(57)【要約】【課題】  内圧が加わる缶蓋用Al合金塗装板として、シンク部反転時に割れが生じにくく、リベット部成形性も良好であるものを、低コストで提供する。【解決手段】  Mg3.5〜5.0％、Mn0.1〜0.3％、Si0.2％以下、Cu0.2％以下、Cr0.2％以下、Fe0.25％以下のAl合金板の表面に塗膜が形成されてなり、Al合金板断面での円相当径0.7μｍ以上の金属間化合物の分布密度が5000個／mm2未満で面積率が0.8％未満、塗膜形成後の耐力が320〜360MPaであるAl合金塗装板。製法として、前記Al合金の鋳塊に、460〜530℃で0.5〜15時間の均質化処理を施し、リバース式熱間粗圧延機による粗圧延を施し、380〜420℃の粗圧延板についてタンデム式熱間仕上圧延機により、総圧下率87〜93％、圧延速度に80〜350MPa、仕上圧延上がり材料温度310〜340℃で仕上圧延を施し、80〜93％の冷間圧延を行なって最終板厚に仕上げ、その後に塗膜形成処理を施す。【選択図】        なし【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｍｇ３．５〜５．０％（ｍａｓｓ％、以下同じ）、Ｍｎ０．１〜０．３％、Ｓｉ０．２％以下、Ｃｕ０．２％以下、Ｃｒ０．２％以下、Ｆｅ０．２５％以下を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物よりなるアルミニウム合金板の表面に塗膜が形成されてなり、かつ前記アルミニウム合金板の板断面における金属間化合物のうち、円相当径０．７μｍ以上のサイズの金属間化合物について、その分布密度が５０００個／ｍｍ2未満でかつ板断面に対する面積率が０．８％未満であり、しかも塗膜形成後の耐力が３２０〜３６０ＭＰａの範囲内にあることを特徴とする、陽圧缶蓋用アルミニウム合金塗装板。
【請求項２】
Ｍｇ３．５〜５．０％、Ｍｎ０．１〜０．３％、Ｓｉ０．２％以下、Ｃｕ０．２％以下、Ｃｒ０．２％以下、Ｆｅ０．２５％以下を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物よりなるアルミニウム合金の鋳塊について、４６０〜５３０℃の範囲内の温度で０．５〜１５時間保持する均質化処理を施した後、リバース式熱間粗圧延機を用いて熱間粗圧延を施した直後に、材料温度３８０〜４２０℃の熱間粗圧延板について、３段もしくは４段のタンデム式熱間仕上圧延機により、総圧下率８７〜９３％、圧延速度２８０〜３５０ｍｐｍ、仕上圧延上がり材料温度が３１０〜３４０℃となるように熱間仕上圧延を施し、得られた熱間仕上圧延板について、その後最終板厚まで焼鈍を施すことなく、８０〜９３％の圧延率で冷間圧延を行なって最終板厚のアルミニウム合金板に仕上げ、その後にアルミニウム合金板の表面に塗膜形成処理を施し、これによりアルミニウム合金板の板断面における金属間化合物のうち、円相当径０．７μｍ以上のサイズの金属間化合物について、その分布密度が５０００個／ｍｍ2未満でかつ板断面に対する面積率が０．８％未満であり、しかも塗膜形成後の耐力が３２０〜３６０ＭＰａの範囲内にある缶蓋用アルミニウム合金塗装板を得ることを特徴とする、陽圧缶蓋用アルミニウム合金塗装板の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
この発明は、飲料缶等の缶蓋、特に炭酸飲料缶やビール缶の如く内圧が加わる缶、すなわち陽圧缶の缶蓋として使用されるアルミニウム合金塗装板に関するものであり、通常の缶蓋に要求される強度、耐食性、成形性等について良好な特性を有すると同時に、特に内圧により缶蓋のシンク部が反転を起こした場合でも缶蓋に割れが発生しにくく、またタブとの結合のためのリベット部の成形も容易な陽圧缶蓋用アルミニウム合金塗装板およびその製造方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
缶蓋用アルミニウム合金としては、強度や耐食性、成形性の観点から、従来よりＪＩＳ  ５０８２合金（Ａｌ−４．５％Ｍｇ合金）、５１８２合金（Ａｌ−４．５％Ｍｇ−０．３５％Ｍｎ合金）、あるいは５０５２合金（Ａｌ−２．５％Ｍｇ−０．２５％Ｃｒ合金）などのＡｌ−Ｍｇ系合金が広く用いられている。そしてビール缶や炭酸飲料缶などの内圧（正の内圧；いわゆる陽圧）の加わる缶の缶蓋材料としては、耐圧強度の観点から、これらのうちでも特に高強度を有する５１８２合金材が多用されている。
【０００３】
ところで一般に缶蓋は、缶胴に対する巻締め部の内側が全体的に凹状に窪んだ形状とされ、この凹状に窪んだ部分をシンク部と称している。そしてこのシンク部は、平板状の中央パネル部の周囲に環状溝部が形成され、その環状溝部から上方の巻締め部に向って外壁部（チャックウォール部）が立上がる形状となっている。このような缶蓋において、ビール缶や炭酸飲料等の内圧が加わる用途では、温度上昇などにより缶の内圧が著しく大きくなれば、シンク部が反転（バックリング）を起こすことがある。このようなシンク部の反転に際しては、先ず内圧により中央パネル部が上方へ膨れ上がり、これに伴って環状溝部の曲げ部のＲが小さくなり（一次バックリング）、続いて中央パネル部の膨れ上がりに伴って環状溝部のＲが小さいままその曲げ部が外壁部に沿って上方へ移動し（したがって外壁部において小さいＲの曲げが連続的に行なわれ）、さらに内圧が大きくなれば、中央パネル部が一層上方へ持ち上げられて、それに伴って環状溝部の曲げ部のＲが逆に大きくなる（曲げ戻し：二次バックリング）。このように内圧によるシンク部の反転時には、環状溝部から外壁部にかけての部分で、曲げ−曲げ戻しが加えられることになる。そしてこのような繰返し応力によって、それらの部分に主として疲労により割れが発生してしまうことがある。このような事態を避けるため、内圧が加わる用途の缶蓋では、単に耐圧強度が高いのみならず、シンク部の反転時における割れ難さ、すなわち主として疲労破壊に対する耐破壊性能も良好であることが望まれる。
【０００４】
一方、前述のように内圧の加わる缶蓋に多用されている５１８２合金は、強度向上に寄与するＭｇやＭｎの添加量が多いため、冷間加工による加工硬化の程度が比較的大きい。ここで、加工硬化が大きければ、単に冷間加工が困難となるばかりでなく、リベット部の成形性を損ない、さらには前述のようなシンク部の反転時における割れが生じやすくなるから、一般に５１８２合金を用いた缶蓋用アルミニウム合金板の製造においては、熱間圧延後に複数パスで施される冷間圧延の中途において中間焼鈍を施すのが通常であった。しかしながらこのように中間焼鈍を施す場合、中間焼鈍に要する時間やコストが無視できず、製造コストの上昇を避けられないばかりでなく、缶蓋として比較的低強度（低耐圧強度）のものしか得られない、という問題が生じる。
【０００５】
例えば特許文献１に記載されている缶蓋用アルミニウム合金焼付塗装板は、アルミニウム合金の成分組成を規定して、特にＣｕを含む析出物およびＭｇ2Ｓｉ化合物の分布を一定範囲内に抑えることによって、缶蓋のシンク部の反転に対する割れ難さを得ようとしており、この場合の製造方法としては、冷間圧延の中途に中間焼鈍を施す方法を適用している。このような特許文献１の場合、確かにシンク部の反転による割れに対してはある程度有効であり、またリベット部の良好な成形性も確保できるが、焼付け塗装後の耐力としては、２７０〜３３０ＭＰａ程度しか得られない。
【０００６】
ここで、缶蓋の厚みによっては２７０〜３３０ＭＰａ程度の耐力で充分なこともあるが、最近では材料コストの低減および缶の軽量化のために缶蓋に対しても薄肉化が強く要請されており、このような薄肉化の要請には、２７０〜３３０ＭＰａ程度の耐力では耐圧強度が不足して充分に応えることができなかったのが実情である。
【０００７】
一方、特許文献２においては、アルミニウム合金の成分組成を規定するとともに、熱間圧延条件も細かく規制することにより、熱間圧延後に最終板厚まで焼鈍を行なわない缶蓋用アルミニウム合金の製造方法が提案されている。この特許文献２の方法は、主として缶蓋の成形性向上と、缶に内圧が加わった際にシンク部が反転する前にスコアー部が破裂してしまう現象（ブローアップ）を防止することを目的としたものであり、シンク部の反転による割れの発生を防止すること自体を目的としたものではない。そしてまた特許文献２の方法の場合、中間焼鈍を省略しているため製造コストの低減は可能であるが、その実施例によれば、最終的な塗装後の耐力としては、最高でも３１８ＭＰａしか得られておらず、そのため特許文献１の缶蓋用アルミニウム合金焼付塗装板と同様に、更なる薄肉化の要求に対しては耐圧強度不足で充分に対応できないのが実情である。
【０００８】
【特許文献１】特開平９−２５６０９７号公報
【特許文献２】特開２００３−１２９２０３号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
この発明は以上の事情を背景としてなされたもので、焼付塗装等による塗膜形成後の耐力として３２０〜３６０ＭＰａ程度の高い耐力を有していて、今後益々強まる薄肉化の要請にも充分に応えることができるアルミニウム合金塗装板として、内圧によるシンク部の反転時において割れが生じにくく、なおかつタブとの結合のためのリベット部成形性も良好なアルミニウム合金塗装板を提供すると同時に、そのようなアルミニウム合金塗装板を、中間焼鈍を省略したプロセスにより低コストで製造し得る方法を提供することを目的とするものである。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本発明者等は、前述の課題を解決するべく、鋭意実験・研究を重ねた結果、アルミニウム合金の成分組成を適切に調整するばかりでなく、鋳塊均質化処理の条件と熱間圧延の条件、特にタンデム式熱間仕上圧延機を用いた仕上圧延の条件を適切に規制することによって、均質化処理および熱間圧延中における粗大な金属間化合物Ｍｇ2Ｓｉの析出を抑制しながら、熱間仕上圧延後に再結晶を充分に生起させることによって、アルミニウム合金中の金属間化合物の分散状態、特に円相当径０．７μｍ以上の金属間化合物の分散状態（分布密度および面積率）を適切に規制することにより、熱間圧延後の中間焼鈍を省略したプロセスによって、塗膜形成処理後の耐力として３２０〜３６０ＭＰａの高強度を有しながらも、缶蓋としてのシンク部反転時における割れの発生を確実に防止することができ、またリベット部成形性も良好な陽圧缶蓋用アルミニウム合金塗装板が得られることを見出し、この発明をなすに至った。
【００１１】
具体的には、請求項１の発明の陽圧缶蓋用アルミニウム合金塗装板は、Ｍｇ３．５〜５．０％、Ｍｎ０．１〜０．３％、Ｓｉ０．２％以下、Ｃｕ０．２％以下、Ｃｒ０．２％以下、Ｆｅ０．２５％以下を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物よりなるアルミニウム合金板の表面に塗膜が形成されてなり、かつ前記アルミニウム合金板の板断面における金属間化合物のうち、円相当径０．７μｍ以上のサイズの金属間化合物について、その分布密度が５０００個／ｍｍ2未満でかつ板断面に対する面積率が０．８％未満であり、しかも塗膜形成後の耐力が３２０〜３６０ＭＰａの範囲内にあることを特徴とするものである。
【００１２】
また請求項２の発明の陽圧缶蓋用アルミニウム合金塗装板の製造方法は、Ｍｇ３．５〜５．０％、Ｍｎ０．１〜０．３％、Ｓｉ０．２％以下、Ｃｕ０．２％以下、Ｃｒ０．２％以下、Ｆｅ０．２５％以下を含有し、残部がＡｌおよび不可避的不純物よりなるアルミニウム合金の鋳塊について、４６０〜５３０℃の範囲内の温度で０．５〜１５時間保持する均質化処理を施した後、リバース式熱間粗圧延機を用いて熱間粗圧延を施した直後に、材料温度３８０〜４２０℃の熱間粗圧延板について、３段もしくは４段のタンデム式熱間仕上圧延機により、総圧下率８７〜９３％、圧延速度２８０〜３５０ｍｐｍ、仕上圧延上がり材料温度が３１０〜３４０℃となるように熱間仕上圧延を施し、得られた熱間仕上圧延板について、その後最終板厚まで焼鈍を施すことなく、８０〜９３％の圧延率で冷間圧延を行なって最終板厚のアルミニウム合金板に仕上げ、その後にアルミニウム合金板の表面に塗膜形成処理を施し、これによりアルミニウム合金板の板断面における金属間化合物のうち、円相当径０．７μｍ以上のサイズの金属間化合物について、その分布密度が５０００個／ｍｍ2未満でかつ板断面に対する面積率が０．８％未満であり、しかも塗膜形成後の耐力が３２０〜３６０ＭＰａの範囲内にある缶蓋用アルミニウム合金塗装板を得ることを特徴とするものである。
【発明の効果】
【００１３】
請求項１の発明の缶蓋用アルミニウム合金塗装板は、炭酸飲料やビール、その他内圧が加わる用途の缶に使用される缶蓋、すなわち陽圧缶蓋用のアルミニウム合金塗装板として、３２０〜３６０ＭＰａもの高耐力を有しているにもかかわらず、外気温の上昇などに起因してシンク部が反転してシンク部の環状溝部や外壁部に繰返し応力が加わった場合でも、それらの部分に割れが生じにくく、またリベット部の成形性も良好であり、したがって特に高い内圧が加わる用途でも、高い耐圧強度を維持しながら薄肉化を図って、缶の材料コスト低減および軽量化を図ることができる。
【００１４】
また請求項２の発明の製造方法によれば、熱間圧延後、最終製品板までの間における焼鈍を省略したプロセスで、前述のように優れた性能を有する陽圧缶蓋用アルミニウム合金塗装板を製造することができ、そのため製造コストの低減を図ることができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１５】
先ずこの発明の陽圧缶蓋用アルミニウム合金塗装板の基体となるアルミニウム合金板における合金組成の限定理由について説明する。
【００１６】
Ｍｇ：
Ｍｇの添加は、Ｍｇそれ自体の固溶による強度向上に有効であるばかりでなく、冷間圧延時に導入される転位との相互作用に基づく加工硬化による強度向上を期待することができ、したがってＭｇは内圧の加わる陽圧缶用アルミニウム合金缶蓋材として必要な強度を得るために不可欠な元素である。ここで、Ｍｇ量が３．５％未満では、充分な強度を得ることができず、一方、Ｍｇ量が５．０％を越えれば、冷間圧延によって導入される転位密度が過剰になって、リベット部の成形性を低下させてしまうとともに、缶蓋のシンク部が反転した際に、シンク部の曲げ−曲げ戻しが加わった箇所において材料の破断が生じてしまうおそれがある。そこでＭｇ量は３．５〜５．０％の範囲内とした。
【００１７】
Ｍｎ：
Ｍｎの添加は、強度向上と熱処理時における材料軟化の抑制に有効である。ここでＭｎ量が０．１％未満では、充分な強度向上効果、軟化抑制効果を得ることができない。一方Ｍｎ量が０．３％を越えれば、Ａｌ−Ｆｅ−Ｍｎ−（Ｓｉ）系の金属間化合物が高密度に生成されたり、粗大に成長したりしてしまう。このＡｌ−Ｆｅ−Ｍｎ−（Ｓｉ）系の金属間化合物は、周囲のアルミニウムマトリックスと比較して硬くて延性に乏しいため、このような金属間化合物が高密度で、あるいは粗大に存在すれば、応力集中による材料の破断が顕著となってしまう。また、その他の元素の存在量にもよるが、過剰なＭｎ量の添加は、熱間仕上圧延後の材料の再結晶化を阻害させてしまう。そこでＭｎ量は０．１〜０．３％の範囲内とした。
【００１８】
Ｓｉ：
Ｓｉは、精錬前のアルミ原材料中から存在する主な不可避的不純物成分であるが、Ｓｉが０．２０％を越えれば、Ａｌ−Ｆｅ−Ｍｎ−Ｓｉ系金属間化合物やＭｇ2Ｓｉ金属間化合物の生成と粗大化を引き起こし、圧延等の工程中で材料破断の問題が生じてしまう。特にこの発明の場合のように、熱間圧延後に中間焼鈍を一切施さずに冷間圧延を施すようなプロセスで製造されるアルミニウム合金板において、上述のような材料破断を防止するためには、Ｓｉ含有量をできるだけ低くすべきであり、そこでＳｉ量は０．２％以下に規制することとした。但し、いたずらにＳｉ量を低減しようとすれば、製造コストが過大となってしまうから、通常は０．０１〜０．２０％の範囲内とすることが好ましい。
【００１９】
Ｃｕ：
Ｃｕの添加は、強度向上と熱処理時の材料軟化を抑制するために有効であるが、Ｃｕ量が０．２％を越えてしまえば、Ａｌ−Ｃｕ−Ｍｇ系の金属間化合物の析出が過多となり、冷間圧延によって導入される転位密度が高くなって、過剰な高強度化やリベット部成形性の低下およびシンク部反転時の割れが発生してしまう。そこでＣｕ量は０．２％以下に規制することとした。
【００２０】
Ｃｒ：
Ｃｒの添加も、強度向上と塗装焼付け時の軟化抑制に有効であるが、Ｃｒ量が０．２％を越えてしまえば、Ａｌ−Ｃｒ系の金属間化合物の生成と粗大化が生じて、リベット部成形性の低下およびシンク部反転時に割れが発生してしまうおそれがあり、そこでＣｒ量は０．２％以下に規制することとした。
【００２１】
Ｆｅ：
Ｆｅは、Ｓｉと同様に精錬前のアルミ原材料中から存在する主な不可避的な不純物成分であるが、Ｆｅ量が０．２５％を越えれば、Ａｌ−Ｆｅ−Ｍｎ（−Ｓｉ）系の金属間化合物の生成と粗大化を引き起こし、圧延等の工程中において材料破断の問題が生じてしまうおそれがあり、特にこの発明の場合のように、熱間圧延後に中間焼鈍を一切施さずに冷間圧延を施すようなプロセスで製造されるアルミニウム合金板では、上述のような材料破断を防止するためにＦｅ含有量をできるだけ低くすべきであり、そこでＦｅ量は０．２５％以下に規制することとした。ただしいたずらにＦｅ量を低減しようとすれば、製造コストが過大となってしまうから、通常は０．０１〜０．２５％の範囲内とすることが好ましい。
【００２２】
以上の各元素のほかは、基本的にはＡｌおよび不可避的不純物とすれば良い。
【００２３】
なお、一般のアルミニウム合金では、Ｔｉ、あるいはＴｉおよびＢを鋳塊の結晶粒の均一微細化のために添加されることが多く、この発明の缶蓋用アルミニウム合金板でも微量のＴｉ、もしくはＴｉおよびＢを添加することは許容される。但し、Ｔｉ、Ｔｉ／Ｂの過剰な添加は、リベット部成形性を低下させるとともに、シンク部反転時の割れを生じやすくするから、Ｔｉは０．０３％以下、Ｂは０．００３％以下に規制することが好ましい。
【００２４】
この発明の陽圧缶蓋用アルミニウム合金塗装板においては、アルミニウム合金の成分組成を前述のように調整するだけではなく、アルミニウム合金中の金属間化合物、特に板断面における円相当径（種々の形状の金属間化合物粒子の断面形状を、それぞれその断面積と等しい面積の円に置換したときの円の直径）が０．７μｍ以上の金属間化合物について、その分布密度が５０００個／ｍｍ2以上でかつ板断面に対する面積率（板断面積に対する、円相当径が０．７μｍ以上の全ての金属間化合物粒子の合計面積の比）が０．８％未満であることが重要である。このように円相当径０．７μｍ以上の金属間化合物の分布密度、面積率を定めた理由は次の通りである。
【００２５】
すなわち、前述のような成分組成を有し、かつ塗膜形成後の耐力として３２０〜３６０ＭＰａもの高耐力を有するアルミニウム合金板においては、缶蓋として成形した場合、その缶蓋が内圧により反転を起こした時にシンク部で割れが生じる危険性が高い。これは、蓋成形時におけるシンク部の初期曲げ加工部に対して、既に述べたように反転時においてさらに曲げが加えられ（一次バックリング）、続いて曲げ戻される（二次バックリング）ことにより破断に至る現象であり、初期曲げ加工部の曲げ外側表面の延性不足、曲げ・曲げ戻しによる金属疲労が原因となるものと推測される。
【００２６】
ここで、材料の延性不足を防ぐためには、材料の伸びを充分に確保する必要があるが、この発明の製造方法のように、熱間圧延後から冷間圧延終了まで材料に対し焼鈍を施さない場合には、加工硬化が大きくなって伸びの値を大きくすることが困難となるのが通常である。そのため、熱間圧延後から冷間圧延終了までに焼鈍を行なわない場合に、伸びを最低限確保するためには、少なくとも熱間圧延終了時点において材料の再結晶化が充分になされていることが必須条件となる。一方、冷間圧延率を下げることによって、材料の伸びを確保することは可能ではあるが、ある程度以下に冷間圧延率を下げてしまえば、強度不足が生じて、缶蓋として成形した後における、缶蓋自体の耐圧強度を確保することが困難となってしまうから、ある程度以上冷間圧延率を下げることは避けなければならない。
【００２７】
これらの条件のもとにおいて、シンク部の割れ発生を抑えるための方策について検討を重ねた結果、材料中の一定サイズ以上の金属間化合物の密度および面積率を小さくすることが有効であることを見出した。すなわち、アルミニウム合金板の断面で観察される金属間化合物のうち、サイズが円相当径で０．７μｍ以上となる金属間化合物について、その分布密度を５，０００個／ｍｍ2未満に、かつ板断面に対する面積率を０．８％未満に規制することが、熱間圧延後冷間圧延終了までに焼鈍を行なわずかつある程度の冷間圧延率を確保したプロセスで、シンク部の割れが発生しにくいアルミニウム合金板を得るために有効であり、またその場合リベット部の良好な成形性も確保し得ることを、本発明者等が初めて見出したのである。
【００２８】
金属間化合物は、周囲の組織とは剛性が異なるため、缶蓋シンク部の反転のように繰り返し応力が負荷される場合においては、金属間化合物と周囲組織との界面において応力集中が生じ、割れの起点となりうるものと考えられる。特に冷間圧延における加工率が比較的高く、材料の結晶が繊維状に延ばされている場合には、円相当径０．７μｍ以上の金属間化合物の存在比率が重要となる。そして特にこの発明の製造方法の場合のように、熱間圧延から冷間圧延までの間の中間焼鈍工程を省略し、しかも冷間圧延率が比較的高い条件にて製造されたアルミニウム合金板では、サイズが円相当径０．７μｍ以上となる金属間化合物の存在が、リベット部成形性を劣化させ、シンク部反転時に割れやすくなることが判明したのである。特にその分布密度が５，０００個／ｍｍ2以上となってしまえば、複数の金属間化合物が相互に干渉して材料損傷の感受性を高めてしまう。また分布密度が比較的少なくても、サイズが大きな金属間化合物が多数存在するような場合、すなわち面積率が０．８％以上となる場合でも、同じく材料損傷が起こりやすくなってしまう。そこでこの発明では、金属間化合物の分散状態について前述のように規制することとしたのである。
【００２９】
請求項１の発明の陽圧缶蓋用アルミニウム合金塗装板は、以上のような金属間化合物分散条件を満たし、かつ既に述べた成分組成条件を満たすアルミニウム合金板の表面に塗膜が形成されてなり、かつ塗膜形成処理後の耐力として、３２０〜３６０ＭＰａの高耐力を有するものとする。
【００３０】
ここで、塗膜形成は、例えばエポキシあるいはビニル系の塗料を塗装して焼付けのための熱処理を施したり、あるいはＰＥＴ等の樹脂フイルムで覆って熱融着のための熱処理を施したりすれば良く、要は通常の缶蓋に適用されていると同様の塗膜を片面もしくは両面に形成すれば良い。また塗膜を形成するにあたっては、前述のように塗料の焼付けや樹脂フイルムの熱融着のために熱処理を施すのが通常であり、一方、リベット部の成形を含む缶蓋の成形や缶胴への巻締めは塗膜形成後に行なうのが通常であり、そこでこの発明では、このような熱処理を含む塗膜形成処理を施した後のアルミニウム合金塗装板の耐力値を規定している。塗膜形成後の耐力が３２０ＭＰａ未満では、内圧が加わる陽圧缶用缶蓋に適用した場合に、要求される耐圧強度を満たし得ない場合があり、特に缶蓋を従来よりも薄肉化した場合には、缶蓋が内圧に耐えられなくなってしまうおそれがある。一方塗膜形成後の耐力が３６０ＭＰａを越える場合は、缶蓋の成形時、特にリベット部の成形時に割れが多発してしまうおそれがあるとともに、缶蓋のシンク部が内圧により反転した際に割れが生じやすくなってしまう。そこでこの発明では塗膜形成後の耐力として３２０〜３６０ＭＰａの範囲内を規定している。
【００３１】
次にこの発明の陽圧缶蓋用アルミニウム合金塗装板の製造方法について説明する。
【００３２】
先ず前述のような成分組成を有するアルミニウム合金を、ＤＣ鋳造法等の常法に従って鋳造する。得られた鋳塊に対しては、均質化処理を施す。この均質化処理は、設定温度４６０〜５３０℃、保持０．５〜１５時間とする。均質化処理の設定温度が４６０℃未満の場合、金属間化合物の核生成、成長を抑えることができるため、リベット部成形性の向上やシンク部反転時の割れの抑制に対しては効果があるが、続く熱間圧延時の加工性を阻害するとともに熱間仕上圧延後の材料の再結晶化に必要な温度の確保が困難となってしまう。一方、均質化処理の設定温度が５３０℃を越えれば、粗大な金属間化合物を生成、成長させてしまうため、リベット部成形性の低下やシンク部反転時の割れの発生の顕著化をもたらしてしまう。また均質化処理の保持時間が０．５時間未満では、材料組織の均質化効果や、不安定相を安定相へ変態させる効果が不充分となり、鋳造時に生成された偏析や不安定相が残存してしまう。また均質化処理の保持時間が１５時間を越える場合、上記効果が飽和してしまい、いたずらにコスト増大を招いて工業的な製法として好ましくなくなる。
【００３３】
均質化処理後には、直ちに、あるいは一旦冷却後に再加熱して、熱間圧延を開始する。熱間圧延においては、リバース式熱間粗圧延機を用いて複数回の熱間粗圧延を行なった後、３段または４段のタンデム式熱間仕上圧延機を用いて熱間仕上圧延を行なう。
【００３４】
熱間粗圧延は、前述のようにリバース式熱間粗圧延機を用いて熱間粗圧延を施すが、材料温度の低下、高温保持による更なる金属間化合物の核生成、成長を抑えるため、できるだけ短時間に圧延を施し、次工程となる熱間仕上圧延に移行させることが望ましい。この熱間粗圧延の開始温度は特に限定しないが通常は４３０〜５３０℃程度とすることが望ましい。また粗圧延終了温度は、次の仕上圧延温度（３８０〜４２０℃）との関係から、４２０〜４７０℃程度とすることが望ましい。
【００３５】
熱間仕上圧延は、材料温度３８０〜４２０℃の熱間粗圧延板に３段または４段のタンデム式熱間仕上圧延機を用いて、総圧下率８７〜９３％、圧延速度２８０〜３５０ｍｐｍ、熱間仕上圧延後の材料温度が３１０〜３４０℃となるように施す。
【００３６】
熱間仕上圧延入側の材料温度（熱間仕上圧延開始温度）が３８０℃未満であれば、３段または４段のタンデム式熱間仕上圧延機で圧延可能な範囲での他の製造条件（圧延速度、圧延油噴き付け量等）を変更したとしても、熱間仕上圧延後に材料を再結晶化させるために必要な温度を確保することが困難となり、一方、４２０℃を越えれば、熱間仕上圧延時にロールと材料との焼付きが発生し、ピックアップインクルージョン等の表面欠陥が生じるおそれがあるから、熱間仕上圧延開始時の材料温度は３８０〜４２０℃の範囲内とする必要がある。
【００３７】
熱間仕上圧延の総圧下率が８７％未満では、３〜４段のタンデム式熱間仕上圧延機を用いての仕上圧延としては、総圧延量が少なすぎるため非効率となってコスト上昇を招いてしまい、同時に圧下量の不足による材料への歪み導入量の過少、加工熱の不足によって、材料の再結晶化を阻害するおそれがあり、一方熱間仕上圧延の総圧下量が９３％を越える場合は、材料温度が高過ぎる場合と同様に、仕上圧延時にロールと材料との間で凝着が生じ、材料表面が劣化してしまったり、極端な場合は材料破断を生じてしまうおそれがあるから、熱間仕上圧延の総圧下率は８７〜９３％の範囲内とした。
【００３８】
さらに、熱間仕上圧延での圧延速度が２８０ｍｐｍ未満であれば、材料に充分な加工熱が付与されなくなって、所定の仕上圧延後材料温度が得られなくなるおそれがあるとともに、圧延に要する時間が大きくなって、圧延開始時と圧延終了時との材料温度差が大きくなり過ぎてしまい、材料組織（再結晶度合い、集合組織）にばらつきが生じてしまうおそれがあるから、熱間仕上圧延の圧延速度は２８０〜３５０ｍｐｍとした。
【００３９】
そしてまた、熱間仕上圧延直後の材料温度（最終パスの出側温度）が３１０℃未満では、材料全体に再結晶化が充分になされず、一方３４０℃を越えるような高温の圧延を行なえば、ロールと材料との間で凝着が生じ、材料表面に不良が生じてしまうから、熱間仕上圧延直後の材料温度は３１０〜３４０℃の範囲内とした。
【００４０】
以上のようにして熱間仕上圧延を行なった後には、その後の巻取りから冷却の過程において板の保有熱により再結晶（自己再結晶）が生起される。このように再結晶が生起された熱間仕上圧延板に対しては、その後、製品となる最終板厚まで冷間圧延を施すが、その間には焼鈍処理を一切施さない。
【００４１】
一般に焼鈍処理の実施は、圧延された材料の回復や再結晶化により圧延加工性の向上、製品の成形性を確保する狙いがあるが、この発明のように成分や製造方法を適切に規定することにより、熱間圧延後、冷間圧延終了までの間の焼鈍工程を省略することが可能となる。
【００４２】
冷間圧延は圧延率８０〜９３％で行なう。冷間圧延の圧延率が８０％未満では、内圧が加わるアルミニウム合金缶蓋材として必要な強度を得ることができず、一方９３％を越えてしまえば、材料に導入される転位密度が過剰になって、缶蓋のリベット部成形性が低下するとともに、シンク部反転時の割れ抑制効果を低下させてしまう。
【００４３】
冷間圧延により所定の製品厚みまで圧延されたアルミニウム合金冷延板については、その後に表面（片面もしくは両面）にエポキシ系あるいはビニル系の塗料やＰＥＴ等の樹脂フィルムを塗膜し、塗料の焼付やフィルムの熱融着のための熱処理（塗膜形成処理）を施して、最終的に缶蓋用アルミニウム合金塗装板とする。ここで、塗膜形成処理の最適な熱処理条件は、塗料や塗膜の種類によって異なるが、熱処理温度は１８０〜２８０℃程度、熱処理時間は１〜６０秒程度とすることが好ましい。なお実際上は、使用する塗料や塗膜の種類に最適な熱処理条件に応じて、材料の組成や冷間圧延率を調整することにより、塗装板の材料強度を調節することが可能であり、要は最終的に３２０〜３６０ＭＰａの耐力の塗装板とすれば良い。
【実施例】
【００４４】
以下にこの発明の実施例を比較例とともに示す。なお以下の実施例は、飽くまで説明のためのものであり、この発明の範囲を限定するものでないことはもちろんである。
【００４５】
［実施例１］
表１の合金Ｎｏ．１〜１３に示す種々の化学成分のアルミニウム合金をＤＣ鋳造法により鋳造し、得られた鋳塊に対し４９０℃×１時間の均質化処理を施した後、リバース式熱間粗圧延機により熱間粗圧延を行ない、さらに４段のタンデム式熱間圧延機により熱間仕上圧延を施した。熱間粗圧延は、開始温度４８０℃で行なった。また熱間仕上圧延は、材料温度４００℃（±５℃）で開始し、総圧下率９２％、平均圧延速度２８５ｍｐｍで行ない、材料の出側コイル温度を３２３℃（±５℃）に制御した。その後、圧延率９０％にて冷間圧延し、エポキシ系の塗料で塗装し、２６０℃×２０ｓで焼付け処理を施した。なお表１の合金Ｎｏ．１〜５の合金はこの発明の成分組成範囲内のものであり、合金Ｎｏ．６〜１４はこの発明の成分組成範囲から外れている比較例の合金である。
【００４６】
ここで、熱間仕上圧延直後の材料について、圧延開始相当部と圧延終了相当部の２箇所をサンプリングし、材料の再結晶化度を調査したので、その結果を表２中に示す。ここで、再結晶化度は、圧延開始相当部のサンプルと圧延終了相当部のサンプルとがともに材料全体において再結晶化している場合に○印を付し、いずれか一方のサンプルについて再結晶化されていない組織が観察された場合について△印を、両方とも再結晶されていない場合について×印を付した。
【００４７】
さらに、冷間圧延後の材料について、透過型電子顕微鏡により金属間化合物の分布状態を観察した。観察視野を５００μｍ2とし、２値化による画像解析処理により金属間化合物の分布を調べ、円相当径が０．７μｍ以上の金属間化合物を対象としてその分布密度および面積率を導出したので、その結果を表２中に示す。
【００４８】
また、最終的な塗装板について、耐力を調べたので、その結果も表２中に示す。ここで耐力は、塗装板からＪＩＳ５号の引張試験片を作成し、引張圧縮試験機にて０．２％歪み相当耐力を測定した。
【００４９】
さらに、塗装板からフルフォーム形状の蓋を作成して、リベット部成形性とシンク部耐反転割れ性を評価したので、その結果も併せて表２中に示す。ここで、リベット部成形性の評価は、全２００個の成形後、目視によりリベット部の割れの有無を調べ、割れがない場合について○印を、割れが生じた場合について×印を付した。またシンク部耐反転割れ性は、全１０個の蓋を内圧付与により反転させて、目視によりシンク部の割れの有無を観察し、割れが全くない場合に○印を、割れが生じた場合に×印を付した。
【００５０】
【表１】
2007277694.tif 000002
【００５１】
【表２】
2007277694.tif 000003
【００５２】
表２から明らかなように、発明例の合金Ｎｏ．１〜５はいずれも内圧が加わる缶蓋に必要な耐力を有し、かつ缶蓋成形に必要なリベット部成形性が良好であると同時に、缶蓋が反転した際に缶蓋のシンク部にて材料破断が生じない優れた特性を有していることが確認された。
【００５３】
一方、比較例の合金Ｎｏ．６、８、１１の場合は、それぞれＭｇ、Ｍｎ、Ｃｕ添加量が多過ぎるため、リベット部成形性が悪くなり、さらにそのうち比較例の合金Ｎｏ．８、１１の場合は、缶蓋が内圧により反転した際に割れが生じてしまった。比較例の合金Ｎｏ．１０、１２、１３の場合は、それぞれＳｉ、Ｃｒ、Ｆｅ添加量が高過ぎるため、シンク部反転時割れ性に劣っていた。また比較例の合金Ｎｏ．７、９の場合は、それぞれＭｇ、Ｍｎの添加量が低過ぎるため、必要な材料強度（耐力）が得られなかった。
【００５４】
［実施例２］
表１中の発明例に相当する合金Ｎｏ．１のアルミニウム合金をＤＣ鋳造法によって鋳造し、得られた鋳塊に対し、表３の製造符号Ａ〜Ｎに示す各種の製造方法により、均質化処理・熱間圧延（リバース式熱間粗圧延機により熱間粗圧延、および４段のタンデム式熱間仕上圧延機による熱間圧延）・冷間圧延を施し、その後エポキシ系の塗料で塗装し、２６０℃×２０秒の焼付け処理を施した。なお表３における製造符号Ａ〜Ｇの例がこの発明の製造プロセス条件を満たす実施例であり、製造符号Ｈ〜Ｎは一部のプロセス条件がこの発明の製造プロセス条件範囲を外れた比較例である。
【００５５】
材料の各種試験を、実施例１と同様な方法にて実施したので、その結果を表３中に示す。
【００５６】
【表３】
2007277694.tif 000004
【００５７】
表３から明らかなように、発明例の製造符号Ａ〜Ｇは、いずれも内圧が加わる缶蓋に必要な耐力を有し、かつ缶蓋成形に必要なリベット部成形性が良好であるとともに缶蓋が反転した際に缶蓋のシンク部にて材料破断が生じない優れた特性を有していることが確認された。
【００５８】
一方比較例の製造符号Ｈの場合は、均質化処理温度が低温のため、熱間仕上圧延直後の材料の再結晶化が充分になされず、缶蓋に必要な特性が満たされていない。また比較例の製造符号Ｉは、均質化処理の時間が充分でないため、部分的に再結晶化されていない箇所が残存し、缶蓋特性が劣る結果となった。さらに比較例の製造符号Ｊ、Ｋ、Ｌの場合は、それぞれ熱間仕上圧延における入側温度、総圧下率、平均圧延速度がこの発明の条件範囲外であったため、結果的に出側のコイル温度が充分に高くならず、そのため缶蓋性能が劣っていた。また比較例の製造符号Ｍの場合は、冷間圧延率が低いため、必要な材料強度が得られず、一方比較例の製造符号Ｎの場合は、逆に冷間圧延率が高すぎるため、缶蓋のリベット部成形性や耐シンク部反転時割れ性が劣っていた。