アルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシート、アルミニウム合金製熱交換器及びアルミニウム合金製熱交換器の製造方法
【課題】一般部及びヘッダー／タンク接合部のＺｎ量の最適バランスを図ることができ、安価で合理的な構造で一般部及びヘッダー／タンク接合部の優先腐食を防止して、各部において貫通孔食の早期発生を防止することができるアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートを提供する。
【解決手段】接合部ＪにおけるＺｎ拡散プロファイルを検討した結果、Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であるときの積ＸＹを２５〜７０とすることによって、ヘッダー／タンク６接合部の内張材４ｂでは、ろう材６ｃとの境界ＢにおいてＺｎ濃度が過剰になることがなく、内張材の一般部Ｇ及び接合部Ｊ全体のＺｎ量の最適バランスを図って、一般部Ｇ及び接合部Ｊ共に早期の貫通を防止することができる。
【解決手段】接合部ＪにおけるＺｎ拡散プロファイルを検討した結果、Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であるときの積ＸＹを２５〜７０とすることによって、ヘッダー／タンク６接合部の内張材４ｂでは、ろう材６ｃとの境界ＢにおいてＺｎ濃度が過剰になることがなく、内張材の一般部Ｇ及び接合部Ｊ全体のＺｎ量の最適バランスを図って、一般部Ｇ及び接合部Ｊ共に早期の貫通を防止することができる。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は成型されたブレージングシートを用いて中空構造を形成する接合部分の耐食性を向上させたＡｌ合金製熱交換器に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
自動車用ラジエーター、ヒーター、カーエアコンのエバポレーター、コンデンサー、など熱交換器にはＡｌ合金製熱交換器が使用されている。
係る従来のＡｌ合金製熱交換器、例えば自動車用ラジエーターを図１（ａ），（ｂ）に示す。図１（ａ）は自動車用熱交換器１の正面図、図１（ｂ）は図１（ａ）のＡ−Ａ断面拡大模式図である。
【０００３】
熱交換器１は冷却水を通す中空の流体通路であり、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たチューブ２の間にコルゲート成型したフィン３を挟み込んで配置してなる。そのチューブ２の両端に成型および打ち抜き加工したヘッダープレート４Ａ，４Ｂをろう付け接合によって一体化してコア５を作製する。さらにヘッダープレート４Ａ，４Ｂを介して樹脂製またはアルミニウム合金製のタンク６Ａ，６Ｂを接合して中空構造の熱交換器媒体通路７を形成し、冷却水をチューブ２へと導入する。
【０００４】
タンク６、ヘッダープレート４には、その素材として、Ａｌ−Ｍｎ系合金、Ｍｎを含有するアルミニウム合金、たとえばＪＩＳ３００３合金などからなる芯材６ａ、４ａの片面にＡｌ−Ｓｉ系合金からなるろう材をクラッドし、冷却水と接する他側面にはＡｌ−Ｚｎ合金、例えばＪＩＳ７０７２合金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る。
またろう付け法としては、フッ化物系フラックスを用いるろう付け法を行う。
【０００５】
タンク６とヘッダープレート４相互間はタンク６を構成するアルミニウム合金ブレージングシート（以下「タンク材」とする。）６のＡｌ−Ｓｉ合金からなるろう材６ｃとヘッダープレート４を構成するアルミニウム合金ブレージングシート（以下「ヘッダー材」とする）４のＡｌ−Ｚｎ合金からなる内張材４ｂとを接合部（以下「ヘッダー／タンク接合部」とする）Ｊを介して接合する。
【０００６】
この熱交換器１を組み立てる際のろう付け工程ではろう材６ｃのＡｌ−Ｓｉ合金が溶融して接合し、内張材４ｂのＡｌ−Ｚｎ合金は溶融せず、ろう付け工程における加熱によってＺｎが芯材４ａ方向に拡散する。また、その際のヘッダー材４の一般部Ｇにおける内張材４ｂはタンク６内部に面する配置になる。そのため、ヘッダー材４の一般部Ｇの内張材４ｂにおけるＺｎは、ろう付時に芯材４ａに向かって拡散するのみならず、タンク６内部の空間に向かって脱離し、密閉空間にこもり、その一部はまた内張材４ｂへと戻って取り込まれる。その結果、この一般部Ｇにおけるろう付け後のＺｎの残量は接合部Ｊに比べ多くなる。
【０００７】
また、タンク６内部の空間はろう付中の温度が比較的低いため、タンク６内部に面しているヘッダー材４の一般部Ｇにおける内張材４ｂではＺｎの拡散の度合が比較的小さく、タンク６とヘッダープレート４相互間の接合部Ｊに比べてろう付後のＺｎ量が多くなる。
この一般部Ｇにおいてろう付後のＺｎ量が多くなることは、一般部Ｇの内張材４ｂに早期に貫通孔が形成されることを防止する必要があるという点からすれば、機能上有効な現象である。
【０００８】
一方、接合部Ｊにおけるヘッダー材４については、内張材４ｂがタンク材６のろう材６ｃに接しているため、Ｚｎは専ら芯材４ａに向かって拡散するのみであり、ろう付け後のＺｎの残量は少なくなる。
図２はタンク６とヘッダープレート４相互間の接合部ＪにおけるＺｎ拡散プロファイルを示す。
図に示すように、ヘッダー／タンク接合部の内張材４ｂでは、ろう材６ｃとの境界Ｂから芯材４ａ方向にＺｎが分散し、かつ境界Ｂにおいて最も濃度が高く、芯材４ａ方向に向けて濃度が低くなるＺｎ分布となる。これは拡散エネルギーはＺｎ濃度が低い芯材４ａ側が大きく、境界Ｂ側が低い結果として図上斜めの直線によって近似する指数関数曲線を描く様に芯材４ａ方向に向けてＺｎ濃度が低くなり、均一化されないためである。
【０００９】
この様な不均一なＺｎ拡散プロファイルを示す結果、ろう付け加熱後のヘッダー／タンク接合部の内張材４ｂのＡｌ−Ｚｎ合金層、特にその境界ＢにおいてはＺｎ濃度が充分には小さくならず、これに起因してろう材６ｃのＡｌ−Ｓｉ合金層と比較して特に塩水環境においては腐食され易い。
例えば特許文献２に示す様な、従来のブレージングシートを用いた場合には、図３の接合部Ｊ断面写真に示すように、そのヘッダー／タンク接合部において内張材４ｂのＡｌ−Ｚｎ合金層が優先的に腐食し、早期に貫通してしまう問題があった。
【００１０】
したがって、前述したように接合部Ｊにおけるヘッダー材４については、ろう付け後のＺｎの残量が少なくなるという傾向はあるとはしても、芯材４ａ方向に向けてＺｎ濃度が低くなる不均一なＺｎ拡散プロファイルである結果として、境界ＢにおいてはＺｎ濃度が高く、これが優先的に腐食し、早期に貫通する原因となる。
これを防止するために、ヘッダー材４の内張材４ｂ全体のＺｎ量を小さくした場合には一般部Ｇの内張材４ｂの防食機能が損なわれ、一般部Ｇにおいて早期に貫通孔が形成される原因となる。
【００１１】
そこでこの様なＡｌ−Ｚｎ合金とろう材との接合部Ｊの腐食を防止する手段として、特許文献３にアルミニウム合金製積層型熱交換器として開示されたように、Ａｌ−Ｚｎ合金層とＡｌ−Ｚｎ合金層の間にろう付用シートを挿入してろう継手を形成し、Ａｌ−Ｚｎ合金層の防食効果をもってろう付け部の優先腐食を防止する手法の採用を検討することもできる。
【００１２】
しかし、接合部材にろう付用シートを用いるため部品点数が増え、コストが上がる問題がある。
またタンク材の材質をＡｌ−Ｚｎの両面クラッド材に変える必要があり、タンク材を両面クラッド材に変えると、タンクとパイプ材の接合も置きろうなどを用いて行う必要が生じ、その点でも部品点数および工数の増加につながりコストが上がる問題がある。
【特許文献１】特開平６−２３５３５号公報
【特許文献２】特開昭５３−１３８９５５号公報
【特許文献３】特開平６−１７０５１９号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【００１３】
以上の従来技術における問題は、ヘッダー材４の一般部Ｇ及び接合部Ｊ各部に貫通孔食を早期に発生させるようなことがない内張材４ｂ全体のＺｎ量の最適バランスをどのように図るかという問題に帰結する。
【００１４】
本発明は以上の従来技術における問題に鑑み、一般部及びヘッダー／タンク接合部のＺｎ量の最適バランスを図ることができ、安価で合理的な構造で一般部及びヘッダー／タンク接合部の優先腐食を防止して、各部において貫通孔食の早期発生を防止することができるアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシート、アルミニウム合金製熱交換器及びアルミニウム合金製熱交換器の製造方法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】
【００１５】
本発明者は、ヘッダ−内張材のＺｎ量およびクラッド率を種々変えたブレージングシートを作製し、ヘッダー／タンク接合部を模擬した試験片を作製し、腐食試験を実施した。それによってヘッダー／タンク接合部の内張材の優先腐食を評価し、優先腐食を防止するブレージングシートたるＺｎ量の最適バランスを明確にすべく検討を進めた。その結果、ヘッダー内張材のＺｎ量（ｗｔ％）とクラッド厚さ（μｍ）の積がろう付け前のクラッド材の段階で２５〜７０であるアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートで、アルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートのＺｎ量の最適バランスを実現することができることが明らかとなった。
【００１６】
本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートは、Ａｌ合金芯材と、前記芯材の片面に接合されたＡｌ−Ｓｉ系ろう材と、前記芯材の他面に熱間圧延でクラッドされたＡｌ−Ｚｎ系内張材とを有し、前記Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であってかつ積ＸＹが２５〜７０であることを特徴とする。
【００１７】
また本発明のアルミニウム合金製熱交換器は、Ａｌ合金芯材と、その芯材に接合されたＡｌ−Ｓｉ系ろう材部とを有するタンクと、Ａｌ合金芯材と、その芯材に熱間圧延でクラッドされたＡｌ−Ｚｎ系内張材とを備えるブレージングシートを成型してなるヘッダープレートと、を有し、前記Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であってかつ積ＸＹが２５〜７０であり、前記Ａｌ−Ｓｉ系ろう材部と前記Ａｌ−Ｚｎ系内張材とをろう付により接合して中空構造を形成して熱交換器媒体通路としてなることを特徴とする。
【００１８】
さらに本発明のアルミニウム合金製熱交換器の製造方法は、Ａｌ合金芯材の片面にＡｌ−Ｓｉ系ろう材を接合し、他面にＡｌ−Ｚｎ系内張材をクラッドしてブレージングシートを作製し、作製したブレージングシートをタンクとして成型するタンク成型工程と、Ａｌ合金芯材の片面にＡｌ−Ｓｉ系ろう材を接合し、他面にＡｌ−Ｚｎ系内張材をクラッドしてブレージングシートを作製し、作製したブレージングシートをヘッダープレートとして成型するヘッダープレート成型工程と、前記タンクを構成するＡｌ−Ｓｉ系ろう材と前記ヘッダープレートを構成するＡｌ−Ｚｎ系内張材とが接合するように中空構造を形成し熱交換器媒体通路とする接合工程と、を含み、前記ヘッダー材成型工程に用いるブレージングシートにおけるＡｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であってかつ積ＸＹが２５〜７０であることを特徴とする。
【００１９】
前記ヘッダープレートとして成型するブレージングシートを作製するために芯材とＡｌ−Ｚｎ系内張材とＡｌ−Ｓｉ系ろう材とを重ね合わせて行うクラッド熱間圧延の温度を４５０〜４７０℃とするのが望ましい。また、前記接合工程を５８０〜６００℃でのろう付により行うのが望ましい。
【００２０】
［作用］
図４に示すように、ろう付け前の内張材のＺｎ量が多く、クラッド率が高い場合には、接合部Ｊにおいてはろう付け後の内張材のＺｎ量が多くなり、ろう材よりも電位的に卑になって優先的に腐食し貫通もれに至る。
一方、図５に示すようにろう付け前の内張材のＺｎ量を少なくし、クラッド率を低くした場合には、接合部Ｊにおいてはろう付け後の内張材のＺｎ量が少なくなり、ろう材と電位的に等しくなるために、ろう材と内張材が均等に腐食し、内張材の優先腐食がなくなり貫通漏れが発生しない。
しかし、内張材の一般部Ｇ及び接合部Ｊ全体のＺｎ量を小さくした場合には一般部Ｇの内張材の防食機能が損なわれ、一般部Ｇにおいて早期に貫通孔が形成される。
【００２１】
そこで、本発明では接合部ＪにおけるＺｎ拡散プロファイルを検討した結果、Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であるときの積ＸＹを２５〜７０とすることによって、ヘッダー／タンク接合部の内張材では、ろう材との境界ＢにおいてＺｎ濃度が過剰になることがなく、内張材の一般部Ｇ及び接合部Ｊ全体のＺｎ量の最適バランスを図って、一般部Ｇ及び接合部Ｊ共に早期の貫通を防止することができる。
【発明の効果】
【００２２】
本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシート、アルミニウム合金製熱交換器及びアルミニウム合金製熱交換器の製造方法によれば、一般部及びヘッダー／タンク接合部のＺｎ量の最適バランスを図ることができ、安価で合理的な構造で一般部及びヘッダー／タンク接合部の優先腐食を防止して、貫通孔食の早期発生を各部において防止することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２３】
以下に本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートにおける内張材のＺｎ量および厚さの限定理由について説明する。なお、ここで限定するＺｎ量は、クラッド材となった段階でかつろう付前におけるものである。その様に限定する理由はＺｎは拡散し易くクラッド圧延中にＺｎ量が変化する可能性があり、またろう付中にも変化する可能性があるからである。
【００２４】
（Ｉ）本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートの構成
本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートはＡｌ合金芯材と、芯材の片面に接合されたＡｌ−Ｓｉ系ろう材と、芯材の他面に熱間圧延でクラッドされたＡｌ−Ｚｎ系内張材とを有する。
（ｉ）Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）を０．５〜１．０とする。
Ｚｎはアルミニウム合金に固溶し、ろう材の自然電極電位を卑にして芯材を防食し、チューブの耐食性を向上させる。しかしながら、Ｚｎ量が多いとヘッダー／タンク接合部においてろう付け後Ｚｎ濃度が高くなり、内張材の優先腐食を発生させる。
Ｚｎの添加量が０．５ｗｔ％未満ではヘッダー材の熱交換器媒体通路７を流通する冷却水と接している一般部Ｇに早期に貫通腐食を発生してしまう。
一方１．０ｗｔ％を超えると冷却水と接している一般部Ｇの耐食性は良好になるが、ヘッダー／タンク接合部の優先腐食を促進する。従ってＺｎの添加量を０．５ｗｔ％〜１．０ｗｔ％と規定した。
【００２５】
（ｉｉ）Ａｌ−Ｚｎ系内張材の厚さＹ（μｍ）を３０〜７０とする。
ろう付け後のヘッダー／タンク接合部における内張材でのＺｎ量はヘッダー内張材のＺｎ量だけでなくクラッド厚さ（μｍ）にも関係してくる。
このクラッド厚さＹ（μｍ）が３０（μｍ）未満である場合には、冷却水と接している一般部Ｇに早期に貫通腐食を発生しない充分なＺｎ量とするためには１．０ｗｔ％を超える過剰なＺｎ量とする必要が生じる。
その様に１．０ｗｔ％を超える過剰なＺｎ量とする場合には、ヘッダー／タンク接合部の内張材においてろう付け後のＺｎ量を抑制して貫通もれを防止する適切なバランスを図ることはできない。
【００２６】
（ｉｉｉ）Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）、厚さＹ（μｍ）の積ＸＹを２５〜７０とする。
冷却水と接している一般部Ｇに早期に貫通腐食を発生しない充分なＺｎ量とし、かつヘッダー／タンク接合部の内張材においてろう付け後のＺｎ量を抑制して貫通もれを防止する適切なバランスを図る指標として積ＸＹを採用し、これを２５〜７０とした。
【００２７】
Ｚｎ量とクラッド厚さの積ＸＹが２５未満の場合、Ｚｎの芯材方向への拡散距離が小さく、拡散が容易に進行することから、図５のＺｎ拡散プロファイルに示すように、Ｚｎ濃度が最も高いろう材６ｃとの境界Ｂにおいてもろう付け後のＺｎが０．２％未満になる。
その結果、ヘッダー／タンク接合部においてはろう材と内張材とが電位的に等しくなるために、ろう材と内張材が均等に腐食し、内張材の優先腐食がなくなり貫通漏れが発生しない。
【００２８】
しかし、その反面、ヘッダー／タンク接合部以外の冷却水と接している一般部ＧにおけるＺｎ量が０．２５％未満になるため、犠牲腐食効果が発揮できず冷却水と接している一般部Ｇに早期に貫通腐食を発生してしまう。
【００２９】
一方Ｚｎ量とクラッド率の積ＸＹが７０を超える場合、冷却水と接している一般部Ｇの腐食が良好になる。しかし、その場合図４のＺｎ拡散プロファイルに示すようにろう材６ｃとの境界Ｂにおいて最もＺｎ濃度が高く、ろう付け前のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）を０．５〜１．０とすると、境界Ｂにおいてはろう付け後のＺｎ量は０．５５％を越える。その結果、ヘッダー／タンク接合部のろう材よりも電位的に卑になり、ヘッダー／タンク接合部において内張材が優先的に腐食し貫通もれに至ってしまう。
【００３０】
以上のように、加熱による拡散エネルギー及び拡散距離に依存するろう付けにおけるＺｎの拡散プロファイルを考慮して、ヘッダー材のろう付け前の内張材のＺｎ量とクラッド厚さ（μｍ）の積ＸＹを２５〜７０とすることによって、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部においてろう材６ｃとの境界ＢにおけるＺｎ量を０．２〜０．５５％に抑制して、適切なバランスとすることが可能となる。すなわちヘッダー／タンク接合部の耐食性が良好になり、かつ一般部Ｇにおいても内張材のＺｎ量が０．２５％以上になるために、一般部Ｇの耐食性も確保できる。
【００３１】
（ＩＩ）本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートの製造工程
ここで本発明で提案されるブレージングシート材の製造工程は、クラッド熱間圧延の温度を（開始から終了までを通して）４５０℃〜４７０℃で実施する。
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って内張材のＺｎを芯材に予め拡散させ、ろう付け加熱時においてヘッダー材／タンクヘッダー／タンク接合部において内張材のＺｎ量を小さくするためである。しかし、特に５００℃を超える温度域では、圧延加工による内張材・外ろう材の温度上昇が芯材より高いため、内張材のＺｎの拡散が大きくなりすぎてしまう。このため、ヘッダー材／タンクヘッダー／タンク接合部において内張材のＺｎ量が小さくなり、ヘッダー／タンク接合部の腐食は問題ないが、冷却水と接している一般部Ｇでのろう付け後Ｚｎ量が０．２５％未満になるために、内張材の犠牲腐食効果が小さくなり、一般部において早期に貫通してしまう問題点がある。
【００３２】
（ＩＩＩ）本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートの各製造段階におけるＺｎ量
以上の製造工程を経て製造される本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートにあっては、そのＺｎ量は各製造段階において以下の通りとなる。
（ｉ）皮材の鋳塊
０．５−１．０％必要である。これは、ろう付け後に優先腐食・犠牲効果の観点でＺｎ量の条件を満たす必要があるためである。
（ｉｉ）製造後のクラッドした状態のブレージングシート
クラッド熱間圧延の温度が高すぎると、鋳塊のＺｎ量から減ってしまうが、それではろう付け後に充分な犠牲効果が得られない。従って、熱間圧延後もろう付前は０．５−１．０％必要である。
（ｉｉｉ）ろう付後のヘッダー／タンク接合部
ヘッダー／タンク接合部の優先腐食を防止する観点から０．５５％未満であることが必要となる。
（ｉｖ）ろう付後の一般部Ｇ
充分な犠牲防食効果を得るために０．２５％以上であることが必要となる。
【００３３】
（ＩＶ）本発明のアルミニウム合金製熱交換器
図１（ａ），（ｂ）に示すように本発明のアルミニウム合金製熱交換器１は、本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートを成型してなるヘッダー材プレート４を有し、Ａｌ−Ｓｉ系ろう材６ｃとＡｌ−Ｚｎ系内張材４ｂとをろう付により接合して中空構造を形成して熱交換器媒体通路７とする。この熱交換器媒体通路７は５８０〜６００℃のろう付により形成してなる。
【００３４】
（Ｖ）本発明のアルミニウム合金製熱交換器の製造方法
以上の本発明のアルミニウム合金製熱交換器１は、次の各工程によって製造される。
Ａｌ合金芯材６ａの片面にＡｌ−Ｓｉ系ろう材６ｃを接合し、他面にＡｌ−Ｚｎ系内張材６ｂをクラッドしてブレージングシートを作製し、作製したブレージングシートをタンク（６Ａ），（６Ｂ）として成型するタンク成型工程を行う。
【００３５】
また、Ａｌ合金芯材４ａの片面にＡｌ−Ｓｉ系ろう材４ｃを接合し、他面にＡｌ−Ｚｎ系内張材４ｂをクラッドしてブレージングシートを作製し、作製したブレージングシートをヘッダー材プレート４として成型するヘッダー材プレート成型工程を行う。
このブレージングシートには本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートを用いる。
【００３６】
タンク（６Ａ），（６Ｂ）を構成するＡｌ−Ｓｉ系ろう材６ｃとヘッダー材プレート４を構成するＡｌ−Ｚｎ系内張材４ｂとが接合するように中空構造を形成し熱交換器媒体通路７とする接合工程を５８０〜６００℃でのろう付により行う。
【００３７】
［実施例］
表１に本発明例のヘッダー材の内の内張材成分とクラッド率および本発明例を外れる比較例内張材成分を示す。これら内張材と芯材合金（ＪＩＳ３００３合金）と内ろう材（ＢＡ４３４３Ｐ合金（内ろう材と示す）を鋳塊サイズ幅６００ｍｍ、長さ５０００ｍｍ、幅１２００ｍｍのサイズで鋳造し、外ろう材、内ろう材は所定のクラッド率になるよう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重ね合わせ、クラッド熱間圧延の開始温度を４６０℃、終了温度４７０℃で圧延し、冷間圧延にて最終板厚を１．０ｍｍにしたものに、最終焼鈍温度を４００℃で１時間実施してブレージングシートを作製した。なお、比較例として、内張材合金の成分およびＺｎ量とクラッド厚さの積ＸＹは本発明例範囲内であるが、クラッド熱間圧延の開始温度を５２０℃、終了温度を５３０℃で実施し、冷間圧延にて１．０ｍｍにしたものに、最終焼鈍温度を４００℃で１時間実施したブレージングシートも作製した。
【００３８】
これらヘッダー材と接合するタンク材として、ＢＡＳ３１１Ｐ（芯材：ＪＩＳ３００３合金、内ろう材：ＪＩＳ４３４３合金、内張材：ＪＩＳ７０７２合金）の板厚１．０ｍｍ、Ｏ調質材を用いた。
【００３９】
【表１】
【００４０】
（１）腐食試験
ヘッダー／タンク接合部の腐食試験として、表１の構成のヘッダー材を幅２５ｍｍ、長さ１００ｍｍの試験片に加工し、ヘッダー材の内張材とタンク材（ＢＡＳ３１１Ｐ：板厚１．０ｍｍ）のろう材を接合面積幅２５ｍｍ、長さ２０ｍｍで接合し、窒素雰囲気下でろう付け相当の加熱（６００℃で３分）を行った後、接合面を残して裏面・端部をマスキングした後に、ＪＩＳＨ８６０１に準じるＣＡＳＳ試験を行ない、腐食生成物を除去した後に、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さを焦点深度法にて測定した。また一般部の腐食試験として、表１の構成のヘッダー材を幅２５ｍｍ、長さ１００ｍｍの試験片に加工し、窒素雰囲気下でろう付け加熱（６００℃で３分）を行った。内張材の部分を幅２０ｍｍ、長さ８０ｍｍを残し、端部と裏面をマスキングした後に、ＯＹ水（Ｃｌ−：１９５ｐｐｍ、ＳＯ４２−：６０ｐｐｍ、Ｃｕ２＋：１ｐｐｍ、Ｆｅ３＋：３０ｐｐｍ）の溶液に浸漬し、８８℃×８時間加熱、１６時間放冷の熱サイクルを繰り返す試験に３ヶ月供した。試験後、腐食生成物を除去した後に、腐食深さを焦点深度法にて測定した。その結果を表１に示す。
【００４１】
表１からわかるように、本発明例１では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．５２であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．５１、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が７０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは３５．７であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．２７、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．３５であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は１．１、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．０５であった。
【００４２】
本発明例２では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．７２であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．７０、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が５０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは３５．０であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．２６、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．３４であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は１．４、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．０５であった。
【００４３】
本発明例３では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．７３であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．７１、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が７０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは４９．７であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．３７、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．４８であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は１．５、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．１０であった。
【００４４】
本発明例４では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．９５であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．９３、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が５０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは４６．５であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．３５、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．４５であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は１．５、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．０４であった。
【００４５】
本発明例５では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．９９であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．９７、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が７０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは６７．９であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．５１、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．６６であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は２．１、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．０４であった。
【００４６】
本発明例６では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．５３であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．５２、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が５０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは２６．０であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．２０、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．２５であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は０．９、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．０８であった。
【００４７】
本発明例７では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．９８であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．９６、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が３０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは２８．８であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．２２、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．２８であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は１．２、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．０８であった。
したがって、以上の本発明例はいずれも本発明の条件を充足し、ヘッダー／タンク接合部に優先腐食が生じず、かつ一般部の耐食性が良好で、最適バランスが図られていることが判る。
【００４８】
比較例８では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．４５であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．４４、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が５０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは２２．０であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１１、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１４であった。したがって、比較例８はヘッダー材のＺｎ量がＡｌ−Ｚｎ系内張材（２ｂ）のＺｎ量が０．５〜１．０％とする本発明未満であった。またヘッダー材のＺｎ量（ｗｔ％）とクラッド厚さの積ＸＹが２５未満であったため、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は０．８で腐食が生じなかったが、冷却水と接している一般部に貫通腐食を生じた。
【００４９】
比較例９では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．５１であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．５０、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が３０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは１５．０であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１１、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１５であった。その結果、内張材のＺｎ量は本発明範囲内であるが、ヘッダー材のＺｎ量（ｗｔ％）とクラッド厚さの積ＸＹが２５未満であったためヘッダー／タンク接合部に腐食が生じなかった（腐食深さ（ｍｍ）は０．８）が、冷却水と接している一般部に貫通腐食を生じた。
【００５０】
比較例１０では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．７０であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．６８、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が３０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは２０．４であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１２、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１６であった。その結果、比較例９と同様に、内張材のＺｎ量は本発明範囲内であるが、ヘッダー材のＺｎ量（ｗｔ％）とクラッド厚さの積ＸＹが２５未満であったためヘッダー／タンク接合部に腐食が生じなかった（腐食深さ（ｍｍ）は１．０）が、冷却水と接している一般部に貫通腐食を生じた。
【００５１】
比較例１１では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．９８であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．９８、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が１００であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは９８．０であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．７４、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．９６であった。その結果、内張材のＺｎ量は本発明範囲内であるが、ヘッダー材のＺｎ量（ｗｔ％）とクラッド厚さの積ＸＹが７０を越えたために、ヘッダー／タンク接合部のＡｌ−Ｚｎ合金層に優先腐食を生じ貫通腐食を生じてしまった。
【００５２】
比較例１２では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が１．２０であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が１．１５、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が７０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは８０．５であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．６０、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．７８であった。その結果、内張材のＺｎ量が本発明を越え、かつヘッダー材のＺｎ量（ｗｔ％）とクラッド厚さの積ＸＹが７０を越えたために、ヘッダー／タンク接合部のＡｌ−Ｚｎ合金層に優先腐食を生じ貫通腐食を生じてしまった。
【００５３】
比較例１３では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．７５であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．４４、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が７０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは３０．８であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１２、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１６であった。この比較例１３は、クラッド熱間圧延の開始温度を５２０℃、終了温度を５３０℃で実施したために、ヘッダー材を形成するブレージングシート中のＺｎ量が少なくなり（一般部において内張材のＺｎ量が０．２５％未満となり）、ヘッダー／タンク接合部に腐食が生じなかったが、冷却水と接している一般部に貫通腐食を生じた。
【図面の簡単な説明】
【００５４】
【図１】図１（ａ）は自動車用熱交換器（ラジエーター）の正面図、図１（ｂ）は図１（ａ）のＡ−Ａ断面拡大模式図である。
【図２】タンクとヘッダー材プレート相互間のヘッダー／タンク接合部におけるＺｎ拡散プロファイルを示す説明図。
【図３】タンクとヘッダー材プレート相互間のヘッダー／タンク接合部断面写真。
【図４】タンクとヘッダー材プレート相互間のヘッダー／タンク接合部におけるＺｎ拡散プロファイルの一例を示す説明図であり、（ａ）はろう付け前、（ｂ）はろう付け後を示す。
【図５】タンクとヘッダー材プレート相互間のヘッダー／タンク接合部におけるＺｎ拡散プロファイルの他の例を示す説明図であり、（ａ）はろう付け前、（ｂ）はろう付け後を示す。
【符号の説明】
【００５５】
２・・・チューブ、６・・・タンク、４・・・ヘッダープレート、６ａ，４ａ・・・芯材６ｃ・・・ろう材、４ｂ・・・内張材、Ｊ・・・接合部、Ｇ・・・一般部。
【技術分野】
【０００１】
本発明は成型されたブレージングシートを用いて中空構造を形成する接合部分の耐食性を向上させたＡｌ合金製熱交換器に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
自動車用ラジエーター、ヒーター、カーエアコンのエバポレーター、コンデンサー、など熱交換器にはＡｌ合金製熱交換器が使用されている。
係る従来のＡｌ合金製熱交換器、例えば自動車用ラジエーターを図１（ａ），（ｂ）に示す。図１（ａ）は自動車用熱交換器１の正面図、図１（ｂ）は図１（ａ）のＡ−Ａ断面拡大模式図である。
【０００３】
熱交換器１は冷却水を通す中空の流体通路であり、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たチューブ２の間にコルゲート成型したフィン３を挟み込んで配置してなる。そのチューブ２の両端に成型および打ち抜き加工したヘッダープレート４Ａ，４Ｂをろう付け接合によって一体化してコア５を作製する。さらにヘッダープレート４Ａ，４Ｂを介して樹脂製またはアルミニウム合金製のタンク６Ａ，６Ｂを接合して中空構造の熱交換器媒体通路７を形成し、冷却水をチューブ２へと導入する。
【０００４】
タンク６、ヘッダープレート４には、その素材として、Ａｌ−Ｍｎ系合金、Ｍｎを含有するアルミニウム合金、たとえばＪＩＳ３００３合金などからなる芯材６ａ、４ａの片面にＡｌ−Ｓｉ系合金からなるろう材をクラッドし、冷却水と接する他側面にはＡｌ−Ｚｎ合金、例えばＪＩＳ７０７２合金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る。
またろう付け法としては、フッ化物系フラックスを用いるろう付け法を行う。
【０００５】
タンク６とヘッダープレート４相互間はタンク６を構成するアルミニウム合金ブレージングシート（以下「タンク材」とする。）６のＡｌ−Ｓｉ合金からなるろう材６ｃとヘッダープレート４を構成するアルミニウム合金ブレージングシート（以下「ヘッダー材」とする）４のＡｌ−Ｚｎ合金からなる内張材４ｂとを接合部（以下「ヘッダー／タンク接合部」とする）Ｊを介して接合する。
【０００６】
この熱交換器１を組み立てる際のろう付け工程ではろう材６ｃのＡｌ−Ｓｉ合金が溶融して接合し、内張材４ｂのＡｌ−Ｚｎ合金は溶融せず、ろう付け工程における加熱によってＺｎが芯材４ａ方向に拡散する。また、その際のヘッダー材４の一般部Ｇにおける内張材４ｂはタンク６内部に面する配置になる。そのため、ヘッダー材４の一般部Ｇの内張材４ｂにおけるＺｎは、ろう付時に芯材４ａに向かって拡散するのみならず、タンク６内部の空間に向かって脱離し、密閉空間にこもり、その一部はまた内張材４ｂへと戻って取り込まれる。その結果、この一般部Ｇにおけるろう付け後のＺｎの残量は接合部Ｊに比べ多くなる。
【０００７】
また、タンク６内部の空間はろう付中の温度が比較的低いため、タンク６内部に面しているヘッダー材４の一般部Ｇにおける内張材４ｂではＺｎの拡散の度合が比較的小さく、タンク６とヘッダープレート４相互間の接合部Ｊに比べてろう付後のＺｎ量が多くなる。
この一般部Ｇにおいてろう付後のＺｎ量が多くなることは、一般部Ｇの内張材４ｂに早期に貫通孔が形成されることを防止する必要があるという点からすれば、機能上有効な現象である。
【０００８】
一方、接合部Ｊにおけるヘッダー材４については、内張材４ｂがタンク材６のろう材６ｃに接しているため、Ｚｎは専ら芯材４ａに向かって拡散するのみであり、ろう付け後のＺｎの残量は少なくなる。
図２はタンク６とヘッダープレート４相互間の接合部ＪにおけるＺｎ拡散プロファイルを示す。
図に示すように、ヘッダー／タンク接合部の内張材４ｂでは、ろう材６ｃとの境界Ｂから芯材４ａ方向にＺｎが分散し、かつ境界Ｂにおいて最も濃度が高く、芯材４ａ方向に向けて濃度が低くなるＺｎ分布となる。これは拡散エネルギーはＺｎ濃度が低い芯材４ａ側が大きく、境界Ｂ側が低い結果として図上斜めの直線によって近似する指数関数曲線を描く様に芯材４ａ方向に向けてＺｎ濃度が低くなり、均一化されないためである。
【０００９】
この様な不均一なＺｎ拡散プロファイルを示す結果、ろう付け加熱後のヘッダー／タンク接合部の内張材４ｂのＡｌ−Ｚｎ合金層、特にその境界ＢにおいてはＺｎ濃度が充分には小さくならず、これに起因してろう材６ｃのＡｌ−Ｓｉ合金層と比較して特に塩水環境においては腐食され易い。
例えば特許文献２に示す様な、従来のブレージングシートを用いた場合には、図３の接合部Ｊ断面写真に示すように、そのヘッダー／タンク接合部において内張材４ｂのＡｌ−Ｚｎ合金層が優先的に腐食し、早期に貫通してしまう問題があった。
【００１０】
したがって、前述したように接合部Ｊにおけるヘッダー材４については、ろう付け後のＺｎの残量が少なくなるという傾向はあるとはしても、芯材４ａ方向に向けてＺｎ濃度が低くなる不均一なＺｎ拡散プロファイルである結果として、境界ＢにおいてはＺｎ濃度が高く、これが優先的に腐食し、早期に貫通する原因となる。
これを防止するために、ヘッダー材４の内張材４ｂ全体のＺｎ量を小さくした場合には一般部Ｇの内張材４ｂの防食機能が損なわれ、一般部Ｇにおいて早期に貫通孔が形成される原因となる。
【００１１】
そこでこの様なＡｌ−Ｚｎ合金とろう材との接合部Ｊの腐食を防止する手段として、特許文献３にアルミニウム合金製積層型熱交換器として開示されたように、Ａｌ−Ｚｎ合金層とＡｌ−Ｚｎ合金層の間にろう付用シートを挿入してろう継手を形成し、Ａｌ−Ｚｎ合金層の防食効果をもってろう付け部の優先腐食を防止する手法の採用を検討することもできる。
【００１２】
しかし、接合部材にろう付用シートを用いるため部品点数が増え、コストが上がる問題がある。
またタンク材の材質をＡｌ−Ｚｎの両面クラッド材に変える必要があり、タンク材を両面クラッド材に変えると、タンクとパイプ材の接合も置きろうなどを用いて行う必要が生じ、その点でも部品点数および工数の増加につながりコストが上がる問題がある。
【特許文献１】特開平６−２３５３５号公報
【特許文献２】特開昭５３−１３８９５５号公報
【特許文献３】特開平６−１７０５１９号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【００１３】
以上の従来技術における問題は、ヘッダー材４の一般部Ｇ及び接合部Ｊ各部に貫通孔食を早期に発生させるようなことがない内張材４ｂ全体のＺｎ量の最適バランスをどのように図るかという問題に帰結する。
【００１４】
本発明は以上の従来技術における問題に鑑み、一般部及びヘッダー／タンク接合部のＺｎ量の最適バランスを図ることができ、安価で合理的な構造で一般部及びヘッダー／タンク接合部の優先腐食を防止して、各部において貫通孔食の早期発生を防止することができるアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシート、アルミニウム合金製熱交換器及びアルミニウム合金製熱交換器の製造方法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】
【００１５】
本発明者は、ヘッダ−内張材のＺｎ量およびクラッド率を種々変えたブレージングシートを作製し、ヘッダー／タンク接合部を模擬した試験片を作製し、腐食試験を実施した。それによってヘッダー／タンク接合部の内張材の優先腐食を評価し、優先腐食を防止するブレージングシートたるＺｎ量の最適バランスを明確にすべく検討を進めた。その結果、ヘッダー内張材のＺｎ量（ｗｔ％）とクラッド厚さ（μｍ）の積がろう付け前のクラッド材の段階で２５〜７０であるアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートで、アルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートのＺｎ量の最適バランスを実現することができることが明らかとなった。
【００１６】
本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートは、Ａｌ合金芯材と、前記芯材の片面に接合されたＡｌ−Ｓｉ系ろう材と、前記芯材の他面に熱間圧延でクラッドされたＡｌ−Ｚｎ系内張材とを有し、前記Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であってかつ積ＸＹが２５〜７０であることを特徴とする。
【００１７】
また本発明のアルミニウム合金製熱交換器は、Ａｌ合金芯材と、その芯材に接合されたＡｌ−Ｓｉ系ろう材部とを有するタンクと、Ａｌ合金芯材と、その芯材に熱間圧延でクラッドされたＡｌ−Ｚｎ系内張材とを備えるブレージングシートを成型してなるヘッダープレートと、を有し、前記Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であってかつ積ＸＹが２５〜７０であり、前記Ａｌ−Ｓｉ系ろう材部と前記Ａｌ−Ｚｎ系内張材とをろう付により接合して中空構造を形成して熱交換器媒体通路としてなることを特徴とする。
【００１８】
さらに本発明のアルミニウム合金製熱交換器の製造方法は、Ａｌ合金芯材の片面にＡｌ−Ｓｉ系ろう材を接合し、他面にＡｌ−Ｚｎ系内張材をクラッドしてブレージングシートを作製し、作製したブレージングシートをタンクとして成型するタンク成型工程と、Ａｌ合金芯材の片面にＡｌ−Ｓｉ系ろう材を接合し、他面にＡｌ−Ｚｎ系内張材をクラッドしてブレージングシートを作製し、作製したブレージングシートをヘッダープレートとして成型するヘッダープレート成型工程と、前記タンクを構成するＡｌ−Ｓｉ系ろう材と前記ヘッダープレートを構成するＡｌ−Ｚｎ系内張材とが接合するように中空構造を形成し熱交換器媒体通路とする接合工程と、を含み、前記ヘッダー材成型工程に用いるブレージングシートにおけるＡｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であってかつ積ＸＹが２５〜７０であることを特徴とする。
【００１９】
前記ヘッダープレートとして成型するブレージングシートを作製するために芯材とＡｌ−Ｚｎ系内張材とＡｌ−Ｓｉ系ろう材とを重ね合わせて行うクラッド熱間圧延の温度を４５０〜４７０℃とするのが望ましい。また、前記接合工程を５８０〜６００℃でのろう付により行うのが望ましい。
【００２０】
［作用］
図４に示すように、ろう付け前の内張材のＺｎ量が多く、クラッド率が高い場合には、接合部Ｊにおいてはろう付け後の内張材のＺｎ量が多くなり、ろう材よりも電位的に卑になって優先的に腐食し貫通もれに至る。
一方、図５に示すようにろう付け前の内張材のＺｎ量を少なくし、クラッド率を低くした場合には、接合部Ｊにおいてはろう付け後の内張材のＺｎ量が少なくなり、ろう材と電位的に等しくなるために、ろう材と内張材が均等に腐食し、内張材の優先腐食がなくなり貫通漏れが発生しない。
しかし、内張材の一般部Ｇ及び接合部Ｊ全体のＺｎ量を小さくした場合には一般部Ｇの内張材の防食機能が損なわれ、一般部Ｇにおいて早期に貫通孔が形成される。
【００２１】
そこで、本発明では接合部ＪにおけるＺｎ拡散プロファイルを検討した結果、Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であるときの積ＸＹを２５〜７０とすることによって、ヘッダー／タンク接合部の内張材では、ろう材との境界ＢにおいてＺｎ濃度が過剰になることがなく、内張材の一般部Ｇ及び接合部Ｊ全体のＺｎ量の最適バランスを図って、一般部Ｇ及び接合部Ｊ共に早期の貫通を防止することができる。
【発明の効果】
【００２２】
本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシート、アルミニウム合金製熱交換器及びアルミニウム合金製熱交換器の製造方法によれば、一般部及びヘッダー／タンク接合部のＺｎ量の最適バランスを図ることができ、安価で合理的な構造で一般部及びヘッダー／タンク接合部の優先腐食を防止して、貫通孔食の早期発生を各部において防止することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２３】
以下に本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートにおける内張材のＺｎ量および厚さの限定理由について説明する。なお、ここで限定するＺｎ量は、クラッド材となった段階でかつろう付前におけるものである。その様に限定する理由はＺｎは拡散し易くクラッド圧延中にＺｎ量が変化する可能性があり、またろう付中にも変化する可能性があるからである。
【００２４】
（Ｉ）本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートの構成
本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートはＡｌ合金芯材と、芯材の片面に接合されたＡｌ−Ｓｉ系ろう材と、芯材の他面に熱間圧延でクラッドされたＡｌ−Ｚｎ系内張材とを有する。
（ｉ）Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）を０．５〜１．０とする。
Ｚｎはアルミニウム合金に固溶し、ろう材の自然電極電位を卑にして芯材を防食し、チューブの耐食性を向上させる。しかしながら、Ｚｎ量が多いとヘッダー／タンク接合部においてろう付け後Ｚｎ濃度が高くなり、内張材の優先腐食を発生させる。
Ｚｎの添加量が０．５ｗｔ％未満ではヘッダー材の熱交換器媒体通路７を流通する冷却水と接している一般部Ｇに早期に貫通腐食を発生してしまう。
一方１．０ｗｔ％を超えると冷却水と接している一般部Ｇの耐食性は良好になるが、ヘッダー／タンク接合部の優先腐食を促進する。従ってＺｎの添加量を０．５ｗｔ％〜１．０ｗｔ％と規定した。
【００２５】
（ｉｉ）Ａｌ−Ｚｎ系内張材の厚さＹ（μｍ）を３０〜７０とする。
ろう付け後のヘッダー／タンク接合部における内張材でのＺｎ量はヘッダー内張材のＺｎ量だけでなくクラッド厚さ（μｍ）にも関係してくる。
このクラッド厚さＹ（μｍ）が３０（μｍ）未満である場合には、冷却水と接している一般部Ｇに早期に貫通腐食を発生しない充分なＺｎ量とするためには１．０ｗｔ％を超える過剰なＺｎ量とする必要が生じる。
その様に１．０ｗｔ％を超える過剰なＺｎ量とする場合には、ヘッダー／タンク接合部の内張材においてろう付け後のＺｎ量を抑制して貫通もれを防止する適切なバランスを図ることはできない。
【００２６】
（ｉｉｉ）Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）、厚さＹ（μｍ）の積ＸＹを２５〜７０とする。
冷却水と接している一般部Ｇに早期に貫通腐食を発生しない充分なＺｎ量とし、かつヘッダー／タンク接合部の内張材においてろう付け後のＺｎ量を抑制して貫通もれを防止する適切なバランスを図る指標として積ＸＹを採用し、これを２５〜７０とした。
【００２７】
Ｚｎ量とクラッド厚さの積ＸＹが２５未満の場合、Ｚｎの芯材方向への拡散距離が小さく、拡散が容易に進行することから、図５のＺｎ拡散プロファイルに示すように、Ｚｎ濃度が最も高いろう材６ｃとの境界Ｂにおいてもろう付け後のＺｎが０．２％未満になる。
その結果、ヘッダー／タンク接合部においてはろう材と内張材とが電位的に等しくなるために、ろう材と内張材が均等に腐食し、内張材の優先腐食がなくなり貫通漏れが発生しない。
【００２８】
しかし、その反面、ヘッダー／タンク接合部以外の冷却水と接している一般部ＧにおけるＺｎ量が０．２５％未満になるため、犠牲腐食効果が発揮できず冷却水と接している一般部Ｇに早期に貫通腐食を発生してしまう。
【００２９】
一方Ｚｎ量とクラッド率の積ＸＹが７０を超える場合、冷却水と接している一般部Ｇの腐食が良好になる。しかし、その場合図４のＺｎ拡散プロファイルに示すようにろう材６ｃとの境界Ｂにおいて最もＺｎ濃度が高く、ろう付け前のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）を０．５〜１．０とすると、境界Ｂにおいてはろう付け後のＺｎ量は０．５５％を越える。その結果、ヘッダー／タンク接合部のろう材よりも電位的に卑になり、ヘッダー／タンク接合部において内張材が優先的に腐食し貫通もれに至ってしまう。
【００３０】
以上のように、加熱による拡散エネルギー及び拡散距離に依存するろう付けにおけるＺｎの拡散プロファイルを考慮して、ヘッダー材のろう付け前の内張材のＺｎ量とクラッド厚さ（μｍ）の積ＸＹを２５〜７０とすることによって、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部においてろう材６ｃとの境界ＢにおけるＺｎ量を０．２〜０．５５％に抑制して、適切なバランスとすることが可能となる。すなわちヘッダー／タンク接合部の耐食性が良好になり、かつ一般部Ｇにおいても内張材のＺｎ量が０．２５％以上になるために、一般部Ｇの耐食性も確保できる。
【００３１】
（ＩＩ）本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートの製造工程
ここで本発明で提案されるブレージングシート材の製造工程は、クラッド熱間圧延の温度を（開始から終了までを通して）４５０℃〜４７０℃で実施する。
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って内張材のＺｎを芯材に予め拡散させ、ろう付け加熱時においてヘッダー材／タンクヘッダー／タンク接合部において内張材のＺｎ量を小さくするためである。しかし、特に５００℃を超える温度域では、圧延加工による内張材・外ろう材の温度上昇が芯材より高いため、内張材のＺｎの拡散が大きくなりすぎてしまう。このため、ヘッダー材／タンクヘッダー／タンク接合部において内張材のＺｎ量が小さくなり、ヘッダー／タンク接合部の腐食は問題ないが、冷却水と接している一般部Ｇでのろう付け後Ｚｎ量が０．２５％未満になるために、内張材の犠牲腐食効果が小さくなり、一般部において早期に貫通してしまう問題点がある。
【００３２】
（ＩＩＩ）本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートの各製造段階におけるＺｎ量
以上の製造工程を経て製造される本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートにあっては、そのＺｎ量は各製造段階において以下の通りとなる。
（ｉ）皮材の鋳塊
０．５−１．０％必要である。これは、ろう付け後に優先腐食・犠牲効果の観点でＺｎ量の条件を満たす必要があるためである。
（ｉｉ）製造後のクラッドした状態のブレージングシート
クラッド熱間圧延の温度が高すぎると、鋳塊のＺｎ量から減ってしまうが、それではろう付け後に充分な犠牲効果が得られない。従って、熱間圧延後もろう付前は０．５−１．０％必要である。
（ｉｉｉ）ろう付後のヘッダー／タンク接合部
ヘッダー／タンク接合部の優先腐食を防止する観点から０．５５％未満であることが必要となる。
（ｉｖ）ろう付後の一般部Ｇ
充分な犠牲防食効果を得るために０．２５％以上であることが必要となる。
【００３３】
（ＩＶ）本発明のアルミニウム合金製熱交換器
図１（ａ），（ｂ）に示すように本発明のアルミニウム合金製熱交換器１は、本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートを成型してなるヘッダー材プレート４を有し、Ａｌ−Ｓｉ系ろう材６ｃとＡｌ−Ｚｎ系内張材４ｂとをろう付により接合して中空構造を形成して熱交換器媒体通路７とする。この熱交換器媒体通路７は５８０〜６００℃のろう付により形成してなる。
【００３４】
（Ｖ）本発明のアルミニウム合金製熱交換器の製造方法
以上の本発明のアルミニウム合金製熱交換器１は、次の各工程によって製造される。
Ａｌ合金芯材６ａの片面にＡｌ−Ｓｉ系ろう材６ｃを接合し、他面にＡｌ−Ｚｎ系内張材６ｂをクラッドしてブレージングシートを作製し、作製したブレージングシートをタンク（６Ａ），（６Ｂ）として成型するタンク成型工程を行う。
【００３５】
また、Ａｌ合金芯材４ａの片面にＡｌ−Ｓｉ系ろう材４ｃを接合し、他面にＡｌ−Ｚｎ系内張材４ｂをクラッドしてブレージングシートを作製し、作製したブレージングシートをヘッダー材プレート４として成型するヘッダー材プレート成型工程を行う。
このブレージングシートには本発明のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシートを用いる。
【００３６】
タンク（６Ａ），（６Ｂ）を構成するＡｌ−Ｓｉ系ろう材６ｃとヘッダー材プレート４を構成するＡｌ−Ｚｎ系内張材４ｂとが接合するように中空構造を形成し熱交換器媒体通路７とする接合工程を５８０〜６００℃でのろう付により行う。
【００３７】
［実施例］
表１に本発明例のヘッダー材の内の内張材成分とクラッド率および本発明例を外れる比較例内張材成分を示す。これら内張材と芯材合金（ＪＩＳ３００３合金）と内ろう材（ＢＡ４３４３Ｐ合金（内ろう材と示す）を鋳塊サイズ幅６００ｍｍ、長さ５０００ｍｍ、幅１２００ｍｍのサイズで鋳造し、外ろう材、内ろう材は所定のクラッド率になるよう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重ね合わせ、クラッド熱間圧延の開始温度を４６０℃、終了温度４７０℃で圧延し、冷間圧延にて最終板厚を１．０ｍｍにしたものに、最終焼鈍温度を４００℃で１時間実施してブレージングシートを作製した。なお、比較例として、内張材合金の成分およびＺｎ量とクラッド厚さの積ＸＹは本発明例範囲内であるが、クラッド熱間圧延の開始温度を５２０℃、終了温度を５３０℃で実施し、冷間圧延にて１．０ｍｍにしたものに、最終焼鈍温度を４００℃で１時間実施したブレージングシートも作製した。
【００３８】
これらヘッダー材と接合するタンク材として、ＢＡＳ３１１Ｐ（芯材：ＪＩＳ３００３合金、内ろう材：ＪＩＳ４３４３合金、内張材：ＪＩＳ７０７２合金）の板厚１．０ｍｍ、Ｏ調質材を用いた。
【００３９】
【表１】
【００４０】
（１）腐食試験
ヘッダー／タンク接合部の腐食試験として、表１の構成のヘッダー材を幅２５ｍｍ、長さ１００ｍｍの試験片に加工し、ヘッダー材の内張材とタンク材（ＢＡＳ３１１Ｐ：板厚１．０ｍｍ）のろう材を接合面積幅２５ｍｍ、長さ２０ｍｍで接合し、窒素雰囲気下でろう付け相当の加熱（６００℃で３分）を行った後、接合面を残して裏面・端部をマスキングした後に、ＪＩＳＨ８６０１に準じるＣＡＳＳ試験を行ない、腐食生成物を除去した後に、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さを焦点深度法にて測定した。また一般部の腐食試験として、表１の構成のヘッダー材を幅２５ｍｍ、長さ１００ｍｍの試験片に加工し、窒素雰囲気下でろう付け加熱（６００℃で３分）を行った。内張材の部分を幅２０ｍｍ、長さ８０ｍｍを残し、端部と裏面をマスキングした後に、ＯＹ水（Ｃｌ−：１９５ｐｐｍ、ＳＯ４２−：６０ｐｐｍ、Ｃｕ２＋：１ｐｐｍ、Ｆｅ３＋：３０ｐｐｍ）の溶液に浸漬し、８８℃×８時間加熱、１６時間放冷の熱サイクルを繰り返す試験に３ヶ月供した。試験後、腐食生成物を除去した後に、腐食深さを焦点深度法にて測定した。その結果を表１に示す。
【００４１】
表１からわかるように、本発明例１では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．５２であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．５１、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が７０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは３５．７であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．２７、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．３５であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は１．１、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．０５であった。
【００４２】
本発明例２では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．７２であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．７０、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が５０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは３５．０であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．２６、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．３４であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は１．４、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．０５であった。
【００４３】
本発明例３では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．７３であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．７１、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が７０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは４９．７であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．３７、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．４８であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は１．５、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．１０であった。
【００４４】
本発明例４では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．９５であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．９３、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が５０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは４６．５であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．３５、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．４５であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は１．５、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．０４であった。
【００４５】
本発明例５では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．９９であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．９７、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が７０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは６７．９であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．５１、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．６６であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は２．１、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．０４であった。
【００４６】
本発明例６では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．５３であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．５２、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が５０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは２６．０であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．２０、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．２５であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は０．９、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．０８であった。
【００４７】
本発明例７では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．９８であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．９６、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が３０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは２８．８であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．２２、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．２８であった。その結果、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は１．２、一般部の腐食深さ（ｍｍ）は０．０８であった。
したがって、以上の本発明例はいずれも本発明の条件を充足し、ヘッダー／タンク接合部に優先腐食が生じず、かつ一般部の耐食性が良好で、最適バランスが図られていることが判る。
【００４８】
比較例８では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．４５であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．４４、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が５０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは２２．０であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１１、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１４であった。したがって、比較例８はヘッダー材のＺｎ量がＡｌ−Ｚｎ系内張材（２ｂ）のＺｎ量が０．５〜１．０％とする本発明未満であった。またヘッダー材のＺｎ量（ｗｔ％）とクラッド厚さの積ＸＹが２５未満であったため、ヘッダー／タンク接合部の腐食深さ（ｍｍ）は０．８で腐食が生じなかったが、冷却水と接している一般部に貫通腐食を生じた。
【００４９】
比較例９では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．５１であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．５０、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が３０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは１５．０であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１１、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１５であった。その結果、内張材のＺｎ量は本発明範囲内であるが、ヘッダー材のＺｎ量（ｗｔ％）とクラッド厚さの積ＸＹが２５未満であったためヘッダー／タンク接合部に腐食が生じなかった（腐食深さ（ｍｍ）は０．８）が、冷却水と接している一般部に貫通腐食を生じた。
【００５０】
比較例１０では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．７０であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．６８、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が３０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは２０．４であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１２、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１６であった。その結果、比較例９と同様に、内張材のＺｎ量は本発明範囲内であるが、ヘッダー材のＺｎ量（ｗｔ％）とクラッド厚さの積ＸＹが２５未満であったためヘッダー／タンク接合部に腐食が生じなかった（腐食深さ（ｍｍ）は１．０）が、冷却水と接している一般部に貫通腐食を生じた。
【００５１】
比較例１１では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．９８であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．９８、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が１００であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは９８．０であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．７４、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．９６であった。その結果、内張材のＺｎ量は本発明範囲内であるが、ヘッダー材のＺｎ量（ｗｔ％）とクラッド厚さの積ＸＹが７０を越えたために、ヘッダー／タンク接合部のＡｌ−Ｚｎ合金層に優先腐食を生じ貫通腐食を生じてしまった。
【００５２】
比較例１２では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が１．２０であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が１．１５、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が７０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは８０．５であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．６０、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．７８であった。その結果、内張材のＺｎ量が本発明を越え、かつヘッダー材のＺｎ量（ｗｔ％）とクラッド厚さの積ＸＹが７０を越えたために、ヘッダー／タンク接合部のＡｌ−Ｚｎ合金層に優先腐食を生じ貫通腐食を生じてしまった。
【００５３】
比較例１３では、ヘッダー材鋳塊段階のＺｎ（ｗｔ％）が０．７５であり、ヘッダー材ろう付け前のＺｎ（ｗｔ％）が０．４４、ヘッダー内張材厚さ（μｍ）が７０であった。またろう付け前のＺｎ量とクラッド率の積ＸＹは３０．８であり、ろう付け後のヘッダー／タンク接合部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１２、ろう付け後の一般部におけるヘッダー内張材のＺｎ量は０．１６であった。この比較例１３は、クラッド熱間圧延の開始温度を５２０℃、終了温度を５３０℃で実施したために、ヘッダー材を形成するブレージングシート中のＺｎ量が少なくなり（一般部において内張材のＺｎ量が０．２５％未満となり）、ヘッダー／タンク接合部に腐食が生じなかったが、冷却水と接している一般部に貫通腐食を生じた。
【図面の簡単な説明】
【００５４】
【図１】図１（ａ）は自動車用熱交換器（ラジエーター）の正面図、図１（ｂ）は図１（ａ）のＡ−Ａ断面拡大模式図である。
【図２】タンクとヘッダー材プレート相互間のヘッダー／タンク接合部におけるＺｎ拡散プロファイルを示す説明図。
【図３】タンクとヘッダー材プレート相互間のヘッダー／タンク接合部断面写真。
【図４】タンクとヘッダー材プレート相互間のヘッダー／タンク接合部におけるＺｎ拡散プロファイルの一例を示す説明図であり、（ａ）はろう付け前、（ｂ）はろう付け後を示す。
【図５】タンクとヘッダー材プレート相互間のヘッダー／タンク接合部におけるＺｎ拡散プロファイルの他の例を示す説明図であり、（ａ）はろう付け前、（ｂ）はろう付け後を示す。
【符号の説明】
【００５５】
２・・・チューブ、６・・・タンク、４・・・ヘッダープレート、６ａ，４ａ・・・芯材６ｃ・・・ろう材、４ｂ・・・内張材、Ｊ・・・接合部、Ｇ・・・一般部。
【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ａｌ合金芯材と、前記芯材の片面に接合されたＡｌ−Ｓｉ系ろう材と、前記芯材の他面に熱間圧延でクラッドされたＡｌ−Ｚｎ系内張材とを有し、前記Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であってかつ積ＸＹが２５〜７０であることを特徴とするアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシート。
【請求項２】
前記Ａｌ−Ｚｎ系内張材を４５０〜４７０℃における熱間圧延でクラッドしてなる請求項１に記載のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシート。
【請求項３】
Ａｌ合金芯材と、その芯材に接合されたＡｌ−Ｓｉ系ろう材部とを有するタンクと、
Ａｌ合金芯材と、その芯材に熱間圧延でクラッドされたＡｌ−Ｚｎ系内張材とを備えるブレージングシートを成型してなるヘッダープレートと、を有し、
前記ブレージングシートにおけるＡｌ−Ｚｎ系内張材のろう付前段階でのＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であってかつ積ＸＹが２５〜７０であり、
前記Ａｌ−Ｓｉ系ろう材部と前記Ａｌ−Ｚｎ系内張材とをろう付により接合して中空構造を形成して熱交換器媒体通路としてなることを特徴とするアルミニウム合金製熱交換器。
【請求項４】
前記熱交換器媒体通路を５８０〜６００℃のろう付により形成してなる請求項３に記載のアルミニウム合金製熱交換器。
【請求項５】
Ａｌ合金芯材の片面にＡｌ−Ｓｉ系ろう材を接合し、他面にＡｌ−Ｚｎ系内張材をクラッドしてブレージングシートを作製し、作製したブレージングシートをタンクとして成型するタンク成型工程と、
Ａｌ合金芯材の片面にＡｌ−Ｓｉ系ろう材を接合し、他面にＡｌ−Ｚｎ系内張材をクラッドしてブレージングシートを作製し、作製したブレージングシートをヘッダープレートとして成型するヘッダープレート成型工程と、
前記タンクを構成するＡｌ−Ｓｉ系ろう材と前記ヘッダープレートを構成するＡｌ−Ｚｎ系内張材とが接合するように中空構造を形成し熱交換器媒体通路とする接合工程と、を含み
前記ヘッダー材成型工程に用いるブレージングシートにおけるＡｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であってかつ積ＸＹが２５〜７０であることを特徴とするアルミニウム合金製熱交換器の製造方法。
【請求項６】
前記ヘッダープレートとして成型するブレージングシートを作製するために芯材とＡｌ−Ｚｎ系内張材とＡｌ−Ｓｉ系ろう材とを重ね合わせて行うクラッド熱間圧延の温度を４５０〜４７０℃とする請求項５に記載のアルミニウム合金製熱交換器の製造方法。
【請求項７】
前記接合工程を５８０〜６００℃でのろう付により行う請求項５または請求項６に記載のアルミニウム合金製熱交換器の製造方法。
【請求項１】
Ａｌ合金芯材と、前記芯材の片面に接合されたＡｌ−Ｓｉ系ろう材と、前記芯材の他面に熱間圧延でクラッドされたＡｌ−Ｚｎ系内張材とを有し、前記Ａｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であってかつ積ＸＹが２５〜７０であることを特徴とするアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシート。
【請求項２】
前記Ａｌ−Ｚｎ系内張材を４５０〜４７０℃における熱間圧延でクラッドしてなる請求項１に記載のアルミニウム合金製熱交換器用ブレージングシート。
【請求項３】
Ａｌ合金芯材と、その芯材に接合されたＡｌ−Ｓｉ系ろう材部とを有するタンクと、
Ａｌ合金芯材と、その芯材に熱間圧延でクラッドされたＡｌ−Ｚｎ系内張材とを備えるブレージングシートを成型してなるヘッダープレートと、を有し、
前記ブレージングシートにおけるＡｌ−Ｚｎ系内張材のろう付前段階でのＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であってかつ積ＸＹが２５〜７０であり、
前記Ａｌ−Ｓｉ系ろう材部と前記Ａｌ−Ｚｎ系内張材とをろう付により接合して中空構造を形成して熱交換器媒体通路としてなることを特徴とするアルミニウム合金製熱交換器。
【請求項４】
前記熱交換器媒体通路を５８０〜６００℃のろう付により形成してなる請求項３に記載のアルミニウム合金製熱交換器。
【請求項５】
Ａｌ合金芯材の片面にＡｌ−Ｓｉ系ろう材を接合し、他面にＡｌ−Ｚｎ系内張材をクラッドしてブレージングシートを作製し、作製したブレージングシートをタンクとして成型するタンク成型工程と、
Ａｌ合金芯材の片面にＡｌ−Ｓｉ系ろう材を接合し、他面にＡｌ−Ｚｎ系内張材をクラッドしてブレージングシートを作製し、作製したブレージングシートをヘッダープレートとして成型するヘッダープレート成型工程と、
前記タンクを構成するＡｌ−Ｓｉ系ろう材と前記ヘッダープレートを構成するＡｌ−Ｚｎ系内張材とが接合するように中空構造を形成し熱交換器媒体通路とする接合工程と、を含み
前記ヘッダー材成型工程に用いるブレージングシートにおけるＡｌ−Ｚｎ系内張材のＺｎ量Ｘ（ｗｔ％）が０．５〜１．０であり、厚さＹ（μｍ）が３０〜７０であってかつ積ＸＹが２５〜７０であることを特徴とするアルミニウム合金製熱交換器の製造方法。
【請求項６】
前記ヘッダープレートとして成型するブレージングシートを作製するために芯材とＡｌ−Ｚｎ系内張材とＡｌ−Ｓｉ系ろう材とを重ね合わせて行うクラッド熱間圧延の温度を４５０〜４７０℃とする請求項５に記載のアルミニウム合金製熱交換器の製造方法。
【請求項７】
前記接合工程を５８０〜６００℃でのろう付により行う請求項５または請求項６に記載のアルミニウム合金製熱交換器の製造方法。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【公開番号】特開２００９−２７５２４６（Ｐ２００９−２７５２４６Ａ）
【公開日】平成２１年１１月２６日（２００９．１１．２６）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００８−１２５４７５（Ｐ２００８−１２５４７５）
【出願日】平成２０年５月１３日（２００８．５．１３）
【出願人】（０００１０７５３８）古河スカイ株式会社 (572)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２１年１１月２６日（２００９．１１．２６）
【国際特許分類】
【出願日】平成２０年５月１３日（２００８．５．１３）
【出願人】（０００１０７５３８）古河スカイ株式会社 (572)
【Ｆターム（参考）】
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