JP5480688B2 - Ｐｐキャップ用アルミニウム合金板およびその製造方法 - Google Patents
Ｐｐキャップ用アルミニウム合金板およびその製造方法 Download PDFInfo
- Publication number
- JP5480688B2 JP5480688B2 JP2010071494A JP2010071494A JP5480688B2 JP 5480688 B2 JP5480688 B2 JP 5480688B2 JP 2010071494 A JP2010071494 A JP 2010071494A JP 2010071494 A JP2010071494 A JP 2010071494A JP 5480688 B2 JP5480688 B2 JP 5480688B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- rolling
- mass
- aluminum alloy
- cap
- less
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Fee Related
Links
Images
Landscapes
- Metal Rolling (AREA)
Description
本発明は、金属製のボトル形状の包装容器に用いられるＰＰ（Ｐｉｌｆｅｒ Ｐｒｏｏｆ）キャップ用のアルミニウム合金板およびその製造方法に関し、特に広口ボトル缶に用いられるＰＰキャップ用アルミニウム合金板およびその製造方法に関するものである。
ＰＰキャップは、内容物が密封されてから消費者の元に商品が届くまで開栓されていないことを保証する機能をもち、内容物保護および盗難防止を図ることができるため飲料品、液体医薬品やドリンク剤など容器の蓋材として広く用いられている。
現在、このＰＰキャップについて、コストダウンを目的とした薄肉化が要求されている。この要求に応じるためには、薄肉化に伴うキャップの機能（密封性等）の低下を防止するために、従来よりも高強度の材料を使用する必要がある。
また、最近では、コーヒー飲料のようにフレーバー性が重視される商品において、飲み口部の広いボトル缶が頻繁に採用されるようになってきている。具体的には３０ｍｍ以上の広口径（３３ｍｍ、３８ｍｍ、４６ｍｍ等）のボトル缶（以下、広口ボトル缶という）である。このような広口ボトル缶では、キャップ巻締め後の密封性を確保するために、３０ｍｍ未満の飲み口部を有するボトル缶よりもキャップ天面の剛性を向上させる必要があることから、より一層の材料の高強度化が求められる。
このような要求に応えるため、冷間圧延の総圧下率を高くすることで材料の強度を高める方法がある。しかし、この方法により材料の強度を高くすると、圧下率が高いために耳率の変化が大きくなりやすい。その結果、ブランクに絞り加工を施してカップを成形する際に、ＰＰキャップに施した商標や矢印などが所定の位置からずれることがあった。
そのため、耳率の変化を抑えることを目的として、熱間圧延後に３５０〜５５０℃×１０時間以内の再結晶焼鈍を行うという方法が存在する。
また、固溶体強化に有効なＭｇをより多く添加した５０００系合金を採用し、材料の高強度化を図るという技術が開示されている（例えば、特許文献１、２）。
また、固溶体強化に有効なＭｇをより多く添加した５０００系合金を採用し、材料の高強度化を図るという技術が開示されている（例えば、特許文献１、２）。
さらに、Ｃｕ：０．３質量％以下、Ｍｎ：０．２〜０．５質量％、Ｍｇ：０．２〜０．６質量％、Ｓｉ：０．１〜０．３質量％、Ｆｅ：０．２〜０．７質量％を含み、残部がＡｌおよび不可避的不純物から構成されるアルミニウム合金板であるとともに、当該合金板の表面における結晶粒径を所定の大きさに限定することにより、耳率の変化を低く抑えるとともに、適正な強度と成形性を得ることができる技術が開示されている（例えば、特許文献３）。
さらにまた、固溶体強化に有効なＣｕをより多く添加したアルミニウム合金を採用し、材料の高強度化を図るという方法も存在する。
さらにまた、固溶体強化に有効なＣｕをより多く添加したアルミニウム合金を採用し、材料の高強度化を図るという方法も存在する。
しかしながら、再結晶焼鈍を行うという方法によると、材料内に酸化物が生成されやすくなってしまう。その結果、後に行う冷間圧延において所望の表面の仕上がりを得ることができないといった状況や、エッジマーク等の疵を発生させてしまうといった状況を招いてしまう可能性が高かった。
また、Ｍｇをより多く添加した５０００系合金を採用（例えば、特許文献１、２）するという技術によると、均質化熱処理や熱間圧延時に酸化皮膜が厚く形成されやすいため表面品質が低下してしまうという問題があった。加えて、Ｍｇの添加量が多いため、成形性を低下させてしまうという問題点もあった。
また、Ｍｇをより多く添加した５０００系合金を採用（例えば、特許文献１、２）するという技術によると、均質化熱処理や熱間圧延時に酸化皮膜が厚く形成されやすいため表面品質が低下してしまうという問題があった。加えて、Ｍｇの添加量が多いため、成形性を低下させてしまうという問題点もあった。
さらに、特許文献３に係る技術によると、引張強さが２００ＭＰａを超えるような高強度材においては、キャップ巻締め成形性が低下するという問題があった。
さらにまた、Ｃｕをより多く添加させるという方法によると、再結晶温度の上昇により熱間圧延後に再結晶組織が得られにくく耳率のばらつきの増大に繋がりやすいという問題があった。また、部分的にＡｌ−Ｍｇ−Ｃｕ系金属間化合物を多く形成してしまい、板幅方向における引張強さのばらつきの増大を招いてしまうという問題があった。
さらにまた、Ｃｕをより多く添加させるという方法によると、再結晶温度の上昇により熱間圧延後に再結晶組織が得られにくく耳率のばらつきの増大に繋がりやすいという問題があった。また、部分的にＡｌ−Ｍｇ−Ｃｕ系金属間化合物を多く形成してしまい、板幅方向における引張強さのばらつきの増大を招いてしまうという問題があった。
加えて、現在の広口ボトル缶の普及状況、および、薄肉化への流れを考慮すると、成形性を保持しつつ、より一層高強度化されたアルミニウム合金板が今後さらに必要とされるのは明白である。
本発明は、前記の問題に鑑みてなされたものであり、その課題は、再結晶焼鈍を行わなくても耳率を低く抑えることができ、かつ、高い強度、優れた成形性を具備した広口ボトル缶に用いられるＰＰキャップ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。
前記課題を解決するために、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板（以下、単に「アルミニウム合金板」と称する場合がある）は、Ｃｕ：０．３質量％を超えて０．５質量％以下、Ｍｎ：０．２〜０．５質量％、Ｍｇ：０．２〜０．６質量％、Ｓｉ：０．１〜０．３質量％、Ｆｅ：０．２〜０．７質量％を含み、残部がＡｌおよび不可避的不純物から構成される口径３０ｍｍ以上の広口ボトル缶に用いられるＰＰキャップ用アルミニウム合金板であって、引張強さが２００〜２４０ＭＰａ、前記引張強さの板幅方向におけるばらつきが１０ＭＰａ以下であるとともに、伸びが４％以上であり、板表面における結晶粒の平均結晶粒径が、圧延方向に平行となる圧延平行方向で５０μｍ以下、圧延方向に垂直となる圧延垂直方向で３０μｍ以下であることを特徴とする。
このように、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板は、アルミニウム合金の成分を特定の範囲に限定する（特に、Ｃｕを、所定値を超えた値に限定する）とともに、引張強さ、引張強さのばらつき、および、伸びを特定の範囲に限定し、且つ、アルミニウム合金板の圧延平行方向と圧延垂直方向における結晶粒径を特定の範囲に限定したことにより、広口ボトル缶用キャップとして従来技術では得られなかった優れた成形性を保持しつつ、必要不可欠な機能、即ち優れた開栓性や耐圧強度を具備した薄肉ＰＰキャップ用アルミニウム合金板を提供することができる。
また、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板の製造方法は、口径３０ｍｍ以上の広口ボトル缶に用いられるＰＰキャップ用アルミニウム合金板の製造方法であって、Ｃｕ：０．３質量％を超えて０．５質量％以下、Ｍｎ：０．２〜０．５質量％、Ｍｇ：０．２〜０．６質量％、Ｓｉ：０．１〜０．３質量％、Ｆｅ：０．２〜０．７質量％を含み、残部がＡｌおよび不可避的不純物から構成されるアルミニウム合金のスラブを、保持温度：５５０〜６３０℃、保持時間：１〜１０時間という条件で均質化熱処理を行う均質化熱処理工程と、前記均質化熱処理を行った前記スラブの表面を面削する面削工程と、表面を面削した前記スラブに対し、保持温度：４５０〜５３０℃という条件で熱処理を行う再加熱処理工程と、前記再加熱処理を行った前記スラブに対し、熱間粗圧延を行ったのち、タンデム方式の熱間仕上げ圧延機にて、最終スタンド圧下率４０〜４８％、圧延終了温度：３００〜３８０℃という条件で熱間圧延を行い、熱間圧延板とする熱間圧延工程と、前記熱間圧延板に対し、圧下率：５０〜９０％という条件で冷間圧延を行い、冷間圧延板とする一次冷間圧延工程と、前記冷間圧延板に対し、昇温速度：１０℃／秒以上、保持温度：４００〜５３０℃、降温速度：１０℃／秒以上という条件で中間焼鈍を行う中間焼鈍工程と、前記中間焼鈍を行った前記冷間圧延板に対し、総圧下率：３０〜７０％、最終パスにおける圧下率を２５％以上という条件で冷間圧延を行う仕上げ冷間圧延工程と、前記仕上げ冷間圧延を行った前記冷間圧延板に対し、保持温度：２００〜２６０℃という条件で仕上げ焼鈍を行い、アルミニウム合金板とする仕上げ焼鈍工程と、を含むことを特徴とする。
このように、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板の製造方法は、まず、特定の範囲の成分組成のアルミニウム合金のスラブを特定の条件で均質化熱処理することで、アルミニウム合金組織中の再結晶方位を一定の方向且つ一定の割合以上で具備する組織へと成長させる。即ち、熱間圧延での再結晶方位を素材全体に亘ってある程度均一化するために必要な析出物を適性に成長させることで熱間圧延板の再結晶粒および耳率を安定化させる。
また、再加熱処理を低温化することで表面劣化を押さえ、且つ再結晶の駆動力となる歪を効率的に導入し、アルミニウム合金組織中の再結晶方位を好適化することで、耳率の変化を低く抑える。
さらに、タンデム方式の熱間仕上げ圧延機にて、所定の最終スタンド圧下率、所定の圧延終了温度で熱間圧延を行うことによって、アルミニウム合金中のＣｕ添加量が多い（０．３質量％を超えて０．５質量％以下）場合であっても、板幅方向における引張強さのばらつきを抑えることができる。
またさらに、冷間圧延の圧下率を特定の範囲に限定することによって、適正な加工硬化を得る。
加えて、冷間圧延の最終パスの圧下率を所定値以上とすることで、従来技術では対応することができなかった、優れた成形性を保持しつつ高い強度を具備した広口ボトル缶に用いられるＰＰキャップ用アルミニウム合金板を製造することができる。
また、再加熱処理を低温化することで表面劣化を押さえ、且つ再結晶の駆動力となる歪を効率的に導入し、アルミニウム合金組織中の再結晶方位を好適化することで、耳率の変化を低く抑える。
さらに、タンデム方式の熱間仕上げ圧延機にて、所定の最終スタンド圧下率、所定の圧延終了温度で熱間圧延を行うことによって、アルミニウム合金中のＣｕ添加量が多い（０．３質量％を超えて０．５質量％以下）場合であっても、板幅方向における引張強さのばらつきを抑えることができる。
またさらに、冷間圧延の圧下率を特定の範囲に限定することによって、適正な加工硬化を得る。
加えて、冷間圧延の最終パスの圧下率を所定値以上とすることで、従来技術では対応することができなかった、優れた成形性を保持しつつ高い強度を具備した広口ボトル缶に用いられるＰＰキャップ用アルミニウム合金板を製造することができる。
本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板およびその製造方法によれば、再結晶焼鈍を行わなくても耳率を低く抑えることができ、優れた成形性を保持しつつ高い強度を具備することにより広口ボトル缶に用いることが可能なＰＰキャップ用アルミニウム合金板を提供することができる。
次に、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板およびその製造方法を実施するための形態について、適宜図面を参照しながら詳細に説明する。
なお、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板は広口ボトル缶に用いられるものであり、広口ボトル缶とは、３０ｍｍ以上の口径を有するボトル缶である。例えば、３３ｍｍ、３８ｍｍ、４６ｍｍといった口径を有するものである。
［ＰＰキャップ用アルミニウム合金板］
本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板は、Ｃｕ：０．３質量％を超えて０．５質量％以下、Ｍｎ：０．２〜０．５質量％、Ｍｇ：０．２〜０．６質量％、Ｓｉ：０．１〜０．３質量％、Ｆｅ：０．２〜０．７質量％を含み、残部がＡｌおよび不可避的不純物から構成される。また、このアルミニウム合金板は、引張強さが２００〜２４０ＭＰａ、前記引張強さの板幅方向におけるばらつきが１０ＭＰａ以下であるとともに、伸びが４％以上であり、板表面における平均結晶粒径が、圧延方向に平行となる圧延平行方向で５０μｍ以下、圧延方向に垂直となる圧延垂直方向で３０μｍ以下である。
以下に、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板に含まれる各合金成分と、当該アルミニウム合金板の引張強さ、引張強さのばらつき、伸び、また板表面における結晶粒径を数値限定した理由について説明する。
本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板は、Ｃｕ：０．３質量％を超えて０．５質量％以下、Ｍｎ：０．２〜０．５質量％、Ｍｇ：０．２〜０．６質量％、Ｓｉ：０．１〜０．３質量％、Ｆｅ：０．２〜０．７質量％を含み、残部がＡｌおよび不可避的不純物から構成される。また、このアルミニウム合金板は、引張強さが２００〜２４０ＭＰａ、前記引張強さの板幅方向におけるばらつきが１０ＭＰａ以下であるとともに、伸びが４％以上であり、板表面における平均結晶粒径が、圧延方向に平行となる圧延平行方向で５０μｍ以下、圧延方向に垂直となる圧延垂直方向で３０μｍ以下である。
以下に、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板に含まれる各合金成分と、当該アルミニウム合金板の引張強さ、引張強さのばらつき、伸び、また板表面における結晶粒径を数値限定した理由について説明する。
（Ｃｕ：０．３質量％を超えて０．５質量％以下）
Ｃｕは、アルミニウム合金板の強度を高める役割を担う。Ｃｕの含有量が０．３質量％以下では、アルミニウム合金板を薄肉化した広口ボトル缶のＰＰキャップとして使用することを考慮した場合、強度が十分ではなく、密封性（耐圧強度）が低下することになる。一方、０．５質量％を超えると、強度が高くなりすぎて、キャップ巻締め成形性が低下するとともに、開栓性が低下する原因ともなる。従って、Ｃｕの含有量を０．３質量％を超えて０．５質量％以下とする。
Ｃｕは、アルミニウム合金板の強度を高める役割を担う。Ｃｕの含有量が０．３質量％以下では、アルミニウム合金板を薄肉化した広口ボトル缶のＰＰキャップとして使用することを考慮した場合、強度が十分ではなく、密封性（耐圧強度）が低下することになる。一方、０．５質量％を超えると、強度が高くなりすぎて、キャップ巻締め成形性が低下するとともに、開栓性が低下する原因ともなる。従って、Ｃｕの含有量を０．３質量％を超えて０．５質量％以下とする。
（Ｍｎ：０．２〜０．５質量％）
Ｍｎは、アルミニウム合金板の強度を高めるとともに、金属間化合物を生成して亀裂伝播性、すなわちキャップ成形、巻締め後開栓するときのブリッジ破断性を向上させる役割を担う。Ｍｎの含有量が０．２質量％未満であると、十分な強度確保が難しい上に金属間化合物が不足し、ブリッジ破断性が低下するので開栓性が低下する。一方、Ｍｎの含有量が０．５質量％を超えると、強度が高くなりすぎて、キャップ巻締め成形性が低下するとともに、開栓不良の原因ともなる。従って、Ｍｎの含有量を０．２〜０．５質量％とする。
Ｍｎは、アルミニウム合金板の強度を高めるとともに、金属間化合物を生成して亀裂伝播性、すなわちキャップ成形、巻締め後開栓するときのブリッジ破断性を向上させる役割を担う。Ｍｎの含有量が０．２質量％未満であると、十分な強度確保が難しい上に金属間化合物が不足し、ブリッジ破断性が低下するので開栓性が低下する。一方、Ｍｎの含有量が０．５質量％を超えると、強度が高くなりすぎて、キャップ巻締め成形性が低下するとともに、開栓不良の原因ともなる。従って、Ｍｎの含有量を０．２〜０．５質量％とする。
（Ｍｇ：０．２〜０．６質量％）
Ｍｇは、Ｃｕと同様に強度向上、加工硬化性を高める役割を担う。つまり、Ｍｇを添加すると、再結晶のための加工歪の蓄積に対して有効である。Ｍｇの含有量が０．２質量％未満であると、十分な強度を確保できず、密封性（耐圧強度）が低下することになる。一方、Ｍｇの含有量が０．６質量％を超えると、強度が高くなりすぎて、キャップ巻締め成形性が低下するとともに、開栓不良の原因ともなる。従って、Ｍｇの含有量を０．２〜０．６質量％とする。
Ｍｇは、Ｃｕと同様に強度向上、加工硬化性を高める役割を担う。つまり、Ｍｇを添加すると、再結晶のための加工歪の蓄積に対して有効である。Ｍｇの含有量が０．２質量％未満であると、十分な強度を確保できず、密封性（耐圧強度）が低下することになる。一方、Ｍｇの含有量が０．６質量％を超えると、強度が高くなりすぎて、キャップ巻締め成形性が低下するとともに、開栓不良の原因ともなる。従って、Ｍｇの含有量を０．２〜０．６質量％とする。
（Ｓｉ：０．１〜０．３質量％）
Ｓｉは、適度に添加すると絞り成形性を向上することができ、また耳率を調整する役割を担うとともに再結晶挙動、強度特性にも影響を及ぼす。Ｓｉの含有量が０．１質量％未満であると、絞り成形性向上効果が発揮できない上に、耳率が不安定になりやすい。一方、Ｓｉの含有量が０．３質量％を超えると、却ってキャップ絞り成形性およびキャップ巻締め成形性が低下する。従って、Ｓｉの含有量を０．１〜０．３質量％とする。
Ｓｉは、適度に添加すると絞り成形性を向上することができ、また耳率を調整する役割を担うとともに再結晶挙動、強度特性にも影響を及ぼす。Ｓｉの含有量が０．１質量％未満であると、絞り成形性向上効果が発揮できない上に、耳率が不安定になりやすい。一方、Ｓｉの含有量が０．３質量％を超えると、却ってキャップ絞り成形性およびキャップ巻締め成形性が低下する。従って、Ｓｉの含有量を０．１〜０．３質量％とする。
（Ｆｅ：０．２〜０．７質量％）
Ｆｅは、Ａｌ，ＭｎやＳｉと結びついて金属間化合物を生成し、亀裂伝播性、すなわちキャップ成形、巻締め後開栓するときのブリッジ破断性を向上させ、且つ結晶粒の微細化に効果があるとともに、固溶鉄の状態により耳率を調整する役割を担う。Ｆｅの含有量が０．２質量％未満であると、結晶粒が粗大化し易く、適正な耳率の調整が困難となり、開栓性も低下する。一方、Ｆｅの含有量が０．７質量％を超えると、粗大な金属間化合物を生成してキャップ絞り成形性およびキャップ巻締め成形性が低下するだけでなく、耳の成長が大きくなり耳率の調整が困難となる。従って、Ｆｅの含有量を０．２〜０．７質量％とする。
Ｆｅは、Ａｌ，ＭｎやＳｉと結びついて金属間化合物を生成し、亀裂伝播性、すなわちキャップ成形、巻締め後開栓するときのブリッジ破断性を向上させ、且つ結晶粒の微細化に効果があるとともに、固溶鉄の状態により耳率を調整する役割を担う。Ｆｅの含有量が０．２質量％未満であると、結晶粒が粗大化し易く、適正な耳率の調整が困難となり、開栓性も低下する。一方、Ｆｅの含有量が０．７質量％を超えると、粗大な金属間化合物を生成してキャップ絞り成形性およびキャップ巻締め成形性が低下するだけでなく、耳の成長が大きくなり耳率の調整が困難となる。従って、Ｆｅの含有量を０．２〜０．７質量％とする。
（不可避的不純物）
不可避的不純物として、Ｃｒが０．０５質量％以下、Ｚｎが０．０５質量％以下、Ｔｉが０．３質量％以下、Ｚｒが０．０５質量％以下、Ｂが０．０１質量％以下含有されても、本発明の効果が妨げられるものではなく、このような不可避的不純物の含有量は許容される。
不可避的不純物として、Ｃｒが０．０５質量％以下、Ｚｎが０．０５質量％以下、Ｔｉが０．３質量％以下、Ｚｒが０．０５質量％以下、Ｂが０．０１質量％以下含有されても、本発明の効果が妨げられるものではなく、このような不可避的不純物の含有量は許容される。
（Ｔｉ：０．３質量％以下）
前記不可避的不純物において、ＴｉおよびＢは、鋳塊組織を微細化する作用を有する。通常、Ｔｉを添加する場合には、Ｔｉ：Ｂ＝５：１の割合とした鋳塊微細化剤（ＴｉＢ）を、ワッフル状あるいはロッド状の形態で溶湯（溶解炉、介在物フィルター、脱ガス装置、溶湯流量制御装置のいずれかに投入された、スラブ凝固前の溶湯）に添加するため、含有割合に応じたＢも必然的に添加されることとなる。Ｔｉの含有量で０．００５質量％以上の添加により、鋳塊の結晶粒が微細化され、アルミニウム合金板の成形性が向上する。このため、Ｔｉの含有量を０．００５質量％以上、好ましくは０．０１質量％以上、さらに好ましくは０．０１５質量％以上とするのが好ましい。一方、Ｔｉの含有量で０．３質量％を超えた含有量となると、粗大な晶出物が形成され、アルミニウム合金板の成形性が低下する。このため、Ｔｉの含有量は０．３質量％以下、好ましくは０．２質量以下、より好ましくは０．１質量％以下、さらに好ましくは０．０５質量％以下とする。
前記不可避的不純物において、ＴｉおよびＢは、鋳塊組織を微細化する作用を有する。通常、Ｔｉを添加する場合には、Ｔｉ：Ｂ＝５：１の割合とした鋳塊微細化剤（ＴｉＢ）を、ワッフル状あるいはロッド状の形態で溶湯（溶解炉、介在物フィルター、脱ガス装置、溶湯流量制御装置のいずれかに投入された、スラブ凝固前の溶湯）に添加するため、含有割合に応じたＢも必然的に添加されることとなる。Ｔｉの含有量で０．００５質量％以上の添加により、鋳塊の結晶粒が微細化され、アルミニウム合金板の成形性が向上する。このため、Ｔｉの含有量を０．００５質量％以上、好ましくは０．０１質量％以上、さらに好ましくは０．０１５質量％以上とするのが好ましい。一方、Ｔｉの含有量で０．３質量％を超えた含有量となると、粗大な晶出物が形成され、アルミニウム合金板の成形性が低下する。このため、Ｔｉの含有量は０．３質量％以下、好ましくは０．２質量以下、より好ましくは０．１質量％以下、さらに好ましくは０．０５質量％以下とする。
（Ｚｎ：０．０５質量％以下）
本発明のＰＰキャップ用アルミニウム合金板の特性に影響のない範囲内であれば、ブレージングシート用アルミニウム材の屑を配合（添加）しても良い。この場合は、前記Ｓｉの規定範囲の上限、或いは、前記不可避不純物として記載したＺｎの含有が許容される範囲の上限（０．０５質量％）のいずれかを目安に添加しても良い。
本発明のＰＰキャップ用アルミニウム合金板の特性に影響のない範囲内であれば、ブレージングシート用アルミニウム材の屑を配合（添加）しても良い。この場合は、前記Ｓｉの規定範囲の上限、或いは、前記不可避不純物として記載したＺｎの含有が許容される範囲の上限（０．０５質量％）のいずれかを目安に添加しても良い。
（引張強さが２００〜２４０ＭＰａ）
広口ボトル缶のＰＰキャップに要求される天面部の強度、耐内圧性能を踏まえると、アルミニウム合金板の引張強さは２００〜２４０ＭＰａであることが好ましい。なお、アルミニウム合金板を薄肉化した広口ボトル缶のＰＰキャップとして使用することを考慮した場合、引張強さが２００ＭＰａ未満では、キャップ成形・巻締め後における密封性が不足する。一方、引っ張り強さが２４０ＭＰａを超えると強度が高すぎ、キャップ成形時において破断、肌荒れの発生を招くことになる。従って、引張強さを２００〜２４０ＭＰａとする。
広口ボトル缶のＰＰキャップに要求される天面部の強度、耐内圧性能を踏まえると、アルミニウム合金板の引張強さは２００〜２４０ＭＰａであることが好ましい。なお、アルミニウム合金板を薄肉化した広口ボトル缶のＰＰキャップとして使用することを考慮した場合、引張強さが２００ＭＰａ未満では、キャップ成形・巻締め後における密封性が不足する。一方、引っ張り強さが２４０ＭＰａを超えると強度が高すぎ、キャップ成形時において破断、肌荒れの発生を招くことになる。従って、引張強さを２００〜２４０ＭＰａとする。
（引張強さの板幅方向におけるばらつきが１０ＭＰａ以下）
引張強さの板幅方向におけるばらつきが１０ＭＰａを超えると、キャップ成形時に破断、肌荒れなどに繋がり、また、キャップの特性にばらつきが生ずることになる。従って、引張強さのばらつきは１０ＭＰａ以下とする。
なお、板幅方向における引張強さのばらつきとは、板幅方向における引張強さの最大値から最小値を引いた値である。
引張強さの板幅方向におけるばらつきが１０ＭＰａを超えると、キャップ成形時に破断、肌荒れなどに繋がり、また、キャップの特性にばらつきが生ずることになる。従って、引張強さのばらつきは１０ＭＰａ以下とする。
なお、板幅方向における引張強さのばらつきとは、板幅方向における引張強さの最大値から最小値を引いた値である。
（伸びが４％以上）
伸びが４％未満では、キャップ成形時においてしわが発生しやすくなり、また場合によっては破断、肌荒れに繋がることがある。従って、アルミニウム合金板の伸びは４％以上とする。
伸びが４％未満では、キャップ成形時においてしわが発生しやすくなり、また場合によっては破断、肌荒れに繋がることがある。従って、アルミニウム合金板の伸びは４％以上とする。
なお、引張強さ、および、伸びの測定方法については、アルミニウム合金板からＪＩＳ Ｚ ２２０１に規定されている５号試験片を作製し、かかる試験片を用いてＪＩＳ Ｚ ２２４１に規定の金属材料引張試験方法に準拠して行えばよい。
（アルミニウム合金板の板表面における結晶粒の平均結晶粒径が、圧延方向に平行となる圧延平行方向で５０μｍ以下、圧延方向に垂直となる圧延垂直方向で３０μｍ以下）
本発明では、結晶粒の平均結晶粒径の制御が重要となる。アルミニウム合金板の板表面における結晶粒の平均結晶粒径は、直接的には成形性に、また間接的には再結晶挙動による耳率に寄与する。
アルミニウム合金板の板表面における結晶粒の平均結晶粒径が、圧延方向に平行となる圧延平行方向で５０μｍを超えたり、圧延方向に垂直となる圧延垂直方向における結晶粒の平均結晶粒径が３０μｍを超えたりすると、ＰＰキャップを作る際の深絞り成形において破断したり加工表面の肌荒れが発生する。
本発明では、結晶粒の平均結晶粒径の制御が重要となる。アルミニウム合金板の板表面における結晶粒の平均結晶粒径は、直接的には成形性に、また間接的には再結晶挙動による耳率に寄与する。
アルミニウム合金板の板表面における結晶粒の平均結晶粒径が、圧延方向に平行となる圧延平行方向で５０μｍを超えたり、圧延方向に垂直となる圧延垂直方向における結晶粒の平均結晶粒径が３０μｍを超えたりすると、ＰＰキャップを作る際の深絞り成形において破断したり加工表面の肌荒れが発生する。
結晶粒径の測定は、ＪＩＳ Ｈ０５０１の方法に基づいて測定すればよい。また、平均結晶粒径については、アルミニウム合金板の複数個所について前記方法により測定し、その平均値を各方向の平均結晶粒径とすればよい。
次に、図１のフローチャートを参照しつつ、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板の製造方法について説明する。
［ＰＰキャップ用アルミニウム合金板の製造方法］
図１に示すように、本実施形態に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板の製造方法は、前記で説明した特定の成分組成で構成されるアルミニウム合金のスラブを用いて、均質化熱処理工程Ｓ１と、面削工程Ｓ２と、再加熱処理工程Ｓ３と、熱間圧延工程Ｓ４と、一次冷間圧延工程Ｓ５と、中間焼鈍工程Ｓ６と、仕上げ冷間圧延工程Ｓ７と、仕上げ焼鈍工程Ｓ８と、を含む各工程の工程内容を実施するというものである。
以下に、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板の製造方法における各工程の工程内容について詳細に説明する。
［ＰＰキャップ用アルミニウム合金板の製造方法］
図１に示すように、本実施形態に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板の製造方法は、前記で説明した特定の成分組成で構成されるアルミニウム合金のスラブを用いて、均質化熱処理工程Ｓ１と、面削工程Ｓ２と、再加熱処理工程Ｓ３と、熱間圧延工程Ｓ４と、一次冷間圧延工程Ｓ５と、中間焼鈍工程Ｓ６と、仕上げ冷間圧延工程Ｓ７と、仕上げ焼鈍工程Ｓ８と、を含む各工程の工程内容を実施するというものである。
以下に、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板の製造方法における各工程の工程内容について詳細に説明する。
（均質化熱処理工程）
均質化熱処理工程Ｓ１は、製造するアルミニウム合金板の鋳造偏析成分の均質化と再結晶に必要な析出物を適切に成長させるために行う。そのため、この均質化熱処理工程Ｓ１では、保持温度：５５０〜６３０℃、保持時間：１〜１０時間の条件で、前記成分組成でなるアルミニウム合金のスラブに対して均質化熱処理を行う。
均質化熱処理工程Ｓ１は、製造するアルミニウム合金板の鋳造偏析成分の均質化と再結晶に必要な析出物を適切に成長させるために行う。そのため、この均質化熱処理工程Ｓ１では、保持温度：５５０〜６３０℃、保持時間：１〜１０時間の条件で、前記成分組成でなるアルミニウム合金のスラブに対して均質化熱処理を行う。
ここで、均質化熱処理の処理温度が５５０℃未満であると金属間化合物の生成が不十分となり、再結晶、キャップ開栓性に悪影響を及ぼす。また、均質化熱処理の処理時間が１時間未満であると、十分な均質化ができず、特性のばらつきが大きくなる。
一方、均質化熱処理の処理温度が６３０℃を超えると、スラブがバーニングを起こすので、製品表面品質上問題となる。また、均質化熱処理の処理時間が１０時間を超えると、金属間化合物が再結晶に必要な析出物サイズを超えて粗大成長し結晶粒、耳率がばらつく原因となる上、生産性も阻害され不適である。
一方、均質化熱処理の処理温度が６３０℃を超えると、スラブがバーニングを起こすので、製品表面品質上問題となる。また、均質化熱処理の処理時間が１０時間を超えると、金属間化合物が再結晶に必要な析出物サイズを超えて粗大成長し結晶粒、耳率がばらつく原因となる上、生産性も阻害され不適である。
（面削工程）
面削工程Ｓ２は、均質化熱処理を行ったスラブの表面に生じた偏析を除去するために行う。面削工程Ｓ２におけるスラブ表面の面削量は、アルミニウム合金の成分組成や、均質化熱処理の処理条件などによって異なるので、事前に実験等によって適切な条件を設定するのが好ましい。
面削工程Ｓ２は、均質化熱処理を行ったスラブの表面に生じた偏析を除去するために行う。面削工程Ｓ２におけるスラブ表面の面削量は、アルミニウム合金の成分組成や、均質化熱処理の処理条件などによって異なるので、事前に実験等によって適切な条件を設定するのが好ましい。
（再加熱処理工程）
再加熱処理工程Ｓ３は、熱間圧延温度への加温のために行う。そのため、この再加熱処理工程Ｓ３は、保持温度：４５０〜５３０℃の条件で、前記した面削工程Ｓ２で表面を面削したスラブに対して再加熱処理を行う。
再加熱処理工程Ｓ３は、熱間圧延温度への加温のために行う。そのため、この再加熱処理工程Ｓ３は、保持温度：４５０〜５３０℃の条件で、前記した面削工程Ｓ２で表面を面削したスラブに対して再加熱処理を行う。
ここで、再加熱処理の処理温度が４５０℃未満であると、圧延負荷が大きくなり、熱間圧延パス回数を増やさなければならず、経済的に不利となる。また、再加熱処理の処理時間が１時間未満であると、鋳塊全体に亘って均質な温度とすることが難しく特性がばらつき易くなる。
一方、再加熱処理の処理温度が５３０℃を超えると表面酸化膜が成長し、製品表面品質に悪影響を及ぼす。また、再加熱処理の処理時間が１０時間を超えて実施しても、効果は変わらず却って生産性が低下するので不適である。
なお、再加熱処理工程Ｓ３の保持時間は、１〜１０時間であることが好ましい。
一方、再加熱処理の処理温度が５３０℃を超えると表面酸化膜が成長し、製品表面品質に悪影響を及ぼす。また、再加熱処理の処理時間が１０時間を超えて実施しても、効果は変わらず却って生産性が低下するので不適である。
なお、再加熱処理工程Ｓ３の保持時間は、１〜１０時間であることが好ましい。
（熱間圧延工程）
熱間圧延工程Ｓ４は、冷間圧延開始板厚まで板厚を減少させるため、および最適な内部組織への制御のために行う。熱間圧延工程Ｓ４は通常、リバース圧延機にて所定厚まで板厚を減少させる熱間粗圧延と、熱間粗圧延後、一気にホットコイル厚までタンデム圧延機を使って高圧下をかける熱間仕上圧延と、に分かれる。熱間粗圧延では、最終組織が適正な再結晶状態となるよう、中途段階での組織変化を考慮した制御が実施される。
熱間圧延工程Ｓ４は、冷間圧延開始板厚まで板厚を減少させるため、および最適な内部組織への制御のために行う。熱間圧延工程Ｓ４は通常、リバース圧延機にて所定厚まで板厚を減少させる熱間粗圧延と、熱間粗圧延後、一気にホットコイル厚までタンデム圧延機を使って高圧下をかける熱間仕上圧延と、に分かれる。熱間粗圧延では、最終組織が適正な再結晶状態となるよう、中途段階での組織変化を考慮した制御が実施される。
この熱間圧延工程Ｓ４は、前記した再加熱処理工程Ｓ３で得たスラブに対して、まずリバース圧延機で粗圧延を行い、その後、タンデム方式の熱間仕上げ圧延機にて、最終スタンド圧下率４０％以上、圧延終了温度：３００〜３８０℃の条件で熱間圧延を行うことで熱間圧延板を得る。
なお、前記した均質化熱処理工程Ｓ１を実施しておくことで、スラブ全体に亘って再結晶に寄与する適切なサイズの析出物を分散させているので、板面全体に亘って熱間圧延工程Ｓ４終了後の再結晶組織が安定したものとなる。
なお、前記した均質化熱処理工程Ｓ１を実施しておくことで、スラブ全体に亘って再結晶に寄与する適切なサイズの析出物を分散させているので、板面全体に亘って熱間圧延工程Ｓ４終了後の再結晶組織が安定したものとなる。
本発明では、アルミニウム合金中にＣｕを多く（０．３質量％を超えて０．５質量％以下）含有させているため、最終スタンド圧下率４０％未満の熱間圧延では再結晶組織が得られにくく、また、部分的にＡｌ−Ｍｇ−Ｃｕ系金属間化合物を多く形成させることとなり板幅方向における引張強さのばらつきの増大を招くことになる。従って、熱間仕上げ圧延における最終スタンド圧下率を４０％以上とする。
また、熱間圧延工程Ｓ４の圧延終了温度が３００℃未満であると、十分な再結晶状態を得られない。一方、熱間圧延工程Ｓ４の圧延終了温度が３８０℃を超えると、表面品質が劣化する。従って、熱間圧延の圧延終了温度を３００〜３８０℃とする。
また、熱間圧延工程Ｓ４の圧延終了温度が３００℃未満であると、十分な再結晶状態を得られない。一方、熱間圧延工程Ｓ４の圧延終了温度が３８０℃を超えると、表面品質が劣化する。従って、熱間圧延の圧延終了温度を３００〜３８０℃とする。
（一次冷間圧延工程）
一次冷間圧延工程Ｓ５は、中間焼鈍厚まで板厚を減少させるために行う。そのため、この一次冷間圧延工程Ｓ５は、圧下率：５０〜９０％の条件で、前記した熱間圧延工程Ｓ４で得た熱間圧延板に対して冷間圧延を行うことで、冷間圧延板を得る。
ここで、冷間圧延の圧下率が５０％未満であると、冷間圧延で導入される歪が不十分で中間焼鈍において粗大な再結晶が生じやすくなるため不適である。一方、冷間圧延の圧下率が９０％を超えると、中間焼鈍厚までの冷間圧延パス回数が増え、生産性が低下する。
一次冷間圧延工程Ｓ５は、中間焼鈍厚まで板厚を減少させるために行う。そのため、この一次冷間圧延工程Ｓ５は、圧下率：５０〜９０％の条件で、前記した熱間圧延工程Ｓ４で得た熱間圧延板に対して冷間圧延を行うことで、冷間圧延板を得る。
ここで、冷間圧延の圧下率が５０％未満であると、冷間圧延で導入される歪が不十分で中間焼鈍において粗大な再結晶が生じやすくなるため不適である。一方、冷間圧延の圧下率が９０％を超えると、中間焼鈍厚までの冷間圧延パス回数が増え、生産性が低下する。
（中間焼鈍工程）
中間焼鈍工程Ｓ６は、再結晶による結晶粒の微細化、および固溶硬化による焼付塗装後の強度維持を目的として行う。そのため、この中間焼鈍工程Ｓ６は、昇温速度：１０℃／秒以上、保持温度：４００〜５３０℃、降温速度：１０℃／秒以上の条件で、前記した冷間圧延工程Ｓ５で得た冷間圧延板に対して中間焼鈍を行う。
ここで、昇温速度が１０℃／秒未満であると、結晶粒が成長して粗大になり易い。また、保持温度が４００℃未満であると再結晶に必要な熱エネルギーが得られず、中間焼鈍後も未再結晶粒が残る恐れがある。
一方、保持温度が５３０℃を超えるとスラブがバーニングを起こす危険性が高まる。
なお、前記した保持温度で冷間圧延板を処理できればよく、その保持時間は特に限定されるものではないが、１０秒間以内であるのが好ましい。保持時間が１０秒間を超えても、固溶硬化への効果は変わらず、処理時間が長時間化して生産性が低下する。
そして降温速度が１０℃／秒未満であると、降温中に析出が生じるため、十分な固溶硬化を得ることができない。
なお、中間焼鈍工程Ｓ６の保持時間は、０〜１０秒間であることが好ましい。
中間焼鈍工程Ｓ６は、再結晶による結晶粒の微細化、および固溶硬化による焼付塗装後の強度維持を目的として行う。そのため、この中間焼鈍工程Ｓ６は、昇温速度：１０℃／秒以上、保持温度：４００〜５３０℃、降温速度：１０℃／秒以上の条件で、前記した冷間圧延工程Ｓ５で得た冷間圧延板に対して中間焼鈍を行う。
ここで、昇温速度が１０℃／秒未満であると、結晶粒が成長して粗大になり易い。また、保持温度が４００℃未満であると再結晶に必要な熱エネルギーが得られず、中間焼鈍後も未再結晶粒が残る恐れがある。
一方、保持温度が５３０℃を超えるとスラブがバーニングを起こす危険性が高まる。
なお、前記した保持温度で冷間圧延板を処理できればよく、その保持時間は特に限定されるものではないが、１０秒間以内であるのが好ましい。保持時間が１０秒間を超えても、固溶硬化への効果は変わらず、処理時間が長時間化して生産性が低下する。
そして降温速度が１０℃／秒未満であると、降温中に析出が生じるため、十分な固溶硬化を得ることができない。
なお、中間焼鈍工程Ｓ６の保持時間は、０〜１０秒間であることが好ましい。
（仕上げ冷間圧延工程）
仕上げ冷間圧延工程Ｓ７は、製品厚へ板厚を薄肉化するため、および耳率と強度調整のために行う。そのため、この仕上げ冷間圧延工程Ｓ７は、前記した中間焼鈍工程Ｓ６で中間焼鈍を行った冷間圧延板に対して、総圧下率：３０〜７０％の条件で仕上げ冷間圧延を行うことで、仕上げ冷間圧延板を得る。
ここで、仕上げ冷間圧延の総圧下率が３０％未満であると、十分な強度を得ることができない。一方、仕上げ冷間圧延の総圧下率が７０％を超えると、圧延集合組織が発達して耳率が大きくなる。
仕上げ冷間圧延工程Ｓ７は、製品厚へ板厚を薄肉化するため、および耳率と強度調整のために行う。そのため、この仕上げ冷間圧延工程Ｓ７は、前記した中間焼鈍工程Ｓ６で中間焼鈍を行った冷間圧延板に対して、総圧下率：３０〜７０％の条件で仕上げ冷間圧延を行うことで、仕上げ冷間圧延板を得る。
ここで、仕上げ冷間圧延の総圧下率が３０％未満であると、十分な強度を得ることができない。一方、仕上げ冷間圧延の総圧下率が７０％を超えると、圧延集合組織が発達して耳率が大きくなる。
なお、仕上げ冷間圧延工程Ｓ７の最終パスの圧下率は、ＰＰキャップ用アルミニウム合金板の成形性と強度に大きな影響を与える。最終パスの圧下率を２５％以上とすることで、従来技術では対応することができなかった、優れた成形性を保持しつつ高い強度を具備した広口ボトル缶に用いられるＰＰキャップ用アルミニウム合金板を製造することができる。一方、最終パスの圧下率が２５％未満の場合、冷間圧延回数が増加してアルミニウム合金板が過剰に加工硬化して強度が高くなり過ぎる、或いは伸びが低下し、成形性が低下する。従って、仕上げ冷間圧延工程Ｓ７の最終パスの圧下率を２５％以上とする。
なお、さらに好ましくは、最終パスの圧下率は、３０％以上である。
なお、さらに好ましくは、最終パスの圧下率は、３０％以上である。
（仕上げ焼鈍工程）
仕上げ焼鈍工程Ｓ８は、ＰＰキャップ用アルミニウム合金板の強度調整、および当該アルミニウム合金板の製造後に実施される塗装・印刷処理における板の塗装焼付炉内での熱変形防止のために行う。ＰＰキャップ用アルミニウム合金板は通常、コイル形態にて製造後長手方向に切断され、シート形態で塗装・印刷処理が行われる。
塗装・印刷処理では、焼付のための熱処理（１５０〜２００℃程度の温度で２０分間×複数回）が実施されるが、その温度でアルミニウム合金板が熱軟化を起こして反りが発生すると、焼付炉内で前後の板と接触して塗装外観不良を起こす危険性がある。仕上げ焼鈍は、この熱軟化による板の変形を防止する観点でも必要な工程である。
仕上げ焼鈍工程Ｓ８は、ＰＰキャップ用アルミニウム合金板の強度調整、および当該アルミニウム合金板の製造後に実施される塗装・印刷処理における板の塗装焼付炉内での熱変形防止のために行う。ＰＰキャップ用アルミニウム合金板は通常、コイル形態にて製造後長手方向に切断され、シート形態で塗装・印刷処理が行われる。
塗装・印刷処理では、焼付のための熱処理（１５０〜２００℃程度の温度で２０分間×複数回）が実施されるが、その温度でアルミニウム合金板が熱軟化を起こして反りが発生すると、焼付炉内で前後の板と接触して塗装外観不良を起こす危険性がある。仕上げ焼鈍は、この熱軟化による板の変形を防止する観点でも必要な工程である。
そのため、この仕上げ焼鈍工程Ｓ８は、保持温度：２００〜２６０℃の条件で、前記した仕上げ冷間圧延工程Ｓ７で得た仕上げ冷間圧延板に対して仕上げ焼鈍を行うことで、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板を製造する。
ここで、仕上げ焼鈍の保持温度が２００℃未満であると、十分な軟化状態が得られず、シート印刷工程で板反りを起こす危険性がある。一方、仕上げ焼鈍の保持温度が２６０℃を超えると、強度が過度に低下し、金属組織が完全に軟質化してしまう場合もある。
また、仕上げ焼鈍の保持時間が１時間未満であると、アルミニウム合金板の全長に亘って、均質な状態の金属組織を得ることができない。一方、仕上げ焼鈍の保持時間が４時間を超えても軟質程度は変わらず、却って表面酸化膜が成長し、表面品質が劣化する恐れがある。
なお、仕上げ焼鈍工程Ｓ８の保持時間は、１〜４時間であることが好ましい。
ここで、仕上げ焼鈍の保持温度が２００℃未満であると、十分な軟化状態が得られず、シート印刷工程で板反りを起こす危険性がある。一方、仕上げ焼鈍の保持温度が２６０℃を超えると、強度が過度に低下し、金属組織が完全に軟質化してしまう場合もある。
また、仕上げ焼鈍の保持時間が１時間未満であると、アルミニウム合金板の全長に亘って、均質な状態の金属組織を得ることができない。一方、仕上げ焼鈍の保持時間が４時間を超えても軟質程度は変わらず、却って表面酸化膜が成長し、表面品質が劣化する恐れがある。
なお、仕上げ焼鈍工程Ｓ８の保持時間は、１〜４時間であることが好ましい。
なお、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板は、通常、仕上げ焼鈍処理をした後に歪矯正処理、脱脂、エッチング処理、塗装のための下地化成処理を必要に応じて実施してもよい。
次に、本発明に係るＰＰキャップ用アルミニウム合金板およびその製造方法について、本発明の要件を満たす実施例と本発明の要件を満たさない比較例とを比較して具体的に説明する。
表１に示す組成成分を有するアルミニウム合金を溶解して鋳造した後に均質化熱処理を行い、そのスラブの表面を８ｍｍ面削した。面削したスラブに再加熱処理を行った後に、熱間粗圧延、熱間仕上圧延を行って熱間圧延板とした。そして、当該熱間圧延板に一次冷間圧延を行って冷間圧延板とした後、当該冷間圧延板に中間焼鈍を施した。次いで、仕上げ冷間圧延を行って板厚０．２３ｍｍの冷間圧延板とし、その仕上げ冷間圧延板に仕上げ焼鈍を行うことで、実施例１〜４、参考例１、および比較例１〜２７に示すアルミニウム合金板を製造した。各製造工程における製造条件は表１の通りである。なお、再加熱処理の保持時間を２時間、中間焼鈍の保持時間を１秒間、仕上げ焼鈍の保持時間を２時間に統一して処理した。
なお、表１における下線は、本発明の要件を満たしていないことを示す。
なお、表１における下線は、本発明の要件を満たしていないことを示す。
表１に示すように、実施例１〜４は、いずれも本発明で規定する要件を満たすものである。これに対し、比較例１〜２８は、本発明で規定する要件のいずれかを満たさないものである。
具体的には、比較例１はＣｕの含有量が本発明で規定する下限値未満であり、比較例２は上限値を超えている。
比較例３はＭｎの含有量が本発明で規定する下限値未満であり、比較例４は上限値を超えている。
比較例５はＭｇの含有量が本発明で規定する下限値未満であり、比較例６は上限値を超えている。
比較例７はＳｉの含有量が本発明で規定する下限値未満であり、比較例８は上限値を超えている。
比較例３はＭｎの含有量が本発明で規定する下限値未満であり、比較例４は上限値を超えている。
比較例５はＭｇの含有量が本発明で規定する下限値未満であり、比較例６は上限値を超えている。
比較例７はＳｉの含有量が本発明で規定する下限値未満であり、比較例８は上限値を超えている。
比較例９はＦｅの含有量が本発明で規定する下限値未満であり、比較例１０は上限値を超えている。
比較例１１は均質化熱処理温度が本発明で規定する下限値未満であり、比較例１２は上限値を超えている。
比較例１３は均質化熱処理の保持時間が本発明で規定する下限値未満である。
比較例１４は再加熱処理温度が本発明で規定する下限値未満であり、比較例１５は上限値を超えている。
比較例１６は熱間仕上げ圧延時の最終スタンド圧下率が本発明で規定する下限値未満である。
比較例１１は均質化熱処理温度が本発明で規定する下限値未満であり、比較例１２は上限値を超えている。
比較例１３は均質化熱処理の保持時間が本発明で規定する下限値未満である。
比較例１４は再加熱処理温度が本発明で規定する下限値未満であり、比較例１５は上限値を超えている。
比較例１６は熱間仕上げ圧延時の最終スタンド圧下率が本発明で規定する下限値未満である。
比較例１７は熱間圧延処理の圧延終了温度が本発明で規定する下限値未満であり、比較例１８は上限値を超えている。
比較例１９は一次冷間圧延の圧下率が本発明で規定する下限値未満である。
比較例２０は中間焼鈍時の昇温速度が本発明で規定する下限値未満である。
比較例２１は中間焼鈍時の保持温度が本発明で規定する下限値未満であり、比較例２２は上限値を超えている。
比較例２３は中間焼鈍時の降温速度が本発明で規定する下限値未満である。
比較例１９は一次冷間圧延の圧下率が本発明で規定する下限値未満である。
比較例２０は中間焼鈍時の昇温速度が本発明で規定する下限値未満である。
比較例２１は中間焼鈍時の保持温度が本発明で規定する下限値未満であり、比較例２２は上限値を超えている。
比較例２３は中間焼鈍時の降温速度が本発明で規定する下限値未満である。
比較例２４は仕上げ冷間圧延の総圧下率が本発明で規定する下限値未満であり、比較例２５は上限値を超えている。
比較例２６は仕上げ冷間圧延の最終パス圧下率が本発明で規定する下限値未満である。
比較例２７は仕上げ焼鈍温度が本発明で規定する下限値未満であり、比較例２８は上限値を超えている。
比較例２６は仕上げ冷間圧延の最終パス圧下率が本発明で規定する下限値未満である。
比較例２７は仕上げ焼鈍温度が本発明で規定する下限値未満であり、比較例２８は上限値を超えている。
そして、得られた実施例１〜４、参考例１、および比較例１〜２８のアルミニウム合金板について、（ａ）板表面の圧延平行方向における平均結晶粒径（表２では「圧延平行方向」と表示）および圧延垂直方向における平均結晶粒径（表２では「圧延垂直方向」と表示）、（ｂ）引張試験、（ｃ）耳率、および（ｄ）キャップ特性評価の各項目について評価を行った。なお、（ｄ）キャップ特性評価は、（ｄ−１）キャップ絞り成形性、（ｄ−２）キャップ巻締め性、（ｄ−３）キャップ開栓性、（ｄ−４）耐圧強度 の４項目について評価を行った。
（ａ）板表面の圧延平行方向における平均結晶粒径および圧延垂直方向における平均結晶粒径
実施例１〜４、参考例１、および比較例１〜２８のアルミニウム合金板の板表面の圧延平行方向における平均結晶粒径および圧延垂直方向における平均結晶粒径は、ＪＩＳ Ｈ０５０１の方法に基づいて測定した。すなわち、アルミニウム合金板を研磨して鏡面仕上げとした後、表面をエッチングし、倍率が１００倍の金属顕微鏡により金属組織を観察、写真撮影した。この際、圧延方向に平行および直角な方向に既知の長さの線分（例えば、１ｍｍ）を引き、線分の長さを、線分により切断された結晶粒の数で除することにより、結晶粒１個当たりの結晶粒幅を求めた（切断法）。場所を変えて同様の測定を繰返し行い（５箇所）、その平均値を各方向の平均結晶粒径とした。板表面の圧延平行方向における平均結晶粒径が５０μｍ以下のものを好適と評価し、５０μｍを超えるものを不適と評価した。板表面の圧延垂直方向における平均結晶粒径が３０μｍ以下のものを好適と評価し、３０μｍを超えるものを不適と評価した。
実施例１〜４、参考例１、および比較例１〜２８のアルミニウム合金板の板表面の圧延平行方向における平均結晶粒径および圧延垂直方向における平均結晶粒径は、ＪＩＳ Ｈ０５０１の方法に基づいて測定した。すなわち、アルミニウム合金板を研磨して鏡面仕上げとした後、表面をエッチングし、倍率が１００倍の金属顕微鏡により金属組織を観察、写真撮影した。この際、圧延方向に平行および直角な方向に既知の長さの線分（例えば、１ｍｍ）を引き、線分の長さを、線分により切断された結晶粒の数で除することにより、結晶粒１個当たりの結晶粒幅を求めた（切断法）。場所を変えて同様の測定を繰返し行い（５箇所）、その平均値を各方向の平均結晶粒径とした。板表面の圧延平行方向における平均結晶粒径が５０μｍ以下のものを好適と評価し、５０μｍを超えるものを不適と評価した。板表面の圧延垂直方向における平均結晶粒径が３０μｍ以下のものを好適と評価し、３０μｍを超えるものを不適と評価した。
（ｂ）引張試験
まず、実施例１〜４、参考例１、および比較例１〜２８のアルミニウム合金板からＪＩＳ Ｚ ２２０１に規定されている５号試験片を作製した。
そして、引張試験は、かかる試験片を用いてＪＩＳ Ｚ ２２４１に規定の金属材料引張試験方法に準拠して行った。なお、この引張試験では、引張強さ（平均値）、板幅方向における引張強さのばらつき（最大値と最小値との差：ＭＰａ）、伸び（％）を測定した。
まず、実施例１〜４、参考例１、および比較例１〜２８のアルミニウム合金板からＪＩＳ Ｚ ２２０１に規定されている５号試験片を作製した。
そして、引張試験は、かかる試験片を用いてＪＩＳ Ｚ ２２４１に規定の金属材料引張試験方法に準拠して行った。なお、この引張試験では、引張強さ（平均値）、板幅方向における引張強さのばらつき（最大値と最小値との差：ＭＰａ）、伸び（％）を測定した。
（ｃ）耳率
耳率は、実施例１〜４、参考例１、および比較例１〜２８のアルミニウム合金板から直径φ４０ｍｍのブランクを作製し、直径φ７６．９ｍｍのポンチで絞り（絞り率４８％）、この際の絞りカップの耳高さから算出した。すなわち、通常生じる８つの山谷の平均差をカップの平均高さで除算したものである（下記数１参照）。９０度耳（山）はマイナス表示、４５度耳はプラス表示であり、本発明では耳率が０％以上＋３％未満のものをＰＰキャップに用いるのに好適であると評価した。なお、耳率が前記範囲を超えると、ブランクに印字した後、絞り成形してＰＰキャップを製造した際に、ＰＰキャップの側面の印字が曲がることが強く懸念されるので好ましくない。
耳率は、実施例１〜４、参考例１、および比較例１〜２８のアルミニウム合金板から直径φ４０ｍｍのブランクを作製し、直径φ７６．９ｍｍのポンチで絞り（絞り率４８％）、この際の絞りカップの耳高さから算出した。すなわち、通常生じる８つの山谷の平均差をカップの平均高さで除算したものである（下記数１参照）。９０度耳（山）はマイナス表示、４５度耳はプラス表示であり、本発明では耳率が０％以上＋３％未満のものをＰＰキャップに用いるのに好適であると評価した。なお、耳率が前記範囲を超えると、ブランクに印字した後、絞り成形してＰＰキャップを製造した際に、ＰＰキャップの側面の印字が曲がることが強く懸念されるので好ましくない。
キャップ特性評価のうち、下記の（ｄ−１）、（ｄ−２）、（ｄ−３）、（ｄ−４）の評価では、前記製造方法にて作製したＰＰキャップ用アルミニウム合金板に常法の化成処理（リン酸クロメート処理）を、Ｃｒ換算値で１０ｍｇ／ｍ２程度の皮膜量となるように実施した後、常法に従い市販のＰＰキャップ用塗料を用いて内外面のサイズコート、トップコートをそれぞれの塗料に最適な焼付温度範囲（１５０〜１９０℃×１５分）にてＢＯＸオーブンで塗装焼き付けした。印刷、トップコートは、成形状態を観察し易くするため、顔料を含まないポリエステル、エポキシフェノール等のクリア塗料を使用した。
（ｄ−１）キャップ絞り成形性
キャップ絞り成形性は、３８ｍｍ径ＰＰキャップのキャップシェル成形について評価を行った。キャップサイズは内径φ３８ｍｍ、高さを１７ｍｍとした。これを１回の絞り成形にて成形した。
なお、結晶粒径が大きい場合、強度が過剰な場合、耳率が過大な場合、絞り成形時に割れや欠円を生じる恐れがある。
キャップシェル成形にて、問題なく成形できたものを「○」と評価し、欠円、絞り成形による肌荒れ、シワが生じたものを「△」、割れや破断により成形できなかったものを「×」と評価した。
キャップ絞り成形性は、３８ｍｍ径ＰＰキャップのキャップシェル成形について評価を行った。キャップサイズは内径φ３８ｍｍ、高さを１７ｍｍとした。これを１回の絞り成形にて成形した。
なお、結晶粒径が大きい場合、強度が過剰な場合、耳率が過大な場合、絞り成形時に割れや欠円を生じる恐れがある。
キャップシェル成形にて、問題なく成形できたものを「○」と評価し、欠円、絞り成形による肌荒れ、シワが生じたものを「△」、割れや破断により成形できなかったものを「×」と評価した。
（ｄ−２）キャップ巻締め成形性
キャップの巻締め性の評価は、密封性、開栓性を保持する上で極めて重要な特性である。キャップシェル成形後、常法によりキャップ天面付近の側壁にローレット加工を施すとともに、開口部付近側壁にミシン目加工およびスコア加工を施した後、内面に樹脂製モールドを装着した。その後、当該キャップシェルに適応したサイズのガラス瓶に専用の巻締め機にて巻締め成形を実施した。
このとき、結晶粒径が大きい場合や強度が過剰の場合には、回転ロールの圧入時にネジ部に肌荒れが生じることがある。また、強度が過大の場合には、ネジが十分に装入されず密封が不完全となったり、ネジ部に亀裂が生じたりする恐れがある。
キャップ巻締め成形時に、ネジ部の深さを十分に確保でき、密封性が確保できたものを「○」、ネジ部に肌荒れが生じたものを「△」、ネジ加工が不十分で密封が不完全となったり、ネジ部に亀裂が生じたりしたもの、または、巻締め時のロール圧入によりミシン目が破断したものを「×」と評価した。
キャップの巻締め性の評価は、密封性、開栓性を保持する上で極めて重要な特性である。キャップシェル成形後、常法によりキャップ天面付近の側壁にローレット加工を施すとともに、開口部付近側壁にミシン目加工およびスコア加工を施した後、内面に樹脂製モールドを装着した。その後、当該キャップシェルに適応したサイズのガラス瓶に専用の巻締め機にて巻締め成形を実施した。
このとき、結晶粒径が大きい場合や強度が過剰の場合には、回転ロールの圧入時にネジ部に肌荒れが生じることがある。また、強度が過大の場合には、ネジが十分に装入されず密封が不完全となったり、ネジ部に亀裂が生じたりする恐れがある。
キャップ巻締め成形時に、ネジ部の深さを十分に確保でき、密封性が確保できたものを「○」、ネジ部に肌荒れが生じたものを「△」、ネジ加工が不十分で密封が不完全となったり、ネジ部に亀裂が生じたりしたもの、または、巻締め時のロール圧入によりミシン目が破断したものを「×」と評価した。
（ｄ−３）キャップ開栓性
巻締め後にトルクメーターを使用してキャップの開栓性を測定した。開栓トルクは通常３段階で評価される。つまり、キャップと瓶が相対的に滑りを生じるトルク（第１トルク）、ミシン目の破断トルク（第２トルク）、スコア破断によるリングの脱離トルク（第３トルク）が開栓過程で極大値として測定され、評価される。
この中で特に重要なのは、キャップの巻締め成形性の影響を受けるミシン目破断時の第２トルクであり、ネジ成形性や材料の適切な破断特性が要求される。第２トルクの適正値は用途によって様々であるが、どの様な用途であっても１Ｎｍを超えると一般消費者は容易に開けることはできない。
良好な開栓挙動で第２トルクが１Ｎｍ以下であるものを「○」、ネジ成形深さが不十分でキャップが空回りして開栓できなかったり、第２トルクが１Ｎｍを超えたりするものを「×」と評価した。
巻締め後にトルクメーターを使用してキャップの開栓性を測定した。開栓トルクは通常３段階で評価される。つまり、キャップと瓶が相対的に滑りを生じるトルク（第１トルク）、ミシン目の破断トルク（第２トルク）、スコア破断によるリングの脱離トルク（第３トルク）が開栓過程で極大値として測定され、評価される。
この中で特に重要なのは、キャップの巻締め成形性の影響を受けるミシン目破断時の第２トルクであり、ネジ成形性や材料の適切な破断特性が要求される。第２トルクの適正値は用途によって様々であるが、どの様な用途であっても１Ｎｍを超えると一般消費者は容易に開けることはできない。
良好な開栓挙動で第２トルクが１Ｎｍ以下であるものを「○」、ネジ成形深さが不十分でキャップが空回りして開栓できなかったり、第２トルクが１Ｎｍを超えたりするものを「×」と評価した。
（ｄ―４）耐圧強度（密封性）
キャップ巻締め後に内圧を負荷したとき、漏れに至る直前の耐圧強度を評価した。９００ｋＰａ以上を良好「○」とし、これに満たないものを「×」とした。
キャップ巻締め後に内圧を負荷したとき、漏れに至る直前の耐圧強度を評価した。９００ｋＰａ以上を良好「○」とし、これに満たないものを「×」とした。
前記した（ａ）〜（ｄ）の各項目の評価結果を表２に示す。なお、キャップ絞り成形性で「×」の評価となった場合は、キャップ巻締め成形性の評価、キャップ開栓性の評価、および耐圧強度の評価を行うことができないので、これらの評価に関し「−」（評価を実施できなかった）と記した。
表１および表２に示すように、実施例１〜４は、いずれも本発明の要件を満たしているので、（ａ）〜（ｄ）の各項目について良好な評価結果を得ることができた。
一方、比較例１〜２８は、本発明で規定する要件のいずれかを満たさないので、（ａ）〜（ｄ）の各項目のいずれかにおいて良好な評価結果を得ることができなかった。
一方、比較例１〜２８は、本発明で規定する要件のいずれかを満たさないので、（ａ）〜（ｄ）の各項目のいずれかにおいて良好な評価結果を得ることができなかった。
具体的には、比較例１は、Ｃｕの含有量が本発明で規定する下限値未満であるので、引張強さが低く耐圧強度が好ましくない結果となった。
比較例２は、Ｃｕの含有量が本発明で規定する上限値を超えているので、キャップ巻締め成形性およびキャップ開栓性が好ましくない結果となった。
比較例３は、Ｍｎの含有量が本発明で規定する下限値未満であるので、引張強さが低く耐圧強度が低下し、また耳率が好ましくない結果となった。
比較例４は、Ｍｎの含有量が本発明で規定する上限値を超えているので、キャップ巻締め成形性およびキャップ開栓性が好ましくない結果となった。
比較例２は、Ｃｕの含有量が本発明で規定する上限値を超えているので、キャップ巻締め成形性およびキャップ開栓性が好ましくない結果となった。
比較例３は、Ｍｎの含有量が本発明で規定する下限値未満であるので、引張強さが低く耐圧強度が低下し、また耳率が好ましくない結果となった。
比較例４は、Ｍｎの含有量が本発明で規定する上限値を超えているので、キャップ巻締め成形性およびキャップ開栓性が好ましくない結果となった。
比較例５は、Ｍｇの含有量が本発明で規定する下限値未満であるので、引張強さが低く、キャップ絞り成形性および耐圧強度が劣るという結果となった。
比較例６は、Ｍｇの含有量が本発明で規定する上限値を超えているので、引張強さが高すぎ、キャップ巻締め成形性およびキャップ開栓性について好ましくない結果となった。
比較例７は、Ｓｉの含有量が本発明で規定する下限値未満であるので、キャップ絞り成形性が好ましくない結果となった。
比較例６は、Ｍｇの含有量が本発明で規定する上限値を超えているので、引張強さが高すぎ、キャップ巻締め成形性およびキャップ開栓性について好ましくない結果となった。
比較例７は、Ｓｉの含有量が本発明で規定する下限値未満であるので、キャップ絞り成形性が好ましくない結果となった。
比較例８は、Ｓｉの含有量が本発明で規定する上限値を超えているので、耳率、キャップ絞り成形性およびキャップ巻締め成形性が好ましくない結果となった。
比較例９は、Ｆｅの含有量が本発明で規定する下限値未満であるので、板表面の圧延平方向における結晶粒径、板表面の圧延垂直方向における結晶粒径、耳率、キャップ絞り成形性、およびキャップ巻締め成形性について好ましくない結果となった。
比較例１０は、Ｆｅの含有量が本発明で規定する上限値を超えているので、耳率、キャップ絞り成形性およびキャップ巻締め成形性について好ましくない結果となった。
比較例９は、Ｆｅの含有量が本発明で規定する下限値未満であるので、板表面の圧延平方向における結晶粒径、板表面の圧延垂直方向における結晶粒径、耳率、キャップ絞り成形性、およびキャップ巻締め成形性について好ましくない結果となった。
比較例１０は、Ｆｅの含有量が本発明で規定する上限値を超えているので、耳率、キャップ絞り成形性およびキャップ巻締め成形性について好ましくない結果となった。
比較例１１は、均質化熱処理の処理温度が本発明で規定する下限値を外れているので、板表面の圧延平行方向における結晶粒径、板表面の圧延垂直方向における結晶粒径、および耳率が好ましくない結果となった。また、キャップ絞り成形性およびキャップ巻締め成形性が好ましくない結果となった。
比較例１２は、予備均質化熱処理の処理時間が本発明で規定する上限値を外れているので、バーニングが発生し、最終製品板の製造ができなかった。
比較例１３は、均質化熱処理の保持時間が本発明で規定する下限値を外れているので、板表面の圧延平行方向における結晶粒径、キャップ絞り成形性およびキャップ巻締め成形性が好ましくない結果となった。
比較例１２は、予備均質化熱処理の処理時間が本発明で規定する上限値を外れているので、バーニングが発生し、最終製品板の製造ができなかった。
比較例１３は、均質化熱処理の保持時間が本発明で規定する下限値を外れているので、板表面の圧延平行方向における結晶粒径、キャップ絞り成形性およびキャップ巻締め成形性が好ましくない結果となった。
比較例１４は、再加熱処理温度が本発明で規定する下限値を外れているので、圧延時の荷重が高くなり、通常の圧下量では熱間圧延板が製造できなかった。
比較例１５は、再加熱処理温度が本発明で規定する上限値を外れているので、熱間圧延板の表面の焼き付きが著しく、冷間圧延以降に進めるに相応しくないと判断した。
比較例１６は、熱間仕上げ圧延時の最終スタンド圧下率が本発明で規定する下限値を外れているので、板幅方向における引張強さのばらつきが１０ＭＰａを超え、また、製品板の耳率が好ましくない結果となった。また、キャップ絞り成形性が好ましくない結果となった。
比較例１７は、熱間仕上げ終了温度が本発明で規定する下限値を外れているので、十分な再結晶状態が得られず、製品板の耳率が好ましくない結果となった。また、キャップ絞り成形性が好ましくない結果となった。
比較例１８は、熱間仕上げ終了温度が本発明で規定する上限値を外れているので、熱間圧延板の表面の焼き付きが著しく、冷間圧延以降に進めるに相応しくないと判断した。
比較例１９は、一次冷間圧下率が本発明で規定する下限値を外れているので、板表面の圧延平行方向における結晶粒径、板表面の圧延垂直方向における結晶粒径、および耳率が好ましくない結果となった。また、キャップ絞り成形性およびキャップ巻締め成形性が好ましくない結果となった。
比較例１５は、再加熱処理温度が本発明で規定する上限値を外れているので、熱間圧延板の表面の焼き付きが著しく、冷間圧延以降に進めるに相応しくないと判断した。
比較例１６は、熱間仕上げ圧延時の最終スタンド圧下率が本発明で規定する下限値を外れているので、板幅方向における引張強さのばらつきが１０ＭＰａを超え、また、製品板の耳率が好ましくない結果となった。また、キャップ絞り成形性が好ましくない結果となった。
比較例１７は、熱間仕上げ終了温度が本発明で規定する下限値を外れているので、十分な再結晶状態が得られず、製品板の耳率が好ましくない結果となった。また、キャップ絞り成形性が好ましくない結果となった。
比較例１８は、熱間仕上げ終了温度が本発明で規定する上限値を外れているので、熱間圧延板の表面の焼き付きが著しく、冷間圧延以降に進めるに相応しくないと判断した。
比較例１９は、一次冷間圧下率が本発明で規定する下限値を外れているので、板表面の圧延平行方向における結晶粒径、板表面の圧延垂直方向における結晶粒径、および耳率が好ましくない結果となった。また、キャップ絞り成形性およびキャップ巻締め成形性が好ましくない結果となった。
比較例２０は、中間焼鈍の昇温速度が本発明で規定する下限値を外れているので、板表面の圧延平行方向における結晶粒径が好ましくない結果となった。また、キャップ絞り成形性が好ましくない結果となった。
比較例２１は、中間焼鈍の保持温度が本発明で規定する下限値を外れているので、未再結晶粒が残存し、耳率およびキャップ絞り成形性が好ましくない結果となった。
比較例２２は、中間焼鈍の保持温度が本発明で規定する上限値を外れているので、バーニングが生じ、最終製品板の製造ができなかった。
比較例２３は、中間焼鈍の降温速度が本発明で規定する下限値を外れているので、引張強さが低く、耐圧強度が低下する結果となった。
比較例２４は、仕上げ冷間圧延の総圧下率が本発明で規定する下限値を外れているので、引張強さおよび耳率が好ましくない結果となった。また、キャップ絞り成形性、耐圧強度が好ましくない結果となった。
比較例２１は、中間焼鈍の保持温度が本発明で規定する下限値を外れているので、未再結晶粒が残存し、耳率およびキャップ絞り成形性が好ましくない結果となった。
比較例２２は、中間焼鈍の保持温度が本発明で規定する上限値を外れているので、バーニングが生じ、最終製品板の製造ができなかった。
比較例２３は、中間焼鈍の降温速度が本発明で規定する下限値を外れているので、引張強さが低く、耐圧強度が低下する結果となった。
比較例２４は、仕上げ冷間圧延の総圧下率が本発明で規定する下限値を外れているので、引張強さおよび耳率が好ましくない結果となった。また、キャップ絞り成形性、耐圧強度が好ましくない結果となった。
比較例２５は、仕上げ冷間圧延の総圧下率が本発明で規定する上限値を外れているので、引張強さ、板表面の圧延平行方向における結晶粒径および耳率が好ましくない結果となった。また、キャップ絞り成形性、キャップ巻締め成形性、開栓性が好ましくない結果となった。
比較例２６は、仕上げ冷間圧延の最終パス圧下率が本発明で規定する下限値を外れているので、伸びが低く、キャップ絞り成形性が好ましくない結果となった。
比較例２７は、仕上げ焼鈍の保持温度が本発明で規定する下限値を外れているので、引張強さが高く且つ伸びが低く、キャップ絞り成形性が好ましくない結果となった。
比較例２８は、仕上げ焼鈍の保持温度が本発明で規定する上限値を外れているので、引張強さが低く、耐圧強度が好ましくない結果となった。
比較例２６は、仕上げ冷間圧延の最終パス圧下率が本発明で規定する下限値を外れているので、伸びが低く、キャップ絞り成形性が好ましくない結果となった。
比較例２７は、仕上げ焼鈍の保持温度が本発明で規定する下限値を外れているので、引張強さが高く且つ伸びが低く、キャップ絞り成形性が好ましくない結果となった。
比較例２８は、仕上げ焼鈍の保持温度が本発明で規定する上限値を外れているので、引張強さが低く、耐圧強度が好ましくない結果となった。
なお、比較例１のアルミニウム合金板は、特許文献に記載された従来のアルミニウム合金板を想定したものである。本実施例で示したように、この従来のアルミニウム合金板は、引張強さについて一定の水準を満たさないものである。従って、本実施例によって、本発明に係るアルミニウム合金板が従来のアルミニウム合金板と比較して、優れているのが客観的に明らかとなった。
Claims (2)
- Ｃｕ：０．３質量％を超えて０．５質量％以下、Ｍｎ：０．２〜０．５質量％、Ｍｇ：０．２〜０．６質量％、Ｓｉ：０．１〜０．３質量％、Ｆｅ：０．２〜０．７質量％を含み、残部がＡｌおよび不可避的不純物から構成される口径３０ｍｍ以上の広口ボトル缶に用いられるＰＰキャップ用アルミニウム合金板であって、
引張強さが２００〜２４０ＭＰａ、前記引張強さの板幅方向におけるばらつきが１０ＭＰａ以下であるとともに、伸びが４％以上であり、
板表面における結晶粒の平均結晶粒径が、圧延方向に平行となる圧延平行方向で５０μｍ以下、圧延方向に垂直となる圧延垂直方向で３０μｍ以下であることを特徴とするＰＰキャップ用アルミニウム合金板。 - 口径３０ｍｍ以上の広口ボトル缶に用いられるＰＰキャップ用アルミニウム合金板の製造方法であって、
Ｃｕ：０．３質量％を超えて０．５質量％以下、Ｍｎ：０．２〜０．５質量％、Ｍｇ：０．２〜０．６質量％、Ｓｉ：０．１〜０．３質量％、Ｆｅ：０．２〜０．７質量％を含み、残部がＡｌおよび不可避的不純物から構成されるアルミニウム合金のスラブを、保持温度：５５０〜６３０℃、保持時間：１〜１０時間という条件で均質化熱処理を行う均質化熱処理工程と、
前記均質化熱処理を行った前記スラブの表面を面削する面削工程と、
表面を面削した前記スラブに対し、保持温度：４５０〜５３０℃という条件で熱処理を行う再加熱処理工程と、
前記再加熱処理を行った前記スラブに対し、熱間粗圧延を行ったのち、タンデム方式の熱間仕上げ圧延機にて、最終スタンド圧下率４０〜４８％、圧延終了温度：３００〜３８０℃という条件で熱間圧延を行い、熱間圧延板とする熱間圧延工程と、
前記熱間圧延板に対し、圧下率：５０〜９０％という条件で冷間圧延を行い、冷間圧延板とする一次冷間圧延工程と、
前記冷間圧延板に対し、昇温速度：１０℃／秒以上、保持温度：４００〜５３０℃、降温速度：１０℃／秒以上という条件で中間焼鈍を行う中間焼鈍工程と、
前記中間焼鈍を行った前記冷間圧延板に対し、総圧下率：３０〜７０％、最終パスにおける圧下率を２５％以上という条件で冷間圧延を行う仕上げ冷間圧延工程と、
前記仕上げ冷間圧延を行った前記冷間圧延板に対し、保持温度：２００〜２６０℃という条件で仕上げ焼鈍を行い、アルミニウム合金板とする仕上げ焼鈍工程と、
を含むことを特徴とするＰＰキャップ用アルミニウム合金板の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2010071494A JP5480688B2 (ja) | 2010-03-26 | 2010-03-26 | Ｐｐキャップ用アルミニウム合金板およびその製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP2010071494A JP5480688B2 (ja) | 2010-03-26 | 2010-03-26 | Ｐｐキャップ用アルミニウム合金板およびその製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JP2011202240A JP2011202240A (ja) | 2011-10-13 |
| JP5480688B2 true JP5480688B2 (ja) | 2014-04-23 |
Family
ID=44879182
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP2010071494A Expired - Fee Related JP5480688B2 (ja) | 2010-03-26 | 2010-03-26 | Ｐｐキャップ用アルミニウム合金板およびその製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP5480688B2 (ja) |
Families Citing this family (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP6293974B2 (ja) * | 2015-07-20 | 2018-03-14 | ノベリス・インコーポレイテッドＮｏｖｅｌｉｓ Ｉｎｃ． | 高陽極酸化品質を有するａａ６ｘｘｘアルミニウム合金シート及びそれを作製するための方法 |
| ES2653729B1 (es) * | 2016-08-05 | 2018-11-16 | Acr Ii Aluminium Group Cooperatief U.A. | Proceso de laminación de aluminio para aplicaciones de grano fino |
| EP4060067A1 (en) | 2021-03-18 | 2022-09-21 | ACR II Aluminium Group Cooperatief U.A. | Aluminium alloy sheet for closures and thermomechanical method for producing the same |
Family Cites Families (11)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS63223151A (ja) * | 1987-03-12 | 1988-09-16 | Ngk Insulators Ltd | ベリリウム銅合金材料よりなる部品成形体及びその製造方法 |
| JP3433619B2 (ja) * | 1996-09-09 | 2003-08-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 表面外観及び加工性に優れた電気亜鉛めっき鋼板の製造 方法 |
| JP3900619B2 (ja) * | 1996-10-31 | 2007-04-04 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 焼付硬化性および耐室温時効性に優れた熱延鋼板およびめっき鋼板ならびに熱延鋼板の製造方法 |
| JP2003089859A (ja) * | 2001-09-19 | 2003-03-28 | Furukawa Electric Co Ltd:The | 曲げ加工性に優れたアルミニウム合金板の製造方法 |
| JP4448856B2 (ja) * | 2003-11-10 | 2010-04-14 | ポスコ | 加工性の優れた耐時効冷延鋼板及びその製造方法 |
| JP4908805B2 (ja) * | 2005-09-09 | 2012-04-04 | 古河スカイ株式会社 | 高強度キャップ用アルミニウム合金の製造方法 |
| JP2007100182A (ja) * | 2005-10-06 | 2007-04-19 | Furukawa Sky Kk | キャップ用アルミニウム合金板およびその製造方法 |
| JP4950495B2 (ja) * | 2006-01-19 | 2012-06-13 | 株式会社神戸製鋼所 | Ｐｐキャップ用アルミニウム合金板の製造方法 |
| JP2008223075A (ja) * | 2007-03-12 | 2008-09-25 | Kobe Steel Ltd | 省熱延型アルミニウム合金板およびその製造方法 |
| JP5391606B2 (ja) * | 2008-08-05 | 2014-01-15 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 溶接性に優れた高強度冷延鋼板およびその製造方法 |
| JP5391234B2 (ja) * | 2011-06-06 | 2014-01-15 | 株式会社神戸製鋼所 | Ｐｐキャップ用アルミニウム合金板 |
-
2010
- 2010-03-26 JP JP2010071494A patent/JP5480688B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JP2011202240A (ja) | 2011-10-13 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| JP2012188703A (ja) | 樹脂被覆缶胴用アルミニウム合金板およびその製造方法 | |
| JP4950495B2 (ja) | Ｐｐキャップ用アルミニウム合金板の製造方法 | |
| JP5675447B2 (ja) | 樹脂被覆缶胴用アルミニウム合金板およびその製造方法 | |
| JP2006265700A (ja) | 高温特性に優れたボトル缶用アルミニウム合金板 | |
| JP2006265701A (ja) | 高温特性に優れたボトル缶用アルミニウム合金冷延板 | |
| WO2014129385A1 (ja) | 缶ボディ用アルミニウム合金板及びその製造方法 | |
| JP5391234B2 (ja) | Ｐｐキャップ用アルミニウム合金板 | |
| JP5480688B2 (ja) | Ｐｐキャップ用アルミニウム合金板およびその製造方法 | |
| JP5113411B2 (ja) | 包装容器用アルミニウム合金板およびその製造方法 | |
| JP2001073058A (ja) | 耐ブローアップ性に優れた缶エンド用アルミニウム合金板およびその製造方法 | |
| JP6684568B2 (ja) | 異方性とネック成形性に優れた飲料缶ボディ用または飲料ボトル缶ボディ用アルミニウム合金板の製造方法 | |
| JP2005048288A (ja) | ボトム部の形状の安定性及び強度に優れるボトル缶用アルミニウム合金板 | |
| JP2009242830A (ja) | ボトル缶用アルミニウム合金板およびその製造方法 | |
| JP4846457B2 (ja) | 曲げ加工性に優れたキャップ用アルミニウム合金板の製造方法 | |
| JP4771726B2 (ja) | 飲料缶胴用アルミニウム合金板およびその製造方法 | |
| JP6435268B2 (ja) | 缶エンド用アルミニウム合金板及びその製造方法 | |
| JP2001262261A (ja) | 缶底成形性に優れた缶胴用アルミニウム合金板およびその製造方法 | |
| JP5080150B2 (ja) | 開栓性、耳率に優れた高強度キャップ用アルミニウム合金板の製造方法 | |
| JP4995494B2 (ja) | 広口ボトル缶キャップ用高強度アルミニウム合金板及びその製造方法 | |
| KR102026001B1 (ko) | 병마개용 강판, 병마개용 강판의 제조 방법 및 병마개 | |
| JP4750392B2 (ja) | ボトル型缶用のアルミニウム合金板 | |
| JPH10330897A (ja) | 深絞り成形用アルミニウム基合金板の製造方法 | |
| WO2022239694A1 (ja) | リングプル型キャップ用のアルミニウム合金板およびその製造方法 | |
| JP7426243B2 (ja) | ボトル缶胴用アルミニウム合金板 | |
| JP5976023B2 (ja) | 樹脂被覆缶胴用アルミニウム合金板 |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A621 | Written request for application examination |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621 Effective date: 20120828 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20131022 |
|
| A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20131224 |
|
| A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A821 Effective date: 20131225 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20140204 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20140214 |
|
| R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Ref document number: 5480688 Country of ref document: JP Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |
|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |