JP5258637B2 - 高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材およびそれを使用した熱交換器の製造方法 - Google Patents

Description

この発明は、アルミニウム合金製熱交換器に用いられるブレージングシートフィン材と、これを用いた熱交換器の製造方法に関するものであり、より詳細には、コルゲート加工したフィン材として、６１０℃を越え６２５℃以下の高温到達温度でろう付けして用いるに適したフィン材、およびそれを用いた熱交換器の製造方法に関するものである。

アルミニウム合金製熱交換器は、素材のアルミニウム合金が軽量でかつ良好な熱伝導性を持つことに加え、ろう材が予めクラッドされたアルミニウムブレージングシートを用いた炉内ろう付けによる接合が量産に適することから、従来から広く使用されており、特に自動車用のラジエータ、エアコンエバポレータ、コンデンサなどに広く使用されている。

近年、自動車用熱交換器はさらに軽量化される傾向にあり、そのためブレージングシートフィン材などの各構成材料の薄肉化が強く求められている。ブレージングシートフィン材は、主として押出多穴チューブ材など、ろう材を表面に持たない部材と接合する場合に用いられるものであり、一般には心材がＡｌ−Ｍｎ系合金からなり、その心材の両面に、Ａｌ−Ｓｉ系合金からなるろう材を接合した構成の３層クラッド材が用いられている。

従来、この種のブレージングシートフィン材としては、板厚が１００μｍ以上のものが主流であったが、最近ではこれより薄いフィン材も使用されるようになっている。ここでは、板厚８５μｍ以下のものを薄肉のフィン材と称するが、このような薄肉のフィン材では、ろう付け時のろうによる心材の侵食や高温変形に対する抵抗などの種々の特性について、従来の肉厚のフィン材（例えば板厚１００μｍ以上のもの）と比べて、不利な点が生じているのが実情である。

また材料の薄肉化と同時に、熱交換器の生産効率の向上も重要な課題であるが、ろう付け工程を短時間の加熱で終了させることができれば、直接的に量産の効率を上げることができる。さらに、従来ろう付け後に別の工程で付けていた付属部品なども、フィン材とチューブ材などとのろう付け時に同時に接合することができれば、生産効率をより向上させることが可能となる。

このような生産性効率の具体的向上策の一つとしては、ろう付け炉内温度を材料温度より高くすること、すなわちいわゆる温度ヘッドを設定することによって、ろう付け加熱の短時間化を図ることが考えられる。このような手法によれば、熱交換器の構成部材のうち熱容量が大きいヘッダタンクなどの部材についても、比較的短時間での昇温が可能となり、また熱容量の大きい取り付け具などの付属部材についても同時にろう付け接合が可能となる。

前述のように温度ヘッドを取付けたろう付け加熱の場合でも、ろう付けされる熱交換器構成部材のうち、最も熱容量が大きい部材の昇温速度が最も遅くなるため、このような熱容量の大きい部材の接合部が充分にろう付けされるに足りる温度（例えば６００℃）まで昇温させることが必要となる。一方、フィン材は熱交換器構成部材のうちでも薄肉で最も熱容量の小さい部材であり、他の部材より高温（例えば６１０℃を越えた温度）に達することになる。したがってこのような温度ヘッド付きろう付け加熱方法を適用する場合には、通常よりも高温で正常にろう付けされ得るフィン材が必要であるが、これを薄肉ブレージングシートで実現する技術はこれまで確立されていなかったのが実情である。

ところで薄肉のブレージングシートフィン材に関する技術としては、既に特許文献１、特許文献２に示すようなものが提案されてはいるが、これらの提案の技術によるブレージングシートフィン材は、いずれも６１０℃を越えるような高温ろう付け条件には耐え得ない、と考えられる。

すなわち、特許文献１に示される技術は、板厚４０μｍ以上、１００μｍ未満のブレージングシートフィン材に関するものであり、特定の組成のＡｌ−Ｍｎ系合金心材とＡｌ−Ｓｉ系ろう材によって構成されたフィン材について、さらにろう材および心材のＳｉ量とろう材のクラッド率を特定の不等式で規定している。この不等式を満たすということは、ろう材および心材のＳｉ量とろうクラッド率から算出されるトータルＳｉ量が、板厚から定まるある値を越えることを意味し、ろう付け時に発生する溶融ろうの量をある量より多い状態とすることにより、ろう未接合の発生を防止し、また耐高温座屈（耐サグ性）も良好とすることを骨子としている。但し、この特許文献１の請求項では、６００℃で３分加熱した場合の接合状況を規定しており、本文中の記述でも熱交換器のろう付けが通常約６００℃で行われていると言及されているだけであり、したがってそれより高温でろう付けされた場合についての問題点については全く認識されておらず、当然のことながら６１０℃を越える高温でのろう付け時の問題に対する解決策を全く示唆し得ない。

一方、特許文献２に示されている技術は、板厚６０μｍ以下のブレージングシートフィン材に関するものであり、主にろう材中のＳｉ粒子の平均円相当径を３μｍ以下に調整することにより、耐粒界腐食性、耐高温座屈性などが良好になるとされている。この特許文献２の場合も、ろう付け条件については通常６００℃程度まで昇温されるとの記述があり、また実施例も同様であり、したがってこの特許文献２の技術も、薄肉のフィン材が、６１０℃を越える高温でろう付けされた場合について考慮されていないことが明らかである。

特許第３１７０２０２号公報 特開２００８−６４８０号公報

前述のような温度ヘッドを付けた加熱によるろう付けを可能とするためには、材料のろう付け時の最高到達温度が６１０℃を越えても、正常なコルゲート加工形状を保って接合されるブレージングシートフィンが必要であり、しかもこれを８５μｍ以下という薄肉フィン材で実現することが強く望まれる。しかしながら、それを実現するためには、従来の一般的な６００℃程度のろう付け温度でのろう付けや、より肉厚のフィン材では生じていなかった技術的問題を乗り越える必要がある。

すなわち本発明者等は、６１０℃を越える高温における、８５μｍ以下の薄肉のフィン材のコルゲート加工した状態でのろう付けでは、通常のフィンの高温座屈とは異なる、コルゲートフィンの端部の倒れ変形という独特の問題が発生することを知見した。

この問題について図１、図２を参照して具体的に説明すると、図１、図２は、熱交換器コアを作成するために、予めコルゲート加工が施されたブレージングシートフィン材１と、多穴押出チューブ材等のチューブ材２と、ヘッダタンク３とを組合せ、６１０℃を越える高温ろう付け温度まで加熱して、それらの熱交換器コア要素を高温ろう付け接合する状況を示すものであり、この場合コルゲート加工されたブレージングシートフィン材１の端部１Ａ（例えばヘッダタンク３の側の端部）は、立ち上がった（もしくは立ち下がった）自由端として存在していることが多い。この場合、ブレージングシートフィン材１の厚みが８５μｍ以下と薄肉であれば、ろう付けのための６１０℃を越える高温での加熱時に、前述のようなブレージングシートフィン１の自由端の端部１Ａが、図１、図２の矢印Ｐでに示すように変形し、チューブの側に倒れ込んでしまう現象が生じることがある。このようにフィン端部１Ａで倒れ込みの変形が生じれば、設計形状との相違により製品外観不良とされるばかりでなく、最悪の場合は、その変形したフィン端部１Ａが、ヘッダタンク（通常はブレージングシートからなるもの）と接触して、ヘッダタンク側の溶融ろうによりフィンが溶融してしまうおそれがある。

このようなフィン端部の特異な変形は、コルゲート加工されたフィンの山部の形状の崩れやフィンの座屈が生じないような場合でも、６１０℃を越える高温ろう付けでフィン材厚みが８５μｍ程度以下の薄肉では生じてしまうことがあり、しかも従来の通常の６００℃程度でのろう付け加熱では耐高温座屈性能が優れている筈のブレージングシートフィン材でも生じることが、本発明者等の実験により確認されている。

ここで、前述のフィン端部１Ａの特異な倒れ込み変形は、自由端である端部１Ａに加わる重力が影響しているとも考えられるが、本発明者等がさらに検討を重ねたところ、フィン端部１Ａの先端側が倒れ込む方向に重力が加わらないような方向性でコアの各各要素をセットした場合でも生じること、すなわち単に重力のみに起因するのではないことが判明している。したがって単にコアの組立て、ろう付け時の配置方向を変えただけでは解決し得ない問題であることが確認されている。

この発明は以上の事情を背景としてなされたもので、８５μｍ以下の薄肉ブレージングシートフィン材についてコルゲート加工を施して、熱交換器コアを組立て、例えば６１０℃を越えるような高温でろう付け加熱するにあたり、前述のようなフィン端部の倒れこみ変形の発生を確実かつ有効に防止し得るようにしたブレージングシートフィン材を提供することを課題とするものである。

前述のような課題を解決するため、コルゲート加工した薄肉ブレージングシートフィン材を用いて熱交換器コアを組立てて、６１０℃を越える高温でろう付けを行なう際に生じる、フィン端部での倒れ込み変形について種々調査、検討を重ねたところ、ろう付け加熱時におけるフィン表面の過剰な溶融ろうによる表面張力が影響していることを見出した。すなわち、コルゲート加工を施したフィン材が、たとえ設計上は山部の頂点で切断されていたとしても、チューブ材等と組上げた際には、ある頻度で浮いた状態（チューブ材に接していない状態）となり、その場合、ろう付け加熱時に近接する山部付近のフィレット（図２の部分Ｆ）の溶融ろうの表面張力により、図２の矢印Ｑで示すようにチューブ側に引張られることが判明した。そして特に６１０℃を越えるような高温ろう付けでは、従来の通常の６００℃程度でのろう付け加熱と比較して溶融ろうの量が急激に増大して、近接するフィレットＦの側からの溶融ろうの表面張力による引張り力Ｑが強くなり、８５μｍ程度以下という薄肉のフィンでは、高温で材料強度も下がっていることも相俟って、フィン端部１Ａが矢印Ｐで示すようにチューブ側に倒れ込んでしまうことが判明した。

ここで、従来の通常の６００℃程度でのろう付けや、１００μｍ程度以上の比較的厚肉のフィン材を用いた場合には、このような現象はほとんど生じることがなく、そのため従来は全く認識されていなかったのである。

そして本発明者等が、前述のようにフィン端部の倒れ込み変形が、過剰な溶融ろうの表面張力に起因することから、６１０℃を越えるような高温ろう付けでも溶融ろうが過剰とならないように適切に制御すれば、フィン端部の倒れ込み変形の発生を防止し得る筈であると考え、それに基いてブレージングシートフィン材のろう材中のＳｉ量および心材中のＳｉ量とろう材クラッド率について再検討を加えたところ、これらを相互の関係のもとに適切に調整することによって前述の課題を解決し得ることを見出し、この発明をなすに至った。

具体的には、請求項１の発明の高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材は、心材の両面にろう材を接合した板厚４０〜８５μｍのクラッド材よりなり、コルゲート加工を施して、材料到達温度６１０℃を越え６２５℃以下の範囲内でろう付けが施される薄肉ブレージングシートフィン材であって、心材がＭｎ０．７〜１．５ｍａｓｓ％、Ｓｉ０．０５〜０．２８ｍａｓｓ％、Ｆｅ０．０５〜０．７５ｍａｓｓ％を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物元素からなるＡｌ−Ｍｎ系合金よりなり、ろう材が、Ｓｉを６．０〜８．８ｍａｓｓ％の範囲内で含有するＡｌ−Ｓｉ系合金からなり、しかもろう材の片面平均クラッド率が６．５〜１２．０％の範囲内であって、かつ心材のＳｉ含有量Ｓｉｃ（ｍａｓｓ％）、ろう材のＳｉ含有量Ｓｉｆ（ｍａｓｓ％）、およびろう材の片面平均クラッド率ＣＲ（％）によって下記式（１）により定まるＸの値が９５以下であることを特徴とするものである。
Ｘ＝ＣＲ×（Ｓｉｆ−Ｓｉｃ＋０．６）＋５０×Ｓｉｃ ・・・（１）

また請求項２の発明は、請求項１に記載の高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材において、前記心材が、前記各元素のほか、さらにＣｕ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｚｎ０．３〜３．０ｍａｓｓ％のうちの一方または双方を含有するＡｌ−Ｍｎ系合金からなることを特徴とするものである。

さらに請求項３の発明は、請求項１に記載の高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材において、前記心材が、前記各元素のほか、さらにＴｉ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｚｒ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｃｒ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｖ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％のうちから選ばれた１種または２種以上を含有するＡｌ−Ｍｎ系合金からなることを特徴とするものである。

また請求項４の発明は、前記心材が、前記各元素のほか、さらにＣｕ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｚｎ０．３〜３．０ｍａｓｓ％のうちの一方または双方と、さらにＴｉ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｚｒ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｃｒ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｖ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％のうちから選ばれた１種または２種以上とを含有するＡｌ−Ｍｎ系合金からなることを特徴とするものである。

そしてまた請求項５の発明は、請求項１〜請求項４のうちのいずれかの請求項に記載の高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材において、ろう材層中において、厚さ方向の粒子寸法が片面平均ろう材厚さの８割を越えるＳｉ粒子が、ろう材の厚み方向に平行でかつフィン材の長さ方向に平行な断面において、フィン材の長さ方向分布として０．２個／ｍｍを越えて存在しないことを特徴とするものである。

一方請求項６の発明は、請求項１〜請求項５のうちのいずれかの請求項に記載されたフィン材をコルゲート加工し、かつそのコルゲート加工されたブレージングシートフィン材を少なくとも構成要素の一部として熱交換器コアを組立て、フィンの最高到達温度が６１０℃を越え６２５℃以下の範囲内となるように、非酸化性雰囲気中で炉内フラックスろう付けを行うことを特徴とするものである。

この発明のブレージングシートフィン材によれば、その板厚が８５μｍ以下と薄肉であるにもかかわらず、コルゲート加工を施して熱交換器コアとして組立て、６１０℃を越えるような高温でろう付けを行なっても、フィンの端部で倒れ込みの変形が生じることを確実かつ有効に防止することができ、そのため前述のフィン端部の倒れ込み変形によって熱交換器コアとしての商品価値が損なわれてしまうことを有効に防止でき、またフィン端部の倒れ込みに起因してその先端がヘッダタンクと接触してヘッダタンク側の溶融ろうによりフィンが溶融してしまうおそれもない。

したがってこの発明のフィン材を用いれば、上述のような８５μｍ以下の薄肉のフィン材を用いての６１０℃を越えるような高温でのろう付けが、特に問題を招くことなく実際的に可能となることから、フィン材の薄肉化に寄与して自動車軽量化等に寄与すると同時に、ろう付け温度の高温化により熱交換器製品の生産効率を確実かつ有効に高めることが可能となった。

図１はこの発明で解決課題としているフィン端部の倒れ込み変形の現象を説明するために、コルゲート加工されたブレージングシートフィン材とチューブ材、ヘッダタンクを組合せて熱交換器コアを構成した状態を示す略解図である。 図２は図１の要部、特にフィン端部付近の状況を拡大して示す略解図である。

この発明では、熱交換器の軽量化に寄与するべく、板厚４０〜８５μｍのブレージングシートフィン材を対象としている。これより板厚が小さい場合は、健全なブレージングシートを製造することが困難となり、一方これより板厚が大きい場合には、フィンのろう付け時の変形を防ぐためには有利となってこの発明のような精緻な対策を必要としないが、薄肉化ひいては熱交換器の軽量化に寄与するものとはいえない。

この発明の薄肉ブレージングシートフィン材は、最高到達温度が６１０℃を越え、６２５℃以下の範囲内となるような高温ろう付けでコルゲートフィン端部の変形に対する抵抗が大きいことを特徴としており、これを実現するための材料構成を規定している点が重要である。但し、熱交換器用フィン材として望まれる他の特性、例えば通常の耐座屈性、ろう付け後のフィン強度、犠牲陽極性、フィン自体の耐食性などを兼ね備えていることも必要であることは当然である。

この発明の薄肉ブレージングシートフィン材では、心材のＳｉ量、ろう材のＳｉ量、およびろう材片面平均クラッド率について、それぞれ個別にその範囲を規定するばかりでなく、それらの相互の関係のもとに総合的に規定することによって、高温ろう付け時の溶融ろう量が過剰にならないように制御している。すなわち、この発明で規定しているように、心材のＳｉ量が比較的少なくかつろう材のＳｉ量が比較的多い場合には、ろう付けのための加熱の昇温時にろう材から心材にＳｉが拡散し、そのためろう溶融温度に至るまでに実質的なろう材Ｓｉ量あるいはクラッド率が低下することを利用して、溶融ろう量を低下させることとし、これにより過剰な溶融ろうに起因するフィン端部の倒れ込み変形を防止することを可能としている。そしてこのような手法を適用することにより、極端にろう材のＳｉ量を減らしたり、あるいは極端にろう材クラッド率を小さくするという手法を採ることなく、溶融ろう量を低減させて、フィン端部の倒れ込み変形を防止することができるのである。

さらにこの発明について詳細に説明する。

この発明で対象とするブレージングシートは、前述のように４０〜８５μｍの板厚のものであり、そのクラッド構成としては、コルゲート加工して熱交換器コアに適用するべく、心材の両面にろう材層を接合したものとする。ここで心材としては、Ｓｉ量を比較的少量の特定範囲内としたＡｌ−Ｍｎ系合金を用い、ろう材としては、Ｓｉ量を比較的高目の特定の範囲内としたＡｌ−Ｓｉ系合金を用い、かつこれらの心材およびろう材のＳｉ量とろう材クラッド率を、相互の関係のもとに規制している点が、この発明にとって極めて重要である。

そこで先ずこの発明のブレージングシートフィン材における心材Ｓｉ量、ろう材Ｓｉ量、およびろう材クラッド率について、その限定理由を説明する。

心材のＳｉ含有量（Ｓｉｃ）は０．０５〜０．２８ｍａｓｓ％の範囲内に規制する。このようなＳｉ量範囲とし、併せて後述するようにろう材Ｓｉ量（Ｓｉｆ）およびろう材片面平均クラッド率（ＣＲ）との関係のもとに（１）式の規定を満たすＳｉ量とすることにより、高温ろう付けの昇温過程でろう材から心材へのＳｉ拡散を充分に行わせ、これにより過剰な溶融ろうの生成を抑えて、フィン端部の倒れ変形を防止することができる。ここで、心材のＳｉ量を０．０５ｍａｓｓ％よりも低くすることは、価格の高い高純度のアルミニウム地金を必要としてコスト上昇を招き、また特性改善にも結びつかないので、不適当である。一方０．２８ｍａｓｓ％を越える心材Ｓｉ量とすれば、高温ろう付けのための昇温過程においてろう材から心材へのＳｉの拡散がろう溶融温度に至るまでに充分に行われない場合が生じ、そのためろう材から心材へのＳｉの拡散による効果が安定して得られなくなり、また同時にＳｉ量が高いことにより心材の固相線温度が下がり、高温ろう付け時に心材全体の変形やろうによる侵食が生じるため、不適当となる。

ろう材のＳｉ含有量（Ｓｉｆ）は６．０〜８．８ｍａｓｓ％の範囲内と規定する。ろう材のＳｉ量が６．０ｍａｓｓ％より少なければ、溶融ろうの流動性が低下して、不均質な接合状態となってしまうおそれがあり、一方ろう材のＳｉ量が８．８ｍａｓｓ％を越えれば、ろう付け加熱の昇温過程でろう材から心材へＳｉが拡散しても、局部的に溶融ろうが過剰な状態となるおそれがあり、さらに８．８ｍａｓｓ％を越えるＳｉ量のろう材では、鋳造時に粗大なＳｉ粒子が形成され、これがある程度以上の分布密度で存在すれば、高温ろう付け時にコルゲートフィン端部の倒れ変形を生じてしまうことがある。

またろう材片面平均クラッド率（ＣＲ）は、６．５〜１２．０％の範囲内に規制する。ろう材片面平均クラッド率が６．５％未満では、フィンとチューブとの接合が局部的に不充分となってしまうおそれがあり、一方１２．０％を越えれば、高温でのろう付け時に局部的に溶融ろうが過剰な部分が生じやすくなってしまう。

さらに、上述の心材のＳｉ量（Ｓｉｃ）、ろう材のＳｉ量（Ｓｉｆ）、ろう材片面平均クラッド率（ＣＲ）はそれぞれ個別の範囲内に規制するだけではなく、これらが下記の不等式（１）を満たすことが必要である。この式（１）は、本発明者等の詳細な実験・検討により得られたものであるが、この（１）式の左辺Ｘの値が大きくなるほど、高温ろう付け時に於ける溶融ろう量が増加し、コルゲート加工した状態でのフィン端部の倒れ変形が生じやすくなるが、Ｘの値が９５以下となるように制御することによって、溶融ろう量を適切な量に抑え、フィン端部の倒れ変形を防止し得ることを意味する。
Ｘ＝ＣＲ×（Ｓｉｆ−Ｓｉｃ＋０．６）＋５０×Ｓｉｃ≦９５ ・・・（１）

ちなみに、ろう材のクラッド率（ＣＲ）やろう材のＳｉ量（Ｓｉｆ）が多くなるほどＸの値が大きくなり、したがって溶融ろう量が増加し、逆に心材のＳｉ量（Ｓｉｃ）が少なくなるほどＸの値は小さくなり、溶融ろう量が減ることになる。

ここで、式（１）を導き出した背景について若干説明する。

ろう付け加熱のための昇温中のろう溶融直前のろう材Ｓｉ量をＳｉｆ’とすれば、ろう付け加熱のろう溶融時における溶融ろう量は、溶融直前のろう材Ｓｉ量Ｓｉｆ’が多いほど、またろう材片面平均クラッド率ＣＲが大きいほど多くなり、したがって溶融ろう量は、溶融直前のろう材Ｓｉ量Ｓｉｆ’とクラッド率ＣＲとの積に相関すると考えられる。したがって溶融ろう量過多で生じる高温ろう付け時のフィン端部の倒れ変形を防止するためには、次の（２）式により管理すれば良い。
Ｓｉｆ’×ＣＲ≦Ａ ・・・（２）
ここで、Ａは、フィン端部倒れ変形を起こさない溶融ろう量上限に関係する定数である。

ところで、この発明で規定しているように、心材Ｓｉ量（Ｓｉｃ）が比較的少なくかつろう材Ｓｉ量Ｓｉｆが比較的多くて、高温ろう付けのための昇温途中でのろう材から心材へのＳｉの拡散が生じる場合には、ろう溶融直前のろう材Ｓｉ量Ｓｉｆ’は、もとのろう材のＳｉ量Ｓｉｆよりも小さな値となる。

一方、ろう付け完了後の心材のＳｉ量は、もとの心材Ｓｉ量Ｓｉｃが多少異なっていても、平均的には０．７〜０．８ｍａｓｓ％程度となることが、本発明者等の実験により判明している。また本発明者等の実験によれば、ろう付け加熱のための昇温過程では、ろう溶融直前までにこの８割程度の量まで（約０．６ｍａｓｓ％程度まで）心材Ｓｉ量が上がることが確認されており、そこでこれらに基いて溶融直前のろう材Ｓｉ量Ｓｉｆ’を求めれば、次の（３）式が得られる。
Ｓｉｆ’＝Ｓｉｆ−（５０−ＣＲ）×（０．６−Ｓｉｃ）／ＣＲ＝Ｓｉｆ＋０．６−Ｓｉｃ＋５０Ｓｉｃ／ＣＲ−３０／ＣＲ ・・・（３）

この（３）式を（１）式に代入すれば、
Ｓｉｆ’×ＣＲ＝ＣＲ（Ｓｉｆ−Ｓｉｃ＋０．６）＋５０Ｓｉｃ−３０≦Ａ ・・・（４）

この（４）式の定数部分をまとめて、別の定数Ｂを用いて（４）式を整理すれば、次の（５）式が得られる。
ＣＲ（Ｓｉｆ−Ｓｉｃ＋０．６）＋５０Ｓｉｃ≦Ｂ ・・・（５）

すなわち、（５）式の左辺（これを前述の（１）式ではＸとしている）がある定数Ｂよりも小さければ、フィン端部倒れ変形の発生を防止できると考えられる。

そして本発明者等が多数の実験を繰返した結果、心材Ｓｉ量（Ｓｉｃ）、片面平均クラッド率（ＣＲ）の個別の量もしくは割合が、それぞれこの発明で規定する範囲内である場合においては、Ｂの値が９５以下、すなわち（５）式の左辺（＝Ｘ）の値が９５以下であれば、６１０℃を越えるような高温ろう付けでも、溶融ろう量を適切に抑えて、確実にフィン端部倒れ変形の発生を抑制することができることを見出し、前記（１）式を定めたのである。

前述のように心材であるＡｌ−Ｍｎ系合金は、Ｓｉ含有量（Ｓｉｃ）を０．０５〜０．２８ｍａｓｓ％の範囲内に規制したものであるが、この心材のＡｌ−Ｍｎ系合金におけるＳｉ以外の元素についての成分限定理由を次に説明する。

Ｍｎ：
Ｍｎは、強度や高温での耐変形性に寄与する合金元素であり、０．７〜１．５ｍａｓｓ％の範囲内とする。心材のＭｎ量が０．７ｍａｓｓ％未満では、ろう付け加熱後の強度や高温変形に対する抵抗が不充分となるため好ましくない。また、心材にＭｎが１．５ｍａｓｓ％を越えて添加されれば、鋳造時に粗大な晶出化合物が生成されて不均質な組織となるため、不適当である。なお、ろう付け加熱後の強度を重視する場合には、Ｍｎ量は１．２５〜１．５ｍａｓｓ％の範囲内とすることが望ましい。

Ｆｅ：
Ｆｅは、通常のアルミニウム合金の不可避的不純物の一つであり、本発明のようなＡｌ−Ｍｎ系合金（ＡＡ３０００系合金）においては、下限規制を設けず、上限のみを０．７ｍａｓｓ％前後に規制している場合が多いが、強度や結晶組織の安定化に寄与することから、場合によっては若干積極的に添加しても良く、そのＦｅ量は０．０５〜０．７５ｍａｓｓ％の範囲内とする。Ｆｅ量を０．０５ｍａｓｓ％未満とするには、高価格の高純度地金を必要として高コスト化を招くばかりでなく、特性改善にもつながらないため、不適当である。一方Ｆｅを０．７５ｍａｓｓ％を越えて添加した場合、鋳造時に粗大な晶出物が生成されて不均質な組織となるため、不適当となる。

さらに請求項２に規定しているように、心材合金にはＣｕ、Ｚｎのいずれか一方又は双方を選択的に添加しても良い。但しこれらを過剰に添加すれば、心材の固相線温度が下がり、高温での強度が不足して、熱交換器コアのろう付け時に全体的にフィンの変形が起こる場合があり、不適当となる。そこでこれらを配慮してＣｕ、Ｚｎの添加量を次のように定めた。

Ｃｕ：
Ｃｕは強度向上に寄与する合金元素であり、０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％の範囲内で選択的に添加する。Ｃｕ量が０．０５ｍａｓｓ％未満では、ろう付け加熱後の強度向上効果が充分に得られない。一方０．２５ｍａｓｓ％を越えてＣｕを添加すれば、フィン変形が生じやすくなる問題が生じ、不適当である。なお心材にＣｕを添加する場合には、ろう付け時の材料の到達温度を、６１０℃を越え６２２℃以下の範囲内とすることが望ましい。ここで、特に高い温度でのろう付け（具体的にはフィンの材料到達温度が、６２２℃を越え６２５℃以下）を行う場合には、若干ろう付け後強度は低くなるものの、心材のＣｕ量を０．０５ｍａｓｓ％未満に規制することが望ましい。

Ｚｎ：
Ｚｎは、０．３〜３．０ｍａｓｓ％の範囲内で選択的に添加する。これは、ブレージングシートフィン材に犠牲陽極としての性質を持たせて、チューブの耐食性を向上させる目的からであり、具体的なＺｎ添加量は、チューブ材との組合せで適宜選択すれば良いが、心材のＺｎ量が０．３ｍａｓｓ％未満では、充分な犠牲陽極作用が得られず、一方３．０ｍａｓｓ％を越えてＺｎを添加すれば、固相線温度の低下によるフィン変形の問題に加え、フィンの自己耐食性が低下する問題が生じ、不適当となる。なおＺｎを１．６ｍａｓｓ％を越えて添加する場合には、ろう付け時の材料到達温度を、６１０℃を越え６２２℃以下とすることが好ましい。

さらに心材のＡｌ−Ｍｎ系合金としては、請求項３で規定しているように、Ｔｉ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｚｒ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｃｒ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｖ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％のうち、１種または２種以上を含有していても良い。

これらのＴｉ、Ｚｒ、Ｃｒ、Ｖは、いずれも強度および耐高温座屈性を向上させるために選択的に添加される元素である。いずれも０．０５ｍａｓｓ％未満の添加では、特段の効果が得られず、一方いずれも０．２５ｍａｓｓ％を越えて添加すれば、鋳造時に粗大な晶出物が形成されるため不適当となる。

なお、通常のアルミニウム合金の鋳造においては、鋳造組織微細化のためＴｉを含有する微細化剤、具体的にはＡｌ−Ｔｉ系、Ａｌ−Ｔｉ−Ｂ系あるいはＡｌ−Ｔｉ−Ｃ系の母合金からなる微細化剤が添加される場合が多い。これらに含まれるＴｉは、Ａｌ_３Ｔｉ、ＴｉＢ、ＴｉＣなどの化合物粒子として凝固核形成に関与し鋳塊結晶微細化に効果をもたらすもので、これらの粒子は強度向上に関して直接の効果を生じない。そこで、強度向上を目的とした前述の選択元素としてのＴｉとは別に、この発明でも微細化剤由来の成分としてＴｉ０．００５〜０．０５ｍａｓｓ％未満を添加することが可能で、これと組み合わせてＢ０．０００５〜０．０１ｍａｓｓ％あるいはＣ０．０００３〜０．０１ｍａｓｓ％が添加されていてもかまわない。

次に、ろう材については、既に述べたようにＳｉ量（Ｓｉｆ）は６．０〜８．８ｍａｓｓ％の範囲内とするが、Ｓｉ以外のろう材成分元素について次に説明する。

ろう材の成分元素としては、基本的には前述のＳｉのほかは、Ａｌおよび不可避的不純物とすれば良いが、後述するようにこの発明のブレージングシートフィン材では、ろう材中における粗大なＳｉ粒子ができるだけ少ないことが望ましく、そこで鋳造時にＳｉ粒子の微細化を図るため、微量のＮａやＳｒを添加する改良処理を行うのが好ましい。このＳｉ粒子の微細化のためのＮａ、Ｓｒの添加量は、それぞれ０．００２〜０．０５ｍａｓｓ％の範囲内が好適である。それぞれ下限未満ではＳｉ粒子微細化の効果が無く、上限を超えてもコストが増すだけでＳｉ粒子微細化の効果は飽和してしまう。

またこの発明のブレージングシートフィン材のろう材には、不可避的元素としてＦｅが含まれるのが通常であるが、ろう材中のＦｅ量は０．６ｍａｓｓ％以下が好ましい。さらに通常のろう材では、ろう付け後の電位を調整して熱交換器全体の耐食性を向上させるためにＣｕやＺｎが添加される場合があるが、この発明の場合は、これらの添加によりろう材の融点が下がれば、フィン端部の倒れ変形を助長する問題が生じるから、それぞれ０．２ｍａｓｓ％以下に抑制することが望ましい。

さらにこの発明のブレージングシートフィン材においては、ろう材中に存在するＳｉ粒子について、請求項５で規定しているように、ろう材中において、厚さ方向の粒子寸法が片面平均ろう材厚さの８割を越えるようなＳｉ粒子が、ろう材の厚み方向に平行でかつフィンの長さ方向（コルゲート加工した状態で山と谷が交互に位置する方向、すなわち通常は圧延方向に沿う方向）に平行な断面において、フィンの長さ方向における分布密度として０．２個／ｍｍを越えて存在しないように規制することが望ましい。

ここで、ろう材中において平均ろう材厚さの８割を越える厚みを有する粗大なＳｉ粒子が存在すれば、その部分は、局部的にろう材の厚さが大きくなる一方、心材の実質厚さが局部的に小さくなる。このような粗大なＳｉ粒子がろう材中に多数存在する領域では、その付近はろう付け時に部分的に溶融ろうが多い部位となってしまう。そのため、その部分付近では、高温ろう付け時のコルゲートフィンの端部倒れ変形を引き起こしやすくなる。そして本発明者等の実験・検討によれば、厚さ方向の粒子寸法が平均ろう材厚さの８割を越えるようなＳｉ粒子が、フィン長さ方向のろう材層中に０．２個／ｍｍを越えて存在しないように制御すれば、上述のような問題の発生を防止し得ることが判明し、これを請求項５において規定したのである。このようなＳｉ粒子の分布密度は、フィン長さ方向断面（すなわちコルゲート加工された状態で山と谷が並ぶ方向と平行でかつ厚み方向と平行な断面）においてフィン材観察長１００ｍｍ以上で観察し、フィン材長さ１ｍｍ当りの粒子個数としてあらわすこととしている。

上述のようなＳｉ粒子条件を満たさせるための具体的手段としては、ろう材となるＡｌ−Ｓｉ合金のＳｉ量を規定範囲内で低目とすること、また鋳造時の冷却速度を上げること、さらには鋳造時にＳｉ粒子の微細化を図るべく既に述べたようなＮａやＳｒの微細添加による改良処理を行うこと、などが挙げられる。

以上のようなこの発明の薄肉ブレージングシートフィン材を製造するための具体的方法は特に限定されるものではなく、通常の３層クラッドブレージングシートの製造と同様に行えば良いが、その代表的な望ましい例について次に説明する。

先ず、ブレージングシートフィン材の構成要素となる心材およびろう材の合金鋳塊を半連続鋳造法（ＤＣ鋳造法）により作製する。その後、面削や予備熱間圧延などにより厚さを調整して、所定のクラッド率となるように心材の両面にろう材を配して組み合わせ、４００〜５４０℃で０．５〜１５ｈ保持する条件で熱間圧延のための予備加熱を行い、その後の熱間圧延によりクラッド接合する。熱間圧延に続いては、圧下率８５〜９８％の冷間圧延を行い、３２０〜５００℃で０．５〜１０ｈ保持する条件で中間焼鈍し、さらに圧下率１０〜６０％の冷間圧延により所定の板厚のＨ１ｎ材とすれば良い。

このようにして製造されたブレージングシートフィン材は、所定の幅にスリットし、その後、コルゲート加工および切断を行い、チューブ材、ヘッダタンク、サイドプレートなどと組み合わせて、熱交換器コアを構成する部材となる。

この発明のブレージングシートフィン材を用いて熱交換器コアを製造するための具体的プロセス条件としては、請求項６に規定しているように、前述のようなブレージングシートフィン材をコルゲート加工し、かつそのコルゲート加工されたブレージングシートフィン材を少なくとも構成要素の一部として熱交換器コアを組立て、フィンの最高到達温度が６１０℃を越え６２５℃以下の範囲内となるように、非酸化性雰囲気中で炉内フラックスろう付けすることとする。

そこでこのような熱交換器の製造方法の条件について次に詳細に説明する。

ブレージングシートフィン材のコルゲート加工は、従来の一般的な手法によれば良く、特に限定されるものではない。コルゲート加工後のブレージングシートフィン材は、適宜切断して所要の寸法とし、チューブ材やヘッダタンク等の他の熱交換器コア構成要素とともに組立て、非酸化性雰囲気での炉内フラックスろう付けを行なう。非酸化性雰囲気での炉内フラックスろう付け法としては、具体的には、ノコロックブレージング法として知られる一般的なろう付け方法を適用することができる。なお真空ろう付け法の場合には、ノコロックブレージング法とはろう流れ挙動が異なるため、この発明で規定する条件により課題を解決できる保証はなく、したがって真空ろう付けは適用しないことが望まれる。

ろう付け加熱では、フィン材の材料到達温度を、６１０℃を越え６２５℃以下の範囲内とすることが適切である。到達温度が６１０℃以下では、ろう付け工程を充分に短時間化しまた高熱容量部材の同時接合をも可能にするという、高温ろう付けによる利点が得られない。なお到達温度６１０℃以下では、従来の一般的なブレージングシートフィン材を使用することができ、したがってこの発明によるフィン材を使用することによる利点が少ない。一方フィン材の到達温度が６２５℃を越える極端な高温ろう付けでは、フィン材の全体的な高温座屈やコルゲートフィン端部の変形が生じるおそれがあり、実用的ではない。

なお、この発明の１形態として、既に述べたように心材にＣｕ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％あるいはＺｎ１．６〜３．０ｍａｓｓ％の一方または双方を添加したブレージングシートフィン材を用いた場合には、ろう付け時の材料到達温度を６２２℃以下とすることが望ましい。

なおまた上述のような高温ろう付け時の昇温過程では、４７０〜５７０℃の範囲内の平均昇温速度が１０〜１００℃／ｍｉｎとなるよう制御することが望ましい。この平均昇温速度が１００℃／ｍｉｎを越えれば、ろう溶融温度（通常は５７７℃前後）に達するまでのろう材から心材へのＳｉ拡散が不充分となり、過剰の溶融ろうが生じてしまって、コルゲートフィンの端部変形の問題を解消し得なくななるおそれがある。一方、上記の平均昇温速度が１０℃／ｍｉｎ未満であれば、実質的に昇温に長時間を要するようになって、高温ろう付けによるろう付け工程短時間化の目的に沿わなくなる。

ここで、短時間でのろう付けを目的とする場合、４７０℃以上の温度域にフィン材がある時間を１２分以内とすることが望ましく、８分以内とすることがさらに望ましい。また最高温度到達後の冷却は５０℃／ｍｉｎ以上の速度で行われることが望ましい。

以下に、この発明の実施例を比較例とともに示す。なお以下の実施例は、この発明の効果を示すためのものであり、その実施例がこの発明の技術的範囲を限定するものでないことはもちろんである。

先ず通常の方法により表１に示す組成の心材および表２に示すろう材を、それぞれＤＣ鋳造し、均質化処理を施した。ここで、ろう材の鋳造では、一部条件でＮａ、Ｓｒを添加するＳｉ粒子微細化処理を実施した。ろう材を熱間圧延して所定の板厚とし、面削した心材鋳塊の表裏両面に組合せて重ね、さらに熱間圧延を施してクラッド接合した。この後、冷間圧延、中間焼鈍および最終冷間圧延を施して、所定の板厚のクラッド材（ブレージングシートフィン材）とした。表３、表４にクラッド材であるブレージングシートフィン材の材料構成を示す。

ここで、ブレージングシートフィン材のろう材片面平均クラッド率（ＣＲ）、およびろう材中におけるＳｉ粒子（ろう材厚み方向の粒子寸法がろう材平均厚みの８割を越える粗大なＳｉ粒子）の分布密度に関しては、フィンの長さ方向に沿った厚み方向断面の光学顕微鏡観察により測定した。Ｓｉ粒子については、フィン長さ方向の観察長さ１００ｍｍ中で上記規定より大きい寸法の粒子を数え、１ｍｍあたりの個数として分布密度を評価した。

さらに上述のような各ブレージングシートフィン材について、フィン端部変形と接合性の評価を以下のように実施した。

すなわち、幅１６ｍｍのブレージングシートフィン材をコルゲート成形（高さ７ｍｍ、フィン山間隔各２ｍｍ）し、長さ８０ｍｍに揃えた。これを、表面にＺｎを溶射した純Ａｌ系合金からなる押出多穴チューブ材と組み合わせて、熱交換器を模したフィン５段のミニコアサンプルに組立て、フッ化物系フラックスを表面に塗布して乾燥させた後、窒素雰囲気炉中で加熱する高温ろう付け試験に供した。なおこのろう付け時には、フィン端部が倒れる方向に重力が働かないようにミニコアサンプルを配置した。またこの高温ろう付け試験は、この発明で対象とするろう付け時材料到達温度範囲内のうちの３水準の温度（６１４℃、６２１℃、６２４℃）を選択して実施した。なおろう付け加熱の昇温過程で材料温度４７０〜５７０℃の間は昇温速度をいずれも約８０℃／ｍｉｎとし、４７０℃から到達温度までの時間は約７〜９分とした。このような短時間の昇温は、材料の目標到達温度よりも１０〜１５℃高い炉内温度とすることで可能となった。またこの場合、４７０℃から、到達温度までの時間が１１分となるようにした。さらに、ろう付け加熱後の冷却は、１００℃までの平均で約１２０℃／ｍｉｎの冷却速度とした。

比較のため、従来の通常のろう付けに近い到達温度６０２℃での試験も実施した。この場合は、４７０℃から到達温度まで１１分を要する条件とした。

上述のようにろう付けを行なって冷却した後のミニコアのサンプルフィン端部合計１０箇所のうち、所定位置から３０°以上変形したものを数え、フィン端部倒れ変形の評価を行なった。

また、フィンの接合部の健全性評価として、フィンを機械的に剥がして表面を観察し、フィンとチューブの各接合部で充分なフィレットが形成されているか否かを確認した。そして全ての接合部で充分なフィレットが形成されているものを良好と判断した。

さらに、フィンのろう付け後の引張強度を、コルゲート加工無しのフィン材単独で、到達温度６１４℃となる条件で前述のミニコアサンプルと同様に加熱した後に、長手方向に引張試験を行って求めた。

これらの特性評価結果を表５、表６に示す。

表５、表６に示す特性評価結果から明らかなように、この発明の実施例Ｇ１〜Ｇ１０では、到達温度が６１０℃を越える高温ろう付けで、フィン端部変形が生じず、フィンとチューブの接合も良好であることが確認された。

またこの発明の実施例のうち、心材にＣｕを添加していないＧ１、Ｇ２の例では、いずれも到達温度６２４℃のろう付けにも耐え、端部変形や全体的な変形を起こさないことが確認された。ここで、Ｃｕ無添加とすることは、ろう付け後の強度を低下させる方向に作用するが、Ｇ２の例は、Ｔｉ、Ｃｒの添加により強度低下を補ったものということができる。

さらにこの発明の実施例のうち、Ｃｕを添加したＧ３〜Ｇ１０の例では、材料到達温度６２１℃まで端部変形は生じておらず、フィンとチューブの接合も良好であった。このうち心材のＭｎ量が多いＧ８〜Ｇ１０の例や、Ｔｉ、Ｃｒ、ＶあるいはＺｒを含むＧ５、Ｇ６、Ｇ１０の例では、高温ろう付け後の強度が高くなっており、この点で優れていた。

なお、比較として実施した通常のろう付け温度に近い６０２℃の加熱の場合、Ｇ６の例ではフィンとチューブの接合が不充分になったが、ろう付け温度が高い場合には健全な接合が可能であり、したがってこの発明の高温ろう付けに限定した材料としては良好な特性を有していると言うことができる。

次に比較例ＮＧ１〜ＮＧ１８について検討する。

比較例のＮＧ１〜ＮＧ４は、心材のＳｉ量あるいはろう材のＳｉ量が高く、（１）式のＸが規定より大きくなっており、到達温度６１４℃のろう付けでフィン端部変形が生じてしまった。但し、これらの比較例ＮＧ１〜ＮＧ４では、到達温度６０２℃のろう付けの場合は端部変形が生じていない。これは、従来技術にあるような、通常のろう付け温度において良好な特性を持つクラッドフィン材であっても、６１０℃を越えるより高温のろう付けでは、フィン端部変形の問題が生じてしまうことを示している。

ＮＧ５は、心材のＭｎ量が低い例であり、この場合はろう付け後の強度が低くなってしまった。

ＮＧ６、ＮＧ７は、心材のＭｎ量、Ｆｅ量が規定より高い例であり、この場合は鋳造時点で粗大な晶出物が生じ、組織の均一性に問題が生じたため、各試験を行わなかった。

ＮＧ８、ＮＧ９は、心材のＣｕ量、Ｚｎ量が高い例であり、この場合（１）式のＸの値は規定内であるものの、フィン端部変形が生じてしまった。またこれらの例では、到達温度６２１℃のろう付けで、フィンの端部位外でもコルゲート形状のゆがみが生じた。

ＮＧ１０〜ＮＧ１２は、Ｔｉ、Ｃｒ，Ｚｒ，Ｖのいずれかの添加量が過剰な例であり、これらの過剰添加により粗大な晶出物が生じて、組織の均一性に問題が生じたため、各試験を行わなかった。

ＮＧ１３は、ろう材のＳｉ量が低い例であり、この場合はフィンとチューブの接合が不良となった。

ＮＧ１４では、ろう材のＳｉ量が過剰で、（１）式のＸの値が規定より大きくなり、フィン端部の変形が生じた。

ＮＧ１５、ＮＧ１６は、Ｘの値が規定外で、さらにろう材中における厚さ方向のサイズが大きいＳｉ粒子も多い例であり、これらの場合は、フィン端部の変形が顕著に生じてしまった。

ＮＧ１７は、ろう材のクラッド率が低く、フィンとチューブの接合が不良となった例である。

ＮＧ１８は、ろう材のクラッド率が大きく、Ｘの値が規定外となった例であり、この場合はフィン端部の変形が生じてしまった。

心材のＳｉあるいはＦｅの添加量を本発明規定より低い０．０５ｍａｓｓ％未満とした比較材の作製は、少なくとも９９．９ｍａｓｓ％あるいは９９．９９ｍａｓｓ％レベルの高価格のアルミニウム地金を使う必要があり、特段の効果も期待されないので実施しなかった。

１ ブレージングシートフィン
１Ａ フィン端部
２ チューブ
３ ヘッダタンク

Claims (6)

1. 心材の両面にろう材を接合した板厚４０〜８５μｍのクラッド材よりなり、コルゲート加工を施して、材料到達温度６１０℃を越え６２５℃以下の範囲内でろう付けが施される薄肉ブレージングシートフィン材であって、
   心材がＭｎ０．７〜１．５ｍａｓｓ％、Ｓｉ０．０５〜０．２８ｍａｓｓ％、Ｆｅ０．０５〜０．７５ｍａｓｓ％を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物元素からなるＡｌ−Ｍｎ系合金よりなり、ろう材が、Ｓｉを６．０〜８．８ｍａｓｓ％の範囲内で含有するＡｌ−Ｓｉ系合金からなり、しかもろう材の片面平均クラッド率が６．５〜１２．０％の範囲内であって、かつ心材のＳｉ含有量Ｓｉｃ（ｍａｓｓ％）、ろう材のＳｉ含有量Ｓｉｆ（ｍａｓｓ％）、およびろう材の片面平均クラッド率ＣＲ（％）によって下記式（１）により定まるＸの値が９５以下であることを特徴とする、高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材。
   Ｘ＝ＣＲ×（Ｓｉｆ−Ｓｉｃ＋０．６）＋５０×Ｓｉｃ ・・・（１）
2. 請求項１に記載の高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材において、
   前記心材が、前記各元素のほか、さらにＣｕ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｚｎ０．３〜３．０ｍａｓｓ％のうちの一方または双方を含有するＡｌ−Ｍｎ系合金からなることを特徴とする、高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材。
3. 請求項１に記載の高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材において、
   前記心材が、前記各元素のほか、さらにＴｉ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｚｒ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｃｒ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｖ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％のうちから選ばれた１種または２種以上を含有するＡｌ−Ｍｎ系合金からなることを特徴とする、高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材。
4. 請求項１に記載の高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材において、
   前記心材が、前記各元素のほか、さらにＣｕ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｚｎ０．３〜３．０ｍａｓｓ％のうちの一方または双方と、さらにＴｉ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｚｒ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｃｒ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％、Ｖ０．０５〜０．２５ｍａｓｓ％のうちから選ばれた１種または２種以上とを含有するＡｌ−Ｍｎ系合金からなることを特徴とする、高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材。
5. 請求項１〜請求項４のうちのいずれかの請求項に記載の高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材において、
   ろう材層中において、厚さ方向の粒子寸法が片面平均ろう材厚さの８割を越えるＳｉ粒子が、ろう材の厚み方向に平行でかつフィン材の長さ方向に平行な断面において、フィン材の長さ方向分布として０．２個／ｍｍを越えて存在しないことを特徴とする、高温ろう付け用薄肉ブレージングシートフィン材。
6. 請求項１〜請求項５のうちのいずれかの請求項に記載されたフィン材をコルゲート加工し、かつそのコルゲート加工されたブレージングシートフィンを少なくとも構成要素の一部として熱交換器コアを組立て、フィンの最高到達温度が６１０℃を越え６２５℃以下の範囲内となるように、非酸化性雰囲気中で炉内フラックスろう付けを行うことを特徴とする、アルミニウム合金製熱交換器の製造方法。

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