JP4256791B2 - Aluminum alloy plate for packaging container tab and manufacturing method thereof - Google Patents

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Description

本発明は、包装容器、例えばコーヒー缶、ビール缶、炭酸飲料缶などの飲料缶や、缶詰などの食品缶の開缶部材である包装容器タブに使用されるアルミニウム合金板およびその製造方法に関する。   The present invention relates to an aluminum alloy plate used for a packaging container tab which is an opening member of a packaging container, for example, a beverage can such as a coffee can, a beer can or a carbonated beverage can, or a food can such as a can, and a method for producing the same.
現在、ビール缶、炭酸飲料缶、果汁飲料缶などの飲料缶や缶詰などの食品缶の開缶方式には、缶切りなどの器具を使わずに手で容易に開缶することのできるイージーオープンエンドを用いた開缶方式が広く用いられている。   Easy open end that can be opened easily by hand without using can openers such as beer cans, carbonated beverage cans, fruit juice cans and other food cans The can opening method using is widely used.
そして、このイージーオープンエンドには、主としてレトルト食品缶や缶詰などの食品缶に用いられているパーシャルオープンエンド(POE)やフルオープンエンド(FOE)と、主としてコーヒー缶、ビール缶などの飲料缶に広く用いられているステイオンタブ式エンド(SOT)とがある。さらに、最近では開口部を広く設けたタイプのSOTとして、ラージオープンエンド(LOE)もある。   The easy open end includes partial open end (POE) and full open end (FOE) mainly used for food cans such as retort food cans and canned foods, and beverage cans such as coffee cans and beer cans. There is a widely used steion tab end (SOT). Further, recently, there is a large open end (LOE) as a type of SOT having a wide opening.
POEやFOEでは、図1(a)に示すように、リングプル101(包装容器タブ)を強く引っ張り、蓋材103に形成されたスコア105に沿って亀裂を発生させ、これを蓋材103から引き剥がすことにより開缶する。   In POE and FOE, as shown in FIG. 1A, the ring pull 101 (packaging container tab) is pulled strongly to generate a crack along the score 105 formed on the lid 103, and this is pulled from the lid 103. Can open by peeling.
また、SOTやLOEでは、図1(b)に示すように、蓋材3に取り付けられたステイオンタブ1(包装容器タブ)について、このステイオンタブ1と蓋材3との取着部2を支点P2とし、ステイオンタブ1の指を掛ける部分(掛止部6)を作用点P1とし、この指を掛ける部分を蓋材3から離間する方向に移動させたときに、支点P2を挟んで蓋材3と当接する部分を力点P3としたとき、テコの原理により蓋材3を下方に押し込み、蓋材3に形成されたスコア5に沿って亀裂を発生させ、ステイオンタブ1を蓋材3から離れないように開缶する。 Moreover, in SOT and LOE, as shown in FIG. 1B, an attachment portion 2 between the steion tab 1 and the lid 3 for the steion tab 1 (packaging container tab) attached to the lid 3. Is the fulcrum P 2 , the portion of the stab tub 1 where the finger is hooked (the latching portion 6) is the point of action P 1, and when the portion where the finger is hooked is moved away from the lid 3, the fulcrum P When the point of contact with the cover material 3 across 2 is the force point P 3 , the cover material 3 is pushed downward according to the principle of leverage and a crack is generated along the score 5 formed on the cover material 3. The tab 1 is opened so as not to leave the lid 3.
現在、食品缶において広く用いられているリングプルによる開缶方式は、古くから採用されている開缶方式であり、前記ステイオンタブによる開缶方式が普及する以前は、飲料缶にも広く用いられていた。
そのため、現在、飲料缶に用いられているステイオンタブは、前記リングプルと同様の素材であるJIS H 4000に規定されている5182アルミニウム合金、5082アルミニウム合金、5042アルミニウム合金などが用いられ、前記リングプルと同様の製造工程を経て製造されている。
Currently, the ring can opening method widely used in food cans is an open can method that has been used for a long time, and before the can opening method using the steion tub became popular, it was also widely used in beverage cans. It was.
Therefore, the steion tub currently used for beverage cans is made of 5182 aluminum alloy, 5082 aluminum alloy, 5042 aluminum alloy, etc. defined in JIS H 4000, which is the same material as the ring pull. It is manufactured through the same manufacturing process.
すなわち、前記ステイオンタブは、前記5182アルミニウム合金などの素材を、鋳造処理工程、均質化熱処理工程、熱間圧延処理工程、中間焼鈍工程、冷間圧延処理工程、仕上焼鈍処理工程を経ることによってアルミニウム合金板とし、前記仕上焼鈍処理工程を経たアルミニウム合金板をステイオンタブの形状に裁断・成形することにより製造している。   That is, the steon tub is obtained by passing a material such as the 5182 aluminum alloy through a casting process, a homogenizing heat treatment process, a hot rolling process, an intermediate annealing process, a cold rolling process, and a finish annealing process. The aluminum alloy plate is manufactured by cutting and forming the aluminum alloy plate that has undergone the above-mentioned finish annealing process into the shape of a steion tub.
近年では缶に対するコストダウンの要請から缶体の薄肉化が求められている。また、缶体や蓋材と同様、前記各種イージーオープンエンドのリングプルやステイオンタブに用いられるアルミニウム合金板についても薄肉化がすすめられている。
その結果、これらリングプルやステイオンタブにおいて、従来から指摘されてきた「ちぎれ」の問題のほかに、ステイオンタブに関して、新たに「裂け」の問題が顕在化してきた。
In recent years, thinning of can bodies has been demanded from the demand for cost reduction for cans. In addition, as with cans and lids, thinning is also promoted for aluminum alloy plates used for the various easy open-end ring pulls and steion tabs.
As a result, in the ring pull and the steion tab, in addition to the “tearing” problem that has been pointed out in the past, a new “tearing” problem has become apparent with respect to the steion tab.
すなわち、主に食品缶に用いられるPOEやFOEでは、開缶し難い場合にリングプルを把持して繰返し上下動したり(以下、このようなリングプルを上下動させる動作を「繰返し曲げ」という。)、左右に引張るなどして開缶を試みることがある。このような場合、前記したリングプルの薄肉化によって曲げ強度が低下し、「繰返し曲げ」による変形に耐えられず、リングプル101と蓋材103との取着部やリングプル101のリング中央部で圧延目と垂直方向にちぎれてしまうという問題があった(図1(a)の点線)。
SOTにおいても同様に、開口部の広口化によってスコア亀裂発生距離が伸びた結果、一度に開缶しきれないことがある。このような場合、完全開缶を試みて、何度もステイオンタブ1を上下動させるなどの「繰返し曲げ」動作を行い、ステイオンタブ1のリング部や蓋材との取着部でステイオンタブが圧延目と垂直方向にちぎれてしまうといった問題があった(図1(b)の点線)。
That is, in POE and FOE used mainly for food cans, when it is difficult to open the can, the ring pull is gripped and repeatedly moved up and down (hereinafter, the operation of moving the ring pull up and down is referred to as “repeated bending”). The container may be opened by pulling it left and right. In such a case, the bending strength is reduced due to the thinning of the ring pull described above, and it cannot withstand the deformation caused by the “repetitive bending”, and the rolling marks are formed at the attachment portion between the ring pull 101 and the cover material 103 or at the ring central portion of the ring pull 101. There was a problem that it was broken in the vertical direction (dotted line in FIG. 1A).
Similarly, in SOT, as a result of the increase in the score crack generation distance due to widening of the opening, it may not be possible to open the cans all at once. In such a case, try to open the can completely and perform a “repetitive bending” operation such as moving the steion tab 1 up and down many times, and stay on the ring portion of the steion tab 1 and the attachment part with the lid. There was a problem that the on-tab was broken in the direction perpendicular to the rolling line (dotted line in FIG. 1B).
また、さらに、SOTやLOEに用いられる前記ステイオンタブについては、薄肉化が図られたことにより、包装容器タブとしての強度が弱くなっているので、前記「ちぎれ」の問題の他にも、開缶時に加えられる過度の力により、ステイオンタブ1のインナーランス部4が開缶動作方向と平行方向、すなわち圧延目と平行方向に、瞬時に「裂け」、開缶できなくなるという問題が顕在化してきた(図1(b)の拡大図部分参照)。なお、参照する図1において、リングプル101とステイオンタブ1のそれぞれには、圧延目を模式的に縦線で示している。   In addition, the steion tab used for SOT and LOE has been reduced in strength as a result of being thinned, so in addition to the problem of “tearing”, Due to excessive force applied at the time of opening the can, the inner lance part 4 of the steion tub 1 instantly “tears” in the direction parallel to the opening operation direction, that is, in the direction parallel to the rolling line, making it impossible to open the can. (Refer to the enlarged view of FIG. 1B). In FIG. 1 to be referred to, each of the ring pull 101 and the steion tub 1 is schematically indicated by a vertical line in a rolling line.
このような「裂け」の問題は、ステイオンタブ1を用いたコーヒー缶などの負圧缶において特に発生し易い問題である。負圧缶は陽圧缶と異なり、缶内部の圧力が大気圧より低くなっているために、蓋材3が缶体内側に向かってやや湾曲している形態のものが多い。このため、力点P3に力を加えた場合であっても蓋材3が撓み易く、テコの原理によっても、力点P3において力が一点に集中し難いことから、蓋材3に設けられたスコア5に沿った亀裂を発生させ難くなる。スコア5に亀裂が発生しないと、開缶のために加えられた力を解消するために、例えばインナーランス部4のような、ステイオンタブ1の中でも強度の弱い箇所で「裂け」が発生してしまう。
なお、インナーランス部4とは、ステイオンタブ1が蓋材3に取り付けられている箇所(支点P2となる箇所)において、このステイオンタブ1が可動できるように略U字状に形成された部分をいう(図1(b)参照)。
Such a “tearing” problem is particularly likely to occur in a negative pressure can such as a coffee can using the steion tub 1. Unlike the positive pressure can, the negative pressure can has a shape in which the lid 3 is slightly curved toward the inside of the can body because the pressure inside the can is lower than the atmospheric pressure. For this reason, even when a force is applied to the force point P 3 , the lid member 3 is easily bent, and it is difficult to concentrate the force at one point at the force point P 3 even by the lever principle. It becomes difficult to generate cracks along the score 5. If there is no crack in the score 5, in order to eliminate the force applied for opening the can, for example, the inner lance portion 4 may cause a “tear” in a weak portion of the steion tab 1. End up.
The inner lance portion 4 is formed in a substantially U shape so that the steion tab 1 can be moved at a place where the steon tab 1 is attached to the lid member 3 (a place serving as the fulcrum P 2 ). (Refer to FIG. 1B).
このうち、繰返し曲げによる前記「ちぎれ」の問題に対処するため、例えば、特許文献1には、十分な繰返し曲げ変形を受けてもちぎれ難い靱性を備え、更に強度も優れた広口蓋(前記LOEと同義)のタブ用アルミニウム合金板およびその製造方法が公開されている。   Among these, in order to deal with the problem of “tearing” due to repeated bending, for example, Patent Document 1 discloses a wide palate (the LOE) that has toughness that is difficult to tear even when subjected to sufficient repeated bending deformation, and has excellent strength. The aluminum alloy plate for tabs and its manufacturing method are disclosed.
すなわち、特許文献1に記載の繰返し曲げ性に優れた広口蓋のタブ用アルミニウム合金板は、アルミニウム合金に含まれるMg、Mn、Fe、Siの各成分量を規制し、耐力と、結晶粒の圧延方向の長さと圧延方向と直角な方向の長さの比率と、結晶粒の圧延方向の所定の長さ以上のものの単位面積当たりの個数とを規定することによって、ちぎれ難いという目的を果たしたアルミニウム合金板を得ることができるとしている。   That is, the aluminum alloy plate for tabs of a wide-mouth lid having excellent repeated bendability described in Patent Document 1 regulates the amount of each component of Mg, Mn, Fe, and Si contained in the aluminum alloy, yield strength, and By defining the ratio between the length in the rolling direction and the length in the direction perpendicular to the rolling direction, and the number of crystal grains per unit area that are greater than or equal to the predetermined length in the rolling direction, the object of being difficult to break was achieved. An aluminum alloy plate can be obtained.
また、特許文献1に記載の繰返し曲げ性に優れた広口蓋のタブ用アルミニウム合金板の製造方法は、アルミニウム合金に含まれるMg、Mn、Fe、Siの各成分量を規制した鋳塊を、均質化熱処理し、熱間圧延処理した後の中間焼鈍をすることなく、加工度80〜92%で冷間圧延することにより、前記目的を果たしたアルミニウム合金板を製造することができるとしている。
特開2001−49377号公報(段落0009〜0022)
Moreover, the manufacturing method of the aluminum alloy plate for tabs of a wide-mouth lid excellent in the repetitive bending property described in Patent Document 1 is an ingot in which the amount of each component of Mg, Mn, Fe, and Si contained in the aluminum alloy is regulated, It is said that an aluminum alloy sheet that achieves the above-mentioned purpose can be manufactured by cold rolling at a workability of 80 to 92% without intermediate annealing after homogenization heat treatment and hot rolling treatment.
JP 2001-49377 A (paragraphs 0009 to 0022)
特許文献1に記載された発明は特に、包装容器タブの曲げ強度を向上させ、「繰返し曲げ」の回数向上を目的として創案された発明である。
しかしながら、包装容器タブの開缶時に発生する問題としては、前記した「繰返し曲げ」以外にも「裂け」の問題があり、特許文献1によっても、「裂け」の問題を解決するには至っていない。
The invention described in Patent Document 1 is an invention that was invented particularly for the purpose of improving the bending strength of the packaging container tab and increasing the number of “repetitive bending”.
However, as a problem that occurs when opening the packaging container tab, there is a problem of “tearing” in addition to the above-mentioned “repetitive bending”, and even Patent Document 1 has not yet solved the problem of “tearing”. .
本発明は前記課題に鑑みて創案されたものであり、その目的は、包装容器の開缶時に、ちぎれの発生がなく、また、裂けも発生しない包装容器タブ用アルミニウム合金板およびその製造方法を提供することにある。   The present invention was devised in view of the above problems, and an object of the present invention is to provide an aluminum alloy plate for a packaging container tab that does not cause tearing or tear when the packaging container is opened, and a method for producing the same. It is to provide.
請求項1に記載の包装容器タブ用アルミニウム合金板は、Siを0.05質量%以上0.15質量%以下、Feを0.15質量%以上0.30質量%以下、Cuを0.02質量%以上0.07質量%以下、Mnを0.20質量%以上0.35質量%以下、Mgを4.0質量%以上5.5質量%以下、残部がAlおよび不可避的不純物を含み、かつ、FeとMnとの関係が、0.42質量%<(Fe質量%+1.07×Mn質量%)<0.55質量%の関係式を満足するアルミニウム合金の板材であって、前記板材の板厚中央部におけるAl−Mn−Fe系晶出物およびMg−Si系晶出物の面積率の総和が1%/mm2以下、かつ、これら晶出物の最大サイズが15μm以下であることを特徴とする。 The aluminum alloy plate for packaging container tabs according to claim 1, wherein Si is 0.05% by mass or more and 0.15% by mass or less, Fe is 0.15% by mass or more and 0.30% by mass or less, and Cu is 0.02% by mass. Mass% or more and 0.07 mass% or less, Mn is 0.20 mass% or more and 0.35 mass% or less, Mg is 4.0 mass% or more and 5.5 mass% or less, and the balance contains Al and inevitable impurities, The plate material of the aluminum alloy satisfies the relational expression of Fe and Mn of 0.42 mass% <(Fe mass% + 1.07 × Mn mass%) <0.55 mass%, The sum of the area ratios of the Al—Mn—Fe-based crystallized product and the Mg—Si-based crystallized product in the center of the plate thickness is 1% / mm 2 or less, and the maximum size of these crystallized products is 15 μm or less. It is characterized by that.
このように、本発明に係る包装容器タブ用アルミニウム合金板は、アルミニウム合金板に含まれるSi、Fe、Cu、Mn、Mgの含有量や、FeとMnの含有量の関係を適正化したので、包装容器タブ、特にステイオンタブとして必要な耐力を有するとともに、せん断強度が向上する。また、インナーランス部の板材に生じる裂け作用に対する剛性も向上する。さらに、板厚中央部におけるAl−Mn−Fe系晶出物およびMg−Si系晶出物の面積率の総和やこれらの最大サイズを適正化したことにより、これら晶出物に起因する裂けの発生を抑制する。   Thus, the aluminum alloy plate for packaging container tabs according to the present invention has optimized the content of Si, Fe, Cu, Mn, Mg contained in the aluminum alloy plate and the relationship between the content of Fe and Mn. In addition to having the proof stress required as a packaging container tab, particularly a steion tab, the shear strength is improved. Moreover, the rigidity with respect to the tearing action which arises in the board | plate material of an inner lance part also improves. Furthermore, by optimizing the sum of the area ratios of Al-Mn-Fe-based crystals and Mg-Si-based crystals in the central portion of the plate thickness and their maximum size, Suppresses the occurrence.
また、請求項2に記載の包装容器タブ用アルミニウム合金板の製造方法は、Siを0.05質量%以上0.15質量%以下、Feを0.15質量%以上0.30質量%以下、Cuを0.02質量%以上0.07質量%以下、Mnを0.20質量%以上0.35質量%以下、Mgを4.0質量%以上5.5質量%以下、残部がAlおよび不可避的不純物を含み、かつ、FeとMnとの関係が、0.42質量%<(Fe質量%+1.07×Mn質量%)<0.55質量%の関係式を満足するアルミニウム合金を、(a)鋳造して鋳塊を作製し、面削を行う第一工程と、(b)第一工程で面削を行った鋳塊に、450℃以上540℃以下の均質化熱処理を行う第二工程と、(c)第二工程で均質加熱処理を行った鋳塊を熱間圧延することで厚さ4mm以下の熱間圧延材とし、これを300℃以上で巻き取る第三工程と、(d)第三工程で巻き取られた熱間圧延材を、中間焼鈍せずに総冷間圧延率が80%以上95%以下となる冷間圧延を行うことで冷間圧延材を得、この冷間圧延材を80℃以上170℃以下で巻き取る第四工程と、を含むことを特徴とする。   Moreover, the manufacturing method of the aluminum alloy plate for packaging container tabs of Claim 2 WHEREIN: Si is 0.05 mass% or more and 0.15 mass% or less, Fe is 0.15 mass% or more and 0.30 mass% or less, Cu is 0.02% by mass or more and 0.07% by mass or less, Mn is 0.20% by mass or more and 0.35% by mass or less, Mg is 4.0% by mass or more and 5.5% by mass or less, and the balance is Al and inevitable. An aluminum alloy containing a general impurity and satisfying a relational expression of 0.42 mass% <(Fe mass% + 1.07 × Mn mass%) <0.55 mass% ( a) a first step of casting to produce an ingot and chamfering; and (b) a second step of subjecting the ingot that has been chamfered in the first step to a homogenization heat treatment at 450 ° C. or higher and 540 ° C. or lower. A thickness of 4 m by hot rolling the ingot that has been subjected to the homogeneous heat treatment in the step (c) in the second step The following hot rolled material is used, and the third step of winding this at 300 ° C. or higher, and (d) the hot rolled material wound up in the third step has a total cold rolling rate of 80 without intermediate annealing. And a fourth step of winding the cold rolled material at a temperature of 80 ° C. or higher and 170 ° C. or lower.
このように、本発明の包装容器タブ用アルミニウム合金板の製造方法は、所定の範囲に規制された組成成分を有するアルミニウム合金の鋳塊を450〜540℃で均質化熱処理し、熱間圧延処理する。そして、所定の条件で熱間圧延処理された圧延板を冷間圧延処理する。なお、この工程においては、冷間圧延処理の前後に中間焼鈍処理および仕上焼鈍処理を行わないこととする。また、冷間圧延処理は、総冷間圧延率が80%以上95%以下となるようにし、さらに、冷間圧延処理後のアルミニウム合金板の巻取り温度は80〜170℃以下となるように制御する。   As described above, the method for producing an aluminum alloy plate for a packaging container tab according to the present invention comprises subjecting an aluminum alloy ingot having a composition component regulated within a predetermined range to a homogenization heat treatment at 450 to 540 ° C., and a hot rolling treatment. To do. And the cold-rolling process of the rolled sheet hot-rolled on the predetermined conditions is carried out. In this step, the intermediate annealing process and the finish annealing process are not performed before and after the cold rolling process. In the cold rolling process, the total cold rolling rate is set to 80% to 95%, and the winding temperature of the aluminum alloy sheet after the cold rolling process is set to 80 to 170 ° C. or lower. Control.
請求項1記載の発明によれば、裂けの発生自体を抑制し、開缶時の耐裂け強度に優れた包装容器タブ用アルミニウム合金板を提供することができる。
また、請求項2記載の発明によれば、開缶時の耐裂け強度に優れた包装容器タブ用アルミニウム合金板の製造方法を具現することができる。
さらに、本発明によれば、ステイオンタブに要求される厳しい特性を満足し、安定した開缶性を提供できると共に、中間焼鈍を行わないなど、製造工程を簡略化しているのでコスト面および省エネに優れるものである。
According to the first aspect of the present invention, it is possible to provide an aluminum alloy plate for a packaging container tab that suppresses the occurrence of tearing itself and is excellent in tear resistance strength when opened.
Moreover, according to the invention of Claim 2, the manufacturing method of the aluminum alloy plate for packaging container tabs which was excellent in the tearing-resistant intensity | strength at the time of opening can can be embodied.
Furthermore, according to the present invention, the strict characteristics required for the steion tub can be satisfied, a stable can openability can be provided, and the manufacturing process is simplified such as not performing the intermediate annealing, so that cost and energy savings are achieved. It is excellent.
以下、本発明の実施の形態について詳細に説明する。
本発明者は鋭意研究した結果、アルミニウム合金に含まれるSi、Fe、Cu、Mn、Mgの含有量と不可避的不純物について規制し、(Fe質量%+1.07×Mn質量%)を規制し、さらにアルミニウム合金の板材の板厚中央部のAl−Fe−Mn系晶出物とMg−Si系晶出物の単位面積当たりの面積率の総和と、晶出物の最大サイズを規制することにより、包装容器の開缶時に、ちぎれの発生がなく、かつ、裂けの発生しない包装容器タブ用アルミニウム合金板を具現することができることを見出した。
そこで、まず本発明に係る包装容器タブ用アルミニウム合金板において、各種成分の含有量、(Fe質量%+1.07×Mn質量%)、および、晶出物の面積率と最大サイズを規制した理由について説明する。
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described in detail.
As a result of earnest research, the inventor regulates the contents and inevitable impurities of Si, Fe, Cu, Mn, and Mg contained in the aluminum alloy, and regulates (Fe mass% + 1.07 × Mn mass%), Furthermore, by regulating the total area ratio per unit area of the Al-Fe-Mn crystallized product and the Mg-Si based crystallized product in the central part of the thickness of the aluminum alloy plate material and the maximum size of the crystallized product The present inventors have found that an aluminum alloy plate for a packaging container tab that does not tear and does not tear when the packaging container is opened can be realized.
Therefore, first, in the aluminum alloy plate for a packaging container tab according to the present invention, the contents of various components, (Fe mass% + 1.07 × Mn mass%), and the reason why the crystallized area ratio and the maximum size were regulated. Will be described.
〔Siの含有量;0.05質量%以上0.15質量%以下〕
Siは、均質化熱処理以降に、析出物の形成を促進し、再結晶挙動(結晶粒、集合組織)に影響する。Siの含有量が0.05質量%未満では、その効果が少なく、特に耳の形成を不安定(集合組織)にする。一方、0.15質量%を超えると、熱間圧延後の結晶粒を粗大化させ、繰返し曲げ性の低下を促す。さらに、Mgと結合し、Mg−Si系晶出物(Mg2Si)を多く生成するようになり、裂けの発生起点ともなるので好ましくない。したがって、本発明ではSiの含有量を0.05質量%以上0.15質量%以下とする。
[Si content: 0.05 mass% or more and 0.15 mass% or less]
Si promotes the formation of precipitates after the homogenization heat treatment and affects the recrystallization behavior (crystal grains, texture). When the Si content is less than 0.05% by mass, the effect is small, and in particular, the ear formation is unstable (texture). On the other hand, if it exceeds 0.15% by mass, the crystal grains after hot rolling are coarsened, and a decrease in repeated bendability is promoted. Furthermore, it binds with Mg and produces a large amount of Mg—Si-based crystallized product (Mg 2 Si), which is also not preferable because it also serves as a starting point of cracking. Therefore, in the present invention, the content of Si is set to 0.05% by mass or more and 0.15% by mass or less.
〔Feの含有量;0.15質量%以上0.30質量%以下〕
Feの添加は晶出物のサイズおよび結晶粒の微細化に大きな影響を示し、その添加量が多いほど晶出物は多くなり、結晶粒は微細化される。Feの含有量が0.15質量%未満であると、晶出物(再結晶の核)が少なく、熱間圧延後に再結晶が得られないので、焼鈍が必要となる。また、Feの含有量が0.30質量%を超えると結晶粒微細化には有効なものの、Al−Mn−Fe系晶出物の数が多くなり、材料強度の低下、あるいは、裂けの発生起点ともなるので好ましくない。したがって、本発明ではFeの含有量を0.15質量%以上0.30質量%以下とする。
[Fe content: 0.15 mass% or more and 0.30 mass% or less]
The addition of Fe has a great influence on the size of crystallized material and the refinement of crystal grains. The larger the amount of Fe added, the more crystallized product and the crystal grains become finer. When the Fe content is less than 0.15% by mass, there are few crystallized substances (recrystallization nuclei), and recrystallization cannot be obtained after hot rolling, so annealing is necessary. In addition, if the Fe content exceeds 0.30% by mass, it is effective for refining crystal grains, but the number of Al-Mn-Fe-based crystallized substances increases, resulting in a decrease in material strength or a starting point of cracking. This is not preferable. Therefore, in this invention, content of Fe shall be 0.15 mass% or more and 0.30 mass% or less.
〔Cuの含有量;0.02質量%以上0.07質量%以下〕
Cuは固溶強化を高め、アルミニウム合金板の強度向上に効果を示す。しかし、Cuの含有量が0.02質量%未満ではその効果が少なく、0.07質量%を超えるとアルミニウム合金板の強度が高くなり過ぎ、曲げ変形が加わったときに加工硬化がきつくなり、ちぎれ易くなるため好ましくない。したがって、本発明ではCuの含有量は0.02質量%以上0.07質量%以下とする。
[Cu content: 0.02 mass% or more and 0.07 mass% or less]
Cu enhances the solid solution strengthening and has an effect on improving the strength of the aluminum alloy plate. However, when the Cu content is less than 0.02% by mass, the effect is small, and when it exceeds 0.07% by mass, the strength of the aluminum alloy plate becomes too high, and when the bending deformation is applied, work hardening becomes severe, Since it becomes easy to tear off, it is not preferable. Therefore, in this invention, content of Cu shall be 0.02 mass% or more and 0.07 mass% or less.
〔Mnの含有量;0.20質量%以上0.35質量%以下〕
Mnは強度向上、結晶粒の微細化および晶出物の発生に大きな影響を示す。すなわち、Mnの含有量が0.20質量%未満であると、包装容器タブとして十分な強度を得ることができない。また、0.35質量%を超えて過多に添加すると、Mg量(4.0質量%以上)との関係で巨大晶出物を生成したり、晶出物の数が多く生成され、裂けの発生起点となるので好ましくない。したがって、本発明ではMnの添加量は0.20質量%以上0.35質量%以下とする。
[Mn content: 0.20 mass% or more and 0.35 mass% or less]
Mn has a great influence on strength improvement, refinement of crystal grains, and generation of crystallized substances. That is, when the content of Mn is less than 0.20% by mass, sufficient strength as a packaging container tab cannot be obtained. Moreover, when it adds excessively exceeding 0.35 mass%, it produces | generates a huge crystallization thing in relation with Mg amount (4.0 mass% or more), or many crystallization substances are produced | generated, and the generation | occurrence | production origin of a crack Therefore, it is not preferable. Therefore, in this invention, the addition amount of Mn shall be 0.20 mass% or more and 0.35 mass% or less.
〔Mgの含有量;4.0質量%以上5.5質量%以下〕
Mgは強度を付与する重要な元素であり、所定量の添加により、包装容器タブとして使用し得る強度を確保する必要がある。すなわち、Mgの含有量が4.0質量%未満であると、包装容器タブとしての強度が得られない。また、5.5質量%を超えて過多に添加すると、強度が高くなり過ぎ、曲げ変形が加わったときに加工硬化がきつくなってちぎれ易くなるので好ましくない。したがって、本発明ではMgの添加量は4.0質量%以上5.5質量%以下とする。
[Mg content: 4.0 mass% or more and 5.5 mass% or less]
Mg is an important element for imparting strength, and it is necessary to ensure strength that can be used as a packaging container tab by adding a predetermined amount. That is, if the Mg content is less than 4.0% by mass, the strength as a packaging container tab cannot be obtained. Moreover, when it adds excessively exceeding 5.5 mass%, since intensity | strength will become high too much and work hardening will become tight when bending deformation is added, it is unpreferable. Therefore, in the present invention, the amount of Mg added is 4.0% by mass or more and 5.5% by mass or less.
〔不可避的不純物〕
本発明においては、不可避的不純物としてCr、Zn、Ti、Zr、Bなどを含有することが考えられるが、本発明の効果を妨げない範囲においてこれらを含有することは許容される。
[Inevitable impurities]
In the present invention, it is conceivable to contain Cr, Zn, Ti, Zr, B, etc. as unavoidable impurities, but it is permissible to contain them within a range not impeding the effects of the present invention.
〔0.42質量%<(Fe質量%+1.07×Mn質量%)<0.55質量%〕
前述のようにFeとMnは結晶粒の微細化や晶出物の発生に影響する元素であり、両元素間には、最適な関係がある。(Fe質量%+1.07×Mn質量%)が0.42質量%以下では、結晶粒の微細化を効率的に得られない。また、0.55質量%以上では、結晶粒は微細となるが、曲げ加工時の割れ起点となる晶出物が多く存在する。したがって、(Fe質量%+1.07×Mn質量%)は0.42〜0.55質量%の範囲にする必要がある。これを満足すれば、板厚を薄くした場合であっても、適切なMg量を添加することにより、包装容器タブとしての必要な材料強度と曲げ性(裂け、ちぎれ)を両立することができるので、コストダウンを図ることができる。
[0.42 mass% <(Fe mass% + 1.07 × Mn mass%) <0.55 mass%]
As described above, Fe and Mn are elements that affect the refinement of crystal grains and the occurrence of crystallized matter, and there is an optimal relationship between the two elements. When (Fe mass% + 1.07 × Mn mass%) is 0.42 mass% or less, the refinement of crystal grains cannot be obtained efficiently. On the other hand, when the content is 0.55% by mass or more, the crystal grains are fine, but there are many crystallized substances that serve as starting points for cracking during bending. Therefore, (Fe mass% + 1.07 × Mn mass%) needs to be in the range of 0.42 to 0.55 mass%. If this is satisfied, even if the plate thickness is reduced, by adding an appropriate amount of Mg, it is possible to achieve both the necessary material strength and bendability (tearing and tearing) as a packaging container tab. Therefore, cost reduction can be achieved.
〔板厚中央部におけるAl−Mn−Fe系晶出物およびMg−Si系晶出物の面積率の総和;1%/mm2以下〕
Al−Mn−Fe系晶出物およびMg−Si系晶出物は、いずれも裂けやちぎれの発生起点となるもので、その面積率が低いほど裂けやちぎれの発生し難い良好な包装容器タブ用アルミニウム合金板であるといえる。したがって、本発明では、板厚中央部におけるAl−Mn−Fe系晶出物およびMg−Si系晶出物の面積率の総和を、1%/mm2以下とする。
ここで、板厚中央部においてこれら晶出物の面積率の総和を求めることとしたのは、本発明の包装容器タブ用アルミニウム合金板が適用される包装容器タブは、通常、後記の[実施例]の項目で記載するように、冷間圧延後のアルミニウム合金板にエポキシ系塗料を塗布した後、ステイオンタブなどの所望の形状に裁断・成形するため、塗布後における板表面の晶出物の面積率や後記の最大サイズを測定することができないからである。また、板厚中央部としては、エポキシ系塗料の塗布された板表面を板厚の1/2になるまでバフ研磨した板厚とすることが好ましいが、板表面をバフ研磨したものであれば厳密に板厚の1/2(すなわち中央部)とする必要はない。なお、エポキシ系塗料を塗布した場合や、これを焼付処理した場合、さらには、板表面をバフ研磨した場合であってもアルミニウム合金板の晶出物の分布が変化しないことはいうまでもない。
[Sum of Al-Mn-Fe-based crystallized matter and Mg-Si based crystallized products area ratio of the plate thickness center part; 1% / mm 2 or less]
Al-Mn-Fe-based crystallized product and Mg-Si-based crystallized product are both starting points for tearing and tearing, and the lower the area ratio, the better the packaging container tab that does not easily tear or tear. It can be said that it is an aluminum alloy plate for use. Therefore, in this invention, the sum total of the area ratio of the Al-Mn-Fe type | system | group crystallized substance and Mg-Si type | system | group crystallized substance in a plate | board thickness center part shall be 1% / mm < 2 > or less.
Here, the sum of the area ratios of these crystallized substances in the central portion of the plate thickness was determined because the packaging container tab to which the aluminum alloy sheet for a packaging container tab of the present invention is applied is usually [implementation] As described in the item of Example], an epoxy paint is applied to an aluminum alloy plate after cold rolling, and then cut and formed into a desired shape such as a steion tub. This is because the area ratio of objects and the maximum size described later cannot be measured. In addition, the plate thickness center portion is preferably a plate thickness obtained by buffing the plate surface to which the epoxy-based paint is applied until it becomes half the plate thickness. It is not necessary to be exactly ½ of the plate thickness (that is, the central portion). Needless to say, the distribution of the crystallized material of the aluminum alloy plate does not change even when an epoxy-based paint is applied, when this is baked, or when the surface of the plate is buffed. .
〔晶出物の最大サイズが15μm以下〕
前述のように晶出物は裂けやちぎれの発生起点となるので、最大サイズが大きくなるのは好ましくない。したがって、本発明ではAl−Mn−Fe系晶出物およびMg−Si系晶出物のいずれにおいても、その最大サイズ(晶出物の長径)を15μm以下とする。
[Maximum crystal size is 15 μm or less]
As described above, since the crystallized product becomes a starting point of tearing or tearing, it is not preferable to increase the maximum size. Therefore, in the present invention, the maximum size (major axis of the crystallized product) is set to 15 μm or less for both the Al—Mn—Fe based crystallized product and the Mg—Si based crystallized product.
本発明に係る包装容器タブ用アルミニウム合金板の製造方法は、所定の範囲に規制された組成成分を有するアルミニウム合金の鋳塊を面削後450℃以上540℃以下で均質化熱処理し、熱間圧延処理する。熱間圧延にて4mm以下に圧延し、300℃以上でコイルに巻取り、焼鈍をせずに総冷間圧延率が80%以上95%以下となるよう冷間圧延を行い、冷間圧延された圧延板を80℃以上170℃以下で巻き取ることを特徴とする。以下に、本発明に係る包装容器タブ用アルミニウム合金板の製造方法について説明する。   The method for producing an aluminum alloy plate for a packaging container tab according to the present invention comprises subjecting an aluminum alloy ingot having a composition component regulated within a predetermined range to a homogenization heat treatment at 450 ° C. or higher and 540 ° C. or lower after chamfering. Roll processing. Rolled to 4 mm or less by hot rolling, wound into a coil at 300 ° C. or higher, cold rolled to a total cold rolling rate of 80% to 95% without annealing, and cold rolled. The rolled sheet is rolled up at 80 ° C. or higher and 170 ° C. or lower. Below, the manufacturing method of the aluminum alloy plate for packaging container tabs which concerns on this invention is demonstrated.
〔450℃以上540℃以下で均質化熱処理を行う理由〕
均質化熱処理は、鋳造されたアルミニウム合金の偏析を低減すると共に、次の工程である熱間圧延に必要な温度にする重要な工程である。450℃未満では、いずれの効果も十分ではなく、包装容器タブとしての性能を満足しないと共に、熱間圧延が困難となる。一方、540℃を超えると、再溶融してアルミ板面の性状を悪化させる。したがって、均質化熱処理は450℃以上540℃以下で行う必要がある。
[Reason for homogenization heat treatment at 450 ° C or higher and 540 ° C or lower]
The homogenization heat treatment is an important process for reducing the segregation of the cast aluminum alloy and attaining a temperature necessary for the next process, hot rolling. If it is less than 450 degreeC, any effect is not enough, and the performance as a packaging container tab is not satisfied, and hot rolling becomes difficult. On the other hand, when it exceeds 540 ° C., it remelts and deteriorates the properties of the aluminum plate surface. Therefore, the homogenization heat treatment needs to be performed at 450 ° C. or higher and 540 ° C. or lower.
〔熱間圧延材の厚さ;4mm以下、巻取り温度;300℃以上で行う理由〕
熱間圧延は、厚い鋳塊(厚さ;500〜600mm)を数mmまで圧延する工程であり、本発明の包装容器タブ用アルミニウム合金板が適用される包装容器タブでは、強度と曲げ性を確保するため、最適化が必要である。圧延終了後の熱間圧延材の厚さが4mm以上では、熱間圧延終了後に再結晶を得ることが難しい。勿論、再結晶時の温度が重要である。熱間圧延材の厚さを4mm以下とし、さらに300℃以上で熱間圧延を終了すれば、再結晶(微細)が得られる他、成分との兼ね合いで、高強度化も可能である。したがって、熱間圧延材は厚さを4mm以下とし、コイルへの巻取り温度を300℃以上で行う必要がある。
[Thickness of hot-rolled material; 4 mm or less, coiling temperature;
Hot rolling is a process of rolling a thick ingot (thickness: 500 to 600 mm) to several mm, and the packaging container tab to which the aluminum alloy plate for a packaging container tab of the present invention is applied has strength and bendability. Optimization is necessary to ensure. When the thickness of the hot rolled material after the end of rolling is 4 mm or more, it is difficult to obtain recrystallization after the end of hot rolling. Of course, the temperature during recrystallization is important. If the thickness of the hot-rolled material is set to 4 mm or less and the hot rolling is finished at 300 ° C. or higher, recrystallization (fineness) can be obtained, and the strength can be increased in view of the components. Therefore, it is necessary that the hot-rolled material has a thickness of 4 mm or less and the coiling temperature is 300 ° C. or more.
〔中間焼鈍処理を行わない理由〕
冷間圧延途中で中間焼鈍処理を行うと、一般に1回の曲げ性は優れる。それは、結晶粒が微細となり、かつ、その後の冷間圧延率が少ないため、加工硬化特性n値が高くなるからである。しかし、包装容器タブでは繰り返し曲げ性が要求されるので、一般に言われる特性で評価することは難しい。すなわち、繰り返し曲げ性においては、逆に加工硬化の少ない材料が優れ、かつ晶出物の関係が重要となる。したがって、本発明の包装容器タブ用アルミニウム合金板においては、中間焼鈍を行わず、冷間圧延することが望ましい。
[Reason for not performing intermediate annealing treatment]
When intermediate annealing is performed during cold rolling, one-time bendability is generally excellent. This is because the crystal grain size becomes fine and the subsequent cold rolling rate is small, so that the work hardening characteristic n value becomes high. However, since the packaging container tab requires repeated bendability, it is difficult to evaluate with the generally-known characteristics. That is, in terms of repeated bendability, on the contrary, a material with less work hardening is excellent, and the relationship between crystallized substances is important. Therefore, in the aluminum alloy plate for packaging container tabs of the present invention, it is desirable to perform cold rolling without performing intermediate annealing.
〔総冷間圧延率;80%以上95%以下〕
総冷間圧延率は、その後の塗装焼付条件との組み合わせにより、材料強度、結晶粒のサイズおよび繰返し曲げ性に影響するので、適切にコントロールする必要がある。総冷間圧延率が80%未満では、必要な材料強度も得られない。一方、95%を超えると、塗装焼付を行っても材料強度が高過ぎることによる繰返し曲げ性の低下、異方性の増加、結晶粒の扁平長身粒化を招き、好ましくない。したがって、本発明では、総冷間圧延率を80%以上95%以下、より好ましくは85%以上93%以下とする。
[Total cold rolling rate: 80% to 95%]
The total cold rolling rate affects material strength, crystal grain size, and repeated bendability in combination with subsequent coating baking conditions, and thus needs to be appropriately controlled. If the total cold rolling rate is less than 80%, the required material strength cannot be obtained. On the other hand, if it exceeds 95%, even if coating baking is performed, the material strength is too high, resulting in a decrease in repeated bendability, an increase in anisotropy, and a flattened crystal grain. Therefore, in the present invention, the total cold rolling rate is 80% or more and 95% or less, more preferably 85% or more and 93% or less.
〔巻取り温度;80℃以上170℃以下〕
巻取り温度が80℃未満では、材料の回復が少なく、その後の塗装処理を施しても、強度が高く維持されるため粘りが少ない。これは包装容器タブとしての繰り返し曲げ性の低下を促す。一方、170℃を超えると、回復が進みすぎ、塗装後の強度低下が著しいので、高強度化を図ることができない。したがって、巻取り温度は80℃以上170℃以下とする。なお、巻取り温度の最適化は回復を進行させ、亜結晶粒生成による均一変形能が向上するため、巻取り温度を120℃以上150℃以下とするのが望ましい。
[Winding temperature: 80 ° C to 170 ° C]
When the coiling temperature is less than 80 ° C., there is little recovery of the material, and even if a subsequent coating treatment is performed, the strength is maintained high, and thus there is little stickiness. This promotes a decrease in repeated bendability as a packaging container tab. On the other hand, when the temperature exceeds 170 ° C., the recovery is too advanced and the strength after coating is significantly reduced, so that high strength cannot be achieved. Accordingly, the winding temperature is set to 80 ° C. or more and 170 ° C. or less. It should be noted that the coiling temperature is preferably set to 120 ° C. or more and 150 ° C. or less because the optimization of the coiling temperature promotes recovery and improves the uniform deformability due to the formation of sub-crystal grains.
<実施例1>
次に、本発明の必要条件を満たす実施合金と本発明の必要条件を満たさない比較合金とを対比させて具体的に説明する。なお、実施合金1および2は、前記包装容器タブとしてステイオンタブを例示して説明するが、リングプルにおいても同様に適用できることはいうまでもない。
また、表1に示すように、比較合金1〜10は、各成分が本発明で規定する下限を満たさないもの、あるいは、上限を超えるものである。そして、比較合金11、12は、製造工程における条件が本発明で規定する範囲から外れているものである。なお、表1中の下線部は、本発明で規定する範囲を満たさないものを示す。
<Example 1>
Next, a specific description will be given by comparing an embodiment alloy that satisfies the requirements of the present invention with a comparative alloy that does not satisfy the requirements of the present invention. In addition, although the implementation alloys 1 and 2 illustrate and explain a steion tab as said packaging container tab, it cannot be overemphasized that it can apply similarly also in a ring pull.
Moreover, as shown in Table 1, the comparative alloys 1 to 10 are those in which each component does not satisfy the lower limit specified in the present invention, or exceeds the upper limit. The comparative alloys 11 and 12 are those in which the conditions in the manufacturing process are out of the range defined in the present invention. In addition, the underline part in Table 1 shows what does not satisfy | fill the range prescribed | regulated by this invention.
これら実施合金や比較合金は、表1に示す組成成分を有するアルミニウム合金の鋳塊を溶解して鋳造した後に、これを面削処理し、さらに500℃で2時間の均質化熱処理を行った後に、熱間圧延にて3mmの熱間圧延材に仕上げ、320℃でコイルに巻き取った。得られた熱間圧延材を、中間焼鈍処理を施さずに冷間圧延を行うことによって、最終板厚が0.3mmである冷間圧延板を製造した。なお、冷間圧延終了温度は実施合金および比較合金1〜10までは150℃であり、比較合金11は60℃、比較合金12は190℃である。   These implementation alloys and comparative alloys were prepared by melting and casting an ingot of an aluminum alloy having the composition components shown in Table 1, and then chamfering this and performing a homogenization heat treatment at 500 ° C. for 2 hours. Then, it was finished into a hot-rolled material of 3 mm by hot rolling and wound around a coil at 320 ° C. The obtained hot-rolled material was cold-rolled without being subjected to an intermediate annealing treatment, thereby manufacturing a cold-rolled plate having a final plate thickness of 0.3 mm. The cold rolling end temperature is 150 ° C. for the working alloys and comparative alloys 1 to 10, the comparative alloy 11 is 60 ° C., and the comparative alloy 12 is 190 ° C.
そして、前記のようにして得られた冷間圧延板(アルミニウム合金板)について歪み矯正処理、化成処理を施した後、エポキシ系塗料を到達温度250℃、通板時間25秒で連続焼付炉により塗装処理し、塗装タブ板とした。   The cold-rolled sheet (aluminum alloy sheet) obtained as described above was subjected to a distortion correction process and a chemical conversion process, and then the epoxy coating was applied at a final temperature of 250 ° C. and a plate passing time of 25 seconds by a continuous baking furnace. The coating process was carried out and it was set as the coating tab board.
これら塗装タブ板を用いて、以下の方法で耐力、板厚中央部におけるAl−Mn−Fe系晶出物およびMg−Si系晶出物の面積率の総和とこれら晶出物のサイズ、タブ裂け性、タブ折れ性、繰返し曲げ性、開缶性についての各評価を行った。   Using these coated tab plates, the yield strength, the sum of the area ratios of Al-Mn-Fe-based crystallized products and Mg-Si-based crystallized products at the center of the plate thickness, the size of these crystallized products, and the tab Each evaluation about tearability, tab breakability, repeated bendability, and can openability was performed.
〔1.耐力〕
引張り方向が圧延方向と平行になるようにJIS5号による引張り試験片を作製した。JIS Z 2241(金属材料引張試験方法)に準じて引張り試験を行い、0.2%耐力を求めた。
[1. Yield strength)
A tensile test piece according to JIS No. 5 was prepared so that the tensile direction was parallel to the rolling direction. A tensile test was performed in accordance with JIS Z 2241 (metal material tensile test method) to obtain a 0.2% yield strength.
〔2.板厚中央部におけるAl−Mn−Fe系晶出物およびMg−Si系晶出物の面積率の総和とこれら晶出物のサイズ〕
塗装タブ板表面を板厚が1/2になるまでバフ研磨し、その研磨表面中央部(板厚中央部)を日本電子株式会社製走査電子顕微鏡(SEM)にて晶出物を観察した。500倍の倍率で20視野の画像を順次画像解析し、1mm2当たりに換算したAl−Mn−Fe系晶出物およびMg−Si系晶出物の面積率を計測し、その総和を求めた。また、同時に晶出物のサイズを計測し、その最大サイズを求めた。
[2. The total area ratio of the Al-Mn-Fe-based crystallized product and the Mg-Si-based crystallized product in the center of the plate thickness and the size of these crystallized products]
The surface of the coated tab plate was buffed until the plate thickness was reduced to ½, and the crystallized product was observed at the center of the polished surface (plate thickness center) with a scanning electron microscope (SEM) manufactured by JEOL Ltd. The image of 20 fields of view was sequentially analyzed at a magnification of 500 times, and the area ratios of the Al—Mn—Fe based crystallized product and the Mg—Si based crystallized product converted per 1 mm 2 were measured, and the sum was obtained. . At the same time, the size of the crystallized product was measured and the maximum size was determined.
〔3.タブ裂け性〕
一般的なSTOLLE社タイプのステイオンタブ1が成形できる金型を用いて、コンバージョン成形により、塗装タブ板からステイオンタブ1を作製し、蓋材3に取り付けた(図2(a)参照)。なお、蓋材3にはJISA5182P 0.25mm厚の塗装板(塗装後強度320MPa)を用いた。スコア残厚は、厳しい開缶状況を想定するため市販缶より厚めの110μmとした。
このステイオンタブ1を、飲み口長手方向から90度左(または右でも可)に回転させ(図2(a)参照)、その後引き上げ動作を実施した。引き上げ動作は、図3(a)に示すLEAD測器製開缶試験機8を用いて行った。開缶試験機8にステイオンタブ1を取り付けた蓋材3を取着し、このステイオンタブ1の掛止部6に開缶試験機8の掛止具81を掛止し、蓋材3を同図(b)の矢印X方向に回転させることによりステイオンタブ1を90度近くまで引き上げた。このとき、ステイオンタブ1のインナーランス部4(図1(c))に亀裂が発生することなく90度まで引き上げられたものを「○」、インナーランス部4に圧延目(すなわちステイオンタブ1長手方向)に沿って亀裂が発生し、途中で荷重低下を生じたものを「×」とした。このような評価を、各ステイオンタブについて10個ずつ評価した。
かかる試験に関するチャートを図4に示す。図4に示すチャート中のグラフは、ステイオンタブ1のインナーランス部4が破断することによって、荷重が急激に下がった時点でのステイオンタブ1の引き上げ角度を測定したものである(図4のグラフでは引き上げ角度が60度のときにインナーランス部4が破断した一例を示している)。
[3. (Tab tearability)
Using a mold capable of forming a general STOLELE type steion tab 1, the steon tab 1 was produced from the coated tab plate by conversion molding and attached to the lid 3 (see FIG. 2 (a)). . Note that a JIS A5182P 0.25 mm thick coated plate (strength after coating 320 MPa) was used for the lid 3. The remaining score was set to 110 μm, which is thicker than commercial cans, in order to assume severe open conditions.
The steion tab 1 was rotated 90 degrees to the left (or right) from the longitudinal direction of the mouth (see FIG. 2A), and then the pulling operation was performed. The pulling-up operation was performed using an open test machine 8 made by LEAD Sokki shown in FIG. The lid member 3 having the steion tub 1 attached thereto is attached to the can opener testing machine 8, and the latching tool 81 of the can opener tester 8 is latched to the latching portion 6 of the steion tab 1. Was rotated in the direction of arrow X in FIG. At this time, the inner lance portion 4 of the steion tub 1 (FIG. 1 (c)) is pulled up to 90 degrees without cracking, and the inner lance portion 4 has a rolling line (that is, the steion tub). The case where cracks occurred along the (longitudinal direction) and the load decreased in the middle was designated as “x”. Ten such evaluations were made for each steion tab.
A chart relating to such a test is shown in FIG. The graph in the chart shown in FIG. 4 is obtained by measuring the pulling angle of the steion tub 1 when the load suddenly decreases due to the inner lance 4 of the steion tub 1 breaking (FIG. 4). This graph shows an example in which the inner lance part 4 is broken when the pulling angle is 60 degrees).
〔4.タブ折れ性〕
前記〔3〕のタブ裂け性と同様の方法により塗装タブ板をコンバージョン成形した後、ステイオンタブ1と蓋材3とをリベットにより取着している取着部2を、ステイオンタブ1の取着部2(リベットホール)に損傷がないように破壊し、ステイオンタブ1だけを取り出して、試験に供した。成形されたステイオンタブ1を図2(b)に示すような剛体7にステイオンタブ1のリベットホール(取着部2)を介してネジ71で螺着し、その後、前記〔3〕と同様、開缶試験装置8にてステイオンタブ1を90度まで引き上げた。
こうすることで、より厳しい条件でステイオンタブ1のインナーランス部4に負荷を与えることができる。さらに、亀裂が発生しなかったステイオンタブ1についてはその限界剛性を確認することもできる。すなわち、亀裂が発生せず限界荷重値を迎えたものは、当該最大荷重値を迎えた後、緩やかに荷重値が減じていくが、限界荷重値を迎えないもの(NG)は、限界荷重値を迎える前の低い引上げ角度で破断し、荷重値が急激に減じている(図5の試験チャートを参照)。したがって、一定試験数(10個)のうちの生存した数を調査し、その生存率を調べることでステイオンタブ1のタブ折れ性に対する剛性の評価指標とすることができる。そして、この生存率が高いステイオンタブ1ほど切れ難い特性があるといえる。このような評価を、各ステイオンタブ1について10個ずつ評価した。なお、限界荷重値としては、24N(ニュートン)以上が望ましい。
引き上げ動作を行った際に、限界荷重値を迎えるまでステイオンタブ1に亀裂が発生しなかったものを生存「○」としてカウントし、10個評価中の「○」の個数を評価した。また、「○」の評価となったものについて、ステイオンタブ1が折れ曲がるときの限界荷重値を測定した。なお、引き上げ動作中にインナーランス部4に亀裂を発生したものはNG「×」として、このときの荷重値は限界荷重値の算出の対象外とした。
[4. (Tab foldability)
After the conversion tab of the coated tab plate is converted by the same method as the tab tearing property of [3], the attachment portion 2 in which the steion tab 1 and the lid member 3 are attached by rivets is formed on the steion tab 1. The attachment part 2 (rivet hole) was broken so as not to be damaged, and only the steion tub 1 was taken out and used for the test. The formed steion tab 1 is screwed to a rigid body 7 as shown in FIG. 2B with a screw 71 through a rivet hole (attachment portion 2) of the steion tab 1, and then the above [3] and Similarly, the steon tub 1 was pulled up to 90 degrees by the can opening test device 8.
By carrying out like this, a load can be given to the inner lance part 4 of the steion tub 1 on severer conditions. Further, the limit stiffness can be confirmed for the steion tub 1 in which no crack has occurred. That is, when the limit load value is reached without cracking, the load value gradually decreases after reaching the maximum load value, but when the limit load value is not reached (NG) Fracture occurs at a low pulling angle before reaching, and the load value decreases rapidly (see the test chart in FIG. 5). Therefore, by investigating the number of surviving out of a certain number of tests (10) and examining the survival rate, it can be used as an evaluation index of rigidity with respect to the tab breakability of the steion tab 1. And it can be said that the steion tub 1 having such a high survival rate has a characteristic that it is difficult to cut. Ten such evaluations were made for each of the steion tubs 1. In addition, as a limit load value, 24N (Newton) or more is desirable.
When the pulling operation was performed, those in which no cracks occurred in the steion tub 1 until reaching the limit load value were counted as survival “◯”, and the number of “◯” in the evaluation of 10 pieces was evaluated. Moreover, the limit load value when the steion tub 1 bends about what was evaluated as "(circle)" was measured. In addition, the thing which cracked in the inner lance part 4 during the raising operation | movement was set as NG "x", and the load value at this time was excluded from the calculation of a limit load value.
〔5.繰返し曲げ性〕
前記〔3〕のタブ裂け性に示した方法と同様の方法でコンバージョン成形し、各ステイオンタブ1を蓋材3に取り付けて試験を実施した。ただし、繰返し曲げ性評価のためスコア5は容易に開けられる状態(残厚90μm)に設定し直した。
開缶は人手にて実施し、図2(c)に示すように、まずステイオンタブ1を引き起こして完全に開缶させた(P→P′)後、元の方向にステイオンタブ1を押し戻す(P′→P)。再びステイオンタブ1を引き起こして完全に倒し(P→P′)、また元の方向にステイオンタブ1を押し戻す(P′→P)、といった動作を繰り返す。この動作の片道分を0.5としてカウントし、ステイオンタブ1の曲げ部が破断して脱落するまでの回数を評価した。評価点は10個評価したものの平均点とした。少なくとも2往復半(2.5点)以上有するものを合格とした。
[5. (Repeatability)
Conversion test was performed in the same manner as the method shown in the tab tearing property of [3], and the test was conducted with each steon tab 1 attached to the lid member 3. However, for repeated bendability evaluation, the score 5 was reset to a state where it could be easily opened (remaining thickness 90 μm).
The can is manually opened, and as shown in FIG. 2 (c), the steion tab 1 is first raised to be completely opened (P → P '), and then the steon tab 1 is moved in the original direction. Push back (P '→ P). The operation is repeated such that the steion tab 1 is raised again to bring it down completely (P → P ′), and the steon tab 1 is pushed back in the original direction (P ′ → P). One-way portion of this operation was counted as 0.5, and the number of times until the bent portion of the steion tub 1 was broken and dropped was evaluated. The evaluation score was the average of 10 evaluations. Those having at least 2 half-way (2.5 points) or more were considered acceptable.
〔6.開缶性〕
前記〔3〕のタブ裂け性に示した方法と同様の方法にてコンバージョン成形し、開缶評価を行った。スコア残厚は、厳しい開缶状況を想定するため市販缶より厚めの110μmとした。
開缶動作は、図3(a)に示すLEAD測器製開缶試験機8を用いて行った。開缶試験機8にステイオンタブ1を取り付けた蓋材3を取着し、このステイオンタブ1の掛止部6に開缶試験機8(同図(a)参照)の掛止具81を掛止し、蓋材3を同図(b)の矢印X方向に90度回転させることによりスコア亀裂を発生させた。
同図(c)に示すタブ長手方向延長Eを越えてスコア亀裂が伝播したもの(「開缶」という)、並びに、ステイオンタブ1が裂けたり折れたりしてスコアが十分伝播せず開缶しなかったもの、および、ステイオンタブ1に損傷がないが正常に開缶しなかったもの(これらを「半開缶」という)を観察した。各ステイオンタブで10個の試験を実施し、全て良好に開缶したものを「○」、一つでも半開缶が生じたものを「×」とした。
以上の評価項目について検討した結果を表2に示す。
[6. (Can openability)
Conversion molding was carried out by the same method as shown in [3] for tab tearability, and the can opening evaluation was performed. The remaining score was set to 110 μm, which is thicker than commercial cans, in order to assume severe open conditions.
The can opening operation was performed using an open test machine 8 made by LEAD Sokki shown in FIG. The lid member 3 with the steion tab 1 attached thereto is attached to the can opener testing machine 8, and the latch 81 of the can opener tester 8 (see FIG. 1A) is attached to the latching portion 6 of the steion tab 1. The cover 3 was rotated 90 degrees in the direction of arrow X in FIG.
The score crack propagated beyond the tab lengthwise extension E shown in FIG. 5C (referred to as “open can”), and the canister that the steion tab 1 was torn or broken and the score did not propagate sufficiently. And those that were not damaged but did not open normally (these were called “half-open cans”) were observed. Ten tests were carried out on each steon tub. All the cans that were successfully opened were marked with “◯”, and one that was half-opened was marked with “x”.
Table 2 shows the results of studying the above evaluation items.
表1に示すように、実施合金1および2では、本発明で規定する必要条件を満たしているので、前記各評価項目において、良好な結果を得ることができた(表2参照)。
一方、本発明の必要条件を満たさない比較合金1〜12では、前記各評価項目のいずれかにおいて好ましくない結果を得ることとなった。
As shown in Table 1, since Examples 1 and 2 satisfied the necessary conditions defined in the present invention, good results could be obtained for each of the evaluation items (see Table 2).
On the other hand, in Comparative Alloys 1 to 12 that do not satisfy the necessary conditions of the present invention, unfavorable results were obtained in any of the evaluation items.
すなわち、比較合金1はSiの含有量が本発明で規定する上限を超えているので、Al−Mn−Fe系晶出物およびMg−Si系晶出物の最大サイズが本発明で規定するサイズよりも大きく、タブ裂け性の評価結果とタブ折れ性の評価結果も満足のいくものではなかった。
比較合金2はSi量が下限未満であるので、Mg−Si系晶出物が減少し、タブ裂け性の評価結果とタブ折れ性の評価結果も満足のいくものではなく、また、開缶性も悪いものとなった。
That is, since the content of Si in the comparative alloy 1 exceeds the upper limit defined in the present invention, the maximum size of the Al—Mn—Fe based crystallized product and the Mg—Si based crystallized product is the size defined in the present invention. The evaluation results for tab tearability and tab breakability were also not satisfactory.
In Comparative Alloy 2, the amount of Si is less than the lower limit, so that the amount of Mg-Si crystallization is reduced, the evaluation results of tab tearability and tab breakability are not satisfactory, and can openability Was also bad.
比較合金3はFeの含有量が下限未満であるので、タブ裂け性、および、タブ折れ性の評価結果は満足するが、Al−Mn−Fe系晶出物が少なく、開缶性に劣るものとなった。
比較合金4はFeの含有量が本発明で規定する上限を超えているので、Al−Mn−Fe系晶出物およびMg−Si系晶出物の最大サイズが本発明で規定するサイズよりも大きく、また、これら晶出物の面積率の総和も大きいものであるため、タブ裂け性、タブ折れ性とも悪いものであった。また、さらに、繰り返し曲げ性も低いものであった。
Since the comparative alloy 3 has an Fe content below the lower limit, the evaluation results of tab tearability and tab breakability are satisfied, but there are few Al-Mn-Fe crystallized products and inferior can openability. It became.
Since the comparative alloy 4 has an Fe content exceeding the upper limit specified in the present invention, the maximum size of the Al-Mn-Fe-based crystallized product and the Mg-Si-based crystallized product is larger than the size specified in the present invention. In addition, since the sum of the area ratios of these crystallized substances was large, both the tab tearability and the tab breakability were poor. Furthermore, the repeated bendability was also low.
比較合金5はCuの含有量が本発明で規定する上限を超えているので、加工硬化が大きくなるため、タブ裂け性、タブ折れ性とも悪いものであった。
また、比較合金6はCuの含有量が下限未満であるので、タブ裂け性、タブ折れ性に優れるものの、タブ折れ限界荷重値が低く満足しないものとなった。
Since the comparative alloy 5 has a Cu content that exceeds the upper limit defined in the present invention, work hardening increases, so that both tab tearability and tab breakability are poor.
Moreover, since the content of Cu was less than the lower limit, the comparative alloy 6 was excellent in tab tearability and tab breakability, but the tab break limit load value was low and not satisfactory.
比較合金7はMnの含有量が本発明で規定する下限未満であるので、タブ折れ限界荷重が低く、また、開缶性が悪いものであった。
また、比較合金8はMnの含有量が本発明で規定する上限を超えているので、Al−Mn−Fe系晶出物の最大サイズが大きく、また、その面積率の総和も大きいものであるため、タブ裂け性およびタブ折れ性の評価結果が悪いものとなった。さらに、タブ折れ限界荷重値も低いものとなった。
Since the comparative alloy 7 had a Mn content below the lower limit specified in the present invention, the tab bending limit load was low, and the can opening property was poor.
Moreover, since the content of Mn exceeds the upper limit prescribed | regulated by this invention in the comparative alloy 8, the maximum size of an Al-Mn-Fe type | system | group crystallized substance is large, and the sum total of the area ratio is also large. Therefore, the evaluation results of tab tearability and tab breakability were poor. In addition, the tab load limit load value was also low.
比較合金9はMgの含有量が本発明で規定する下限未満であるので、タブ折れ限界荷重値が低く、また、開缶性が悪かった。
また、比較合金10はMgの含有量が上限を超えているので、耐力が非常に高くなり、熱間圧延において割れが発生し(備考欄において「熱延で割れ」とは、熱間圧延において割れが発生したことをいう。)、タブ裂け性、タブ折れ性および繰返し曲げ性の評価結果が悪いものとなった。
Since the comparative alloy 9 had a Mg content less than the lower limit specified in the present invention, the tab bending limit load value was low, and the can openability was poor.
Further, since the Mg content of the comparative alloy 10 exceeds the upper limit, the yield strength is very high, and cracking occurs during hot rolling (in the remarks column, “cracking due to hot rolling” It means that cracking occurred.) Evaluation results of tab tearability, tab breakability, and repeated bendability were poor.
比較合金11は、冷間圧延の巻取り温度が本発明で規定する温度未満であったので、材料の回復が少なく、タブ裂け性、タブ折れ性およびタブ折れ限界荷重も低いものとなった。
比較合金12は、冷間圧延の巻取り温度が本発明で規定する上限を超えていたので、回復が進みすぎた結果、塗装後の強度低下が著しく、開缶性が悪いものとなった。
The comparative alloy 11 had a cold rolling coiling temperature lower than the temperature specified in the present invention, so that the recovery of the material was small, and the tab tearability, tab folding property, and tab folding limit load were also low.
The comparative alloy 12 had a cold rolling coiling temperature exceeding the upper limit specified in the present invention, and as a result of excessive recovery, the strength after coating was significantly reduced and the can openability was poor.
<実施例2>
表1に示す実施合金1のアルミニウム合金を用いて、均質化熱処理温度を440℃および550℃にして行った。なお、熱間圧延以降の操作は実施合金1と同様とした。
440℃の均質化熱処理では、熱間圧延時に変形抵抗が大きく、板表面に焼付きが生じた。また、550℃の均質化熱処理では、鋳塊表面が再溶解し、同じく必要とされる板表面が得られず、塗装工程を断念した。そのため、性能評価は行わなかった。
<Example 2>
Using the aluminum alloy of Example Alloy 1 shown in Table 1, the homogenization heat treatment temperature was set to 440 ° C. and 550 ° C. The operations after hot rolling were the same as those of Example Alloy 1.
In the homogenization heat treatment at 440 ° C., deformation resistance was large during hot rolling, and seizure occurred on the plate surface. In addition, in the homogenization heat treatment at 550 ° C., the ingot surface was re-dissolved and the required plate surface was not obtained, and the coating process was abandoned. Therefore, performance evaluation was not performed.
<実施例3>
表1に示す実施合金2のアルミニウム合金に510℃にて均質化熱処理を行い、熱間圧延を板厚7.5mmと1.4mmに仕上げた。巻取り温度は320℃と280℃とした。280℃で巻き取ったものは、完全再結晶が得られておらず、焼鈍を必要とした。すなわち、焼鈍によるコストアップの問題が生じた。320℃の巻取り温度では、板厚に係わらず再結晶していたので、先の<実施例1>にしたがって最終板厚が0.3mmである冷間圧延板に仕上げた。なお、総冷間圧延率は各々96%および79%であり、本発明で規定する範囲外である(但し、冷間圧延巻取り温度は150℃)。7.5mmの熱間圧延材は、冷間圧延時に耳割れが多く発生し、途中でトリミングを入れ、製品厚を得たが、板表面には無数のキズ(アルミ粉)が生じており、塗装工程を行うことはできなかった。1.4mmの熱間圧延材は問題なく冷間圧延と塗装工程を終了し、比較合金13として性能評価を行った(表2には示さず)。
<Example 3>
The aluminum alloy of Example Alloy 2 shown in Table 1 was subjected to homogenization heat treatment at 510 ° C., and hot rolling was finished to plate thicknesses of 7.5 mm and 1.4 mm. The winding temperature was 320 ° C. and 280 ° C. What was wound up at 280 degreeC had not obtained complete recrystallization, and required annealing. That is, the problem of cost increase due to annealing occurred. Since recrystallization occurred at a coiling temperature of 320 ° C. regardless of the plate thickness, a cold rolled plate having a final plate thickness of 0.3 mm was finished according to the above <Example 1>. The total cold rolling rates are 96% and 79%, respectively, which are outside the range defined in the present invention (however, the cold rolling coiling temperature is 150 ° C.). The 7.5 mm hot-rolled material has many ear cracks during cold rolling, and trimming was performed in the middle to obtain the product thickness, but innumerable scratches (aluminum powder) were generated on the plate surface. The painting process could not be performed. The 1.4 mm hot-rolled material finished the cold rolling and coating process without any problems, and was evaluated as a comparative alloy 13 (not shown in Table 2).
このようにして作製された比較合金13は、総冷間圧延率が低いため、耐力は280Mpaと低く、性能は比較合金9と同様、タブ折れ強度と開缶性に問題があった。   Since the comparative alloy 13 produced in this way had a low total cold rolling rate, the yield strength was as low as 280 Mpa, and the performance had a problem in the tab folding strength and can openability as in the comparative alloy 9.
包装容器タブについての説明図であって、(a)は、リングプルについての説明図であり、(b)は、ステイオンタブについての図である。It is explanatory drawing about a packaging container tab, Comprising: (a) is explanatory drawing about a ring pull, (b) is a figure about a steion tab. (a)は、タブ裂け性の評価試験についての説明図であって、(b)は、タブ折れ性の評価試験についての説明図であり、(c)は、繰返し曲げ性の評価試験についての説明図である。(A) is explanatory drawing about the evaluation test of tab tearability, (b) is explanatory drawing about the evaluation test of tab breakability, (c) is about the evaluation test of repeated bendability It is explanatory drawing. (a)から(c)は、開缶性試験についての説明図である。(A)-(c) is explanatory drawing about a can openability test. タブ裂け性試験に関するチャートである。It is a chart regarding a tab tearability test. タブ折れ性試験に関するチャートである。It is a chart regarding a tab foldability test.
符号の説明Explanation of symbols
1 ステイオンタブ
3 蓋材
4 インナーランス部
5 スコア
1 Steion tab 3 Lid 4 Inner lance 5 Score

Claims (2)

  1. Siを0.05質量%以上0.15質量%以下、Feを0.15質量%以上0.30質量%以下、Cuを0.02質量%以上0.07質量%以下、Mnを0.20質量%以上0.35質量%以下、Mgを4.0質量%以上5.5質量%以下、残部がAlおよび不可避的不純物を含み、かつ、FeとMnとの関係が、
    0.42質量%<(Fe質量%+1.07×Mn質量%)<0.55質量%
    の関係式を満足するアルミニウム合金の板材であって、前記板材の板厚中央部におけるAl−Mn−Fe系晶出物およびMg−Si系晶出物の面積率の総和が1%/mm2以下、かつ、これら晶出物の最大サイズが15μm以下であることを特徴とする包装容器タブ用アルミニウム合金板。
    Si is 0.05 mass% or more and 0.15 mass% or less, Fe is 0.15 mass% or more and 0.30 mass% or less, Cu is 0.02 mass% or more and 0.07 mass% or less, and Mn is 0.20 mass% or less. Mass% or more and 0.35 mass% or less, Mg 4.0 mass% or more and 5.5 mass% or less, the balance contains Al and inevitable impurities, and the relationship between Fe and Mn is
    0.42 mass% <(Fe mass% + 1.07 × Mn mass%) <0.55 mass%
    The sum of the area ratios of the Al—Mn—Fe-based crystallized product and the Mg—Si-based crystallized product in the central part of the plate thickness of the plate material is 1% / mm 2. An aluminum alloy plate for a packaging container tab, wherein the maximum size of the crystallized material is 15 μm or less.
  2. Siを0.05質量%以上0.15質量%以下、Feを0.15質量%以上0.30質量%以下、Cuを0.02質量%以上0.07質量%以下、Mnを0.20質量%以上0.35質量%以下、Mgを4.0質量%以上5.5質量%以下、残部がAlおよび不可避的不純物を含み、かつ、FeとMnとの関係が、
    0.42質量%<(Fe質量%+1.07×Mn質量%)<0.55質量%
    の関係式を満足するアルミニウム合金を、
    (a)鋳造して鋳塊を作製し、面削を行う第一工程と、
    (b)第一工程で面削を行った鋳塊に、450℃以上540℃以下の均質化熱処理を行う第二工程と、
    (c)第二工程で均質加熱処理を行った鋳塊を熱間圧延することで厚さ4mm以下の熱間圧延材とし、これを300℃以上で巻き取る第三工程と、
    (d)第三工程で巻き取られた熱間圧延材を、中間焼鈍せずに総冷間圧延率が80%以上95%以下となる冷間圧延を行うことで冷間圧延材を得、この冷間圧延材を80℃以上170℃以下で巻き取る第四工程と、
    を含むことを特徴とする包装容器タブ用アルミニウム合金板の製造方法。
    Si is 0.05 mass% or more and 0.15 mass% or less, Fe is 0.15 mass% or more and 0.30 mass% or less, Cu is 0.02 mass% or more and 0.07 mass% or less, and Mn is 0.20 mass% or less. Mass% or more and 0.35 mass% or less, Mg 4.0 mass% or more and 5.5 mass% or less, the balance contains Al and inevitable impurities, and the relationship between Fe and Mn is
    0.42 mass% <(Fe mass% + 1.07 × Mn mass%) <0.55 mass%
    An aluminum alloy that satisfies the relational expression
    (A) a first step of casting to produce an ingot and chamfering;
    (B) a second step in which homogenization heat treatment at 450 ° C. or higher and 540 ° C. or lower is performed on the ingot that has been chamfered in the first step;
    (C) A third step of hot rolling the ingot that has been subjected to the homogeneous heat treatment in the second step to form a hot rolled material having a thickness of 4 mm or less, and winding this at 300 ° C. or higher;
    (D) The hot rolled material wound up in the third step is subjected to cold rolling with a total cold rolling rate of 80% or more and 95% or less without intermediate annealing to obtain a cold rolled material, A fourth step of winding the cold-rolled material at 80 ° C. or higher and 170 ° C. or lower;
    The manufacturing method of the aluminum alloy plate for packaging container tabs characterized by including.
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