專利名稱：高溫釬焊用薄釬焊板翅片部件以及使用其的熱交換器的制造方法
技術領域：
本發(fā)明涉及用于鋁合金熱交換器的釬焊板翅片部件以及使用其的熱交換器的制 造方法。更具體地說，作為實施了波紋加工的翅片部件，涉及適于在超過610°c且為622°C 以下的高溫達到溫度下進行釬焊而使用的翅片部件，并涉及使用其的熱交換器的制造方法。
背景技術：
鋁合金熱交換器，由于其原料鋁合金較輕且具有良好的熱傳導性，此外，通過使用 預先包覆有焊料(3々材)的鋁釬焊板的爐內釬焊而進行接合的方式還適于批量生產，因 此一直被廣為利用，特別是廣泛應用于汽車用散熱器、空調蒸發(fā)器、電容器等。近年來，汽車用熱交換器有進一步輕量化的趨勢，為此，迫切需要釬焊板翅片部件 等各結構材料減薄。釬焊板翅片部件主要用于與多孔擠壓管部件等表面不具有焊料的部件 相接合的情況，一般使用芯材由Al-Mn系合金形成、在芯材的兩面接合有Al-Si系合金形成 的焊料的三層包覆材料。以往，這樣的焊板翅片部件主要為板厚100 μ m以上的材料，但最近也開始使用更 薄的翅片部件。在此，將板厚為85 μ m以下的翅片部件稱為薄翅片部件，然而實際上，這樣 的薄翅片部件在釬焊時焊料對芯材的腐蝕以及抗高溫變形等各種特性方面，與現有的厚翅 片部件(例如板厚100 μ m以上的翅片部件)相比處于不利狀態(tài)。此外，在材料減薄的同時，提高熱交換器的生產效率也同樣是重要的課題，如果能 夠以短時間的加熱結束釬焊工序，可以直接提高批量生產的效率。此外，如果能夠在進行翅 片部件與管部件等的釬焊的同時也對現有技術中在釬焊之后利用其他工序安裝的附屬部 件進行接合，則可以進一步提高生產效率。作為這樣的提高生產效率的具體方法之一，可以考慮通過使釬焊爐內的溫度高于 材料溫度，即通過附加(設定)所謂的溫差(溫度 7 K )，從而使釬焊加熱的時間縮短。 利用這樣的方法，對于熱交換器的結構部件中熱容量大的集水箱( 7夕‘夕 > 々)等部件， 也可以在短時間內升溫，對于熱容量大的安裝部件等附屬部件，也可以同時進行釬焊接合。在上述附加了溫差的釬焊加熱的情況下，由于在被釬焊的熱交換器的結構部件 中，熱容量最大的部件的升溫速度最慢，因此需要升溫至足以使這樣的大熱容量部件的接 合部被充分釬焊的溫度(例如600°C)。然而翅片部件是熱交換器結構部件中最薄且熱容 量最小的部件，將會達到高于其他部件的溫度(例如超過610°C的溫度)。因此，在使用這 樣附加溫差的釬焊加熱方法的情況下，需要在比通常溫度高的溫度下能夠被正常釬焊的翅 片部件，然而現實是，至今還沒有利用薄釬焊板實現這種翅片部件的技術。
0008]作為有關薄釬焊鈑翅片部件的技術，已提出了如專利文獻1、專利文獻2所示的技 術，然而認為，這些提出的技術所提供的釬焊板翅片部件均不能承受超過610°C的高溫釬焊 條件。
S卩，專利文獻1所示的技術涉及板厚40 μ m以上、不足100 μ m的釬焊板翅片部件， 其要點為將具有特定成分的Al-Mn系合金芯材與Al-Si系合金焊料組合，通過控制焊料以 及芯材的Si含量和焊料包覆率，防止釬焊時在接合部流動的熔融焊料的不足所導致的未 接合，也提高其他的耐高溫屈曲性(耐下垂性(耐寸^性))。在該專利文獻1的權利要求 中，限定了在600°C的溫度下加熱3分鐘時的接合情況，正文的記載也僅僅提及了熱交換器 的釬焊通常在600°C的溫度下進行，因此該文獻全然未認識到在高于此溫度的溫度下實施 釬焊時所存在的問題，當然針對在超過610°C的高溫下進行釬焊時的問題的解決方法不能 給出任何啟示。專利文獻2所示的技術涉及板厚60 μ m以下的釬焊板翅片部件，主要通過將焊料 中的Si顆粒的平均圓直徑(平均円相當徑)調整為3μπ 以下，可獲得良好的耐晶界腐蝕 性、耐高溫屈曲性等。在專利文獻2中，針對釬焊條件也記載了通常升溫至約600°C，實施例 也為同樣條件，因此很明顯專利文獻2的技術也未考慮薄翅片部件在超過610°C的高溫下 被實施釬焊的情況。(專利文獻1)日本特許第3170202號公報(專利文獻2)日本特開2008-6480號公報為了實現上述利用附加了溫差的加熱進行的釬焊，需要一種即使材料釬焊時的最 高達到溫度超過610°C，也能保持正常的波紋加工形狀而進行接合的釬焊板翅片部件，且強 烈希望以85 μ m以下的薄翅片部件實現該目的。然而，為了實現這一目的，需要克服現有技 術中一般在大約600°C的釬焊溫度下進行釬焊時、或利用較厚的翅片部件時所不會產生的 技術問題。即本發(fā)明者等發(fā)現，在超過610°C的高溫下，在85 μ m以下的薄翅片部件被實施了 波紋加工的狀態(tài)下進行的釬焊過程中，與通常的翅片的高溫屈曲不同，會出現波紋翅片的 端部產生傾倒變形這一獨特問題。參照圖1、圖2具體說明這一問題。圖1、圖2表示為了制作熱交換器芯體而組合 預先被實施了波紋加工的釬焊板翅片部件1、多孔擠壓管部件等管部件2以及集水箱3，加 熱至超過610°C的高溫釬焊溫度，從而將這些熱交換器芯體部件高溫釬焊接合的狀況，在這 種情況下，進行了波紋加工的釬焊板翅片部件1的端部IA (例如集水箱3側的端部)大多 作為上挺(或下垂)的自由端而存在。在這種情況下，若釬焊板翅片部件1的厚度較薄，為 85 μ m以下，則在用于進行釬焊的、超過610°C的高溫下加熱時，會產生如下現象，S卩如上所 述的釬焊板翅片1的自由端，即端部IA會如圖1、圖2的箭頭P所示的那樣變形，從而向管 側傾倒。如果象這樣在翅片端部IA產生傾倒變形，不僅會由于與設計形狀不同而導致產品 外觀欠佳，最壞的情況，還存在該變形了的翅片端部IA與集水箱(通常由釬焊片形成)接 觸導致集水箱側的熔融焊料使翅片熔融的危險性。本發(fā)明者等通過實驗確認，即使在實施了波紋加工的翅片的波峰部的形狀未被破 壞或未產生翅片的屈曲的情況下，在超過610°C的高溫釬焊中，在厚度大約為85 μ m以下的 薄翅片部件中，也會產生這樣的端部異常變形。而且即使是在以往的通常大約600°C的溫度 下的釬焊加熱中高溫抗屈曲性應該很好的釬焊板翅片部件，也會產生該端部異常變形。
在此，雖然也考慮上述翅片端部IA的異常的傾倒變形是由于作為自由端的端部 IA所受的重力的影響，然而本發(fā)明者等進一步不斷探討發(fā)現，即使在將芯體的各部件設置為重力不作用在翅片端部IA的前端側傾倒的方向上的情況下，也會產生端部異常變形， 即、其并不僅僅是重力造成的。因此認為僅通過芯體的組裝而改變釬焊時的配置方向不能 解決問題。

發(fā)明內容
本發(fā)明正是以上述情況為背景而作出的，目的在于提供一種釬焊板翅片部件，通 過對85 μ m以下的薄釬焊板翅片部件實施波紋加工，并組裝熱交換器芯體，從而在例如超 過610°C的高溫下進行釬焊加熱時，可以可靠且有效地防止發(fā)生上述翅片端部的傾倒變形。為了解決上述問題，對利用實施了波紋加工的薄釬焊板翅片部件組裝熱交換器芯 體，在超過610°C的高溫下進行釬焊時所產生的端部的傾倒變形反復進行了各種調查、探 討，發(fā)現，釬焊加熱時翅片表面過剩的熔融焊料產生的表面張力影響該傾倒變形。即，即使 在設計上是將被實施了波紋加工的翅片部件在波峰部的頂點截斷，但當其與管部件等組裝 時，翅片部件會變?yōu)橐阅撤N程度浮起的狀態(tài)(與管部件不接觸的狀態(tài))，在這種情況下，由 于釬焊加熱時靠近波峰部附近的填角(fillet，圖2的F部分)處的熔融焊料的表面張力， 會如圖2的箭頭Q所示，將翅片向管側拉拽。而特別是在超過610°C的高溫釬焊中，與以往 的通常大約600°C的溫度下的釬焊加熱相比，熔融焊料的量急劇增加，來自于附近的填角F 側的熔融焊料的表面張力所產生的拉伸力Q變大，再加上高溫下材料強度也有所下降，因 此在厚度為85 μ m左右以下的較薄的翅片中，翅片端部IA如箭頭P所示向管側傾倒。而在以往通常在大約600°C的溫度下的釬焊中、或使用大約100 μ m以上的較厚的 翅片部件的情況下，幾乎不出現這樣的現象，所以一直以來對此全然沒有認識。于是，本發(fā)明者等認為，由于上述的翅片端部的傾倒變形起因于過剩的熔融焊料 的表面張力，如果通過適當的控制，使得即使在超過610°C的高溫釬焊中熔融焊料也不會過 剩，則一定可以防止發(fā)生翅片端部的傾倒變形?；谶@樣的觀點，經過再次探討釬焊板翅片 部件的焊料中Si含量與焊料包覆率發(fā)現，通過基于這些參數的相互關系而適宜調整這些 參數可以解決上述問題，從而完成了本發(fā)明。具體而言，第一方面的發(fā)明所涉及的高溫釬焊用薄釬焊板翅片部件由在芯材的兩 面接合有焊料的板厚為40 85 μ m的包覆部件形成，為實施波紋加工且在高溫下實施釬焊 的薄釬焊板翅片部件，其特征在于，芯材由Al-Mn系合金形成，該Al-Mn系合金含有0. 7 1. 5mass%&Mn、0. 3 0.Si、0. 05 0. 75mass% 的 Fe，其余部分為 Al 與不可避 免的雜質元素；焊料由含有5. 5 8. Omass%的Si的Al-Si系合金形成，且焊料的單面平 均包覆率處在6. 0 9. 8%的范圍內，且根據焊料中的Si含量Sif (mass% )與焊料的單面 平均包覆率CR(% )由下式⑴所確定的Q值為67以下Q = Sif (mass% ) XCR(% ) ^ 67......(1)第二方面的發(fā)明的特征在于，如第一方面發(fā)明所述的高溫釬焊用薄釬焊板翅片 部件，所述芯材由Al-Mn系合金形成，其中所述Al-Mn系合金除上述各元素之外，還含有 0. 05 0. 25mass%& Cu、0. 3 3.Zn 這兩者之一或雙方。第三方面的發(fā)明的特征在于，如第一方面發(fā)明所述的高溫釬 焊用薄釬焊板翅片 部件，所述芯材由Al-Mn系合金形成，其中Al-Mn系合金除上述各元素之外，還含有選自 0. 05 0. 25mass % 的 Ti、0. 05 0. 25mass % 的 Zr、0. 05 0. 25mass % 的 Cr、0. 05 0. 25mass%& V中的一種或兩種以上元素。第四方面的發(fā)明的特征在于，，如第一方面發(fā)明所述的高溫釬焊用薄釬焊板翅片 部件，所述芯材由Al-Mn系合金形成，其中所述Al-Mn系合金中除上述各元素之外，還含 有選自0. 05 0. 25mass%的Cu、0. 3 3. Omass %的Zn這兩者之一或雙方、以及0. 05 0. 25mass%& Ti、0. 05 0. 25mass%& Zr、0. 05 0. 25mass%& Cr、0. 05 0. 25mass% 的V中的一種或兩種以上元素。第五方面的發(fā)明的特征在于，如第一 第四方面發(fā)明中的任一項所述的高溫釬焊 用薄釬焊板翅片部件，在焊料層中，厚度方向的顆粒尺寸超過八成單面平均焊料厚度的Si 顆粒，在與焊料厚度方向平行且與翅片部件長度方向平行的截面中，在翅片部件長度方向 上的分布密度不超過0. 2個/mm。第六、七方面的發(fā)明的特征在于，分別如第一 第四方面發(fā)明中任一項以及第五 方面發(fā)明所述的高溫釬焊用薄釬焊板翅片部件，該釬焊板翅片部件在材料的達到溫度在超 過610°C且在622°C以下的溫度范圍內被實施了釬焊。第八、九方面的發(fā)明分別限定了使用第一 第四方面發(fā)明中任一項以及第五方 面發(fā)明所述的高溫釬焊用薄釬焊板翅片部件制造熱交換器的方法，該第八、九方面發(fā)明的 特征在于，對第一 第四方面發(fā)明中任一項以及第五方面發(fā)明所述的翅片部件進行波紋加 工，且將該被實施了波紋加工的釬焊板翅片部件至少作為結構要素的一部分而組裝熱交換 器芯體，以使翅片的最高達到溫度在超過610°C且在622°C以下的溫度范圍內的方式，在非 氧化氣氛中進行爐內助焊劑釬焊。利用本發(fā)明的釬焊板翅片部件，盡管其壁厚薄至85 μ m以下，即使在被實施了波 紋加工而作為熱交換器芯體進行組裝，并在超過610°C的高溫下進行釬焊時，也能可靠并有 效地防止翅片端部產生傾倒變形，為此，可以有效防止上述的由于端部的傾倒變形而導致 的作為熱交換器芯體的商品價值的降低，并且不會存在端部傾倒變形引起端部的前端與集 水箱接觸從而集水箱側的熔融焊料造成翅片熔融的可能性。因此，利用本發(fā)明的翅片部件，使用如上所述的85μπι以下的薄翅片部件在超過 610°C的高溫下進行釬焊，一般不會產生問題而可以實用，因此，在有助于翅片部件減薄以 及汽車輕量化的同時，通過釬焊溫度的高溫化可以切實且有效地提高熱交換器產品的生產 效率。


圖1是為了說明本發(fā)明中作為技術問題的翅片端部的傾倒變形現象而示意性表 示被實施了波紋加工的釬焊板翅片部件與管部件、集水箱組合從而構成熱交換器芯體的狀 態(tài)的概略圖。圖2是擴大表示圖1的主要部分、特別是翅片端部附近的狀況的概略圖。圖3是表示本發(fā)明的實施例的焊料中Si含量以及焊料的包覆率與翅片端部傾倒 現象的發(fā)生狀況之間關系的圖表。附圖標記說明
1 釬焊板翅片部件IA 翅片端部
2 管3 集水箱
具體實施例方式在本發(fā)明中，為了有助于熱交換器的輕量化，以板厚為40 85 μ m的釬焊板翅片 部件為對象。在板厚小于該范圍的情況下，難以制造完整的釬焊板，而在板厚大于該范圍的 情況下，雖然利于防止釬焊時翅片的變形而無需如本發(fā)明所述的周到細致的對策，然而無 助于減薄乃至熱交換器的輕量化。本發(fā)明的薄釬焊板翅片部件的特征在于，在最高達到溫度處于超過610°C且在 622°C以下的范圍內的高溫釬焊中，抵御波紋翅片的端部變形的性能較好。為了實現這一特 征而對材料構成的限定極為重要。在此，當然也需要兼顧作為熱交換器用翅片部件所應有 的其他特性，例如通常的耐屈曲性、釬焊后的翅片強度、犧牲陽極特性、翅片自身的耐腐蝕性等。在本發(fā)明的釬焊板翅片部件中，使焊料的Si含量以及焊料的單面平均包覆率分 別在特定的范圍內，且將兩者調整為滿足特定的關系，從而直接控制使高溫釬焊時的熔融 焊料不會過量。通過采用這樣的方法，可以可靠地控制熔融焊料的量，從而防止發(fā)生翅片端 部的傾倒變形。以下詳細說明本發(fā)明。如上所述，作為本發(fā)明的對象的釬焊板的板厚為40 85 μ m，為了進行波紋加工 而用于熱交換器芯體，作為其包覆結構，芯材的兩面接合有焊料層。在此，芯材使用被認為 最適于作為通常的釬焊板翅片部件芯材的Al-Mn系合金，焊料使用Al-Si系合金。在此，首先說明對作為芯材的Al-Mn系合金的成分的限定理由。Mn Mn為有助于提高強度和高溫下抗變形性的合金元素，使其含量在0.7 1. 5maSS%的范圍內。當芯材中Mn含量不足0. 7111￡1%%時，得不到足夠的釬焊加熱后的強度 或抵御高溫變形的能力，因而不優(yōu)選。而當芯材中Mn的添加量超過1. 5maSS%時，在鑄造時 會形成粗大的結晶化合物從而導致組織不均勻，因此不優(yōu)選。Si Si為有助于提高強度且間接影響熔融焊料量的元素，使其含量在0.3 0. 8maSS%的范圍內。當芯材中Si含量不足0. 3maSS%時，釬焊時Si從焊料向芯材的擴散 變得顯著，存在實質上減少了熔融焊料量因而翅片與管的接合不完全的情況，因此不優(yōu)選。 而當芯材中Si含量超過0. 8mass%時，芯材自身的高溫持久性下降從而使翅片的整體耐屈 曲性變差，因此不優(yōu)選。Fe Fe為通常的鋁合金中不可避免的雜質之一，在如本發(fā)明的Al-Mn系合金(AA3000 系列合金)中，大多數情況下不設下限而僅將上限限定為0.右，然而考慮到其有 助于提高強度以及結晶組織的穩(wěn)定性，可以根據情況不同而主動添加一些Fe，使Fe的含量 在0. 05 0. 75maSS%的范圍內。當Fe含量不足0. 05maSS%時，需要昂貴的高純度原料金 屬，不僅導致高成本，而且無助于性能的改善，因此不優(yōu)選。而當Fe添加量超過0. 75mass%時，在鑄造時會形成粗大的結晶化合物從而導致組織不均勻，因此不優(yōu)選。此外，如第二方面的發(fā)明中所限定，可以在芯材合金中選擇性地添加Cu、Zn。然而 如果將其過量添加，芯材的固相線溫度會下降，使得高溫下的強度不足，從而存在熱交換器 芯體在釬焊時翅片產生整體變形的情況，因此不優(yōu)選?？紤]到這種情況，Cu、Zn的添加量如 下設定。Cu Cu為有助于強度提高的合金元素，使其含量在0. 05 0. 25maSS%的范圍內選擇 性地添加。當Cu含量不足0.05maSS%時，不能充分得到釬焊加熱后的強度提高效果。而當 Cu的添加量超過0. 25maSS%時，不僅存在翅片變形的問題，而且會降低釬焊后的釬焊板翅 片的耐晶界腐蝕性，因此不優(yōu)選。Zn 使Zn的含量在0. 3 3. Omass %的范圍內選擇性地添加，其目的在于，使釬焊板 翅片部件具有作為犧牲陽極的性質，提高管的耐腐蝕性。當Zn含量不足0.3maSS%時，不 能充分得到犧牲陽極的作用。而當Zn的添加量超過3. 0maSS%時，不僅存在翅片變形的問 題，而且會降低翅片自身的耐腐蝕性，因此不優(yōu)選。此外，特別優(yōu)選芯材中Zn含量的上限為 2. 8mass%。此外，如第三方面的發(fā)明所限定，作為芯材的AL-Mn系合金，可以含有選自0.05 0. 25mass%& Ti、0. 05 0. 25mass%& Zr、0. 05 0. 25mass%& Cr、0. 05 0. 25mass% 的V之中的一種或兩種以上元素。這些Ti、Zr、Cr、V均為旨在提高強度以及耐高溫屈曲性而選擇性地添加的元素， 特別有助 于釬焊后強度的提高，因此，在需要較薄且釬焊后具有高強度的翅片的情況下，添 加這些元素較為有效。如果添加量均不足0. 05mass%,則不能得到特別的效果，而如果添加 量均超過0. 25maSS%，則在鑄造時會形成粗大的結晶物，因此不優(yōu)選。此外，在通常的鋁合金的鑄造中，為了使鑄造組織微細化，大多添加含有Ti的細 化劑，具體而言，多數情況下添加由AL-Ti系、Al-Ti-B系或Al-Ti-C系的母合金形成的細化 齊U。包含在這些材料中的Ti作為A13Ti、TiB、TiC等化合物顆粒而參與凝固核的形成，并有 效地使鑄塊結晶微細化，這些顆粒對強度的提高并沒有直接的效果。在此，除上述的以提高 強度為目的的選擇元素Ti之外，在本發(fā)明中也可以作為細化劑的原料成分而添加0. 005 不足0. 05mass%的Ti，因此，與此相組合，添加0. 0005 0. Olmass%的B或添加0. 0003 0. C 均可。以下說明本發(fā)明的釬焊板翅片部件的焊料的成分組成，特別是焊料中的Si含量、 焊料中的包覆率、以及兩者的關系。對于釬焊板翅片部件的焊料，焊料中Si含量越高，釬焊時熔融焊料的量越是增 力口。因此在本發(fā)明中，需要使焊料中Si含量在5.5 8. 0mass%的范圍內。在此，在焊料含 有超過8. Omass^WSi的情況下，則在高溫下釬焊時熔融焊料過多，從而引起翅片端部變 形，因此不優(yōu)選。而反之在Si含量少于5. 5maSS%的情況下，不能充分進行釬焊，使得翅片 與管發(fā)生部分接合不良，因而也不優(yōu)選。作為焊料的成分元素，基本上在Si之外含有Al以及不可避免的雜質即可，然而在 后述的本發(fā)明的釬焊板翅片部件中，希望焊料中粗大的Si顆粒盡量少，因此為了在鑄造時實現Si顆粒的微細化，優(yōu)選進行添加微量的Na或Sr的改良處理。優(yōu)選該旨在使Si顆粒 微細化的Na、Sr的添加量分別在0. 002 0. 05maSS%的范圍內。若其分別未達到下限，則 不具有使Si顆粒微細化的效果，而即使超過上限，只不過是增加成本而已，使Si顆粒微細 化的效果已經飽和。在本發(fā)明的釬焊板翅片部件的焊料中，作為其他不可避免的元素通常還含有Fe， 焊料中的Fe含量優(yōu)選為0.6maSS%以下。另外，在通常的焊料中，為了調整釬焊后的電位 提高熱交換器的整體抗蝕性，有時添加Cu、Zn，但在本發(fā)明中，如果由于添加這些元素造 成焊料的熔點下降，會出現助長翅片的傾倒變形的問題，因此各種元素的添加量優(yōu)選限制 在0. 2maSS%以下。另外，作為提高焊料中熔融焊料的流動性的元素，可以添加0. 001 0. Imass^以下的Bi。Bi的添加量如果少于下限，則失去提高焊劑流動性的效果，如果超過 上限只不過是增加成本而已，使焊劑的流動性提高的效果已經飽和。此外，針對本發(fā)明的釬焊板翅片部件的焊料，不僅是將其Si含量如上所述限定在 5. 5 8. Omass%的范圍內，限定其Si含量與焊料單面平均包覆率的關系也極為重要。在此，焊料在每單面的平均包覆率必須在6. 0 9. 8 %的范圍內。若包覆率超過這 一范圍的，則熔融焊料過剩從而容易引起翅片的端部變形。而若低于該范圍，則由于引起接 合不良而不優(yōu)選。于是，對于焊料的Si量和包覆率，若設Si含量為Sif (maSS%)、包覆率(％ )為 CR，則需要限定其乘積Q在67以下。即需要滿足下式(1)。Q = Sif (mass% ) XCR(% ) ^ 67 .........(1)如后述的實施例1所示，該式(1)是本發(fā)明者等通過詳盡且大量的實驗得到的。即 確認了在式(1)左邊的值Q超過67的情況下，熔融焊料的量變得過多從而產生釬焊板翅片 的端部變形。此外，在本發(fā)明的釬焊板翅片部件中，針對焊料中所存在的Si顆粒，如第四方面 的發(fā)明所限定的那樣，優(yōu)選在焊料中，厚度方向的顆粒尺寸超過八成單面平均焊料厚度的 Si顆粒，在與焊料厚度方向平行且與翅片部件長度方向(在被波紋加工的狀態(tài)下，波峰與 波谷交錯存在的方向，即一般為沿著壓延方向的方向)平行的截面中，被限定為在翅片部 件長度方向上的分布密度不超過0. 2個/mm。在此，在焊料中，在存在尺寸超過八成平均焊料厚度的粗大Si顆粒的部分，焊料 的厚度局部性地變大，其結果，在其附近，高溫釬焊時熔融焊料局部性地變多，反而芯材的 實際厚度變小。雖然可以通過觀察翅片部件的斷面而分析Si顆粒，然而若將長度IOOmm以 上的翅片部件作為觀察區(qū)域、在該觀察長度中上述限定的顆粒超過0. 2個/mm，則熔融焊料 多的部位變多，使得容易引起高溫釬焊時的波紋翅片端部的傾倒變形，且也存在產生明顯 的、如貫通翅片的芯材那樣的侵蝕的危險性。作為實現滿足如上所述的Si顆粒條件的具體手段，可以列舉以下方法，例如使形 成焊料的Al-Si合金的Si含量在限定范圍內處于較低水平、提高鑄造時的冷卻速度、為實 現鑄造時Si顆粒的微細化而微量添加上述的Na、Sr而進行改良處理等。對用于制造如上所述的本發(fā)明的薄釬焊板翅片部件的具體方法并沒有特別的限 定，可以與通常的三層包覆釬焊板的制造同樣進行，以下說明代表性的優(yōu)選例。
首先，利用半連續(xù)鑄造法(DC鑄造法)制造成為釬焊板翅片部件的結構要素的芯材以及焊料的合金鑄塊。此后，利用表面切割或預熱軋等調整厚度，以規(guī)定的包覆率在芯 材的兩面配置焊料并組合，以在400 540°C的溫度下保溫0. 5 15小時的條件進行熱軋 的預加熱，通過此后的熱軋而進行包覆接合。在熱軋之后進行壓下率為85 98%的冷軋， 以在320 500°C的溫度下保溫0. 5 10小時的條件進行中間退火，進一步通過壓下率為 10 60%的冷軋得到規(guī)定板厚的Hln部件即可。這樣制造出的釬焊板翅片部件，以規(guī)定的寬度加工狹縫，此后對其進行波紋加工 并截斷，與管部件、集水箱、側板等組裝在一起，從而成為構成熱交換器芯體的部件。此外，使用本發(fā)明的釬焊板翅片部件而制造熱交換器芯體的具體條件如第六、七 方面的發(fā)明所述，對如上所述的釬焊板翅片進行波紋加工，且將被該進行了波紋加工的釬 焊板翅片部件至少作為結構要素的一部分而組裝熱交換器芯體，以使翅片的最高達到溫度 處于超過610°C且為622°C以下的范圍內的方式，在非氧化氣氛中進行爐內助焊劑釬焊。在此，詳細說明這樣的熱交換器的制造方法的條件。釬焊板翅片部件的波紋加工，可以使用現有的常規(guī)方法，無需特別限定。適當截斷 波紋加工之后的釬焊板翅片部件使之成為所需尺寸，與管部件、集水箱等其他熱交換器芯 體的結構要素一同組裝，在非氧化性氣氛中進行爐內助焊劑釬焊。作為非氧化性氣氛中的 爐內助焊劑釬焊的方法，具體而言，可以使用作為Nocolok釬焊法而被熟知的一般的釬焊 方法。其中，由于在真空釬焊法中焊料的流動行為與Nocolok釬焊法不同，不能保證利用本 發(fā)明限定的條件解決問題，因此優(yōu)選不使用真空釬焊。在釬焊加熱時，優(yōu)選使翅片部件的材料達到溫度在超過610°C且在622°C以下的 范圍內。若達到溫度在610°C以下，則得不到高溫釬焊所帶來的優(yōu)點，即可以使釬焊工序的 時間充分縮短且使高熱容量部件同時結合。而進行翅片部件的達到溫度為超過622°C的極 高溫度下的高溫釬焊，存在產生翅片部件的整體高溫屈曲或者產生波紋翅片端部變形的危 險性，因此不實用。在此，在以短時間釬焊為目的的情況下，在進行用于釬焊的升溫加熱時，優(yōu)選使翅 片處于470°C以上溫度區(qū)域的時間在12分鐘之內，進一步優(yōu)選8分鐘之內。此外，優(yōu)選達到 釬焊的最高溫度之后的冷卻速度為50°C /分以上。(實施例)以下，同時表示本發(fā)明的實施例與比較例。當然，以下的實施例用于展示本發(fā)明的 效果，并不是對本發(fā)明的技術范圍的限定。(實施例1)本實施例1相當于一個初步研究結果，用于求出防止翅片端部變形所必需的焊料 中的Si含量與釬材單面平均包覆率等條件。在本實施例1 中，芯材使用 A1-1. Imass% Mn-0 . 35mass% Si-0. 4mass% Fe 合金， 制作了在該芯材的兩面接合有由Al-Si系合金形成的焊料的、70 μ m厚的釬焊板翅片部件， 其中對Al-Si系合金的Si含量以及包覆率進行各種改變。使焊料中Fe的含量在0. 2 0. 25maSS%的范圍內，此外，為了抑制粗大的Si顆粒的形成，在鑄造時添加0. 003maSS%& 右的Na。在此，利用通常的DC鑄造制作芯材以及焊料，在此后的工序中，也利用通常的方 法，即通過熱軋而進行包覆接合、實施冷軋以及中間退火。為了調查翅片端部變形，對寬度16mm的釬焊板翅片部件進行波紋成型(高7mm、各翅片的波峰間距2mm)，使其長度統(tǒng)一為80mm，將其與由表面噴涂有Zn的純Al系合金形成 的多孔擠壓管部件組合，組裝成模擬熱交換器的五級翅片的微型芯體樣品，在表面涂覆氟 化物助焊劑并使其干燥后，進行在氮氣氛爐中加熱的高溫釬焊實驗。其中，在釬焊時，以重 力不作用于翅片端部傾倒的方向上的方式配置了微型芯體樣品。在該實驗中，使釬焊時材料的達到溫度為621°C，以升溫過程中在470 570°C間 的升溫速度均為90°C /min、從470°C至達到溫度的時間約為6 7min的方式加熱。釬焊 加熱后冷卻的平均速度約為120°C /min。在進行了這樣的釬焊處理后，目視觀察翅片端部， 將10處翅片端部全部未出現從原來的位置傾倒30°以上變形的情況作為翅片端部無變形 (合格)，除此之外作為不合格。其結果與焊料中的Si含量(Sif)以及焊料單面平均包覆 率(CR)相對應而被示于圖3。其中，在圖3中，符號〇表示合格(翅片端部無變形)，符號 X表示不合格(翅片端部有變形)。此外，在圖3中，實線相當于上述式(1)，虛線相當于本 發(fā)明所限定的焊料中Si含量以及焊料單面平均包覆率各自的上限。由圖3可知，若分別提高包覆率以及Si含量，則存在產生翅片傾倒的趨勢，然而發(fā) 現，并不是這兩個原因分別單獨影響傾倒變形，兩個原因共同作用而產生翅片端部傾倒變 形的問題。此外發(fā)現，當包覆率(CR)為9. 8%以下且焊料中Si含量(Sif)為8.0maSS%W 下時，在圖3的實線的下側區(qū)域、即由式(1)所決定的Q值在67以下的區(qū)域中，可以切實地 防止翅片端部的傾倒變形。在此，在本發(fā)明中，除確定了焊料中Si含量以及焊料單面平均包覆率各自的上 限，還確定了上述式(1)。這樣，在滿足焊料中Si含量的上限以及包覆率的上限且滿足式 (1)的本發(fā)明的合理區(qū)域中，即使在材料溫度達到621°c的高溫釬焊中，也可以切實防止翅 片端部的變形。實施例2 該實施例2中使更多的條件進行各種變化。首先，利用常規(guī)的方法對具有表1所示成分的芯材以及表2所示的焊料分別進行 DC鑄造，并進行了均質處理。在此，在焊料的鑄造中，進行了以規(guī)定條件添加Na、Sr的Si顆 粒微細化處理。熱軋焊料使其板厚為規(guī)定值，將其疊合在經過表面切割的芯材鑄塊的表面 和背面，進一步實施熱軋從而進行包覆接合。此后，實施冷軋、中間退火以及最終冷軋，制作 了規(guī)定板厚的包覆部件(釬焊板翅片部件)。表3表示作為包覆部件的釬焊板翅片部件的 材料構成。利用光學顯微鏡觀察沿著翅片部件長度方向的厚度方向截面，測定了釬焊板翅片 部件的焊料單面包覆率(CR)以及焊料中Si顆粒的分布。針對Si顆粒，清點了在IOOmm的 觀察長度中厚度尺寸大于規(guī)定值的的顆粒的個數，作為每Imm的個數評價了存在密度。
此外，對如上所述的各釬焊板翅片部件進行了以下的翅片端部變形以及接合性的 評價。S卩，對寬度16mm的釬焊板翅片部件實施波紋成型(高7mm，翅片波峰間隔為2mm)， 將其長度統(tǒng)一為80mm。將其與由表面噴涂有Zn的純Al系合金形成的多孔擠壓管部件組 合，組裝成模擬熱交換器的五級翅片的微型芯體樣品，在表面涂覆氟化物助焊劑并使其干 燥后，進行在氮氣氛爐中加熱的高溫釬焊實驗。在該釬焊時，以重力不作用于翅片端部傾倒 的方向上的方式配置了微型芯體樣品。該實驗從本發(fā)明中作為目標的釬焊時材料達到溫度范圍內，選擇了兩個溫度水平(614°C、62rC)而實施。其中，在釬焊加熱的升溫過程中，在 材料溫度為470 570°C間的升溫速度均為約90°C /min、從470°C至達到溫度的時間約為 6 7min。這樣的短時間升溫可以使爐內溫度比材料的目標達到溫度高10 15°C。為了進行比較，也在接近以往常規(guī)釬焊達到溫度的602。C的條件下進行了實驗。在 這種情況下，以從470°C至達到溫度的時間為Ilmin作為實驗條件。在此，使釬焊加熱后冷 卻的平均速度均為約120°C /min。在冷卻后的微型芯體的翅片端部的共計10處中，清點從規(guī)定位置出現30°以上 變形的部位數目，進行了翅片端部傾倒變形的評價。此外，作為翅片接合部的健全性評價，機械性地剝離翅片從而觀察其表面，確認了 在翅片與管的各接合部是否形成有足夠的填角。于是，全部接合部均形成有足夠的填角的 樣品被判斷為良好。此外，單獨利用沒有被實施波紋加工的翅片部件，在達到溫度為614°C的條件下， 與上述的微型芯體樣品同樣地加熱后，在長度方向上進行拉伸實驗，求出了釬焊后翅片的 拉伸強度。這些特性評價結果示于表4。 表 1 (注)符號* 此外添加相當于0. 0Imass %的Ti、0. 002mass%& B的量的Al-Ti-B系鑄
造細化劑符號# 此外添加相當于 0.Ti、0. 0008mass%& C 的量的 Al-Ti-C 系
鑄造細化劑表2 表 3 表 4 從表4所示的特性評價結果可以確認，在本發(fā)明的實施例中，在達到溫度超過 610°C而為622°C以下的高溫釬焊中，沒有產生翅片端部變形，翅片與管的接合也良好。此夕卜，高溫釬焊后的翅片強度也有所提高。此外，本發(fā)明實施例的部分翅片部件，在達到溫度為602 °C的通常的釬焊條件下存 在產生接合不良的情況(Gl)，由于本發(fā)明的前提為更高溫度下的釬焊，因此這樣的情況一 般不成為問題。而在比較例中，雖然在達到溫度為602°C的通常的釬焊條件下毫無問題可以使用， 然而在達到溫度超過610°C的高溫下，出現了翅片端部變形等問題。這說明，即使在通常的 釬焊溫度下足以適用的包覆翅片，在高溫釬焊下也并不通用，利用本發(fā)明的技術初次解決 了這一問題。進一步分別說明各比較例NGl NG19。比較例NGl為焊料的Si含量低、釬焊后翅片與管的接合不良的情況。比較例NG2中焊料的Si含量高、式(1)的Q值比規(guī)定值大、高溫釬焊中產生了翅 片端部變形。比較例NG3、NG4均為焊料的Si含量高、Q值大、焊料層中厚度方向尺寸大的Si顆 粒較多，因此高溫釬焊中產生了翅片端部變形。在比較例NG5中，也是焊料的Si含量高，大的Si顆粒比規(guī)定的多，因此高溫釬焊 中產生了翅片端部變形比較例NG6、NG7為包覆率高、Q值大、高溫釬焊中產生翅片端部變形的例子。比較例NG8為焊料的包覆率低、高溫釬焊也產生接合不良的比較例。在比較例NG9中，芯材中的Mn含量低、高溫釬焊后的強度低。比較例NGlO為芯材中的Mn含量高、鑄造后觀察到粗大的結晶物，因此組織的均勻 性方面存在問題，沒有制造出包覆部件的例子。比較例NGll為芯材中的Si含量低、由于焊料中的Si向芯材擴散的影響而產生接 合不良的例子。比較例NG12為芯材的Si含量高、在614°C的釬焊中波紋翅片的幾乎全部區(qū)域中產 生翅片的波峰部分的變形的例子。比較例NG13為芯材的Cu含量高、在614°C的釬焊中翅片的幾乎全部區(qū)域變形、產 生翅片的波峰部分的變形的例子。比較例NG14 NG17為芯材中的Ti、Cr、Zr、V的添加量高、鑄造后觀察到粗大的 結晶物，因此組織的均勻性方面存在問題，沒有制造出包覆部件的例子。比較例NG18為芯 材的Zn含量高、在614°C的釬焊中翅片的幾乎全部區(qū)域變形、產生翅片的波峰部分的變形 的例子。比較例NG19為焊料的Si含量低、釬焊后翅片與管的接合不良的情況。此外，雖然表中未記載，與NG4、NG6結構相同僅板厚為95 μ m的翅片部件，在達到 溫度為614°C的高溫釬焊中，沒有產生翅片端部變形，因此確認了在本發(fā)明中作為需要解決 的課題的技術問題為減薄了的翅片部件中特有的問題。此外，雖然嘗試了制作與G3、G8具有相同的包覆率且板厚為30 μ m的釬焊板翅片 部件，然而平坦度以及板厚的偏差較大，不能均等地進行波紋加工。由此可知，在本發(fā)明中， 不以板厚不足40 μ m的材料為研究對象。
要制作芯材中Fe的添加量低于本發(fā)明所限定的量、為不足0.比較試 樣，必須使用至少99. 9111￡1%%或99. 99maSS%這樣等級的昂貴的鋁原料金屬，也未見得具有特別的效果，因此本發(fā)明中沒有制作。 而在芯材中Fe的添加量超過0 . 75maSS%的情況下，鑄造了僅將表1的C3中Fe含 量變?yōu)?. 95mass%&合金并進行確認，觀察到尺寸與目標板厚相同或大于目標板厚的粗大 結晶物，在確認最終特性之前，先確認了在組織的均勻性方面產生了問題。
權利要求
一種高溫釬焊用薄釬焊板翅片部件，由在芯材的兩面接合有焊料的板厚為40～85μm的包覆部件形成，為被實施波紋加工且在高溫下被實施釬焊的薄釬焊板翅片部件，其特征在于，芯材由Al-Mn系合金形成，其中所述Al-Mn系合金含有0.7～1.5mass％的Mn、0.3～0.8mass％的Si、0.05～0.75mass％的Fe、其余部分為Al與不可避免的雜質元素；焊料由含有5.5～8.0mass％的Si的Al-Si系合金形成，同時焊料的單面平均包覆率處在6.0～9.8％的范圍內，且根據焊料中的Si含量Sif與焊料的單面平均包覆率CR由下式(1)所確定的Q值在67以下，Q＝Sif(mass％)×CR(％)≤67 ……(1)其中，焊料中的Si含量Sif的單位為mass％，焊料的單面平均包覆率CR的單位為％。
2.如權利要求1所述的高溫釬焊用薄釬焊板翅片部件，其特征在于，所述芯材由Al-Mn系合金形成，其中所述Al-Mn系合金中除上述各元素之外，還含有 0. 05 0. 25mass%& Cu、0. 3 3.Zn 這兩者之一或雙方。
3.如權利要求1所述的高溫釬焊用薄釬焊板翅片部件，其特征在于，所述芯材由Al-Mn系合金形成，其中所述Al-Mn系合金中除上述各元素之外，還含有選 自 0. 05 0. 25mass%& Ti、0. 05 0. 25mass%& Zr、0. 05 0. 25mass%& Cr、0. 05 0. 25mass%& V中的一種或兩種以上元素。
4.如權利要求1所述的高溫釬焊用薄釬焊板翅片部件，其特征在于，所述芯材由Al-Mn系合金形成，其中所述Al-Mn系合金中除上述各元素之外，還含有 選自0. 05 0. 25mass %的Cu、0. 3 3. Omass %的Zn這兩者之一或雙方、以及0. 05 0. 25mass%& Ti、0. 05 0. 25mass%& Zr、0. 05 0. 25mass%& Cr、0. 05 0. 25mass% 的V中的一種或兩種以上元素。
5.如權利要求1 權利要求4中任一項所述的高溫釬焊用薄釬焊板翅片部件，其特征 在于，在焊料層中，厚度方向的顆粒尺寸超過八成單面平均焊料厚度的Si顆粒，在與焊料的 厚度方向平行且與翅片部件的長度方向平行的截面中，在翅片部件長度方向上的分布密度 不超過0. 2個/mm。
6.如權利要求1 權利要求4中任一項所述的高溫釬焊用薄釬焊板翅片部件，其特征 在于，該釬焊板翅片部件在材料的達到溫度超過610°C且為622°C以下的范圍內被實施釬焊。
7.如權利要求5所述的高溫釬焊用薄釬焊板翅片部件，其特征在于，該釬焊板翅片部件在材料的達到溫度超過610°C且為622°C以下的范圍內被實施釬焊。
8.—種鋁合金熱交換器的制造方法，其特征在于，對權利要求1 權利要求4中任一項所述的翅片部件進行波紋加工，且將該被實施了 波紋加工的釬焊板翅片部件至少作為結構要素的一部分而組裝熱交換器芯體，以使翅片的 最高達到溫度在超過610°C且在622°C以下的范圍內的方式，在非氧化氣氛中進行爐內助 焊劑釬焊。
9. 一種鋁合金熱交換器的制造方法，其特征在于，對權利要求5所述的翅片部件進行波紋加工，且將該被實施了波紋加工的釬焊板翅 片部件至少作為結構要素的一部分而組裝熱交換器芯體，以使翅片的最高達到溫度在超過 610°C且在622°C以下的范圍內的方式，在非氧化氣氛中進行爐內助焊劑釬焊。
全文摘要
本發(fā)明提供一種高溫釬焊用薄釬焊板翅片部件以及使用其的熱交換器的制造方法。根據本發(fā)明，使用板厚為85μm以下的薄釬焊板翅片部件，即使在超過610℃的高溫下進行釬焊，也不會產生翅片端部的傾倒變形。作為芯材使用Al-Mn系合金，所述Al-Mn系合金由0.7～1.5％的Mn、0.3～0.8％的Si、0.05～0.75％的Fe、實質上為Al的其余部分形成；作為接合在芯材兩面的焊料，使用Si含量為5.5～8.0％的Al-Si系合金，且焊料的單面平均包覆率為6.0～9.8％，且調整焊料中硅含量(Sif)與焊料的單面平均包覆率(CR)之間的關系，使其滿足下式Q＝Sif(mass％)×CR(％)≤67。
文檔編號C22C21/00GK101839665SQ20101013651
公開日2010年9月22日 申請日期2010年3月12日 優(yōu)先權日2009年3月13日
發(fā)明者大原伸昭, 鈴木義和, 鹿野浩 申請人:古河Sky株式會社