｓｓ％（以下、単に「％」と記す）未満では犠牲ろう材の犠牲腐食効果が発揮できず、４．０％を超えるとろう付け部の優先腐食を促進する。従って、Ｚｎ含有量は０．５〜４．０％に規定される。Ｚｎ含有量を０．５〜２．５％とするのが好ましい。
【００１９】
Ｓｉ：Ｓｉをアルミニウム合金に添加すると、アルミニウム合金の融点が低下する。熱交換器を製造する際におけるろう付け温度は通常６００℃近傍であり、その温度付近で犠牲ろう材が溶融することが必要である。Ｓｉ含有量が７．０％未満では融点が十分に低下せず犠牲ろう材の溶融が不十分となりろう付けが十分に達成されない。一方、Ｓｉ含有量が１２．５％を超えると鋳造時に巨大な晶出物が生成し、この晶出物を基点としてろう付け時に芯材溶融を引き起こすおそれがある。従って、Ｓｉ含有量は７．０〜１２．５％に規定される。
【００２０】
Ｆｅ：Ｆｅをアルミニウム合金に添加すると、アルミニウムに固溶し又はＡｌ−Ｆｅ系の化合物を形成して強度向上に寄与する。また、このＡｌ−Ｆｅ系化合物は中性環境においては孔食の起点となる。Ｆｅ含有量が０．２５％を超えると中性環境での耐食が顕著となり劣化が進行する。一方、Ｆｅ含有量が０．０５％未満であると強度が不足する。従って、Ｆｅ含有量は０．０５〜０．２５％に規定される。
【００２１】
Ｓｎ、Ｉｎ：Ｓｎ又はＩｎをアルミニウム合金に添加すると、アルミニウムに固溶し電位を卑にして犠牲ろう材の犠牲腐食効果が一層高められる。含有量が０．０５％未満では犠牲腐食効果の寄与が十分でなく、０．２％を超えると圧延加工性を阻害することにもなる。従って、Ｓｎ又はＩｎの含有量は０．０５〜０．２％とするのが好ましい。なお、ＳｎとＩｎは、単独で添加しても両方添加してもよく、両方添加する場合には、両方の合計の含有量を０．０５〜０．２％とするのが好ましい。
【００２２】
Ｂ−２．芯材
Ｓｉ：Ｓｉをアルミニウム合金に添加すると、マトリックスに固溶及びＦｅ、Ｍｎと金属間化合物を形成して強度向上に寄与する。Ｓｉ含有量が０．０７％未満であると強度向上効果が不十分であり、０．４％を越えるとろう付け時における芯材の溶融性及び外部耐食性に劣る。従って、Ｓｉ含有量は０．０７〜０．４％に規定される。
【００２３】
Ｆｅ：Ｆｅをアルミニウム合金に添加すると、マトリックスに固溶及びＳｉ、Ｍｎと金属間化合物を形成して強度向上に寄与する。Ｆｅ含有量が０．１％未満であると強度向上の効果が不十分であり、０．４％を超えると複合材の芯材とした場合に芯材の耐食性が劣化する。従って、Ｆｅ含有量は０．１〜０．４％に規定される。
【００２４】
Ｃｕ：Ｃｕをアルミニウム合金に添加すると、マトリックスに固溶し強度向上に寄与する。Ｃｕ含有量が０．３％未満であると強度向上効果に乏しい。一方、Ｃｕ含有量が１．０％を超えると、ろう付け時において芯材の溶融性が劣るとともに、ろう付け時において芯材に粒界腐食が発生して外部耐食性も劣ることになる。従って、Ｃｕ含有量は０．３〜１．０％に規定される。
【００２５】
Ｍｎ：Ｍｎをアルミニウム合金に添加すると、マトリックスに固溶及びＳｉ、Ｆｅと金属間化合物を形成して強度向上に寄与する。Ｍｎ含有量が０．４％未満では強度向上効果が不十分である。一方、Ｍｎ含有量が１．５％を越えると、複合材の芯材とした場合において圧延加工時に端部に割れが発生して圧延加工が困難になる。従って、Ｍｎ含有量は０．４〜１．５に規定される。
【００２６】
Ｔｉ：Ｔｉは鋳造時においてＴｉの化合物を形成しその周辺に濃淡部を形成する。この濃淡部が圧延加工により延伸され、Ｔｉの濃淡層が圧延方向に形成される。このようなＴｉ濃淡層によって、芯材自身の耐食性が向上する。Ｔｉ含有量が０．０５％未満ではＴｉ濃淡層による耐食性の向上効果が不十分である。一方、Ｔｉ含有量が０．２０％以上ではＴｉの巨大晶出物を形成して圧延時に割れの原因となる。従って、Ｔｉ含有量は０．０５〜０．２０％に規定される。
【００２７】
Ｖ：Ｖはアルミニウム合金に添加されるとアルミニウムに固溶又はＡｌ−Ｖ系の化合物を形成してその周辺にＶの濃淡層を形成する。この濃淡層は圧延によって延伸され、板厚方向にＶの濃淡層を形成してＴｉの添加とともに耐食性の向上に一層寄与する。Ｖ含有量が０．０２％未満では、濃淡層による耐食性の向上効果が不十分である。一方、Ｖ含有量が０．１％を越えると耐食性が劣る。従って、Ｖ含有量は０．０２〜０．１０％とするのが好ましい。
【００２８】
Ｃ．クラッド材の製造
本発明に係るアルミニウム合金クラッド材は、芯材の両面に上記犠牲ろう材をクラッドして一方を外ろう材とし他方を内ろう材とした構成、或いは、芯材の一方の面に犠牲ろう材をクラッドして外ろう材とし、他方の面にＪＩＳに規定されているＢＡ４３４３Ｐ、ＢＡ４０４５Ｐ、ＢＡ４０４７Ｐをクラッドして内ろう材とした構成としてもよい。このような構成は、熱交換器の形状及び熱交換器を作製する時の加熱条件によって種々選択が可能である。
【００２９】
Ｃ−１．鋳造工程
芯材、外ろう材及び内ろう材は、まず通常の半連続鋳造によって厚さ６００〜７００ｍｍ、長さ４０００〜５０００ｍｍ、幅１０００〜１２００ｍｍの鋳塊に鋳造される。ここで、外ろう材と内ろう材は所定のクラッド率になるように、熱間圧延の開始温度４６０〜５１０℃で圧延される。
【００３０】
Ｃ−２．クラッド工程
熱間圧延された外ろう材及び内ろう材は、所定のクラッド率になるように芯材に重ね合わせられる。重ね合わせたものは、開始温度４６０℃、終了温度４７０℃で熱間圧延される。本発明に係るアルミニウム合金クラッド材のクラッド熱間圧延では、温度を開始から終了までを通して４５０〜４７０℃とするのが好ましい。これはこの温度範囲で熱間圧延することにより、熱間圧延時の予備加熱や圧延時の温度上昇によるろう材の中のＺｎ及び芯材中のＣｕの拡散を抑制し、ろう付け加熱時におけるこれら成分の拡散量を少なくするためである。
【００３１】
なお、特に５００℃を超える温度域での熱間圧延では、圧延加工による外ろう材面の温度上昇が芯材より高くなる。そのために、外ろう材から芯材へのＺｎ拡散量が芯材から外ろう材へのＣｕ拡散量より多量となり、外ろう材と芯材との界面におけるＺｎ量が少なくなる。その結果、ろう付け前のクラッド材の段階でのろう材と芯材との界面におけるろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の比率（ＺｎＣ/ＣｕＣ）が小さくなる。
【００３２】
熱間圧延したものは、冷間圧延により最終板厚を０．２０〜０．４０ｍｍとし、更に、温度３６０〜４００℃で１０秒〜８時間、最終焼鈍を行なってクラッド材（ブレージングシート）が作製される。ここで焼鈍の方法としてはバッチ焼鈍または連続焼鈍処理のどちらでも適宜用いられる。
【実施例】
【００３３】
以下、実施例と比較例に基づいて本発明の好適な実施の形態を具体的に説明する。
【００３４】
実施例１〜２８及び比較例１〜２７
本発明のアルミニウム合金クラッド材の犠牲ろう材である外ろう材の合金成分を、表１に示す。Ａ〜Ｎは本発明の範囲内にあり、Ｏ〜Ｔは本発明の範囲外である。なお、内ろう材には、ＢＡ４０４５Ｐ合金とＢＡ４３４３Ｐ合金を用いた。
【００３５】
【表１】
0005084490.tif 000002
【００３６】
本発明に係るアルミニウム合金クラッド材の芯材の合金成分を、表２に示す。１〜９は本発明の範囲内にあり、１０〜１９は本発明の範囲外である。
【００３７】
【表２】
0005084490.tif 000003
【００３８】
芯材、外ろう材及び内ろう材を鋳塊サイズ幅６００ｍｍ、長さ５０００ｍｍ、幅１２００ｍｍのサイズで鋳造した。外ろう材と内ろう材は所定のクラッド率になるように熱間圧延の開始温度５００℃で圧延した後に、所定のクラッド率になるように芯材に重ね合わせた。次いで、開始温度を４６０℃、終了温度４７０℃でクラッド熱間圧延し、冷間圧延にて最終板厚を０．３ｍｍにしたものに、焼鈍温度を３６０℃で２時間、最終焼鈍を施してアルミニウム合金クラッド材（ブレージングシート）を作製した。
【００３９】
各実施例及び比較例の外ろう材、芯材、内ろう材の組み合わせを、表３に示す。なお、比較例２４〜２７では、芯材と外ろう材の合金鋳塊成分は本発明範囲内であるが、クラッド熱間圧延の開始温度を５２０℃、終了温度を５３０℃とし、次いで冷間圧延にて０．３ｍｍにしたものに最終焼鈍温度を３６０℃で２時間実施した。
【００４０】
【表３】
0005084490.tif 000004
【００４１】
表３に示すアルミニウムブレージングシートに関して以下の評価を行った。
【００４２】
（１）ろう付け前のクラッド材の段階で犠牲ろう材と芯材の界面における犠牲ろう材側のＺｎ濃度（ＺｎＣ）と芯材側のＣｕ濃度（ＣｕＣ）の比
ろう付け前のクラッド材を採取し、断面を研磨後、ＥＰＭＡ（電子線解析アナライザ）を用い断面をｎ＝５の位置分析し、それぞれ５箇所のＺｎＣとＣｕＣを測定して（ＺｎＣ／ＣｕＣ）の算術平均値を求めた。結果を表３に示す。なお、鋳塊段階における（Ｚｎ含有量／Ｃｕ含有量）を表３に示す。
【００４３】
（２）引張り試験
表３の構成のブレージングシートをＪＩＳ５号の試験片に加工し、窒素雰囲気下でろう付け相当の加熱（６００℃で３分）を行った。これら試料について引張試験を行なって強度を測定した。引張り強度が１４０ｋｇ／ｃｍ２以上を合格、それ未満を不合格とした。結果を表３に示す。
【００４４】
（３）外部耐食性試験
表３の構成のブレージングシートを図６に示すカップに成型し、中央部にφ１２ｍｍの穴を開け、図１に示すように３段に重ね、森田化学製ＦＬ−７の５％水溶液を塗布し、窒素雰囲気下でろう付け加熱（６００℃で３分）を行った。次いで、穴の部分を信越化学製シリコンシーラントでマスキングして試験片を作製した。その後、ＡＳＴＭ  Ｇ８５に準じるＳＷＡＡＴ試験を５００時間実施した後、試験片を水洗、硝酸・リン酸クロム酸にて腐食生成物を除去した後に、タンク平坦部の孔食部を観察し、焦点深度法にて孔食深さを測定した。その際にはタンク合わせ部の貫通有無を確認した。孔食深さ７０μｍ未満を合格、それ以上を不合格とした。また、タンク合わせ部が貫通していないものを合格、貫通しているものを不合格とした。
【００４５】
表３から明らかなように、実施例１〜２８では、ろう付け後も高強度を示していた。また、実施例１〜２８では、タンク平坦部の孔食深さが７０μｍ未満で浅く貫通孔食を発生せず、かつ、タンク合わせ部においても貫通腐食が発生しなかった。
【００４６】
比較例１〜４では、犠牲外ろう材の成分及び芯材の成分はそれぞれ本発明範囲内であり、タンク平坦部には貫通腐食が発生しなかった。しかしながら、ろう付け前のクラッド材の段階で、犠牲ろう材と芯材の界面におけるろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の関係がＺｎＣ／ＣｕＣ＞７となった。その結果、ろう付け部の最終凝固部のＺｎ濃度が、ろう付け部の初晶部および芯材よりも多くなるために、この最終凝固部が優先的に腐食してタンク合わせ部に貫通腐食を生じた。
【００４７】
比較例５では、犠牲ろう材の成分及び芯材の成分は本発明範囲内である。しかしながら、ろう付け前のクラッド材の段階で、犠牲ろう材と芯材の界面における犠牲ろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の関係がＺｎ／Ｃｕ＜０．９となった。その結果、タンク平坦部には貫通腐食が発生しなかったが、ろう付け部と芯材の界面にＣｕの低濃度域が形成され、Ｃｕ低濃度域が優先的に腐食してタンク合わせ部に貫通腐食が発生した。
【００４８】
比較例６、７では、芯材の成分は本発明範囲内であるが、犠牲ろう材の成分は本発明範囲内を逸脱する。よってろう付け前のクラッド材の段階で、犠牲ろう材と芯材の界面における犠牲ろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の関係がＺｎ／Ｃｕ＜０．９となった。その結果、タンク平坦部には貫通腐食が発生しなかったが、ろう付け部と芯材の界面にＣｕの低濃度域が形成され、Ｃｕ低濃度域が優先的に腐食してタンク合わせ部に貫通腐食が発生し、かつ平坦部の腐食も進んだ。
【００４９】
比較例８では、ろう材のＳｉ量が不足していたため、ろう付け時に不具合を生じ、腐食試験用サンプルの作製ができなかった。比較例９では、ろう材のＳｉ量が多過ぎたためクラッド時に溶融し、引っ張り強度の測定サンプルの作製ができなかった。
【００５０】
比較例１０では、芯材成分は本発明例にあるが、犠牲ろう材の成分が本発明を逸脱し、、かつ、ろう付け前のクラッド材の段階で犠牲ろう材と芯材の界面における犠牲ろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の関係がＺｎＣ／ＣｕＣ＜０．９となった。その結果、タンク平坦部の耐食性も劣り、かつろう付け部と芯材の界面にＣｕの低濃度域を形成し、Ｃｕ低濃度域が優先的に腐食してタンク合わせ部に貫通腐食を生じた。
【００５１】
比較例１１では、芯材成分は本発明例にあるが犠牲ろう材の成分が本発明を逸脱した。タンク平坦部に貫通腐食は発生しなかったが、ろう付け前のクラッド材の段階で、犠牲ろう材と芯材の界面におけるろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の関係がＺｎＣ／ＣｕＣ＞７となった。その結果、ろう付け部の最終凝固部のＺｎ濃度が、ろう付け部の初晶部および芯材よりも多くなるために、この最終凝固部が優先的に腐食してタンク合わせ部に貫通腐食を生じた。比較例１２では、外ろう材のＦｅ含有量が少な過ぎたため引張り強度が不足した。
【００５２】
比較例１３では、芯材成分は本発明範囲にあり、かつ、ろう付け前のクラッド材の段階で犠牲ろう材と芯材の界面におけるろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の関係が０．９≦Ｚｎ/Ｃｕ≦７を満たしていた。しかしながら、犠牲ろう材の成分が本発明を逸脱し、その結果、タンク合わせ部には貫通腐食が発生しなかったが、犠牲ろう材のＦｅ含有量が多過ぎたタンク平坦部に貫通腐食を生じた。
【００５３】
比較例１４では、ろう付け前のクラッド材の段階で、０．９≦Ｚｎ/Ｃｕ≦７を満たしておりタンク平坦部、タンク合わせ部の耐食性は良好であったが、芯材のＳｉ量が本発明未満であり、引っ張り強度が不足した。
【００５４】
比較例１５では、ろう付け前のクラッド材の段階で、犠牲ろう材と芯材の界面における犠牲ろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の関係が。０．９≦Ｚｎ/Ｃｕ≦７を満たしており、タンク合わせ部の耐食性は良好であったが、芯材のＳｉ量が本発明を逸脱するためタンク平坦部が貫通した。
【００５５】
比較例１６では、犠牲ろう材と芯材の界面における犠牲ろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の関係が。０．９≦Ｚｎ/Ｃｕ≦７を満たしており、タンク合わせ部の耐食性およびタンク平坦部の良好であったが、芯材のＦｅ含有量が不足したため引張り強度が不足した。
比較例１７では、犠牲ろう材と芯材の界面における犠牲ろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の関係が。０．９≦Ｚｎ/Ｃｕ≦７を満たしており、タンク合わせ部の耐食性は良好であったが、芯材のＦｅ含有量が多過ぎたために、タンク平坦部に貫通腐食を生じた。
比較例１８では、犠牲ろう材の成分が本発明範囲内であるが、芯材の成分が本発明を逸脱している。タンク平坦部に貫通腐食は発生しなかったが、ろう付け前のクラッド材の段階で犠牲ろう材と芯材の界面におけるろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の関係がＺｎ／Ｃｕ＞７となった。その結果、ろう付け部の最終凝固部のＺｎ濃度が、ろう付け部の初晶部および芯材よりも多くなるために、この最終凝固部が優先的に腐食してタンク合わせ部に貫通腐食を生じた。また、芯材のＣｕ含有量が不足したため引張り強度が不足した。
【００５６】
比較例１９では、芯材のＣｕ含有量が多過ぎたために、クラッド時に溶融し、引っ張り強度の測定サンプルの作製ができなかった。
比較例２０では、犠牲ろう材と芯材の界面における犠牲ろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の関係が。０．９≦Ｚｎ/Ｃｕ≦７を満たしており、タンク合わせ部の耐食性およびタンク平坦部の良好であったが、芯材のＭｎ含有量が不足していたため引張り強度が不足した。
比較例２１では、芯材のＭｎ含有量が多過ぎたために圧延加工できなかった。
比較例２３では、芯材のＴｉ含有量が多過ぎたために圧延加工できなかった。
【００５７】
比較例２２では、犠牲ろう材の成分が本発明範囲内であるが、芯材の成分が本発明を逸脱するためタンク平坦部に貫通腐食が発生した。
【００５８】
比較例２４〜２７では、クラッド熱延の温度が高温過ぎたため、ろう付け前のクラッド材の段階で犠牲ろう材と芯材の界面におけるろう材側のＺｎ濃度と芯材側のＣｕ濃度の関係がＺｎ/Ｃｕ＜０．９となった。その結果、タンク平坦部に貫通腐食は発生しないが、タンク合わせ部に貫通腐食を生じた。
【産業上の利用可能性】
【００５９】
このように本発明は、高いろう付け強度、タンク一般部と合わせ部に貫通腐食を発生させず良好な耐食性を示す。例えば自動車用熱交換器のブレージングシートとして、優れたと外部耐食性を有するアルミニウム合金クラッド材を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【００６０】
【図１】図１は、本発明に係るアルミニウム合金クラッド材を用いて成型したカップを示す正面図である。
【図２】図２は、図１に示すカップを３段重ねにして、熱交換器チューブのタンク部を模擬した試験片を示す正面図である。
【図３】図３は、ろう付け前のクラッド材の段階におけるタンク合わせ部での、Ｚｎ濃度とＣｕ濃度の分布を模式的に示す。
【図４】図４は、図３に示すクラッド材のろう付け後の状態を示す。
【図５】図５は、ろう付け前のクラッド材の段階におけるタンク合わせ部での、Ｚｎ濃度とＣｕ濃度の分布を模式的に示す。
【図６】図６は、図５に示すクラッド材のろう付け後の状態を示す。
【符号の説明】
【００６１】
１‥‥‥カップ
２‥‥‥タンク合わせ部
３‥‥‥タンク平坦部
４‥‥‥犠牲ろう材
５‥‥‥芯材
６‥‥‥ろう付け部
６１‥‥‥最終凝固部
６２‥‥‥初晶部
ＣｕＣ、ＣｕＷ‥‥‥Ｃｕ濃度
ＺｎＣ、ＺｎＷ‥‥‥Ｚｎ濃度
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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