JP6529377B2

JP6529377B2 - アルミニウム合金ブレージングシートとその製造方法および熱交換器の製造方法

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Application number: JP2015150043A
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Inventors: 克浩松門; 鶴野　招弘; 招弘鶴野; 詔悟山田; 手島　聖英; 聖英手島; 池田　亨; 亨池田; 幸貴西山
Original assignee: Kobe Steel Ltd; Denso Corp
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Filing date: 2015-07-29
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Description

本発明は、アルミニウム合金ブレージングシートとその製造方法および熱交換器の製造方法に関する。

自動車等に搭載される熱交換器は、アルミニウム合金（以下、「Ａｌ合金」と記載することがある。）からなるブレージングシートを所定形状に成形し、組み立てて、ろう付けされることにより製造されている。チューブ用のブレージングシートの板厚は、従来は０．３〜０．５ｍｍであったが、近年は熱交換器を軽量化するために、さらなる薄肉化が進められており、これに伴ってブレージングシートには高強度化と高耐食化が求められている。

熱交換器のフィン材に関しては、ろう材をクラッドしないフィン（以下「ベアフィン」という）の使用によってさらなる軽量化が可能であるが、このベアフィンに対して用いるチューブ材は、ベアフィンとの接合面にろう材をクラッドする構成となるために、十分な耐食性を得ることができなくなる。

ろう材をクラッドした面のろう付け処理後の耐食性を向上させたブレージングシートとして、いくつかの技術が開示されている。例えば、特許文献１には、Ａｌ−Ｍｎ−Ｃｕ合金からなる心材に、Ｚｎを含有するＡｌ−Ｓｉ系合金からなるろう材を積層することによって、ろう付け後の表面に犠牲防食作用を付与したブレージングシート及びその製造方法が開示されている。この特許文献１に開示された技術では、ろう付け処理の際にろう材から心材へＺｎを拡散させて、ろう付け後の表面電位を卑化させ、ろう付け後の表面と板材中央部（ろう付け後のブレージングシートの厚さ方向の中央部を指す。以下同様とする）との間に電位差を付与することによって、犠牲防食作用を付与し、耐食性を向上させるとしている。

しかしながら、特許文献１に開示されたブレージングシートでは、Ｚｎの拡散の結果として、ろう付け後表面に残留するＺｎは少量であるため、ろう付け後表面と板材中央部との間に十分な電位差を付与することは困難である。また前記ブレージングシートでは、流動ろう材に高濃度のＺｎが含有されるために接合部の優先腐食が発生する可能性がある。

そこで、上記の特許文献１の問題を解決するべく開発された技術として、例えば特許文献２が挙げられる。特許文献２では、ろう材の厚さとろう付け温度における液相率を制御することによって、ＣｕとＺｎの拡散を制御して、部材表面および接合部の耐食性を両立させることを可能としている。

特開平１１−３４３５３１号公報特開２００９−１５５６７３号公報

しかしながら、特許文献２によって得られるアルミニウム合金製ブレージングシートでは、ろう付け後の部材表面は、ろう材の凝固状態のままの組織となっているため、さらなる耐食性の改善を行う余地を有するものであった。

本発明は、かかる事情に鑑みてなされたものであり、ろう材をクラッドした面においてろう付け処理後において高い耐食性を維持し、良好なろう付け性を有したアルミニウム合金ブレージングシートとその製造方法および熱交換器を提供することを課題としている。

本発明者らは、ろう付け後に部材表面に残留するろう材の内部組織に着目した。ろう付け後のろう材の内部は、半溶融状態のろう材が凝固した組織となっている。すなわち、比較的小粒径のα相とその周囲を取り囲む共晶相とから構成されている。そして、腐食環境においては、短期間でα相周辺が優先腐食して、α相の粒子が容易に脱落するに至ることを見出した。そこで、α相を大粒径化し、α相を取り囲む共晶相を減少させることを検討したところ、α相の粒子の脱落が抑制され、犠牲陽極材としてさらに効果的に作用し、耐食性が向上することを見出した。

本発明は、かかる知見を基になされたものである。すなわち、本発明は以下のような構成を有している。

本発明のアルミニウム合金ブレージングシートは、心材と当該心材の少なくとも一方の面にろう材を有するアルミニウム合金ブレージングシートであって、前記心材がＡｌ−Ｍｎ系合金またはＡｌ−Ｍｎ―Ｃｕ系合金からなり、前記ろう材がＳｉ：２〜８質量％、Ｚｎ：１〜９質量％を含有するＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎ系合金からなり、前記ろう材のろう付け温度における液相率Ｘ（％）とろう材厚さＹ（μｍ）とが、下記式（１）〜（３）を満足し、（１）３０≦Ｘ≦８０、（２）Ｙ≧２５、（３）１０００≦Ｘ×Ｙ≦２４０００、ろう付け後の前記心材上のろう材中に残存するα相の平均長が、残存ろう材厚さの８０％以上および７０μｍ以上の少なくとも一方を満足することを特徴としている。

係る構成を有していることによって、ろう付け後表面から板材中央部に向かって電位が貴になるように電位勾配が付与され、高い耐食性が得られる。また、流動ろう材の量と残留ろう材の量が適切に維持され、良好なろう付け性を得ることができる。

また、本発明のアルミニウム合金ブレージングシートは、前記心材が、Ａｌ−Ｍｎ系合金またはＡｌ−Ｍｎ―Ｃｕ系合金からなり、Ｍｎ：０．５〜２．０質量％を含有し、Ｃｕ：２．５質量％未満およびＳｉ：１．７質量％以下のうちの少なくとも一種以上を含有することが好ましい。
係る構成を有していることによって、ろう付け後表面の電位を卑とし、ろう付け後表面と板材中央部との間に十分な電位差を生じさせて、高い耐食性を得ることができる。また、ろう付け後強度を向上させることができる。

さらに、本発明のアルミニウム合金ブレージングシートは、前記心材が、Ａｌ−Ｍｎ系合金またはＡｌ−Ｍｎ―Ｃｕ系合金からなり、Ｓｉ：０．５質量％以下を含有することが好ましい。
係る構成を有していることによって、ろう材から心材へのＳｉの拡散を促進することになり、さらに耐食性を高めることができる。

本発明のアルミニウム合金ブレージングシートの製造方法は、心材と当該心材の少なくとも一方の面にろう材を有するアルミニウム合金ブレージングシートの製造方法であって、前記ろう材のろう付け温度における液相率Ｘ（％）とろう材厚さＹ（μｍ）とが、下記式（１）〜（３）を満足し、（１）３０≦Ｘ≦８０、（２）Ｙ≧２５、（３）１０００≦Ｘ×Ｙ≦２４０００、前記心材用材料をＡｌ−Ｍｎ系合金またはＡｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系合金によって形成する心材形成工程と、前記ろう材用材料をＳｉ：２〜８質量％、Ｚｎ：１〜９質量％を含有するＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎ系合金によって形成するろう材形成工程と、前記心材用材料の少なくとも一方の面に前記ろう材用材料を配置し、前記心材用材料と前記ろう材用材料とを重ね合わせて、熱間圧延および冷間圧延によって圧着する圧延工程と、前記冷間圧延の途中段階および前記冷間圧延後の少なくともいずれか１つ以上の段階において、４１０℃以上で、５７０℃以下または前記ろう材の固相線温度以下の温度で、１０分間以上で２０時間以下で、加熱処理する加熱工程を含むことを特徴としている。

係る構成を有する製造方法とすることによって、ろう付け後表面に十分な量のＺｎが残存し、ろう付け後表面から板材中央部に向かって電位が貴になるように電位勾配が付与され、高い耐食性が得られる。また、流動ろう材の量と残留ろう材の量が適切に維持され、良好なろう付け性を得ることができる。

また、本発明のアルミニウム合金ブレージングシートの製造方法は、前記心材が、Ａｌ−Ｍｎ系合金またはＡｌ−Ｍｎ―Ｃｕ系合金からなり、Ｍｎ：０．５〜２．０質量％を含有し、Ｃｕ：２．５質量％未満およびＳｉ：１．７質量％以下のうちの少なくとも一種以上を含有することが好ましい。
係る構成を有していることによって、さらに耐食性を高めることができる。

さらに、本発明のアルミニウム合金ブレージングシートの製造方法は、前記加熱処理を、拡散係数Ｄ（ｍ^２／ｓｅｃ）と加熱時間ｔ（ｓｅｃ）の積の平方根の積算値であるＺ＝Σ（√（Ｄ×ｔ））が、１Ｅ−４≦Ｚ≦１Ｅ−２の関係式を満足するように行うことを特徴としている。ここで、拡散係数Ｄはアルミニウム合金ブレージングシートの温度Ｔ（℃）の関数であり、下記式から求められる。
Ｄ＝３．５／１０００００×ＥＸＰ［−１２４×１０００／｛８．３１×（Ｔ＋２７３．１５）｝］
係る構成を有していることによって、ろう材から心材へのＳｉの拡散を十分に進行させつつ、さらにろう材中のＺｎ等の拡散性を理想的に制御することができる。

本発明の熱交換器は、前記のアルミニウム合金ブレージングシートを成形し、組み立て、ろう付け処理をすることによって製造することを特徴とする。

本発明の熱交換器は、前記のアルミニウム合金ブレージングシートの製造方法によって得られたアルミニウム合金ブレージングシートを成形し、組み立て、ろう付け処理をすることによって製造することを特徴とする。

本発明のアルミニウム合金ブレージングシートは、ろう材をクラッドした面においてろう付け処理後において高い耐食性を維持し、良好なろう付け性を有している。本発明のアルミニウム合金ブレージングシートの製造方法は、高い耐食性を維持し、良好なろう付け性を有するブレージングシートを製造することが可能である。本発明の熱交換器は係るブレージングシートを用いてなり、高い耐食性を維持し、良好なろう付け性を有している。

本実施形態のアルミニウム合金ブレージングシートの構成を示す模式的断面図である。本実施形態のアルミニウム合金ブレージングシートのろう付け後の構成を示す模式的断面図である。比較例のアルミニウム合金ブレージングシートのろう付け後の構成を示す模式的断面図である。比較例のアルミニウム合金ブレージングシートのろう付け後、さらに腐食後の構成を示す模式的断面図である。本実施形態のアルミニウム合金ブレージングシートのろう付け後の構成を示す模式的断面図である。本実施形態のアルミニウム合金ブレージングシートのろう付け後、さらに腐食後の構成を示す模式的断面図である。本実施形態のアルミニウム合金ブレージングシートの加熱処理とろう付け処理の温度と時間との関係（中間で冷却する）を示す図である。本実施形態のアルミニウム合金ブレージングシートの加熱処理とろう付け処理の温度と時間との関係（連続して処理する）を示す図である。実施例・比較例の耐食性評価において脱落抑制の判定をする際に用いる模式的測定図である。ろう付性を評価するための隙間充填試験機の斜視図である。ろう付性を評価するための隙間充填試験機の正面図である。

以下、本発明の実施の形態について図面を参照しながら詳細に説明する。ただし、本発明の範囲は、以下に説明する具体例としての実施形態や図面に限定されるわけではない。

（アルミニウム合金ブレージングシート）
図１は、本実施形態のアルミニウム合金ブレージングシート（以下、「ブレージングシート」と記載することがある。）１の構成を示す模式的断面図である。本実施形態のブレージングシート１は、心材２の少なくとも一方の面にろう材３を有している。この本実施形態のブレージングシート１を用いて、所定形状に成形し、組み立て、ろう付け処理をすることによって、熱交換器が製造される。図２は、ろう付けした後の本実施形態のブレージングシート１０の構成を示す模式的断面図である。ろう付けすることによって、ろう材３の一部は溶融し流動するため、ろう材の厚さが薄くなって新たなろう材３０となる。このろう材３０の内部は、複数のα相粒子４と、その隙間に存在する共晶部５とから構成されている。

本実施形態は、ろう付け後にブレージングシート１０の表面に残留するろう材３０において、腐食環境下で、α相４周辺が優先腐食して、α相４の粒子が容易に脱落することがないようにするため、α相４を大粒径化し、α相４を取り囲む共晶部５を減少させることに特徴を有している。

［本発明のメカニズム］
本発明のメカニズムとして、以下のように考えている。
ろう材用合金として、従来から用いられてきた４０００系のＡｌ−Ｓｉ系合金（例えば４０４５等）を使用する場合には、ろう付け処理後に、ろう材は、心材表面からほぼすべて流動して流失する。
一方、特許文献２等に開示された開発技術では、ろう材のＳｉ濃度および厚さを制御し、ろう付け処理後に「心材＋残存ろう材」からなる組織を得ることによって、残存ろう材は犠牲陽極材として機能する。ろう材を低Ｓｉ濃度とすることによって、ろう材はろう付け時の加熱によって、流動ろうの液相とα相の固相とからなる半溶融状態（固液共存状態）となる。そして、冷却時には、固相のα相を核として流動せずに残った液相が凝固して、通常は、粒子状のα相と粒子周辺の共晶部とからなる粒状組織となる。

上記形態の残存ろう材は、腐食環境において、心材合金に対する犠牲陽極材として作用する。ところが、心材合金を防食性とすることは可能であるが、残存ろう材内のα相粒子と共晶部との間に腐食セルが形成され、α相と共晶部との界面であるα相粒子の周囲付近で腐食が進行する。これは心材の防食とは関係なく発生する腐食である。その結果、犠牲陽極材が無駄に損耗し、α相粒子周辺の腐食によって、α相粒子の一部が脱落して、防食性能の低下を招く可能性がある。

このような現象を抑制し、回避するためには、ろう付け時の液相化量を低減し、α相粒子を長大化させて、脱落を発生し難くして、脱落発生までの時間を長くすることが有効であろうと考えられた。しかし、共晶部を低減させることによって、α相粒子周辺の腐食を抑制することが有効となるであろうが、ろう付け性を低下させるおそれがあった。

そこで、α相粒子の長大化、共晶部の低減化とろう付け性との両立を図るために、低Ｓｉのろう材と心材とを組み合わせて、加熱処理し、ろう材から心材へのＳｉ拡散を促進させ、心材近傍のろう材の液相化を抑制することによって、ろう付け後の残存ろう材の組織を改良することが可能となる。ここで、低Ｓｉのろう材とは、ろう付け温度で液相率が８０％以下となるような、Ｓｉ含有量が低いろう材を意味する。低Ｓｉのろう材と組み合わせる心材には、Ｓｉ含有量が低い心材が好ましい。

図３は、本実施形態の特徴とする加熱処理を行わない比較例のブレージングシートのろう付け後の構成を示す模式的断面図であり、図４は、当該比較例のブレージングシートのろう付け後に、さらに腐食試験を行った後の構成を示す模式的断面図である。当該比較例のブレージングシートのろう付け後のろう材３０は、比較的径の小さな複数のα相粒子４と、その隙間に存在する共晶部５とから構成されている。このブレージングシートは腐食試験を行った後、α相粒子４と共晶部５との界面が腐食されて、空間が生じる。そのため、α相粒子４の一部は脱落して、表面に大きな凹みが生じている。また、心材２の表面と平行なα相粒子４と共晶部５との間に隙間が存在するため、この空間を通じて、腐食がさらに進行するおそれがある。

図５は、本実施形態のブレージングシートのろう付け後の構成を示す模式的断面図であり、図６は、本実施形態のブレージングシートのろう付け後に、さらに腐食試験を行った後の構成を示す模式的断面図である。本実施形態のブレージングシートのろう付け後のろう材３０は、比較的径の大きな複数のα相粒子４と、その隙間に存在する共晶部５とから構成されている。α相粒子４はほぼすべて、心材２の表面付近に接している。このブレージングシートは腐食試験を行った後、共晶部５の一部が腐食されて、共晶部５の残存量が低減し、共晶部５の一部に小さな凹みが生じることがある。しかし、α相粒子４が脱落することはほとんどなく、図４のような凹みが生じることはない。

本実施形態において、本実施形態が規定する心材と当該心材の少なくとも一方の面に本実施形態が規定するろう材を有するブレージングシートであれば、他の構成は特に制約されない。すなわち、本実施形態のろう材／心材、本実施形態のろう材／心材／犠牲材、本実施形態のろう材／心材／犠牲材／従来型ろう材、等の構成であっても構わない。

心材２の厚さは、特に限定されないが、例えば、熱交換器として組み立てる際の成形性、機械的強度、熱交換器に要求される重量等を考慮して、好ましくは５０μｍ〜１．２ｍｍである。

次に、本実施形態のブレージングシートを構成する材料について説明する。

［心材］
本実施形態のブレージングシートの心材は、Ａｌ−Ｍｎ系合金またはＡｌ−Ｍｎ―Ｃｕ系合金のＡｌ合金からなる。これらのＡｌ合金であれば、自動車用熱交換器等の用途に使用されるブレージングシートとして、機械的強度等の物性の面で十分に使用し得るものである。

本実施形態の心材は、Ａｌ以外の元素としてＭｎ、Ｃｕを含有している。またＳｉを含有することがある。さらに他の元素を含有することがある。これらの元素の効果や含有量について、以下に説明する。

（心材のＭｎ）
Ｍｎは、ろう付け後強度を向上させる効果があり、含有量の増加によって、ろう付け後強度を高めることができる。また、電位を貴にする働きがあるため、耐食性を向上させる。Ｍｎの含有量が２．０質量％を超えると粗大なＡｌ−Ｍｎ系金属間化合物が形成され、成形性の低下し、耐食性低下を起こしやすい。したがって、心材におけるＭｎの含有量は好ましくは２．０質量％以下であり、より好ましくは０．５〜１．８質量％である。

（心材のＣｕ）
Ｃｕは、電位を貴にする効果があり、耐食性を向上させる。また、ろう付け後強度を向上させる。Ｃｕの含有量が２．５質量％以上になると、融点の低下に伴ってバーニングが発生する可能性がある。ここで、バーニングとは、例えばろう材からの拡散Ｓｉなどによって局部的に合金元素濃度が増加した結果、その周辺で（心材マトリックスの融点より低い温度で）溶融する現象である。従って、心材におけるＣｕの含有量は、好ましくは２．５質量％未満であり、より好ましくは２．０質量％以下であり、さらに好ましくは０．２〜１．０質量％である。

（心材のＳｉ）
Ｓｉは、ろう付け後強度を向上させる効果があり、特にＭｇ、Ｍｎと共存させた場合に、Ｍｇ−Ｓｉ系金属間化合物、Ａｌ−Ｍｎ−Ｓｉ系金属間化合物の形成により、さらにろう付け後強度を高めることができる。しかし、Ｓｉの含有量が１．７質量％を超えると心材の融点低下および低融点相増加により、心材の溶融が生じる。したがって、心材におけるＳｉの含有量は、好ましくは１．７質量％以下である。

一方、心材とろう材のＳｉの濃度差が大きいほど、ろう材から心材へのＳｉ拡散が容易かつ増量するため、心材のＳｉ濃度は低い方が望ましい。心材合金がＳｉ固溶限度以上のＳｉを含有する場合に、ろう材から心材合金へのＳｉ拡散は起こり難い。

さらに、Ｓｉの含有量が０．５質量％を超えるときは、Ｓｉを拡散させるために高温または長時間で加熱処理をする必要があるが、その際に他の元素拡散までも進行し、耐食性など他の材料特性に悪影響が及ぶこととなる。そのため、心材のＳｉ含有量は、好ましくは０．５質量％以下であり、より好ましくは０．３質量％以下である。

（その他の元素）
Ｔｉは、Ａｌ合金中でＴｉ−Ａｌ系化合物を形成して層状に分散する。Ｔｉ−Ａｌ系化合物は電位が貴であるため、腐食形態を層状化し、深さ方向への腐食（孔食）を進展し難くする効果がある。０．３５質量％を超えると粗大な金属間化合物形成により、加工性および耐食性が低下する。したがって、心材はＴｉを０．３５質量％以下であれば含有してもよい。
Ｍｇは、ろう付け後強度を向上させる効果があり、一方でＭｇはフラックスろう付け性を低下させる作用がある。そのため、０．５質量％を超えると、ろう付けの際にろう材までＭｇが拡散してろう付け性が著しく低下する。したがって、心材はＭｇを０．５質量％以下（より好ましくは０．３質量％以下）であれば含有してもよい。
また、上記以外に添加する合金としては、以下のようなものが挙げられる。心材には耐食性（電位の）調整を目的として、Ｓｎ、Ｉｎを含有量の合計で０．１質量％以下であれば含有してもよい。また、心材の電位貴化および強度向上のため、Ｃｒ、Ｎｉ、Ｚｒ、Ｆｅをそれぞれ０．３質量％以下であれば含有してもよい。

（残部、不可避的不純物）
心材は、前記の各組成成分以外は、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなるものである。不可避的不純物は、本発明の効果を妨げない範囲内であれば含有していてもよい。不可避的不純物は、合計量で概ね１．０質量％未満であれば許容される。

［ろう材］
本実施形態のブレージングシートのろう材は、Ｓｉ：２〜８質量％、Ｚｎ：１〜９質量％を含有するＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎ系合金のＡｌ合金からなる。

本実施形態のろう材は、Ａｌ以外の元素としてＳｉ、Ｚｎを含有している。またその他の元素を含有することがある。これらの元素の効果や含有量について、以下に説明する。

（ろう材のＳｉ）
Ｓｉは、Ａｌ合金の融点低下、ろう付け温度での液相率および流動性を高める作用がある。Ｓｉ含有量が２質量％未満では、ろう付け時にろうの量が不足してろう付け性が低下する。一方、８質量％を超えるとろう流動量が過剰になり、板厚の減少による接合不良の他、余剰量による浸食などのろう付け不良が発生する。したがって、ろう材におけるＳｉの含有量は、２〜８質量％とする。ろう材におけるＳｉの含有量は、好ましくは３．５〜７質量％である。

（ろう材のＺｎ）
Ｚｎは、Ａｌ合金の電位を卑にする作用があり、また融点の低下および液相率を増加させる作用がある。Ｚｎ含有量が１質量％未満では、ろう付け後の表面に残留するＺｎは極少量であるため、耐食性の向上はほとんど認められない。一方、９質量％を超えると、流動ろう材に含有されるＺｎ濃度が増大し、フィレットなどの優先腐食の原因となる。したがって、ろう材におけるＺｎの含有量は、１〜９質量％とする。ろう材におけるＺｎの含有量は、好ましくは２〜７質量％である。

なお、ＳｉとＺｎのいずれにもＡｌ合金の融点を低下させ、液相率Ｘを増加させる作用があるため、ＳｉとＺｎの各添加量は、特に、後記する式（１）が満たされるように、熱力学的計算を行って決定し、その上で、厚さＹを前記した式（２）及び式（３）が満たされるように、決定することが望ましい。

（その他の元素）
また、ろう材には、上記合金成分の他、Ａｌ合金の電位を卑にするＩｎ、Ｓｎなどを適宜添加しても良い。

（残部、不可避的不純物）
ろう材は、前記の各組成成分以外は、残部がＡｌおよび不可避的不純物からなるものである。不可避的不純物は、本発明の効果を妨げない範囲内であれば含有していてもよい。不可避的不純物は、合計量で概ね１．０質量％未満であれば許容される。
なお、製造工程およびろう付け処理において心材に含有される合金元素がろう材に拡散するため、ろう付け後のろう材はこれらの合金元素を不可避不純物として含有する。

（ろう付け温度での液相率Ｘ、ろう材厚さＹ）
本実施形態において、ろう材のろう付け温度における液相率Ｘ（％）とろう材厚さＹ（μｍ）とは、下記式（１）〜（３）を満足する。
（１）３０≦Ｘ≦８０、
（２）Ｙ≧２５、
（３）１０００≦Ｘ×Ｙ≦２４０００

ろう材が薄い場合、製造工程（焼鈍）およびろう付け処理におけるＳｉの拡散によって、ろう材中のＳｉが著しく低下するためにろう付け性が大きく低下する。さらにろう材量も少ないため、ろう材厚さＹが２５μｍ未満では十分にろう付けすることが難しい。したがって、ろう材厚さＹは、２５μｍ以上とする。ろう材厚さＹは好ましくは４０μｍ以上である。ろう材厚さＹの上限値は、板厚、接合点密度などによるため、特に限定されないが、好ましくは板厚の１／２である。

ろう材のろう付け温度における液相率Ｘを低減させることによって、溶融、流動するろう材の量を低減させることが可能である。そのため、ろう材厚さに伴なって増大するろう材量を、フィン等とのろう付けに適切な量に調整することが可能となる。ろう材の液相率Ｘが３０％未満ではろう材流動性が低下するため、十分なろう付け性を確保できない。ろう材の液相率Ｘが８０％を超える場合はろう材流動量が過剰になり、板厚の減少による部材間の接合不良の他、余剰量による浸食などのろう付け不良が発生する。したがって、ろう材のろう付け温度における液相率Ｘは３０〜８０％とする。液相率Ｘは好ましくは４５〜７５％である。液相率Ｘの単位である“％”は、一般的に“ｍｏｌ％”である。
なお、ろう材のろう付け温度における液相率Ｘ（％）は、クラッドに使用するろう材の材料成分から、標準的な熱力学計算ソフト（例えば、サーモカルク）によって算出される値である。

ブレージングシートを用いて熱交換器を組み立てる場合には、ろう材に前記した量のＺｎが含まれていれば、前記式（１）〜（３）が満たされていることによって、ろう付け後表面に十分な量のＺｎが残存する。これによって、ろう付け後表面から板材中央部に向かって電位を貴とすることができる。したがって、ろう材が腐食環境に配置されるようにブレージングシートを用いると、犠牲防食効果が顕著に発揮される。

また、前記式（１）〜（３）が満たされていることによって、ろう付け処理の際に生成する流動ろう材の絶対量を適正化できるため、良好なろう付け性を得ることができる。
これによって、例えば、フィン等とのろう付け処理においては、適切な絶対量の流動ろう材の生成が確保され、十分なろう付け性を得ることができるとともに、適切な絶対量の残存ろう材が確保されて、残存ろう材に起因する犠牲防食効果が十分に発揮される。

液相率Ｘとろう材厚さＹの積が１０００未満では、流動ろう材の絶対量が少なくなるために、十分なろう付け性を確保することができない。例えば、フィレットの形成が不十分となって、接合強度が低下する。一方、液相率Ｘとろう材厚さＹの積が２４０００を超えると、流動ろう材の絶対量が多くなるため、ろう付け処理の前後におけるブレージングシートの板厚の変化が大きくなって部材間の接合不良が発生し、また、過剰に生成した流動ろう材による心材の浸食等が発生し、耐食性が低下する。したがって、液相率Ｘとろう材厚さＹの積（Ｘ×Ｙ）は、１０００〜２４０００とする。また、液相率Ｘとろう材厚さＹの積（Ｘ×Ｙ）は、好ましくは１５００〜１５０００である。

（心材上に残存するα相の平均長）
本実施形態において、ろう付け後の心材上に残存するα相の平均長が、残存ろう材厚さの８０％以上および７０μｍ以上の少なくとも一方を満足する。
残存ろう材層の腐食は、残存α相と共晶部との界面で進行するため、残存α相サイズを大きくすることで腐食の進行を低減し、α相粒子の脱落を抑制することが可能となる。
残存ろう材厚さが薄くα相の平均長が７０μｍ未満である場合は、α相粒子の平均長が残存ろう材厚さの８０％と同等かそれ以上に大きくなれば、残存α相と共晶部との界面が十分に減少し、腐食の抑制効果を得ることができる。
また、α相の平均長が７０μｍ以上になれば、α相粒子は十分に大きいため、脱落に至るまでに必要とされる腐食経路が増大するため、脱落が十分に抑制される。
従って、ろう付け後の心材上に残存するα相の平均長が、残存ろう材厚さの８０％以上および７０μｍ以上の少なくとも一方を満足するようにする。より好ましくは、残存ろう材厚さの９０％以上および８０μｍ以上である。

なお、α相の平均長は、ブレージングシートの断面像においてα相の粒子を正方形として求めた一辺の平均長さとして定義して、下記式（４）にて算出される。
α相の平均長（μｍ）＝√（残存ろう材面積／α相粒子数）・・・（４）
ここで、残存ろう材面積は、５視野の和として求める。α相の粒子数は、５視野においてカウントした和として求める。

残存ろう材の断面形態から、α相は概ね四角形であり、直方体または正方形としてサイズを定義するのが実際に即している。正方形の一辺として径を定義した場合、平均径が残存ろう材厚と同等以上であれば、ほとんどのα相が単層として配置することになり、腐食による脱落は大幅に低減する。

［ブレージングシートの製造方法］
本実施形態のブレージングシートの製造方法について、その具体例を説明する。
なお、ここではろう材＋心材の実施形態に準じて説明するが、心材のもう一方の面に、犠牲材をクラッドしたり、犠牲材を設けた上にさらにろう材をクラッドしたり、内張材を設けたり、ろう材の種類を変えたりする場合も同様である。

本実施形態のブレージングシートの製造方法は、心材と当該心材の少なくとも一方の面にろう材を有するアルミニウム合金のブレージングシートの製造方法であって、前記ろう材のろう付け温度における液相率Ｘ（％）とろう材厚さＹ（μｍ）とが、下記式（１）〜（３）を満足し、
（１）３０≦Ｘ≦８０、
（２）Ｙ≧２５、
（３）１０００≦Ｘ×Ｙ≦２４０００、
心材用材料をＡｌ−Ｍｎ系合金またはＡｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系合金によって形成する心材形成工程と、ろう材用材料をＳｉ：２〜８質量％、Ｚｎ：１〜９質量％を含有するＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎ系合金によって形成するろう材形成工程と、心材用材料の少なくとも一方の面にろう材用材料を配置し、心材用材料とろう材用材料とを重ね合わせて、熱間圧延および冷間圧延によって圧着する圧延工程と、冷間圧延の途中段階および冷間圧延後の少なくともいずれか一つ以上の段階において、４１０℃以上で、５７０℃以下またはろう材の固相線温度以下の温度で、１０分間以上で２０時間以下で、加熱処理する加熱工程を含んでいる。

まず、ブレージングシートに要求される耐食性能から、ろう材含有Ｚｎ濃度、残存ろう材厚さ、流動ろう材量を決定し、それらに基づいて、ろう材厚さＹ、ろう付け温度での液相率Ｘを上記式（１）〜（３）を満足するように決定する。また、心材用アルミニウム合金とろう材用アルミニウム合金の組成を決定する。

このような設計の後、実際の製造プロセスにおいては、まず、心材用アルミニウム合金、ろう材用アルミニウム合金をそれぞれ、連続鋳造にて溶解、鋳造し、必要に応じて面削し、均質化熱処理して、心材用鋳塊（心材用材料）、ろう材用鋳塊を得る。ろう材用鋳塊を熱間圧延または切断によってそれぞれ所定の厚さにして、ろう材用材料を製造する。

心材用鋳塊の一方の面にろう材用材料を配置し（必要に応じて心材用鋳塊の他方の面にろう材、内張材、犠牲陽極材などを配置してもよい）、所定のクラッド率になるように重ね合わせ、４００℃以上の温度で加熱した後、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−冷間圧延を行うことによって、所定の板厚とする。最終の冷間加工率は３０〜６０％となるようにすることが好ましい。最終の板厚とした後、成形加工性を考慮して仕上げ焼鈍を実施してもよい。仕上げ焼鈍によって、材料が軟化し、伸びが向上するため、加工性を高めることができる。
後記する加熱工程は、上記工程において、冷間圧延の途中段階および冷間圧延後の少なくともいずれか１つ以上の段階において実施することが望ましい。

（加熱工程）
本実施形態において、加熱工程における加熱処理は、ろう付け処理に先立って、またはろう付け処理の前段階として行われるものである。そして、ろう材中のα相を大粒径化し、α相を取り囲む共晶相を減少させ、ろう材中のＳｉ濃度分布を制御するために実施するものである。加熱処理温度が高いほど、加熱処理時間が長いほど拡散量は多くなる。しかし、同加熱処理によって他の添加元素（例えば、心材Ｃｕ、ろう材Ｚｎ）も同時に拡散するため、過度の加熱処理は耐食性に悪影響を及ぼす（具体的には、犠牲防食作用に必要な電位差を維持できなくなる）。
従って、加熱条件としては、４１０℃以上で、５７０℃以下またはろう材の固相線温度以下の温度で、１０分間以上で２０時間以下の時間とすることが必要である。好ましくは、４２０℃〜４８０℃の温度で、１〜６時間である。

本実施形態の加熱処理は、通常行われる中間焼鈍や仕上げ焼鈍を兼ねるものとして同時に行うことができる。また、加熱処理は、複数回行ってもよい。具体的な工程の例を挙げると、
（i）熱間圧延→冷間圧延→加熱処理（中間焼鈍）→仕上げ圧延→仕上げ焼鈍、
（ii）熱間圧延→冷間圧延→中間焼鈍→仕上げ圧延→加熱処理（仕上げ焼鈍）、
（iii）熱間圧延→冷間圧延→加熱処理（中間焼鈍）→仕上げ圧延→加熱処理（仕上げ焼鈍）、等がある。
ここで、本実施形態の加熱処理は、前記したように、４１０℃以上で行うものである。そのため、上記の（ii）における中間焼鈍は４１０℃未満で行われるものであり、上記の（i）と（iii）における加熱処理（中間焼鈍）は４１０℃以上で行われるものである。同様に、上記の（i）における仕上げ焼鈍は４１０℃未満で行われるものであり、上記の（ii）と（iii）における加熱処理（仕上げ焼鈍）は４１０℃以上で行われるものである。

また、加熱処理は、拡散係数Ｄ（ｍ^２／ｓｅｃ）と加熱時間ｔ（ｓｅｃ）の積の平方根の積算値であるＺ＝Σ（√（Ｄ×ｔ））が、１Ｅ−４≦Ｚ≦１Ｅ−２の関係式を満足するように行うことが好ましい。√（Ｄ×ｔ）は、ろう材のＡｌ合金中のＳｉの拡散距離の代表値であり、拡散の程度を示す指標となる。また、拡散係数Ｄはアルミニウム合金ブレージングシートの温度Ｔ（℃）の関数であり、下記式（５）から求められる。
Ｄ＝（３．５／１０００００）×ＥＸＰ［−１２４×１０００／｛８．３１×（Ｔ＋２７３．１５）｝］・・・（５）

また、Ｚ＝Σ（√（Ｄ×ｔ））は、３５０℃以上の温度域で上式（５）によって１秒毎に、その温度でのＤを計算し、それらの平方根（√Ｄ）を積算して算出するものである。

拡散係数Ｄに関する上式（５）は、下記の拡散係数に関する一般式（６）に、Bergnerによって求められたＡｌ−Ｓｉ合金中のＳｉの拡散に係る材料の固有値を当てはめることによって導かれたものである（平野賢一、軽金属、vol.29、No.6、P.249〜262（1979）参照）。
Ｄ＝Ｄ_０×ＥＸＰ［−Ｑ／｛Ｒ×（Ｔ＋２７３．１５）｝］・・・（６）
ここで、Ｄ_０は拡散定数（振動因子）であり、Ｑは拡散の活性化エネルギーであり、Ｒは気体定数であり、Ｔは摂氏温度である。
適用される温度範囲は、６１８〜９０４°Ｋ（３４４〜６３１℃）であり、本実施形態の加熱処理の温度範囲が包含される。

Ｚ＝Σ（√（Ｄ×ｔ））が上記範囲である１Ｅ−２を超えると、拡散が過剰となり、ろう材中のＳｉが減少する。そのため、流動するろう材の量が減少して、ろう付け性が低下する傾向となる。また、Ｚｎ、Ｃｕ等の拡散が過剰に進行するため、電位差が減少して、耐食性が低下する傾向となる。但し、α相の平均長は増大するため、α相粒子の脱落は低下する。
一方、Ｚ＝Σ（√（Ｄ×ｔ））が上記範囲である１Ｅ−４未満であると、拡散が不足し、ろう材中のＳｉが欠乏する層が薄くなり、流動するろう材の量が増大する。α相の平均長は減小するため、α相粒子の脱落が増大し、耐食性が低下する傾向にある。但し、Ｚｎ、Ｃｕ等の拡散は進行するため、電位差は増大する。
したがって、Ｚ＝Σ（√（Ｄ×ｔ））が上記の１Ｅ−４≦Ｚ≦１Ｅ−２の関係式を満足すると、ろう材中にＳｉが拡散されない層が適度に形成され、ろう材は適度に流動し、α相粒子の脱落は抑制され、Ｚｎ、Ｃｕ等が適度に拡散されて、耐食性が良好なものとなる。

加熱処理とろう付け処理との関係について、図７、図８を参照しつつ説明する。図７と図８は、ブレージングシートの加熱処理とろう付け処理の温度と時間との関係を示す図である。Ｈは熱処理時間を示す。Ｂはろう付け処理時間を示す。

図７は、加熱処理後に一旦冷却してからろう付け処理を行うときの温度と時間との関係を示している。図８は、加熱処理後に冷却することなく、連続してろう付け処理を行うときの温度と時間との関係を示している。加熱処理は、いずれの条件に従って行ってもよい。ここで、ろう付け処理時のろう付け温度は、ろう材の融点、すなわち共晶部の融点以上の温度を意味する。また、ろう付け処理とは、ろう材の固相線温度以上に維持することを意味する。

本実施形態で得られたブレージングシートは、その後、所定形状に成形し、組み立て、ろう付け処理をすることによって、熱交換器が製造される。

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を、本発明の構成要件を満たさない比較例と比較して具体的に説明する。但し、本発明は以下の実施例に限定されるものではない。

（供試材の作製）
表１に示す組成を有する心材と表２に示す組成を有するろう材について、上記の心材形成工程、ろう材形成工程の製造方法に準じて、心材用材料とろう材用材料を作製した。記載のない工程、方法、条件については公知のものを用いた。

次に、表３〜表７に示す各種心材とろう材の組合せで重ね合わせた。これを４５０℃において熱間圧延してクラッドし、粗鈍を行うことなく冷間圧延にて所定の板厚（０．４ｍｍｔ、０．６ｍｍｔ、０．８ｍｍｔ、２．０ｍｍｔ）とした。

その後、供試材Ｎ０．１〜４７については、０．６ｍｍｔのクラッド材に表３〜表４に記載の条件で中間焼鈍としての加熱処理を施した。さらに所定の加工率で冷間圧延を行うことによって、板厚４００μｍの供試材を作製した。
供試材Ｎ０．４８〜７７については、所定の加工率で冷間圧延を行うことによって、板厚４００μｍのクラッド材を作製した。その後表４〜表５に記載の条件で仕上げ焼鈍としての加熱処理を施して、板厚４００μｍの供試材を作製した。

供試材Ｎ０．７８〜８１については、０．６ｍｍｔまたは０．８ｍｍｔのクラッド材に表５に記載の条件で中間焼鈍としての加熱処理を施した。その後必要に応じて所定の加工率で冷間圧延を行って、０．６ｍｍｔのクラッド材とした。さらに表５に記載の条件で中間焼鈍としての２回目の加熱処理を施した。さらに所定の加工率で冷間圧延を行うことによって、板厚４００μｍの供試材を作製した。
供試材Ｎ０．８２と８３については、０．６ｍｍｔまたは０．８ｍｍｔのクラッド材に表５に記載の条件で中間焼鈍としての加熱処理を施した。その後所定の加工率で冷間圧延を行って、０．４ｍｍｔのクラッド材とした。さらに表５に記載の条件で仕上げ焼鈍としての２回目の加熱処理を施して、板厚４００μｍの供試材を作製した。

供試材Ｎ０．８４〜１１７については、０．６ｍｍｔまたは２．０ｍｍｔのクラッド材に表６に記載の条件で中間焼鈍としての加熱処理を施した。さらに所定の加工率で冷間圧延を行うことによって、板厚４００μｍの供試材を作製した。
供試材Ｎ０．１１８〜１２７については、０．４ｍｍｔまたは０．６ｍｍｔのクラッド材に表６に記載の条件で仕上げ焼鈍としての加熱処理を施して、板厚４００μｍまたは板厚６００μｍの供試材を作製した。

供試材Ｎ０．１２８〜１３７については、０．６ｍｍｔのクラッド材に表７に記載の条件で中間焼鈍としての加熱処理を施した。さらに所定の加工率で冷間圧延を行うことによって、板厚４００μｍの供試材を作製した。
供試材Ｎ０．１３８〜１４７については、０．４ｍｍｔのクラッド材に表７に記載の条件で仕上げ焼鈍としての加熱処理を施して、板厚４００μｍの供試材を作製した。

作製した供試材について、以下の特性の評価を行った。
（液相率Ｘ）
ろう材のろう付け温度における液相率Ｘ（％）は、サーモカルク（Thermo-Calc）を使用して算出する。ここで、サーモカルクとは、スウェーデンの王立工科大学で開発された熱力学計算ソフトウェアを指す。

（ろう材厚さＹ）
ろう材厚さＹ（μｍ）は、ろう付け処理前のアルミニウム合金ブレージングシートの断面観察を行い、５点の平均値として求める。

（拡散係数Ｄ）
拡散係数Ｄは、Bergnerによって求められたＡｌ−Ｓｉ合金中のＳｉの拡散係数であり、アルミニウム合金ブレージングシートの温度Ｔ（℃）の関数であり、下記式（５）から求められる。
Ｄ＝（３．５／１０００００）×ＥＸＰ［−１２４×１０００／｛８．３１×（Ｔ＋２７３．１５）｝］・・・（５）

（α相の平均長）
作製した各供試材のろう材表面に市販の非腐食性のフラックスを３ｇ／ｍ^２で塗布し、治具を用いて吊り下げて、露点が−４０℃、酸素濃度が２００ｐｐｍ以下の窒素雰囲気中において、５９０〜６００℃で２分間保持することによって、ろう付け加熱を行い、ろう付け処理材を作製した。この試料を光学顕微鏡を用いて、断面観察を行った。必要に応じてケラーエッチングを行い、任意の５点の断面像（倍率５０倍）を得た。
α相の平均長（μｍ）は、各断面像においてα相の粒子を正方形として求めた一辺の平均長さとして定義して、下記式（４）にて算出し、５点の平均値を求めた。
α相の平均長（μｍ）＝√（残存ろう材面積／α相粒子数）・・・（４）
ここで、残存ろう材面積は、５視野の和として求めた。α相の粒子数は、５視野においてカウントした和として求めた。

（ろう付け性）
図１０は、ろう付性を評価するための隙間充填試験機の斜視図である。図１１は隙間充填試験機の正面図である。
供試材から幅２５ｍｍ×長さ６０ｍｍのサイズの試験片を切り出し、その試験片のろう材面に市販の非腐食性のフラックスを５ｇ／ｍ^２塗布して乾燥させた。図１０に示すように、フラックスを塗布したろう材面が上向きとなるように試験片（下板１２）を載置し、その上にφ２ｍｍのステンレス製の丸棒をスペーサ１３として挟んで、厚さ１ｍｍ、幅２５ｍｍ×長さ５５ｍｍの３００３合金板（上板１１）を試験片に対し鉛直に立ててワイヤ１４で固定した。このとき、スペーサ１３の位置は試験片の一端から５０ｍｍの距離とした。これらに、ろう付を模擬した条件で熱処理（露点が−４０℃、酸素濃度が２００ｐｐｍ以下の窒素雰囲気中で、５９０〜６００℃で２分間保持）を行った。図１１に示すように、試験片（下板１２）と３００３合金板（上板１１）とのすき間に充填されたフィレット１５の隙間充填長Ｌを測定した。隙間充填長Ｌが３０ｍｍ以上のものをろう付性が良好と判定した。

（耐食性）
上記のα相サイズの評価と同じ方法で得られたろう付け熱処理材から、６０ｍｍ×５０ｍｍの試験材を切り出し、ろう材面が試験面となるように、ろう材面の反対の面及び端面をシールテープによりシールして、ＣＡＳＳ試験（ＪＩＳＺ２３７１）を１０００時間実施した。試験後、最大腐食深さを測定し、心材腐食深さ（＝最大腐食深さ−ろう付け後残存ろう材厚さ）（μｍ）を算出した。この耐食性試験の合格基準は、心材腐食深さが１００μｍ以下である。
なお、腐食深さは、心材表面を基準として表示される。すなわち、腐食が残存ろう材を抜けて、心材内部まで腐食しているとき、その腐食深さは、プラスの値として、○○μｍと表示される。一方、腐食が残存ろう材内で留まり、心材表面にまで到達していないときは、マイナスの値として、−○○μｍと表示される。

脱粒の抑制に関しては、上記と同様にして、ＣＡＳＳ試験を５００時間実施した試験材を用いた。ＣＡＳＳ試験後の試験材の任意の断面の倍率１００倍の光学顕微鏡観察像１０視野において、共晶部での腐食による脱落部長さを観察した。図９は脱落抑制の判定をする際に用いる模式的測定図である。Ａは試験材の長さであり、ａはそのうち脱落した部分の長さ（脱粒発生部）を示している。図９において、脱粒発生部の比率は、（１００×ａ／Ａ）の数値（％）として求められる。この耐食性試験の合格基準は、脱粒発生部の比率が５０％以下である。

評価結果を表３〜表７に示した。表６において「−」で示された欄は測定ができなかったことを示している。

表３〜表７の結果から、以下のことが分かる。供試材Ｎｏ．１〜７１、７３〜８３は、本発明の構成によるものである。いずれも、ろう付け後の心材上のろう材中に残存するα相平均長が７０μｍ以上であるか、残存ろう材厚さの８０％以上である。いずれも、ろう付け性（隙間充填長）、耐食性（心材腐食深さ、脱粒発生部の比率）において優れた性能を有していた。

一方、供試材Ｎｏ．８４〜１０７は、ろう材の組成が本発明の構成から外れるものである。ろう付け後の心材上のろう材中に残存するα相平均長が７０μｍ未満であるか、残存ろう材厚さの８０％未満のものが多くあった。いずれも、ろう付け性（隙間充填長）、耐食性（心材腐食深さ、脱粒発生部の比率）のうちのいずれか１つ以上の性能において、劣っていた。供試材Ｎｏ．１０６と１０７は、ろう材が厚く、Ｘ×Ｙの数値が過大なものである。流動ろう材の絶対量が多くなるため、ろう付け処理の前後におけるブレージングシートの板厚の変化が大きくなり、また、残存ろう材中のα相の平均長が短くなり、心材腐食深さの数値のばらつきが大きくなり、測定が困難であった。

供試材Ｎｏ．８８、８９、１０２、１０３は、ろう材の液相率が１００％であって、ろう材が流動し易いものであり、残存ろう材中にα相が生成し難く、α相の平均長を測定することが困難であった。また脱粒発生部の測定も困難であった。
供試材Ｎｏ．１０８〜１４７は、加熱処理の条件が本発明の構成から外れるものである。いずれも、加熱処理の温度が低いために、ろう付け後の心材上のろう材中に残存するα相の平均長が７０μｍ未満であり、かつ残存ろう材厚さの８０％未満であった。そのため、脱粒発生部の比率が大きく、耐食性に劣っていた。

１、１０ブレージングシート
２心材
３、３０ろう材
４ α相
５共晶部

Claims

心材と当該心材の少なくとも一方の面にろう材を有するアルミニウム合金ブレージングシートであって、
前記心材がＡｌ−Ｍｎ系合金またはＡｌ−Ｍｎ―Ｃｕ系合金からなり、
前記ろう材がＳｉ：２〜８質量％、Ｚｎ：１〜９質量％を含有するＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎ系合金からなり、
前記ろう材のろう付け温度における液相率Ｘ（％）とろう材厚さＹ（μｍ）とが、下記式（１）〜（３）を満足し、
（１）３０≦Ｘ≦８０、
（２）Ｙ≧２５、
（３）１０００≦Ｘ×Ｙ≦２４０００、
前記アルミニウム合金ブレージングシートを、露点が−４０℃、酸素濃度が２００ｐｐｍ以下の窒素雰囲気中において、５９０〜６００℃で２分間保持するという条件でろう付け処理を行った後の前記心材上のろう材中に残存するα相の平均長が、残存ろう材厚さの８０％以上および７０μｍ以上の少なくとも一方を満足することを特徴とするアルミニウム合金ブレージングシート。
前記心材が、Ａｌ−Ｍｎ系合金またはＡｌ−Ｍｎ―Ｃｕ系合金からなり、Ｍｎ：０．５〜２．０質量％を含有し、Ｃｕ：２．５質量％未満およびＳｉ：１．７質量％以下のうちの少なくとも一種以上を含有する請求項１に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
前記心材が、Ａｌ−Ｍｎ系合金またはＡｌ−Ｍｎ―Ｃｕ系合金からなり、Ｓｉ：０．５質量％以下を含有する請求項２に記載のアルミニウム合金ブレージングシート。
請求項１〜３のいずれか１項に記載の、心材と当該心材の少なくとも一方の面にろう材を有するアルミニウム合金ブレージングシートの製造方法であって、
前記ろう材のろう付け温度における液相率Ｘ（％）とろう材厚さＹ（μｍ）とが、下記式（１）〜（３）を満足し、
（１）３０≦Ｘ≦８０、
（２）Ｙ≧２５、
（３）１０００≦Ｘ×Ｙ≦２４０００、
前記心材用材料をＡｌ−Ｍｎ系合金またはＡｌ−Ｍｎ−Ｃｕ系合金によって形成する心材形成工程と、
前記ろう材用材料をＳｉ：２〜８質量％、Ｚｎ：１〜９質量％を含有するＡｌ−Ｓｉ−Ｚｎ系合金によって形成するろう材形成工程と、
前記心材用材料の少なくとも一方の面に前記ろう材用材料を配置し、前記心材用材料と前記ろう材用材料とを重ね合わせて、熱間圧延および冷間圧延によって圧着する圧延工程と、
前記冷間圧延の途中段階および前記冷間圧延後の少なくともいずれか１つ以上の段階において、４１０℃以上で、５７０℃以下または前記ろう材の固相線温度以下の温度で、１０分間以上で２０時間以下で、加熱処理する加熱工程を含むアルミニウム合金ブレージングシートの製造方法。
前記心材が、Ａｌ−Ｍｎ系合金またはＡｌ−Ｍｎ―Ｃｕ系合金からなり、Ｍｎ：０．５〜２．０質量％を含有し、Ｃｕ：２．５質量％未満およびＳｉ：１．７質量％以下のうちの少なくとも一種以上を含有する請求項４に記載のアルミニウム合金ブレージングシートの製造方法。
前記加熱処理を、拡散係数Ｄ（ｍ²／ｓｅｃ）と加熱時間ｔ（ｓｅｃ）の積の平方根の積算値であるＺ＝Σ（√（Ｄ×ｔ））が、１Ｅ−４≦Ｚ≦１Ｅ−２の関係式を満足するように行うことを特徴とする請求項４または請求項５に記載のアルミニウム合金ブレージングシートの製造方法。
ここで、拡散係数Ｄはアルミニウム合金ブレージングシートの温度Ｔ（℃）の関数であり、下記式から求められる。
Ｄ＝３．５／１０００００×ＥＸＰ［−１２４×１０００／｛８．３１×（Ｔ＋２７３．１５）｝］
請求項１〜３のいずれか１項に記載のアルミニウム合金ブレージングシートを成形し、組み立て、ろう付け処理をすることによって製造されることを特徴とする熱交換器の製造方法。
請求項４〜６のいずれか１項に記載のアルミニウム合金ブレージングシートの製造方法によって得られたアルミニウム合金ブレージングシートを成形し、組み立て、ろう付け処理をすることによって製造されることを特徴とする熱交換器の製造方法。