JP6405014B1 - ボトル缶胴用アルミニウム合金板及びその製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】軸力強度が高く、カール割れが発生し難いボトル缶を実現することができるボトル缶胴用アルミニウム合金板及びその製造方法を提供すること。
【解決手段】ボトル缶胴用アルミニウム合金板は、０．０５〜０．６０質量％のＳｉと、０．０５〜０．８０質量％のＦｅと、０．０５〜０．２５質量％のＣｕと、０．８０〜１．５０質量％のＭｎと、０．８０〜１．５０質量％のＭｇと、Ａｌと、不可避的不純物と、を含有する。ブランク径が５７mm、絞り比が１．７３という条件で絞った成形カップにおける４５°耳率が２．５％以下である。０−１８０°耳高さの平均値が、４５°耳高さの平均値以下である。耐力が１８０ＭＰａ以上、２３０ＭＰａ以下である。引張強さから耐力を差し引いた値が１０．０ＭＰａ以上、２８．０ＭＰａ以下である。前記ボトル缶胴用アルミニウム合金板の表面において圧延方向に直交する方向の結晶粒の幅が１０μｍ以上６０μｍ以下である。
【選択図】図１

Description

本開示はボトル缶胴用アルミニウム合金板及びその製造方法に関する。

近年、アルミ缶の一種であるボトル缶が知られている。ボトル缶は、胴部に比べて細いネック部を備える。ネック部は、ネッキング加工により形成される。ボトル缶は、ネック部の先端付近にネジ部を備える。ネジ部は、キャップを取り付けるためのネジが形成された部分である。ボトル缶は、ネック部の先端にカール部を備える。カール部は、外周側に屈曲するように、カール成形された部分である（特許文献１〜５）。

特開２００１−１１４２４５号公報 特開２００１−１５８４３６号公報 特開２００１−１６２３４４号公報 特開２０００−１９１００６号公報 特開２００４−２５０７９０号公報

ボトル缶内に内容物を充填し、キャップを巻き締めするとき、軸方向の荷重がボトル缶に負荷される。この荷重が負荷されても変形しないために、ボトル缶は高い軸力強度を有する必要がある。軸力強度とは、軸方向の荷重に耐える強度である。

軸力強度を向上させるためには、ボトル缶を構成するアルミニウム合金板の強度を上げることが考えられる。しかしながら、強度が高いアルミニウム合金板を使用した場合、一般的に、ネッキング加工、ネジ成形、カール成形において成形性が低下し、ネック部及びネジ部にシワ、亀裂等が発生しやすくなる。さらに、それらに起因してカール部に割れが発生する現象（以下ではカール割れとする）が発生し易くなってしまう。

本開示の一局面は、軸力強度が高く、カール割れが発生し難いボトル缶を実現することができるボトル缶胴用アルミニウム合金板及びその製造方法を提供することを目的とする。

本開示の一局面は、ボトル缶胴用アルミニウム合金板であって、０．０５〜０．６０質量％のＳｉと、０．０５〜０．８０質量％のＦｅと、０．０５〜０．２５質量％のＣｕと、０．８０〜１．５０質量％のＭｎと、０．８０〜１．５０質量％のＭｇと、Ａｌと、不可避的不純物と、を含有し、ブランク径が５７mm、絞り比が１．７３という条件で絞った成形カップにおける４５°耳率が２．５％以下であり、０−１８０°耳高さの平均値が、４５°耳高さの平均値以下であり、耐力が１８０ＭＰａ以上、２３０ＭＰａ以下であり、引張強さから耐力を差し引いた値が１０．０ＭＰａ以上、２８．０ＭＰａ以下であり、前記ボトル缶胴用アルミニウム合金板の表面において圧延方向に直交する方向の結晶粒の幅が１０μｍ以上６０μｍ以下であるボトル缶胴用アルミニウム合金板である。

本開示の一局面であるボトル缶胴用アルミニウム合金板を用いて製造したボトル缶は、軸力強度が高く、カール割れが発生し難い。
本開示の別の局面は、０．０５〜０．６０質量％のＳｉと、０．０５〜０．８０質量％のＦｅと、０．０５〜０．２５質量％のＣｕと、０．８０〜１．５０質量％のＭｎと、０．８０〜１．５０質量％のＭｇと、Ａｌと、不可避的不純物と、を含有するアルミニウム合金の鋳塊を均質化処理し、熱間圧延を行い、中間焼鈍を行うことなく冷間圧延を行い、前記熱間圧延において、熱間仕上圧延の開始温度が４００℃以上５２０℃以下であり、前記冷間圧延において、最終パスの前パスの圧延終了温度が１３０℃以上１９０℃以下であり、前記冷間圧延において、総圧下率が８０．０％以上、９０．０％以下であるボトル缶胴用アルミニウム合金板の製造方法である。

本開示の別の局面であるボトル缶胴用アルミニウム合金板の製造方法により製造されたボトル缶胴用アルミニウム合金板を用いて製造したボトル缶は、軸力強度が高く、カール割れが発生し難い。

第１のボトル缶を製造する方法を表す説明図である。 第２のボトル缶を製造する方法を表す説明図である。 結晶粒幅を測定する方法を表す説明図である。

本開示の実施形態を説明する。
１．ボトル缶胴用アルミニウム合金板の構成
本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板は、０．０５〜０．６０質量％のＳｉを含有する。Ｓｉは、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系晶出物に相変態を起こさせ、より硬度の高いＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系化合物を形成する。Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系化合物は固体潤滑作用を有する。Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系化合物が形成されることにより、ボトル缶胴用アルミニウム合金板のしごき成形性が向上する。

Ｓｉの含有量が０．０５質量％以上であることにより、ＤＩ成形を行う場合、合金型と金型との凝着によるビルドアップを抑制することができる。Ｓｉの含有量が０．６０質量％以下であることにより、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の耳率を低減することができる。

その理由は以下のとおりである。Ｓｉの含有量が０．６０質量％以下である場合、熱間圧延中における微細なα−ＡｌＭｎＦｅＳｉ相の析出を抑制することができる。α−ＡｌＭｎＦｅＳｉ相は、熱間圧延終了後の再結晶を阻害する作用を有する。α−ＡｌＭｎＦｅＳｉ相の析出を抑制することにより、熱間圧延終了後の再結晶を促進し、耳率を低減できる。

本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板は、０．０５〜０．８０質量％のＦｅを含有する。０．０５質量％以上のＦｅを含有することにより、ボトル缶胴用アルミニウム合金板のしごき成形性が向上する。０．０５質量％以上のＦｅを含有することでしごき成形性が向上する理由は、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系等の化合物が析出し、それらの化合物が固体潤滑作用を有するためである。

また、Ｆｅの含有量が０．０５質量％以上であることにより、熱間圧延終了時の再結晶粒径が微細化する。再結晶粒径が微細化する理由は以下のとおりである。Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系等の化合物は、熱間圧延中にその周囲に母相よりも高ひずみであり、転位密度が大きい領域を形成し、熱間圧延終了時に再結晶核となる。Ｆｅの含有量が０．０５質量％以上であると、再結晶核となる前記化合物の量が増加し、再結晶粒径が微細化する。

また、Ｆｅの含有量が０．０５質量％以上であることにより、アルミニウム地金の純度を過度に高める必要がなく、コストダウンを実現できる。
Ｆｅの含有量が０．８０質量％以下であることにより、溶解鋳造時にＦｅとＭｎとが結合して巨大なＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系初晶化合物が発生してしまうことを抑制できる。巨大なＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系初晶化合物が圧延後も残存するとＤＩ成形時に割れやピンホールを発生させてしまう。

本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板は、０．０５〜０．２５質量％のＣｕを含有する。Ｃｕの含有量が０．０５質量％以上であることにより、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の強度が向上する。ボトル缶胴用アルミニウム合金板の強度が向上すれば、ＤＩ成形において十分な軸力強度を得ることができる。

Ｃｕの含有量が０．２５質量％以下であることにより、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の強度が過度に高くなることを抑制できる。そのため、ＤＩ缶側壁が過度に硬くなることを抑制できる。その結果、ネック成形時にしわが発生してカール成形性が悪化することを抑制できる。

本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板は、０．８０〜１．５０質量％のＭｎを含有する。Ｍｎの含有量が０．８０質量％以上であることにより、Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系化合物が形成され易くなる。その結果、ボトル缶胴用アルミニウム合金板のしごき成形性が向上する。また、Ｍｎの含有量が０．８０質量％以上であることにより、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の強度が向上する。ボトル缶胴用アルミニウム合金板の強度が向上すれば、ＤＩ成形において十分な軸力強度を得ることができる。

Ｍｎの含有量が１．５０質量％以下であることにより、溶解鋳造時にＦｅとＭｎとが結合して巨大なＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系初晶化合物が発生してしまうことを抑制できる。巨大なＡｌ−Ｍｎ−Ｆｅ系初晶化合物が圧延後も残存するとＤＩ成形時に割れやピンホールを発生させてしまう。

本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板は、０．８０〜１．５０質量％のＭｇを含有する。Ｍｇの含有量が０．８０質量％以上であることにより、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の強度が向上する。ボトル缶胴用アルミニウム合金板の強度が向上すれば、ＤＩ成形において十分な軸力強度を得ることができる。

Ｍｇの含有量が１．５０質量％以下であることにより、ボトル缶胴用アルミニウム合金板が加工硬化しにくくなる。そのため、ＤＩ缶側壁が過度に硬くなることを抑制できる。その結果、ネック成形時にしわが発生してカール成形性が悪化することを抑制できる。

本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板はＡｌを含有する。Ａｌはボトル缶胴用アルミニウム合金板の主成分である。Ａｌは、例えば、アルミニウム合金板において、Ｓｉ、Ｆｅ、Ｃｕ、Ｍｎ、Ｍｇ、及び不可避的不純物以外の残部である。不可避的不純物の含有量は、０．５質量％以下であることが好ましい。

本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板では、ブランク径が５７ｍｍ、絞り比が１．７３という条件で絞った成形カップにおける４５°耳率が２．５％以下であり、０−１８０°耳高さの平均値が、４５°耳高さの平均値以下である。

４５°耳率は、以下の式（１）により算出される値である。
式（１） ４５°耳率（％）＝（（４５°耳高さの平均値―平均高さ）／平均高さ）×１００
式（１）において、「４５°耳高さ」とは、エリクセンカップ耳のうち、圧延方向から４５°の角度をなす位置に現れるカップ耳高さを意味する。「４５°耳高さの平均値」は、１つのカップに４箇所存在する「圧延方向から４５°の角度をなす位置」でそれぞれ測定した「４５°耳高さ」の平均値を意味する。４箇所の「圧延方向から４５°の角度をなす位置」は、対称の位置関係にある。

式（１）における「平均高さ」とは、以下の値である。エリクセンカップの高さを、圧延方向から１°刻みで測定することで、３６０点でのカップ高さを取得する。その３６０点でのカップ高さの平均値が、「平均高さ」である。

式（１）における「０−１８０°耳高さの平均値」とは、圧延方向から０°の角度をなす位置に現れるカップ耳高さと、圧延方向から１８０°の角度をなす位置に現れるカップ耳高さとの平均値を意味する。

４５ ° 耳率が２．５％以下であることで、ＤＩ缶のネック成形中に圧延方向から４５°の位置のネック部側壁板厚が薄くなることを抑制できる。そのことにより、ネックしわの発生を抑制することができ、カール成形性が向上する。ネックしわとは、ネック成形中にネック部に生じるしわである。

４５ ° 耳率は１．０％以上であることが好ましい。１．０％以上である場合、４５°耳高さが０−１８０°耳高さより低くなることを抑制できる。
０−１８０°耳高さの平均値が、４５°耳高さの平均値以下であることにより、０−１８０°耳高さの平均値が抑制される。そのことにより、ＤＩ缶のネック成形中に圧延方向から０−１８０°の位置のネック部側壁板厚が薄くなることを抑制できる。その結果、ネックしわの発生を抑制することができ、カール成形性が向上する。

０−１８０°耳高さの平均値が、４５°耳高さの平均値以下であるという関係を満たす範囲で、４５°耳率は、低いほど好ましい。
本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板では、耐力が１８０ＭＰａ以上、２３０ＭＰａ以下である。耐力が１８０ＭＰａ以上であることにより、成形後の缶体における軸力強度を高くすることができる。軸力強度とは、すなわち缶軸方向の座屈強度である。耐力が２３０ＭＰａ以下であることにより、缶側壁が硬くなり過ぎることを抑制できる。そのことにより、ネックしわの発生を抑制することができ、カール成形性が向上する。

本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板では、引張強さから耐力を差し引いた値（以下では差分値とする）が１０．０ＭＰａ以上、２８．０ＭＰａ以下である。一般的に、差分値を１０．０ＭＰａ未満にするためには、冷間圧延途中に熱処理を追加する必要がある。本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板では、差分値が１０．０ＭＰａ以上であることにより、必ずしも、冷間圧延途中に熱処理を追加する必要がない。そのため、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の生産性を高め、製造コストを低減し、エネルギーロスを低減し、ＣＯ_２排出量を抑制することができる。

差分値が２８．０ＭＰａ以下であることにより、ＤＩ成形・ネック成形における加工硬化が抑制され、カール成形性が向上する。
本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板では、その表面において圧延方向に直交する方向の結晶粒の幅（以下では結晶粒幅とする）が１０μｍ以上６０μｍ以下である。一般的に、結晶粒幅を１０μｍ未満にするためには、冷間圧延途中に熱処理を追加する必要がある。本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板では、結晶粒幅が１０μｍ以上であることにより、必ずしも、冷間圧延途中に熱処理を追加する必要がない。そのため、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の生産性を高め、製造コストを低減し、エネルギーロスを低減し、ＣＯ_２排出量を抑制することができる。

結晶粒幅が６０μｍ以下であることにより、缶胴の製造過程におけるカップ絞り、及びネック絞り成形での肌荒れ不良を抑制し、良好なカール成形性を得ることができる。
結晶粒幅を小さくする方法として、例えば、合金元素としてＦｅを添加して、熱間圧延終了後の再結晶核となるＡｌ−Ｆｅ−Ｍｎ−Ｓｉ化合物を晶出させる方法がある。また、結晶粒幅を小さくする方法として、例えば、熱間仕上圧延の開始温度を低くして熱間圧延中の蓄積ひずみ量を増加させ、熱間圧延終了後の再結晶駆動力を高めることで、再結晶粒を微細化する方法がある。結晶粒幅の測定方法は、後述する実施例で説明する方法である。

２．ボトル缶胴用アルミニウム合金板の製造方法
本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板は、例えば、アルミニウム合金の鋳塊を均質化処理し、熱間圧延を行い、中間焼鈍を行うことなく冷間圧延を行いうことで製造できる。必要に応じて、冷間圧延の後に最終焼鈍を行ってもよい。以下では、工程ごとに説明する。

（２−１）鋳造、均質化処理
アルミニウム合金の鋳塊は、０．０５〜０．６０質量％のＳｉと、０．０５〜０．８０質量％のＦｅと、０．０５〜０．２５質量％のＣｕと、０．８０〜１．５０質量％のＭｎと、０．８０〜１．５０質量％のＭｇと、Ａｌと、不可避的不純物と、を含有する。

Ａｌはアルミニウム合金の鋳塊の主成分である。Ａｌは、例えば、アルミニウム合金の鋳塊において、Ｓｉ、Ｆｅ、Ｃｕ、Ｍｎ、Ｍｇ、及び不可避的不純物以外の残部である。不可避的不純物の含有量は、０．５質量％以下であることが好ましい。アルミニウム合金の鋳塊は、通常の方法で溶解、鋳造して得ることができる。

均質化処理における温度は、５８０℃ 以上、鋳塊の融点以下であることが好ましい。５８０℃以上である場合、Ａｌ_６（Ｆｅ、Ｍｎ）から、α 相化合物 (Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系)への変態を促進することができる。α 相化合物 (Ａｌ−Ｍｎ−Ｆｅ−Ｓｉ系)は、しごき成形時に焼き付き防止効果を奏する。均質化処理の温度が鋳塊の融点以下である場合、鋳塊の一部に共晶融解を生じて板表面の品質が悪化することを抑制できる。

均質化処理の時間は、１時間以上、２０時間以下であることが好ましい。１時間以上である場合、上記の変態を一層促進することができる。２０時間以下である場合、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の製造における経済性が向上する。

（２−２）熱間圧延
熱間圧延は、例えば、熱間粗圧延と、熱間仕上圧延とから構成される。熱間粗圧延では、圧延する板厚に応じて、均質化処理後の鋳塊を圧延する。熱間粗圧延は、例えば、リバーシングミルを用いて行うことができる。熱間粗圧延後の板厚は、例えば、５０ｍｍ以下である。熱間仕上圧延では、例えば、５ｍｍ以下の板厚まで圧延する。熱間仕上圧延は、例えば、タンデムミルを用いて行うことができる。

熱間仕上圧延の開始温度は、４００℃以上５２０℃以下であることが好ましい。熱間仕上圧延の開始温度が４００℃以上である場合、熱間圧延中に板のエッジ割れが生じにくい。熱間仕上圧延の開始温度が５２０℃以下である場合、熱間圧延中の蓄積ひずみ量が増し、再結晶するための駆動力が高まる。そのことにより、再結晶粒径が微細化され、最終冷延板表面における結晶粒幅を微細化できる。

熱間仕上圧延の開始温度は、４２０℃以上５００℃以下であることが一層好ましい。熱間仕上圧延の開始温度がこの範囲内である場合、結晶粒幅を一層適正な範囲とすることができる。
熱間仕上圧延の終了温度は、３００℃以上４００℃以下であることが好ましい。熱間仕上圧延の終了温度が３００℃以上である場合、熱間圧延終了後の再結晶を十分に進行させ、４５°耳率を低くすることができる。熱間仕上圧延の終了温度が４００℃以下である場合、熱間圧延板の表面が酸化して表面品質が劣化してしまうことを抑制できる。その結果、ＤＩ成形後に缶側壁の外側表面に視認されることがある筋模様欠陥（“フローマーク”と呼称される欠陥）が生じ難い。

（２−３）冷間圧延前、又は冷間圧延の途中の中間焼鈍
冷間圧延前、又は冷間圧延の途中に中間焼鈍すると、溶質元素の固溶度が上がり、ネック成形性が低下する。また、中間焼鈍すると、製造コストが上昇し、エネルギーロスが生じる。中間焼鈍を行うことなく冷間圧延を行うことで、上記の弊害を抑制できる。

（２−４）冷間圧延
冷間圧延を行うことにより、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の材料強度が向上する。冷間圧延における総圧下率は、８０．０％以上、９０．０％以下が好ましい。総圧下率が８０．０％以上である場合、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の材料強度が一層向上する。

総圧下率が９０．０％以下である場合、圧延集合組織が過度に発達することを抑制できる。そのことにより、４５°耳が高くなりすぎることを抑制できる。また、ＤＩ成形時の絞りのとき、再絞りカップのとき、ボトル型の缶に特有のネック部を成形するとき等に、缶側壁板厚のばらつきを抑制することができる。その結果、しわが発生し難くなる。冷間圧延の総圧下率は、８５．０％以上９０．０％以下であることが一層好ましい。この範囲内である場合、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の強度が一層向上し、耳率が一層適正になる。

冷間圧延において、最終パスの前パスの圧延終了温度が１３０℃以上１９０℃以下であることが好ましい。１３０℃以上である場合、冷間圧延パス間でＭｇ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｇ−Ｃｕ系、Ａｌ−Ｍｇ−Ｃｕ−Ｓｉ系化合物の微細析出が起き、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の材料強度が向上する。また、最終パスの前パスの圧延終了温度が１３０℃以上である場合、母相のＣｕ、Ｍｇ、Ｓｉの固溶量が減少することで、冷延板の加工硬化性が抑えられる。そのことにより、ＤＩ成形・ネック成形における加工硬化が抑制され、ネジ成形性、カール成形性が向上する。

最終パスの前パスの圧延終了温度が１９０℃以下である場合、Ｍｇ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｇ−Ｃｕ系、Ａｌ−Ｍｇ−Ｃｕ−Ｓｉ系化合物の微細析出による時効硬化が過度に起こることを抑制できる。そのことにより、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の材料強度が過度に高くなり難い。その結果、ＤＩ成形性、ネック成形性が向上する。

冷間圧延の最終パスの前パス終了から最終パス圧延開始までの時間(以下ではパス間時間とする）は、１時間以上４８時間未満であることが好ましい。パス間時間が１時間以上である場合、冷間圧延パス間でＭｇ−Ｓｉ系、Ａｌ−Ｍｇ−Ｃｕ系、Ａｌ−Ｍｇ−Ｃｕ−Ｓｉ系化合物の微細析出が起き、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の材料強度が向上する。また、パス間時間が１時間以上である場合、母相のＣｕ、Ｍｇ、Ｓｉの固溶量が減少することで、冷延板の加工硬化性が抑えられる。そのことにより、ＤＩ成形・ネック成形における加工硬化が抑制され、ネジ成形性、カール成形性が向上する。パス間時間が４８時間未満である場合、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の製造における経済性が向上する。

（２−５）最終焼鈍
最終焼鈍は、行ってもよいし、行わなくてもよい。最終焼鈍を行うことにより、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の材料強度を調整することができる。最終焼鈍を行う場合、温度は８０℃以上、２５０℃以下であることが好ましく、時間は０．１時間以上、２４時間以下であることが好ましい。焼鈍温度の温度が８０℃以上であるか、最終焼鈍の時間が０．１時間以上である場合、冷間圧延で導入される転位が回復し、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の材料強度が減少する。焼鈍温度が２５０℃以下である場合、前記転位の回復が過度に進行して材料強度が過度に減少してしまうことを抑制できる。焼鈍時間は０．１時間以上であることが好ましいが、２４時間より長く保持しても上記特性は変わらず経済性において不利なため好ましくない。

３．ボトル缶の製造方法
本開示のボトル缶胴用アルミニウム合金板を用いて、ボトル缶を製造することができる。
（３−１）第１のボトル缶の製造方法
図１に基づき、第１のボトル缶の製造方法を説明する。第１のボトル缶は、後述する第２のボトル缶に比べて口部が比較的大きいボトル缶である。Ｓ１では、ボトル缶胴用アルミニウム合金板１を用意する。Ｓ２では、ブランキング工程を行う。Ｓ３では、カッピング工程を行い、カップ７を形成する。Ｓ４では、ＤＩ成形工程を行う。Ｓ５では、トリミング工程を行う。Ｓ６では、ネッキング工程を行う。このとき、ネック部３が形成される。Ｓ７では、ネジ成形工程を行う。このとき、ネック部３にネジ部５が形成される。また、ネック部３の先端にカール成形がなされる。

（３−２）第２のボトル缶の製造方法
図２に基づき、第２のボトル缶の製造方法を説明する。第２のボトル缶は、口部がペットボトルと同サイズのボトル缶である。Ｓ１１〜Ｓ１５は、前記Ｓ１〜Ｓ５と同様である。Ｓ１６では、カップ７の底部側にネック部９を形成し、エンド部１１を開口させる。Ｓ１７では、カップ７の開口部１３の側にフランジング工程を行う。Ｓ１８では、底部１５の巻き締めと、ネジ成形工程とを行う。このとき、ネック部９にネジ部１７が形成される。また、ネック部９の先端にカール成形を行う。

４．実施例
（４−１）ボトル缶胴用アルミニウム合金板の製造
表１に示すＪ１〜Ｊ８の製造条件で、それぞれ、ボトル缶胴用アルミニウム合金板を製造した。

Ｊ１〜Ｊ８のいずれにおいても、以下の方法でボトル缶胴用アルミニウム合金板を製造する点では共通する。すなわち、まず、アルミニウム合金の鋳塊を半連続鋳造にて造塊する。次に、鋳塊の表面を面削した後、５９５℃の温度にて２時間保持する均質化処理を行う。

次に、リバーシングミルを用いて熱間粗圧延を行う。次に、３スタンドのタンデムミルにより熱間仕上圧延を行い、熱間圧延板を得る。次に、得られた熱間圧延板が常温になってから、０．４４ｍｍ厚まで冷間圧延を行う。次に、２２０℃にて２時間保持する最終焼鈍を施して、ボトル缶胴用アルミニウム合金板を得る。冷間圧延の最終パスの前パス圧延終了から最終パス圧延開始までの時間は１時間以上とする。

Ｊ１〜Ｊ８における、アルミニウム合金の鋳塊の組成と、熱間仕上圧延での開始温度と、冷間圧延での総圧下率と、冷間圧延での最終パスの前パスの圧延終了温度と、を上記表１に示す。
（４−２）ボトル缶胴用アルミニウム合金板の評価
Ｊ１〜Ｊ８のそれぞれについて、ボトル缶胴用アルミニウム合金板を以下のように評価した。

(i)カップ耳特性
ボトル缶胴用アルミニウム合金板から切り出して、ブランク径５７ｍｍの試料を作成した。この試料をエリクセン試験機で深絞り成形した。ポンチの直径は３３ｍｍであり、ポンチの肩のＲは２．５ｍｍである。しわ押さえ力は３００ｋｇｆとした。圧延方向に対し１°おきにカップの高さを測定した。４５°耳率の値と、（０−１８０°耳高さの平均値）の値と、（４５°耳高さの平均値）の値を求めた。測定結果を表２に示す。

(ii)引張特性
ボトル缶胴用アルミニウム合金板から切り出して、ＪＩＳ−Ｚ−２２０１で規定する５号試験片を作成した。この試験片は、圧延方向に対して０°の角度をなす方向に延びる。

試験片について、ＪＩＳ−Ｚ−２２４１に準拠して引張試験を行い、引張強さ及び０．２％耐力を測定した。耐力と、引張強さから耐力を差し引いた値（差引値）とをそれぞれ上記表２に示す。
(iii)結晶粒幅
ＪＩＳ Ｈ０５０１の切断法に準じて、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の結晶粒幅を測定した。具体的な測定方法は以下のとおりである。ボトル缶胴用アルミニウム合金板の表面における５視野について、それぞれ、図３に示す結晶粒組織写真１０１を取得する。この結晶粒組織写真１０１の視野の大きさは、０．７ｍｍ×０．９ｍｍである。結晶粒組織写真１０１は１００倍に拡大したものである。図３における左右方向が圧延方向である。結晶粒組織写真１０１には、複数の結晶粒Ｃが現れている。

それぞれの結晶粒組織写真１０１において、３本の線分１０３を引いた。そのため、５視野の結晶粒組織写真１０１には、合計１５本の線分１０３が存在する。それぞれの線分１０３は、圧延方向に直交する方向に延びる。線分１０３は、結晶粒組織写真１０１の一端から他端まで達している。線分１０３の長さは０．７ｍｍである。結晶粒組織写真１０１は１００倍に拡大されているので、線分１０３は７００μｍを表す。

まず、１本の線分１０３に着目する。その線分１０３が完全に切断する結晶粒Ｃの数をＮとする。結晶粒Ｃを完全に切断するとは、線分１０３が結晶粒Ｃを通り、結晶粒Ｃの一端から他端まで達していることを意味する。図３に示す例では、最も左に位置する線分１０３が完全に切断する結晶粒Ｃの数Ｎは７個である。

７００μｍをＮで除した値を、その線分１０３における結晶粒幅とする。１５本の線分１０３のそれぞれにおいて、同様の方法で、１本の線分１０３における結晶粒幅を求める。最後に、１本の線分１０３における結晶粒幅を、１５本の線分１０３で平均して、ボトル缶胴用アルミニウム合金板の結晶粒幅とする。測定した結晶粒幅を上記表４に示す。

(iv)カール成形性
ボトル缶胴用アルミニウム合金板から、ブランク径１７９ｍｍの円板を切り出した。この円板を、内径５８ｍｍとなるようにＤＩ成形した。次に、トリミング、洗浄、及びベーキングを順次行った。ベーキングにおける最高保持温度は２１０℃である。次に、口部の直径が２６ｍｍとなるまでダイネック方式によりネッキングを施した。次に、ネジ・カール成形を施してボトル缶を作製した。この方法で１００缶のボトル缶を作成し、それぞれのボトル缶におけるカール割れの発生状況を確認した。そして、以下の基準により、カール成形性を評価した。

○：カール割れ発生率が５％未満。
×：カール割れ発生率が５％以上。
カール成形性の評価結果を上記表２に示す。

(v)軸力強度
前記(iv)で製造したボトル缶に上部から荷重を加えて、ボトル缶が塑性変形したときのピーク荷重を測定した。この測定を５缶のボトル缶についてそれぞれ行い、５缶におけるピーク荷重の平均値を軸力強度とした。そして、以下の基準により、軸力強度を評価した。

○：軸力強度が１８００Ｎ以上である。
×：軸力強度が１８００N未満である。
軸力強度の評価結果を上記表２に示す。なお、１８００Ｎは、高内圧の内容物を巻締めする場合に望ましい軸力強度である。

（vi)評価結果について
Ｊ１、Ｊ２では、カップ耳特性、引張特性、結晶粒幅、カール成形性、及び軸力強度の全てが良好であった。

Ｊ３では、カール成形性が不良であった。その理由は、熱間仕上圧延の開始温度が高すぎ、結晶粒幅が過度に大きいためであると推測される。
Ｊ４では、熱間圧延時に板エッジ割れが発生した。その理由は、熱間仕上圧延の開始温度が低すぎたためであると推測される。

Ｊ５では、カール成形性が不良であった。その理由は、冷間圧延の総圧下率が高すぎて、４５°耳率が過度に高くなったためであると推測される。
Ｊ６では、軸力強度とカール成形性とが不良であった。その理由は、冷間圧延の総圧下率が低すぎて、（０−１８０°耳高さの平均値）が（４５°耳高さの平均値）以上となり、また耐力が小さくなったためであると推測される。

Ｊ７では、カール成形性が不良であった。その理由は、冷間圧延の最終パスの前パス圧延終了温度が低くなりすぎ、引張強さと耐力の差が大きくなったためであると推測される。
Ｊ８では、カール成形性が不良であった。その理由は、冷間圧延の最終パスの前パス圧延終了温度が高くなりすぎ、耐力が過度に大きくなったためであると推測される。

５．他の実施形態
以上、本開示の実施形態について説明したが、本開示は上述の実施形態に限定されることなく、種々変形して実施することができる。

（１）上記各実施形態における１つの構成要素が有する機能を複数の構成要素に分担させたり、複数の構成要素が有する機能を１つの構成要素に発揮させたりしてもよい。また、上記各実施形態の構成の一部を省略してもよい。また、上記各実施形態の構成の少なくとも一部を、他の上記実施形態の構成に対して付加、置換等してもよい。なお、特許請求の範囲に記載の文言から特定される技術思想に含まれるあらゆる態様が本開示の実施形態である。

（２）上述したボトル缶胴用アルミニウム合金板の他、当該ボトル缶胴用アルミニウム合金板を構成要素とするボトル缶、ボトル缶の製造方法等、種々の形態で本開示を実現することもできる。

１…ボトル缶胴用アルミニウム合金板、３、９…ネック部、５、１７…ネジ部、７…カップ、１１…エンド部、１３…開口部、１５…底部、１０１…結晶粒組織写真、Ｃ…結晶粒、１０３…線分

Claims (3)

1. ボトル缶胴用アルミニウム合金板であって、
   ０．０５〜０．６０質量％のＳｉと、０．０５〜０．８０質量％のＦｅと、０．０５〜０．２５質量％のＣｕと、０．８０〜１．５０質量％のＭｎと、０．８０〜１．５０質量％のＭｇと、Ａｌと、不可避的不純物と、を含有し、
   ブランク径が５７mm、絞り比が１．７３という条件で絞った成形カップにおける４５°耳率が２．５％以下であり、
   ０−１８０°耳高さの平均値が、４５°耳高さの平均値以下であり、
   耐力が１８０ＭＰａ以上、２３０ＭＰａ以下であり、
   引張強さから耐力を差し引いた値が１０．０ＭＰａ以上、２８．０ＭＰａ以下であり、
   前記ボトル缶胴用アルミニウム合金板の表面において圧延方向に直交する方向の結晶粒の幅が１０μｍ以上６０μｍ以下であるボトル缶胴用アルミニウム合金板。
2. ０．０５〜０．６０質量％のＳｉと、０．０５〜０．８０質量％のＦｅと、０．０５〜０．２５質量％のＣｕと、０．８０〜１．５０質量％のＭｎと、０．８０〜１．５０質量％のＭｇと、Ａｌと、不可避的不純物と、を含有するアルミニウム合金の鋳塊を均質化処理し、熱間圧延を行い、中間焼鈍を行うことなく冷間圧延を行い、
   前記熱間圧延において、熱間仕上圧延の開始温度が４００℃以上５２０℃以下であり、
   前記冷間圧延において、最終パスの前パスの圧延終了温度が１３０℃以上１９０℃以下であり、
   前記冷間圧延において、最終パスの前パスの圧延終了から、最終パスの圧延開始までの時間が１時間以上４８時間未満であり、
   前記冷間圧延において、総圧下率が８０．０％以上、９０．０％以下であるボトル缶胴用アルミニウム合金板の製造方法。
3. 請求項２に記載のボトル缶胴用アルミニウム合金板の製造方法であって、
   製造したボトル缶胴用アルミニウム合金板は、
   ブランク径が５７mm、絞り比が１．７３という条件で絞った成形カップにおける４５°耳率が２．５％以下であり、
   ０−１８０°耳高さの平均値が、４５°耳高さの平均値以下であり、
   耐力が１８０ＭＰａ以上、２３０ＭＰａ以下であり、
   引張強さから耐力を差し引いた値が１０．０ＭＰａ以上、２８．０ＭＰａ以下であり、
   前記ボトル缶胴用アルミニウム合金板の表面において圧延方向に直交する方向の結晶粒の幅が１０μｍ以上６０μｍ以下であるボトル缶胴用アルミニウム合金板の製造方法。