JP6278789B2 - Bonding material - Google Patents
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Description
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。 The present invention relates to a bonding material using an aluminum alloy clad material in a heat exchanger centering on a radiator mainly used in an automobile.
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。 A heat exchanger using an aluminum alloy has a structure having tubes and fins for performing heat exchange and a frame (frame) for supporting them, and these are generally manufactured by brazing and joining. There are various types of heat exchangers, but in radiators, liquid refrigerant that circulates from normal pressure to high pressure circulates in the tube, heat distortion occurs due to heat exchange, and repeated stress due to vibration. Will occur. In recent years, in order to improve the performance and weight of heat exchangers, tube materials have been studied to be thin. Preventing fatigue failure due to repeated stress and strain is necessary to ensure the reliability of actual heat exchangers. It is one of the important issues.
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）。
One possible cause of fatigue failure is repeated thermal strain due to temperature fluctuations in the tube. If the entire heat exchanger fluctuates without generating a temperature distribution, the entire heat exchanger only expands and contracts uniformly.However, since the temperature distribution actually occurs in the heat exchanger, the heat expansion does not become uniform, Local distortion occurs. However, in a heat exchanger that is premised on ensuring predetermined heat exchange performance, it is difficult to reduce the temperature fluctuation of the tube. In addition, thinning of the tube has been studied to improve the performance and weight of the heat exchanger. However, if the tube thickness is reduced, the frame is relatively restrained and the thermal strain may increase. High nature. From these circumstances, it is not easy to ensure fatigue reliability against repeated thermal strain.
In order to solve this problem, studies have been made to increase the fatigue life of tube materials (see, for example, Patent Documents 1 to 5).
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。
However, the conventional techniques have the following problems.
In the conventional tube material, although a certain fatigue life is ensured, further improvement of the fatigue life is desired.
Further, a general method for improving the fatigue strength of a metal material is to improve the static strength, and Mg is an element effective for improving the static strength of an aluminum alloy. However, brazing is used to assemble heat exchangers, and there is a problem that low-cost brazing methods for high Mg alloys have not been industrialized, and there is a limit to improving fatigue life by increasing strength using Mg. There is a fact.
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。 By the way, not only brazed joint structures such as aluminum alloy heat exchangers, but also structures having joints such as steel structures manufactured by welding, stress and strain may concentrate on the joints. Are known. For example, fatigue failure of a steel structure generally occurs from a welded portion, particularly a stress concentration portion called a weld toe portion. It is said that the fatigue strength of a steel welded part is greatly influenced by stress concentration, that is, stress concentration due to structural discontinuity and stress concentration due to the shape of the toe, and the strength of steel material is small.
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。 From these conventional knowledge, it is suggested that in the heat exchanger, it is possible that the reliability of the heat exchanger is not sufficient only by improving the fatigue life by improving the static strength of the tube material. That is, it is considered necessary not only to improve the fatigue life of the tube material itself but also to improve the fatigue life of the brazed joint.
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。 Therefore, the present invention was created in view of the above-described conventional state of the art, and an object thereof is to provide a bonding material that has improved the fatigue life of a heat exchanger centered on a radiator mainly used in automobiles. To do.
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、ろう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。 In order to solve the above-described problems, a bonding material according to the present invention is a bonding material using an aluminum alloy clad material (hereinafter referred to as a clad material as appropriate) comprising a core material, a lining material, and a brazing material . The contribution ratio of the strength of the lining material to the strength of the cladding material, and the contribution ratio of the total plastic moment of the lining material to the total plastic moment of the cladding material (hereinafter referred to as the strength of the cladding material and the The product of each contribution ratio of the lining material to the total plastic moment) is 0.040 or more.
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。 According to such a configuration, by making the product of each contribution ratio of the lining material with respect to the strength of the clad material and the total plastic moment of the clad material to be 0.040 or more, the strain at the joint portion of the clad material is reduced to the average of the clad material. The strain concentration divided by the strain becomes low. Thereby, the fatigue life of the junction part of a clad material improves.
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。 In the bonding material according to the present invention, the thickness of the core material may be 0.06 to 0.3 mm, and the thickness of the lining material may be 0.02 to 0.1 mm.
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。 According to such a configuration, for example, by setting the thickness of the core material and the thickness of the lining material in the above ranges, the lining material with respect to the strength of the cladding material and the total plastic moment of the cladding material in consideration of other conditions. The product of each contribution ratio can be 0.040 or more.
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。 In the bonding material according to the present invention, the clad material in the bonding material may be brazed with a three-layer structure material composed of a brazing material, a core material, and a lining material.
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。 According to such a configuration, for example, a joining in which this three-layer structure material is brazed using an aluminum alloy clad material that is generally used for a tube material for a radiator and includes a brazing material, a core material, and a lining material. It can be a material.
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。 According to the bonding material according to the present invention, the fatigue life can be improved in a heat exchanger that is mainly concerned with a fatigue used due to thermal strain, mainly in a radiator used in an automobile.
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。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described in detail.
The bonding material of the present invention is a brazed bonding structure using an aluminum alloy clad material including a core material and a lining material.
The bonding material has a product of the contribution ratio of the lining material strength to the clad material strength and the contribution ratio of the total plastic moment of the lining material to the total plastic moment of the cladding material of 0.040 or more. It is.
Each configuration will be described below.
［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。
[Clad material]
As shown in FIG. 1, the clad material 10 used for the bonding material here is one in which the lining material 2 is disposed on one surface of the core material 1. Before brazing, the brazing material 3 is arranged on the other surface of the core material 1.
In such a three-layer clad material 10, each contribution ratio of the lining material 2 to the strength of the clad material 10 and the total plastic moment of the clad material 10 can be obtained by a calculation formula described later. However, a clad material having four or more layers can be obtained by applying the same method.
Therefore, as long as the product of the strength of the clad material 10 and each contribution ratio of the lining material 2 to the total plastic moment of the clad material 10 falls within the scope of the present invention, the number of layers of the side material of the clad material 10 is not limited. There is no limit. For example, a structure having an intermediate material between the core material 1 and the brazing material 3 or between the core material 1 and the lining material 2 may be used. Further, a clad material in which the number of layers of the brazing material 3, the lining material 2, and the intermediate material is increased may be used.
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。 The composition of the core material 1 and the lining material 2 is appropriately selected so that the product of the strength of the cladding material 10 and the respective contribution ratios of the lining material 2 to the total plastic moment of the cladding material 10 falls within the scope of the present invention. Is. The composition of the core material 1 and the lining material 2 is such that the product of each contribution ratio of the lining material 2 to the strength of the cladding material 10 and the total plastic moment of the cladding material 10 falls within the scope of the present invention. It is not particularly limited.
［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。
[Bonding material]
The bonding material is obtained by brazing the above clad material. For example, the bonding material may be a clad material (clad material after bonding) in the bonding material brazed with a three-layer structure material composed of a brazing material, a core material, and a lining material. The bonding material has a product of the contribution ratio of the lining material strength to the clad material strength and the contribution ratio of the total plastic moment of the lining material to the total plastic moment of the cladding material of 0.040 or more. It is.
Here, “the strength of the clad material and the total plastic moment of the clad material” means the strength of the clad material of the bonding material after brazing and the total plastic moment of the clad material.
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。
In addition, “the contribution ratio of the strength of the lining material to the strength of the cladding material”, as will be described later,
The contribution ratio (contribution) of the lining material to the strength of the clad material is calculated by a composite law using the plate thickness and strength. “The contribution ratio of the total plastic moment of the lining material to the total plastic moment of the clad material” means that, as will be described later, the total plastic moment of the clad material representing the resistance to plastic bending is calculated by a predetermined calculation method. This is a calculation of the contribution ratio (contribution) of the lining material to the total plastic moment of the clad material.
In the following, the reason for such provision will be described.
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。
In order to improve the fatigue life of the heat exchanger, the present inventors have studied focusing on the deformation behavior of the joint between the tube and the frame, where thermal strain is assumed to be concentrated.
Most of the tubes of the heat exchanger are oblong tubes. In order to estimate the state of strain generated in the vicinity of the joint when strain is applied in the axial direction of such an oval tube, the results of examination of the buckling strength of the structure manufactured from thin steel sheets are useful. It is. In the buckling of a thin plate structure, a so-called effective width theory is known in which when a crease is made in parallel with a direction in which stress acts, the fold portion bears the stress and the buckling strength is improved. Since the oval tube also has a thin plate structure, and the fold portion is considered to correspond to a semicircular portion, it can be assumed that strain is concentrated on the semicircular portion of the tube in the vicinity of the joint portion. Therefore, we decided to conduct a detailed study focusing on this part.
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。 First, in order to take out and examine the semicircular part of the joint between the tube and frame of the heat exchanger, it is assumed that the cross-sectional shape of the axisymmetric model, that is, the tube is circular, and the A plastic strain analysis was performed, and the strain occurrence in the vicinity of the joint was confirmed. A schematic diagram of the analysis model and a maximum principal strain contour diagram (at the time of tension application) in this analysis model are shown in FIGS. 2 (a) and 2 (b), respectively. The tube material 20 shown in FIG. 2 is a part of the tube material, and shows a thin plate (cladding material) portion constituting the tube in the tube cross section.
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。
Tube thickness: 0.2 mm, tensile strength of tube material: 160 MPa
Tube outer diameter: 1.3mm
Fillet strength: 145 MPa (fillet: 40)
Frame: Aluminum alloy elastic body 40 is a fillet.
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。
According to this analysis result, strain is concentrated at the joint between the tube member 20 and the frame member 30, and it is considered that reducing this strain is important for improving the fatigue life. In addition, there is a region with high strain on the inner surface side of the tube material 20, but this is bending strain generated when the tube is deformed out of the surface. Therefore, it is suggested that the bending strain is superimposed in addition to the tensile strain on the strain at the joint between the tube material 20 and the frame material 30. Reference numeral 40 denotes a fillet.
From this deformation behavior, in order to reduce the thermal strain generated in exchange for ensuring the performance of the heat exchanger, in addition to reducing the strain by increasing the strength of the tube material 20, it is possible to reduce the bending strain accompanying the out-of-plane deformation. It is done. Therefore, it came to the idea that the fatigue life of the joint can be improved by reducing the strain of the joint by reducing the bending strain.
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。 Since the tube material for heat exchangers is required to have strength, brazing property and corrosion resistance, for example, in a tube material for a radiator, a clad material having a three-layer structure of brazing material / core material / lining material is generally used. It is. Among these, the brazing material is for brazing and joining the tube materials or the tube material and the frame material, and the lining material is used for ensuring corrosion resistance. The core material mainly has a function of ensuring the strength of the tube material. In order to improve the strength of the tube material, it is common to improve the strength of the core material.
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。
Increasing the strength of the core material increases the tensile strength of the tube material, which is effective in reducing tensile strain. On the other hand, since the surface of the tube material is maximized, the bending strain has a higher correlation with the strength near the surface of the tube material, and it is considered that not only the core material but also the strength of the lining material is affected.
In addition, since the brazing material melts and flows into the joint at the time of brazing, it remains only on the surface of the tube material with a thickness of about several μm after brazing, and it is considered that it hardly contributes to the strength of the tube material. It is done.
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。 Based on the above considerations, the same axisymmetric model as before was used, and under the following conditions, elasto-plastic strain analysis was performed with various changes in the thickness and strength of the core material and lining material, and the influence of the lining material on the generated strain was determined. investigated. 3A and 3B are a schematic diagram of the analysis model when the plate thickness is 0.2 mm, and a schematic diagram showing the thicknesses of the lining material and the core material of the tube material in the analysis model, respectively. Show. The tube material 20 shown in FIG. 3 is a part of the tube material, and shows a thin plate (cladding material) portion constituting the tube in the tube cross section.
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
Tube thickness range: 0.10 to 0.35 mm
Tube outer diameter: 1.3 to 1.5 mm
Core material thickness range: 0.06 to 0.30 mm, tensile strength of core material: 160 to 260 MPa
Line thickness range of the lining material: 0.02 to 0.10 mm, tensile strength of the lining material: 130 to 240 MPa
Fillet strength: 145 MPa (fillet: 40)
Frame: Aluminum alloy elastic body
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。 Using these analysis results, using the calculated maximum strain and the strain (average strain) of the tube material 20 at a position sufficiently away from the joint, the strain concentration obtained by dividing the strain at the joint by the average strain is calculated. did. It is considered that the smaller the degree of strain concentration, the smaller the maximum strain with respect to the average strain of the same tube material 20, and the fatigue life can be improved. Next, in order to express the influence of the strength of the lining material 2, the contribution ratio (contribution) of the lining material 2 to the strength of the tube material 20 was calculated by a composite law using the plate thickness and the strength. This value mainly represents the contribution of the lining material 2 to the tensile strain. On the other hand, for the bending strain, considering the possibility that the lining material 2 is plastically deformed, the total plastic moment representing the resistance to plastic bending is calculated instead of the so-called bending stiffness using an elastic constant, and the total plastic moment is calculated. The contribution ratio (contribution degree) of the lining material 2 to the above was calculated.
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。
Using these results, the relationship between the contribution ratio of the lining material 2 and the strain concentration was arranged.
There is a relatively good correlation between the contribution ratio of the lining material 2 to the strength of the tube material 20 and the total plastic moment and the strain concentration, and the contribution ratio of the lining material 2 to the strength and the lining material 2 to the total plastic moment. When the product of the contribution ratio is defined as the contribution ratio of the lining material 2, it was found that the strain concentration can be lowered by setting the contribution ratio to a certain value or more. In other words, even if the strength of the core material 1 is not improved unnecessarily, by adjusting the thickness and strength of the core material 1 and the lining material 2 appropriately, the strain concentration is kept low and the average strain of the tube material 20 is constant. In this case, the strain generated in the fillet portion can be suppressed, and as a result, the fatigue life can be improved. Specifically, as shown in FIG. 4, the product of the contribution ratio of the tensile strength of the lining material to the tensile strength of the tube material and the contribution ratio of the total plastic moment of the lining material to the total plastic moment of the tube material. By setting the value to 0.040 or more, the strain concentration can be stably suppressed to about 1.6 or less.
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。 Therefore, in the present invention, the product of the contribution ratio of the lining material strength to the cladding material strength and the contribution ratio of the total plastic moment of the lining material to the total plastic moment of the cladding material is defined as 0.040 or more. did. In addition, from the data of FIG. 4, Preferably it is 0.045 or more, More preferably, it is 0.048 or more. The upper limit is not particularly specified, but is preferably 0.150 or less from the data in FIG.
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。
Here, the strength of the clad material in the bonding material is controlled by the composition of the core material and the lining material and the brazing conditions, and the strength of the lining material is controlled by the composition of the lining material and the brazing conditions. Control. The strength of the clad material can also be controlled by the clad ratio (plate thickness ratio) between the core material and the lining material. For example, the clad material in the bonding material may have a core material thickness of 0.06 to 0.3 mm and a lining material thickness of 0.02 to 0.1 mm.
Also, the total plastic moment of the clad material is controlled in the same manner as described above, as shown in equation (4).
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。 Next, a strength measuring method and a total plastic moment measuring method, a strength contribution ratio calculating method, and a total plastic moment calculating method will be described.
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）
The strength is a so-called tensile strength, and is measured by a tensile test. When the tensile test is carried out, the yield strength can be obtained together with the tensile strength.
The total plastic moment is a theoretical value calculated using the yield strength. As shown in FIG. 5, when a bending moment is applied to the plate, the stress distribution is as shown in FIG. 5A in the elastic state. In the figure, the upper side of the alternate long and short dash line A is the tensile stress, and the lower side of the alternate long and short dash line A is the compressive stress, and the surface of the plate is maximized. When the bending moment increases, the stress on the surface of the plate exceeds the yield strength, so that plastic deformation occurs as shown in FIG. When the bending moment is further increased, the entire cross section yields as shown in FIG. 5C. The bending moment at this time is called a total plastic moment. In actual materials, work hardening occurs and stress above yield strength is borne, so this stress distribution does not occur, but the total plastic moment is often used because it can be theoretically determined as resistance to plastic bending. . When the plate thickness is t and the yield strength is YS, the total plastic moment Mp is given by equation (1).
Mp = 2 × (YS × t / 2) × t / 4 = YS × t 2/4 ··· (1)
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。 This formula indicates that the rectangular area of the arrow B portion in FIG. 5C is from the center of the plate thickness (in this case, the plate thickness center coincides with a neutral axis to be described later) to the center of gravity of the rectangular portion of the arrow portion. Multiply the distance (here t / 4) and add up and down (doubled).
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。
Next, the strength and total plastic moment of the plate clad with the core material and the lining material will be described.
Since the strength differs between the core material and the lining material, description will be made using the following notation.
The thickness of the core material is t1, and the tensile strength and yield strength of the core material are TS1 and YS1, respectively. The thickness of the lining material is t2, and the tensile strength and yield strength of the lining material are TS2 and YS2, respectively. Further, the plate thickness of the clad material is t, and the tensile strength and yield strength of the clad material are TS and YS, respectively. When the tensile test of the clad material is carried out, TS and YS are measured by combining the characteristics of both the core material and the lining material, and the formula (2) (this is called a composite law) holds for the tensile strength.
TS × t = TS1 × t1 + TS2 × t2 (2)
Therefore, the contribution ratio regarding the strength of the lining material is represented by (TS2 × t2) / (TS × t).
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。 The concept is the same for the total plastic moment, which is expressed by the yield strength and plate thickness. However, in the case of the total plastic moment, the position of the neutral axis (the point at which strain and stress become zero when subjected to bending) changes. To do. Since the stress distribution when reaching the state of the total plastic moment is as shown in FIG. 6B, the upper and lower balance is changed as compared with FIG. 5C. As a result, the position of the alternate long and short dash line A is changed. However, it can be seen in FIG. Here, the position of the neutral axis is determined by the condition (position where the upper and lower areas are the same) where the axial forces in the longitudinal direction are balanced. For this reason, the total plastic moment cannot be expressed in a simple form like equation (1), but the total plastic moment can be calculated in the same way as equation (1).
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−ｔ２／２）×ＹＳ２×ｔ２・・・（４）
That is, as shown in FIG. 7, the position of the neutral shaft is set to a position Δt from the lining material side. Then, first, the position of the neutral axis is expressed by Equation (3). This equation is derived from the condition in which the axial forces in the longitudinal direction are balanced.
Δt = [YS1 × t + (YS1−YS2) × t2] / (2 × YS1) (3)
From this Δt, the total plastic moment Mp is calculated.
Mp = (t−Δt) 2 × YS1 / 2 + (Δt−t2) 2 × YS1 / 2 + (Δt− t2 / 2) × YS2 × t2 (4)
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。 The first term on the right side is the total plastic moment of the core part above the alternate long and short dash line A, the second term is the total plastic moment of the core part below the alternate long and short dash line A, and the third term is the total plastic moment of the lining material It becomes. This equation is calculated as YS1> YS2, and the equation for calculation changes under the condition of Δt <t2. However, since t1> t2 is general, there is no problem with this equation unless YS2 is extremely large. (Generally applicable). By using the equations (3) and (4), the contribution ratio of the lining material to the total plastic moment of the entire plate thickness can be calculated. The concept of calculating the total plastic moment of the clad material does not change regardless of the formula.
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。 Finally, in the case of a clad material, it is not possible to measure the strength of the core material and the lining material separately (since the clad material is clad, it is not possible to measure the individual strength). For this reason, the hardness of the core material and the lining material is used as a representative value of strength. If it is hard, it can be measured using the cross section of the clad material. This time, using Vickers hardness Hv, measurement was performed at 30 to 100 gf depending on the plate thickness. Specifically, since TS can be calculated by replacing TS1 and TS2 in Equation (2) with Hv1 and Hv2, respectively, the contribution ratio of the strength of the lining material can be calculated. Similarly, by replacing YS with Hv and using equations (3) and (4), the contribution ratio of the total plastic moment of the lining material can be calculated.
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。 Further, although there is a correlation between the contribution ratio of the lining material to the strength of the tube material and the total plastic moment and the strain concentration degree, it is easier to explain by multiplying. Based on this result, the present invention is summarized by arranging that the strength contribution is a parameter for tensile strain and the total plastic moment is a parameter for bending strain.
［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。
[Clad material manufacturing method]
As an example, the clad material can be manufactured by the following manufacturing method.
First, an aluminum alloy for the core material, an aluminum alloy for the lining material, and an aluminum alloy for the brazing material are melted, ingot, and cast by continuous casting to produce an ingot. By performing a surface smoothing treatment) and a homogenization heat treatment, a core material ingot, a lining material ingot, and a brazing material ingot are produced.
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。 The ingot for the core material, the ingot for the lining material, and the ingot for the brazing material are each hot-rolled to a predetermined thickness to obtain a core material member, a lining material member, and a brazing material member. In addition, when providing an intermediate material, the member for intermediate materials can be produced by the same method as the above-mentioned member for lining material or member for brazing material.
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。 Next, after overlaying a lining material member on one side of the core material member and a brazing material member (if necessary, an intermediate material member) on the other side, and soaking the laminated material Then, pressure bonding is performed by hot rolling to obtain a plate material. Then, cold rolling and intermediate annealing (continuous annealing) are performed, and further cold rolling is performed. After that, finish annealing (final annealing) may be performed.
［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。
[Method of manufacturing joining material]
The bonding material is obtained by brazing the clad material manufactured as described above. The brazing condition is, for example, after holding at 600 to 630 ° C. for a predetermined time so that the product of each contribution ratio of the lining material to the strength of the clad material and the total plastic moment of the clad material is within the scope of the present invention. Cool down. The temperature raising time, holding time, and cooling time are appropriately selected depending on the brazing equipment that is held.
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。 As mentioned above, although the form for implementing this invention has been described, the Example which confirmed the effect of this invention is described below.
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
Using the clad material of the frame and the clad material of the tube, a joint material (brazed joint) was manufactured, and a fatigue test was performed.
<Material>
(1) Frame material 2 layer (brazing material / core material) clad material having a thickness of 1.2 mm Core material: JIS 3003 alloy Brazing material: Al-10 mass% Si (JIS 4045) Brazing material (plate thickness: 0.2 mm)
(2) Tube material Thickness 0.1 to 0.23 mm, 3 layers (brazing material / core material / lining material) clad material Core material (3000 series alloy), lining material (aluminum alloy capable of sacrificial corrosion protection containing Zn) Composition: listed in Table 1 Brazing material: Al-10 mass% Si (JIS 4045) brazing material Core material thickness: 0.06-0.162 mm, lining material thickness: 0.015-0.038 mm, brazing material thickness: 0.02-0.03mm
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。
Material production method <Clad material (tube material) production method>
Each ingot was manufactured by melting and casting the core alloy and the lining alloy having the compositions shown in Table 1. Then, a clad material in which a lining material was arranged on one side of the core material and a brazing material (Al-10 mass% Si: JIS 4045) was arranged on the opposite side was manufactured by a conventionally known method.
The production conditions for the clad material (hot rolling, cold rolling, intermediate annealing) were the usual methods.
Specifically, hot rolling was performed by heating the laminated material composed of the core material, the lining material, and the brazing material to 500 to 530 ° C. Next, cold rolling was performed appropriately with intermediate annealing to obtain a clad material having a predetermined plate thickness. The plate thickness of the clad material is 0.1 to 0.23 mm.
＜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。
<Brazing conditions>
After holding at 600 ° C. for 3 minutes, the material was cooled at 100 ° C./minute to produce a bonding material. An outline of the bonding material is shown in FIG. As shown in FIG. 8, the bonding material 50 has a shape in which the tube material 20 is formed into a circular shape and inserted into a hole provided in the frame material 30. The arrows in the figure indicate the load direction of the load described later.
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。 In the clad material, since it is difficult to perform a tensile test on the core material and the lining material alone, the Vickers hardness of each material was used as a representative value of each strength. The thickness and hardness of the core material and lining material, and the calculated contribution ratio of the lining material strength to the strength of the cladding material, and the contribution of the total plastic moment of the lining material to the total plastic moment of the cladding material. The product of the ratio (the lining material contribution ratio) is as shown in Table 2.
＜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。
<Fatigue test>
This joining material was attached to an electro-hydraulic servo type fatigue testing machine, and a fatigue test was performed by repeatedly applying axial force (a fixing jig was manufactured so that only the frame portion was fixed). The cyclic strain applied to the tube was 350 μstrain, and a test load was appropriately set according to the thickness of the tube. In addition, fatigue life was defined using a phenomenon in which when a crack occurs in a joint, the strain near the crack occurrence decreases. Specifically, a strain gauge was affixed in the vicinity of the joint, and the stage at which a 50% strain reduction with respect to the initial strain was observed was defined as the fatigue life.
The fatigue life results thus obtained are shown in Table 2.
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。 As shown in Table 2, the fatigue life of the comparative example is on the order of several thousand times, whereas the invention example has a fatigue life of 10,000 times or more, and the effect of the present invention can be confirmed.
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。 In addition, the sample of a comparative example assumes the joining material of the conventional heat exchanger. As shown in this example, the bonding material of the comparative example does not satisfy a certain level in the evaluation. Therefore, it can be said that this example objectively revealed that the bonding material according to the present invention is superior to the conventional bonding material.
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。
In the present invention, as described above, the contribution ratio (contribution) of the lining material to the strength of the clad material is calculated by the composite law using the plate thickness and strength. Further, the total plastic moment of the clad material representing the resistance to plastic bending is calculated by a predetermined calculation method, and the contribution ratio (contribution) of the lining material to the total plastic moment of the clad material is calculated.
In the conventional heat exchanger bonding materials described in Patent Documents 1 to 5, no consideration is given to the relationship between the strength of the core material and the plate thickness, the relationship between the strength of the lining material and the plate thickness, and the like. Therefore, it is thought that the joining material of the conventional heat exchanger described in Patent Documents 1 to 5 does not satisfy a certain level in the evaluation.
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。 The present invention has been described in detail with reference to the embodiments and examples. However, the gist of the present invention is not limited to the above-described contents, and the scope of right is widely interpreted based on the description of the claims. Must. Needless to say, the contents of the present invention can be widely modified and changed based on the above description.
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
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 Core material 2 Liner material 3 Brazing material 10 Aluminum alloy clad material 20 Tube material 40 Fillet 30 Frame material 50 Joining material
Claims (3)
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。 In a joining material using an aluminum alloy clad material including a core material, a lining material, and a brazing material ,
The product of the contribution ratio of the strength of the lining material to the strength of the cladding material and the contribution ratio of the total plastic moment of the lining material to the total plastic moment of the cladding material is 0.040 or more. Joining material.
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