TWI582241B - Aluminum alloy plate for cans - Google Patents
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Description
本發明，係有關於為了進行DI(draw & ironing)而形成2片罐(two-piece can)所使用的罐身用鋁合金板。
為了達成環境負荷之降低以及成本之降低的目的，飲料用鋁罐身用素材的薄壁化係日益進展，伴隨於此，DI成形後之罐壁的薄壁化亦係日益進展(先前技術之罐壁的板厚係為105~110μm程度，相對於此，係薄壁化為95~100μm程度)。
若是罐壁之板厚變薄，則在突起物與罐壁之外面相接觸並被作了推入時，突起物之前端係會貫通罐壁並開孔(針孔)，而容易發生內容物漏洩之問題。內容物之漏洩，由於係會導致重大的問題，因此，係對於就算是在被作了薄壁化之罐壁的情況時，於突起物被作了推入時也難以開孔(在耐突刺性上為優良)之鋁罐身以及鋁罐身用素材有所需求。
在專利文獻1中，係記載有一種罐身用鋁合
金板，其係以特定量而含有Si、Fe、Cu、Mn、Mg，並將在板表面上之特定尺寸的金屬間化合物之個數密度以及面積率限制在特定範圍內。若依據專利文獻1之記載，則對於此鋁合金板進行DI成形所得到的罐身，在耐針孔性(耐突刺性)上係為優良。但是，於此鋁合金板的情況中，DI成形後之罐壁的板厚係被設定為超過110μm之較厚的厚度，而並未與前述之薄壁化的傾向有所對應。
在專利文獻2中，係記載有一種罐身用鋁合金板，其係以特定量而含有Si、Fe、Cu、Mn、Mg，並將在板表面以及剖面上之特定尺寸的金屬間化合物之個數密度以及面積率限制在特定範圍內。若依據專利文獻2之記載，則對於此鋁合金板進行DI成形所得到的罐身，就算是罐壁之板厚為90~95μm程度(參考專利文獻2之實施例)而為薄，在耐突刺性上亦仍為優良。但是，在專利文獻2之實施例中，係對於鋁合金板進行薄膜層壓而進行DI成形，針對並不進行薄膜層壓地而進行DI成形的形態之罐身係並未作考慮。現今在市場上所流動的鋁罐之大半，均係為並不進行薄膜層壓地而進行DI成形者，在此一觀點上，於專利文獻2之實施例中所記載的鋁合金板可以說係欠缺泛用性。
在專利文獻3中，係記載有一種罐身用鋁合金板，其係以特定量而含有Si、Fe、Cu、Mn、Mg，並對於將Mg及/或Cu原子以合計而含有5個以上的特定之原子集合體(原子叢集)之平均密度限制在特定範圍內。
若依據專利文獻3之記載，則對於此鋁合金板進行DI成形所得到的罐身，係使在製罐為鋁罐身之後並施加了塗裝烘烤處理之後的罐身組織之次晶粒化被促進，罐身之耐突刺性係提昇。
〔專利文獻1〕日本特開2007-197815號公報
〔專利文獻2〕日本特開2009-270192號公報
〔專利文獻3〕日本特開2014-125677號公報
在專利文獻3中，係記載有在將罐壁作了薄壁化的DI罐中而能夠得到優良的耐突刺性之內容。另一方面，對於DI罐之罐身用鋁合金板，係除了上述的耐突刺性以外，亦對於在DI加工時不會發生撕裂(tear off)以及在DI罐之罐底部會發生皺折(在從罐底之接地部起而涵蓋至側壁的範圍中所產生之皺折)等之特性有所需求。但是，在將素材作了薄壁化的DI罐中，前述罐底皺折係容易發生，發生了前述罐底皺折的DI罐，係成為外觀不良品。
本發明之目的，係在於提供一種就算是在將罐壁作了薄壁化的DI罐中也能夠得到優良的耐突刺性並且就算是
在並不進行薄膜層壓地而進行了DI成形之DI罐中也能夠得到優良的耐突刺性，同時也不會發生罐底皺折的罐身用鋁合金板。
若是使DI成形後之罐壁的加工硬化能量(=均一變形能量)提昇，則在突起物被從罐壁之外面而推入並使罐壁作了變形時，係成為難以發生罐壁之板厚減少(縮細)，直到發生破斷為止所能夠承受的荷重(塗刺強度)係提昇。在本發明中，係藉由將鋁合金板之位錯密度和烘烤後之降伏強度的關係限制在特定範圍內，來使DI成形後之罐壁的加工硬化能量提昇，而成為能夠將DI成形後之耐突刺性提昇。同時，亦能夠藉由此來防止DI成形後之罐底皺折的發生。
本發明之罐身用鋁合金板，係包含有：Si：0.1~0.5質量%、Fe：0.3~0.6質量%、Cu：0.1~0.35質量%、Mn：0.5~1.2質量%、Mg：0.7~2.5質量%，且殘部為由Al以及不可避免之雜質所成。此罐身用鋁合金板，在進行了200℃×20分鐘之烘烤之後的降伏強度，係為251~295MPa，在以前述鋁合金板之烘烤後之降伏強度(單位：MPa)作為橫軸並以藉由X線繞射所測定出的板厚中央部之位錯密度(單位：×1014/m2)作為縱軸的圖4中，前述烘烤後之降伏強度和藉由X線繞射所測定出的板厚中央部之位錯密度，係落於被將點A(251、
1.0×1014)；座標B(251、8.0×1014)；座標C(276、8.0×1014)；座標D(295、14.2×1014)；座標E(295、1.0×1014)之各點作連結的線所包圍之多角形的範圍內(包含線上)。此罐身用鋁合金板，係因應於需求，而含有Cr：0.10質量%以下、Zn：0.40質量%以下、Ti：0.10質量%以下的此些之中之1種以上。
本發明之罐身用鋁合金板，係藉由將位錯密度限制在特定範圍內，而就算是在將並不進行薄膜層壓地而作了DI成形後之罐壁薄壁化的情況時，DI成形以及烘烤後之罐壁亦係具備有優良的耐突刺性。藉由此，在突起物與填充後之罐壁作了接觸時等的情況中，係能夠防止填充後之罐壁的破斷，而防止發生內容物之漏洩的情形。又，本發明之罐身用鋁合金板，係藉由將位錯密度限制在特定範圍內，而能夠防止在DI成形後之罐底產生皺折的情形。進而，係具備有優良的拉伸加工性，DI成形以及烘烤後之罐係具備有高耐壓強度。
本發明之罐身用鋁合金板，係亦可在進行了薄膜層壓之後再供以進行DI成形。
(耐壓強度試驗)
2‧‧‧基底板
3‧‧‧支持器
4‧‧‧固定構件
5‧‧‧O型環
6‧‧‧橡膠管
8‧‧‧罐
(突刺強度試驗)
11‧‧‧罐
12‧‧‧支持器
14‧‧‧突刺針
〔圖1A〕係為對於罐之耐壓強度試驗的程序作說明
之圖，並為使用在耐壓強度試驗中的罐之側面圖。
〔圖1B〕係為對於罐之耐壓強度試驗的程序作說明之圖，並為耐壓試驗機之重要部分側面圖。
〔圖1C〕係為對於罐之耐壓強度試驗的程序作說明之圖，並為圖1B中所示之耐壓試驗機之平面圖。
〔圖2A〕係為對於罐之耐壓強度試驗的程序作說明之圖，並為當將罐固定在支持器處時的側面圖。
〔圖2B〕係為對於罐之耐壓強度試驗的程序作說明之圖，並為當使罐底藉由內壓而作了挫曲(Buckling)時的側面圖。
〔圖3〕係為對於罐身之突刺強度的測定方法作示意性說明之剖面圖。
〔圖4〕係為對於實施例之鋁合金板的烘烤之後的降伏強度以及藉由X線繞射所測定出的板厚中央部之位錯密度間的關係作展示者，本發明之鋁合金板，係被包含於以將點A~E之各點作連結的線所包圍之多角形的範圍內。
以下，針對本發明之罐身用鋁合金板及其製造方法作詳細說明。
若是Si含有量為未滿0.1質量%，則在DI成形時，0-180°耳(ear)係變高，而容易產生拉伸加工時之裂耳以
及起因於此所導致的撕裂。另一方面，若是Si含有量超過0.5質量%，則由於在熱捲板中會殘存有未再結晶粒，因此，在DI成形中，45°耳係變高，而容易產生拉伸加工時之裂耳以及起因於此所導致的撕裂。又，若是Si含有量超過0.5質量%，則會被形成有更多的Al-Fe-Mn-Si系金屬間化合物或Mg-Si系金屬間化合物，起因於此，在對於罐壁施加力而使該罐壁變形時，會助長化合物周圍之空洞的形成以及龜裂的傳播，耐突刺性係降低。
若是Fe含有量未滿0.3質量%，則由於在熱捲板中會殘存有未再結晶粒，因此，在DI成形中，45°耳係變高，而容易產生拉伸加工時之裂耳以及起因於此所導致的撕裂。另一方面，若是Fe含有量超過0.6質量%，則Al-Fe-Mn系金屬間化合物會變多，在拉伸加工時係容易發生撕裂。又，起因於Al-Fe-Mn系金屬間化合物變多一事，在對於罐壁施加力而使該罐壁變形時，會助長化合物周圍之空洞的形成以及龜裂的傳播，耐突刺性係降低。
若是Cu含有量為未滿0.1質量%，則強度係為不足，罐之耐壓強度會有所不足。另一方面，若是Cu含有量超過0.35質量%，則強度係變得過大，在拉伸加工時係容易發生撕裂。
若是Mn含有量為未滿0.5質量%，則強度係為不足，罐之耐壓強度會有所不足。另一方面，若是Mn含有量超過1.2質量%，則Al-Fe-Mn系金屬間化合物會變多，在拉伸加工時係容易發生撕裂。又，起因於Al-Fe-Mn系金屬間化合物變多一事，在對於罐壁施加力而使該罐壁變形時，會助長化合物周圍之空洞的形成以及龜裂的傳播，耐突刺性係降低。
若是Mg含有量為未滿0.7質量%，則強度係為不足，罐之耐壓強度會有所不足。又，加工硬化能量(均一變形能量)係會不足，在對於罐壁施加力而使該罐壁變形時，會成為容易產生縮細的情形，耐突刺性係降低。另一方面，若是Mg含有量超過2.5質量%，則強度係變得過大，在拉伸加工時係容易發生撕裂。為了關連於拉伸加工性以及罐的耐壓強度、耐突刺性而得到特別優良的特性，Mg含有量之理想下限，係為1.0質量%，理想上限，係為1.8質量%。
若是Cr係為0.10質量%以下之含有量，則係並不會對於鋁合金板之材料特性、DI成形後之罐特性造成影
響。Cr雖係為不可避免之雜質，但是，為了謀求成本降低，例如係亦可將對於原料中之廢料(包含有較多之Cr的廢料等)配合率提高等，而在上述範圍內積極添加Cr。但是，若是Cr含有量超過0.10質量%，則在熱捲板中會殘存有未再結晶粒，在DI成形中，45°耳係變高，而容易產生拉伸加工時之裂耳以及起因於此所導致的撕裂。
故而，鋁合金中之Cr含有量係被限制在上述範圍內。
若是Zn係為0.40質量%以下之含有量，則係並不會對於鋁合金板之材料特性、DI成形後之罐特性造成影響。Zn雖係為不可避免之雜質，但是，為了謀求成本降低，例如係亦可將對於原料中之廢料(熱交換器用包材之廢料等)的配合率提高等，而在上述範圍內積極添加Zn。
Ti，係以鑄塊結晶粒之微細化為目的而因應於需要來作添加。若是在鑄造時將鑄塊組織微細化，則鑄造性係提昇，而成為能夠進行高速鑄造。此效果，係藉由0.01質量%以上之添加而得到。另一方面，若是將Ti作超過0.10質量%之添加，則濾網之堵塞係會變快，在鑄造中熔湯係會逐漸變得難以通過濾網，而最後導致不得不使鑄造中止。故而，鋁合金中之Ti含有量係被限制在上述範圍
內。另外，在添加Ti的情況時，由於係將使Ti和B之質量比成為5：1的鑄塊微細化劑(Al-Ti-B)以餅狀或桿狀的形態來添加至鑄造前之熔湯中，因此，也會必然性地被添加有與含有比例相對應之B。
關於上述元素以外之不可避免之雜質(V、Na、Zr、Ni、Ca等)，就算是各別含有0.05質量%以下，並且合計為含有0.15質量%以下，則係並不會對於鋁合金板之材料特性、DI成形後之罐特性造成影響。另外，關於此些之元素，亦同樣的，只要不超過前述含有量，則不僅是在作為不可避免之雜質而含有的情況時，就算是當意圖性地將包含此些之元素的廢料之配合率提高等之積極性地作添加的情況時，也不會妨礙到本發明之效果。
若是200℃×20分鐘之烘烤後的鋁合金板之降伏強度為未滿251MPa，則強度係為不足，DI成形以及烘烤後的罐之耐壓強度會有所不足。另一方面，若是200℃×20分鐘之烘烤後的鋁合金板之降伏強度為超過295MPa，則強度係變得過大，在拉伸加工時係容易發生撕裂，並使生產性降低。另外，烘烤後之強度，係與烘烤前之強度相關連，烘烤後之強度為大的鋁合金板，其烘烤前(拉伸加工
前)之強度亦為大。烘烤後之降伏強度，較理想係設為250MPa以上。
所謂位錯，係指起因於冷延而被導入至罐身用鋁合金板中的線狀或筋狀之缺陷。此些之位錯，係可藉由5萬倍之倍率的透射型電子顯微鏡，來作為線狀或筋狀而被辨識出來。若是位錯密度為大，則起因於位錯之重複交錯，會形成林位錯(forest dislocation)，而成為其他之位錯的移動之阻礙，強度會增加。
本發明之鋁合金板中的板厚中央部之位錯密度與200℃×20分鐘之烘烤後的降伏強度間之關係，係在圖4中作展示。圖4，係為將鋁合金板的烘烤之後的降伏強度(單位：MPa)作為橫軸，並將藉由X線繞射所測定出的鋁合金板之板厚中央部之位錯密度(單位：×1014/m2)作為縱軸，並且使縱軸成為自然對數刻度之單對數線圖。本發明之鋁合金板的位錯密度和烘烤後的降伏強度之值，係被限定於以將圖4中所示之點A、點B、點C、點D、點E作連結的線所包圍之多角形的範圍內(亦包含線上)。另外，在將橫軸作為X軸並將縱軸作為Y軸時的各點之座標(X，Y)，係為點A(251、1.0×1014)；點B(251、8.0×1014)；點C(276、8.0×1014)；點D(295、14.2×1014)；點E(295、1.0×1014)。
若是鋁合金板之板厚中央部的位錯密度為未
滿1.0×1014/m2，則拉伸加工時之加工硬化係變大，而容易產生撕裂。另一方面，若是位錯密度超過8.0×1014/m2，則DI成形以及烘烤後之罐壁的加工硬化能量(均一變形能量)係會不足，在對於罐壁施加力而使該罐壁變形時，會成為容易產生縮細的情形，耐突刺性係降低，並且亦成為容易產生罐底皺折。但是，當烘烤後之鋁合金板的降伏強度係為276~295MPa之範圍時，位錯密度係亦可超過8.0×1014/m2。更具體而言，在圖4中所示之將點C(276、8.0×1014)和點D(295、14.2×1014)作連結的線之下方的區域中，係能夠對於DI成形以及烘烤後之罐壁適當地賦予加工硬化能量，耐突刺特性係並不會降低，並且也能夠防止罐底皺折之發生。
藉由將鋁合金板之板厚中央部的位錯密度和烘烤後之降伏強度的值控制在上述範圍內，係能夠防止拉伸加工時之撕裂，並確保DI成形以及烘烤後之罐的耐壓強度，並且對於罐壁賦予良好的加工硬化能量而得到優良之耐突刺性以及罐底皺折之防止效果。
本發明之鋁合金板，係可藉由鑄造、均質化熱處理、熱間壓延以及冷間壓延的各工程，而製造之。係並不進行熱間壓延後之中間退火(亦稱作粗退火)以及冷間壓延途中之中間退火還有冷間壓延後之收尾退火。又，本發明之鋁合金板之製造方法，較理想，係藉由串列壓延機來進行
冷間壓延，並將捲繞溫度提高，並且在捲繞後之冷卻過程中將特定之溫度區域的冷卻速度控制為低。藉由此，來促進冷間壓延中以及捲繞後的材料之回復，而能夠將鋁合金板(製品板)之位錯密度控制在前述範圍內。
以下，針對各工程作說明。
首先，藉由DC鑄造法等之公知之半連續鑄造法，來鑄造鋁合金。
接著，在將鑄塊表層之成為非均勻的組織之區域藉由面切削來除去之後，基於常法來施加均質化熱處理。此時，係亦可採用2段均質化熱處理或2次均質化熱處理。
於此之所謂2段均質化熱處理，係指在將鑄塊以高溫而作了特定時間之保持(第1段之均質化熱處理)之後，並不一直冷卻至室溫，而在超過200℃之溫度處停止冷卻，並在該溫度下而作特定時間之保持(第2段之均質化熱處理)。又，所謂2次均質化熱處理，係指在將鑄塊以高溫而作了特定時間之保持(第1次之均質化熱處理)之後，先暫時冷卻至包含室溫之200℃以下的溫度，之後再度進行加熱並在特定之均質化處理溫度下而作特定時間之保持(第2次之均質化熱處理)。
在均質化熱處理後，係並不進行冷卻地而接續進行熱間壓延，較理想係為在300℃以上而結束熱間壓延。所製作出的熱間壓延材，係成為再結晶組織。
接著，冷間壓延，係藉由以串列壓延機所致之1次過程來進行，或者是當藉由單壓延機來進行壓延的
情況時，係藉由在1次過程之後而立即進行下一次的過程之所謂的連續過程來進行之。藉由以串列壓延機之1次過程或者是單壓延機之連續過程來進行冷間壓延，在冷間壓延中之加工發熱係變大，材料之動性回復以及捲繞後的回復係被促進。另外，從生產效率的觀點來看，係以由串列壓延機所致之壓延為理想。
冷間壓延之總壓延率，係設為80~90%。此壓延率，係藉由以串列壓延機所致之1次的通板、或者是藉由單壓延機之複數之過程的通板，而達成之。若是冷間壓延中之總壓延率為未滿80%，則鋁合金板之強度係為不足，DI成形以及烘烤後的罐之耐壓強度會有所不足。另一方面，若是總壓延率超過90%，則強度係變得過大，並且會導致45°耳之增加，在拉伸加工時係容易發生裂耳以及起因於此所導致的撕裂。為了將加工發熱增大並將捲繞溫度提高並且設為在本發明中所特定出之範圍的位錯密度，係有必要藉由直徑為小之工作輥來在高溫下進行加工。具體而言，係有必要藉由直徑650mm以下之工作輥來進行冷間壓延，較理想係藉由直徑450mm以下之工作輥來進行冷間壓延。
冷間壓延後之捲繞溫度，較理想係設為150℃以上。藉由將捲繞溫度提高，材料之回復係被促進，鋁合金板(製品板)之位錯密度係降低至上述範圍內，DI成形以及烘烤後之罐壁的加工硬化能量(均一變形能量)係提昇，罐底皺折之發生係被防止，並且耐突刺性係提昇。
另一方面，若是捲繞溫度超過180℃，則會產生過度的回復，位錯密度係較上述範圍內而更進一步降低。其結果，拉伸加工時之加工硬化係變大，而容易產生撕裂。又，起因於加工發熱所導致的鋁合金板之軟化係變大，在壓延中係成為容易發生板斷裂。其結果，由於鋁合金板之生產性係會大幅度降低，因此在實用上係並不理想。故而，冷間壓延後之捲繞溫度，較理想係設為150℃以上，更理想係設為160℃以上，上限值係設為180℃。
又，在從捲繞溫度起直到120℃為止的溫度區域(120℃以上之溫度區域)中，係將捲板之平均冷卻速度設為15℃/hr以下。藉由將此冷卻速度設為15℃/hr以下而為小，材料之回復係被促進，鋁合金板(製品板)之位錯密度係降低至上述範圍內，DI成形以及烘烤後之罐壁的加工硬化能量(均一變形能量)係提昇，罐底皺折之發生係被防止，並且耐突刺性係提昇。當在120℃以上之溫度區域中的冷卻速度為超過15℃/hr的情況時，材料之回復係並不充分，位錯密度係並不會充分降低，DI成形以及烘烤後之罐壁的加工硬化能量係會不足，並成為容易產生罐底皺折，耐突刺性係降低。
以下，針對對於本發明之效果作了確認的實施例，與並未滿足本發明之要件的比較例作對比，並作具體性之說明。另外，本發明，係並非為被此實施例所限定
者。
將表1、2中所示之組成的鋁合金熔解，並使用半連續鑄造法來製作了厚度600mm之鑄塊(比較例之No.12除外)。對於此鑄塊之表層進行面切削，並施加均質化熱處理，之後，接著進行熱間粗壓延以及熱間收尾處理壓延。之後，並不施加中間退火地，而對於熱間壓延材進行冷間壓延(串列壓延機或單壓延機)，而作成板厚0.27mm之鋁合金板(捲板)，並作了捲繞。係並未進行冷間壓延後的收尾退火(比較例之No.19除外)。另外，比較例之No.12，係起因於濾網之堵塞，而並無法進行鑄造。
在表1、2中，對於冷間壓延中所使用的壓延機之種類、冷間壓延之總壓延率、冷間壓延後之捲繞溫度、捲繞後之捲板的平均冷卻速度(從捲繞溫度起直到120℃為止)、冷間壓延後之收尾退火的有無以及條件作了記載。
在藉由串列壓延機而進行了冷間壓延的案例中，於表1、2中所記載的總壓延率，係藉由1次的通板而達成。
將所製造出的實施例No.1~22以及比較例No.1~11、13~19之鋁合金板作為供試驗材料，並依據以下所示之要領來對於烘烤後降伏強度以及位錯密度作了測定。將其結果展示於表3中。
在對於供試驗材料(鋁合金板)而實施了200℃×20分鐘之烘烤後，於壓延平行方向上採取JIS5號試驗片，並依據JISZ2241之規定而進行拉張試驗，來對於0.2%降伏強度進行了測定。當此0.2降伏強度為落於240~295MPa之範圍內時，評價為合格。
在本發明中，係藉由X線繞射來對於位錯密度作了測定。位錯中之密集存在有線狀、筋狀之位錯的區域(胞壁或剪切帶)，在透射型電子顯微鏡中係難以判別，而可能會成為在求取出位錯密度ρ時的測定誤差。相對於此，在X線繞射中，如同後述一般，由於係根據從在集合組織中之各面而來的繞射峰值之半寬幅來算出位錯密度ρ，因此係有著就算是存在有此種林位錯誤差亦會變少的優點。
在施加冷延等之塑性變形而導入了位錯的組織中，會以位錯為中心而產生晶格形變。又，藉由位錯之配列，小角度晶界(low angle grain boundary)、胞構造等係會發
達。若是根據X線繞射圖案來對於此種位錯和伴隨於此之晶域(domain)構造作掌握，則會在繞射圖案中出現與繞射指數相對應之特徵性的擴廣、形狀。係可對於此繞射峰值之形狀(線輪廓)進行解析(線輪廓解析)而求取出位錯密度。
首先，根據供試驗材料(鋁合金板)之板厚中心部的X線繞射，來求取出從該板厚中心部之集合組織中的主要之方位之各面(各方位面)而來的繞射峰值之半寬幅。若是位錯密度ρ越高，則此些之各面之繞射峰值的半寬幅係會變得越大。
另外，X線繞射試驗，係使用RIGAKU股份有限公司製之X線繞射裝置，並在靶材中使用Cu，而以管電圧45kV、管電流200mA、掃描速度1°/min.、取樣寬幅002°、測定範圍(2θ)30°~145°之條件來作了實施。
接著，根據此些之各面之繞射峰值的半寬幅，而藉由Williamson-Hall法，來求取出晶格形變(結晶形變)ε，並根據下式來算出了位錯密度ρ。在下式中，b係為伯格斯向量的大小，此次係使用b=2.8635×10-10m。
ρ=16.1×ε2/b2
X線繞射試驗，係對1個供試驗材料而於任意之5個場所(均為板厚中心部)處實施，並根據所得到的結果來算出了平均之位錯密度。
接著，使用實施例No.1~22以及比較例No.1~11、13~19之鋁合金板。而製作了DI罐。作為製作方
法，首先從鋁合金板而沖壓出直徑140mm之胚料，並對此胚料進行引伸(drawing)成形而製作了直徑90mm之杯。對於所得到之杯，藉由汎用之鋁罐身成形機來進行DI成形(再引伸+拉伸加工)，而製作了DI罐。
所製作的DI罐，外徑係為66.3mm，罐壁之最薄壁部(從罐底起60mm之高度)的厚度係為90μm，該部之加工率係為66.7%(初始板厚：270μm)。
藉由前述鋁罐身成形機，來對各實施例以及比較例均進行10000罐之連續成形，並依據以下之要領來進行了拉伸加工性(DI加工性)之評價。接著，使用該成形後之罐，來依據以下所示之要領而進行了耐壓強度以及突刺強度之測定還有罐底皺折之評價。將其結果展示於表3中。另外，在比較例No.6、10、16中，於由前述鋁罐身成形機所致之連續成形中，由於係大量發生有撕裂，因此係並未進行耐壓強度以及突刺強度之測定。
將在連續成形的10000罐中之發生有撕裂等之問題的罐為3罐以下者評價為合格(○)，並將4罐以上者評價為不合格(×)。
對於所製作出的DI罐(罐身部)之胴體部進行修整而設為高度100mm，並實施了200℃×20分鐘之烘烤。接
著，使用水壓式之耐壓試驗機(ACETECH股份有限公司製之水壓式加減壓挫曲(buckling)測試裝置，型式名稱WBT-500)，而使烘烤後之DI罐負荷內壓，並對於罐底發生了挫曲時的最大內壓作了測定。
如同圖1B以及圖1C中所示一般，耐壓試驗機，係具備有被設置在機台1上之基底板2、和被設置在基底板2之上的圓筒狀之支持器3、以及被配置在支持器3之兩側處的一對之固定構件4、4。在支持器3之高度方向中間位置處，係被設置有O型環5。在支持器3之內部，係被設置有橡膠管6，該橡膠管6，係通過基底板2而朝下延伸，並被與通水管路作連結，且經由水壓計以及切換閥等而與水壓幫浦相通連(均未圖示)。在基底板2處，係被形成有孔7，該孔7，係被與通氣管路作連結，且經由切換閥等而與真空幫浦相通連(均未圖示)。固定構件4、4，係分別藉由未圖示之油壓汽缸而進行進退。
耐壓試驗，係如同下述一般而進行。
(1)如同圖1A~圖1C中所示一般，將罐8以罐底朝向而嵌合於支持器3處，之後，使固定構件4、4作特定之衝程的前進。若是固定構件4、4到達特定位置處(參考圖2A)，則固定構件4、4之前端係在O型環5之略下方的位置處而從兩側來推壓罐8之罐壁，並將罐8固定在支持器3處。藉由此，罐8之罐壁內面係密著於O型環5之周圍，除了橡膠管6以及孔7的場所以外，支持器3內(罐8內)係被作密封。
(2)使前述真空幫浦動作，並透過孔7來將支持器3內(罐8內)脫氣至9.8kPa(0.1kgf/cm2)以下，接著，將前述通氣管路關閉。
(3)使前述水壓幫浦動作，並從橡膠管6來對於支持器3內(罐8內)供給水。支持器3內(罐8內)之水壓(藉由前述水壓計來計測)，係與從供給開始起之經過時間成略正比而上升，並在發生了罐底的皺曲之瞬間而降低。將發生了罐底之皺曲時的最大內壓，作為罐的耐壓強度。於圖2B中，對於發生了罐底之皺曲時的狀態作展示。
將此耐壓強度為618kPa以上(6.3kgf/cm2以上)的情況評價為合格。
對於所製作出的DI罐之開口部進行修整而設為高度100mm，並實施了200℃×20分鐘之烘烤，之後，如同圖3中所示一般，將罐11之開口部固定在支持器12處並作了密封。接著，從通氣管路13來對於罐內供給空氣，並負荷2kgf/cm2之內壓，且將前端為半徑0.5mm之半球面的鋼製之突刺針14，對於罐壁而垂直地以速度50mm/min來作了突刺。以突刺針14來作了突刺的部位，係設為鋁合金板之壓延方向與罐軸方向為相互一致並且距離罐底之高度L為60mm的部位。對於直到突刺針14貫通罐壁為止的負載持續進行測定，並將所得到的最大負載作為
突刺強度。將突刺強度為35N以上者評價為合格。
從藉由前述罐身成形機而製作了的DI罐之中選擇任意之30罐，並針對各罐而對於從罐底部之接地部起一直涵蓋至側壁的範圍藉由目視來作了觀察。將在所選擇了的30罐之所有罐中並未發生有任何一罐的罐底皺折之情況評價為合格(○)，並將在所選擇了的30罐之所有罐中只要發生有任何一罐的罐底皺折之情況便評價為不合格(×)。另外，在上述罐身成形機中，再拉伸，係藉由皺折抑制空氣壓力50psi、再拉伸模R2.0mm的條件來進行。又，所製作出的DI罐之罐底的接地部直徑係為 48mm。
將表3中所記載的位錯密度和烘烤後的降伏強度之值線圖化並展示於圖4中。
如同表1、3以及圖4中所示一般，鋁合金之成分組成、烘烤後之降伏強度以及位錯密度為落於本發明之規定
範圍內的實施例No.1~22的鋁合金板，其拉伸加工性係為優良，罐之耐壓強度以及突刺強度係為大，並且也沒有發生罐底皺折。如此這般，實施例No.1~22，其罐壁之板厚係為90μm而為薄，並且在DI成形中也並未進行薄膜層壓，但是，係具有優良的耐突刺性，並且亦能夠防止罐底皺折之發生。實施例No.1~22，均係在先前所記載的條件之範圍內進行冷間壓延、捲繞以及捲繞後的冷卻。
另外，可以推測到，實施例No.1~22之鋁合金板為具備有優良之耐突刺性的原因，係因為罐壁的加工硬化能量(=均一變形能量)提昇，在將突刺針14推入並使罐壁作了變形時，係成為難以發生罐壁之板厚減少(縮細)之故。使用實施例No.1~22之鋁合金板而進行了DI成形之罐，在使突起物與填充後之罐壁作了接觸等時，係防止罐壁之破斷，而能夠防止發生內容物之漏洩的情形。又，能夠藉由實施例No.1~22之鋁合金板來防止罐底皺折之發生的原因，可以推測到，係因為藉由使材料之加工硬化能量提昇，於進行在罐身成形機處之再拉伸加工時，罐軸方向之成形力(張力)係增加，其結果，罐周方向之挫曲(=皺折之發生)係被作抑制之故。
另一方面，如同表2、3以及圖4中所示一般，鋁合金之成分組成、烘烤後之降伏強度以及位錯密度之某一者為落於本發明之規定範圍內的比較例No.1~11、13~19的鋁合金板，於拉伸加工性、罐之耐壓強度、突刺性以及罐底皺折的評價之某一者為並未滿足本發
明之基準。
比較例No.1，由於Si含有量係為不足，因此拉伸加工性係為差。比較例No.2，由於Si含有量係為過剩，因此拉伸加工性係為差，耐突刺性亦為差。
比較例No.3，由於Fe含有量係為不足，因此拉伸加工性係為差。比較例No.4，由於Fe含有量係為過剩，因此拉伸加工性係為差，耐突刺性亦為差。
比較例No.5、7、9，由於分別在Cu、Mn、Mg含有量上有所不足，因此烘烤後之降伏強度係為不足，罐之耐壓強度係為差。比較例No.9在耐突刺性上亦為差。比較例No.6、10，由於分別在Cu、Mg含有量上為過剩，因此，烘烤後之鋁合金板的降伏強度係為過大，拉伸加工性係為差。比較例No.8、11，由於分別在Mn、Cr含有量上為過剩，因此拉伸加工性係為差。比較例No.8在耐突刺性上亦為差。No.12，由於Ti含有量係為過剩，因此，如同前述一般，係並無法進行鑄造。
比較例No.13，由於冷間壓延之總壓延率係為不足，因此，烘烤後之降伏強度係為不足，耐壓強度係為差。比較例No.14，由於總壓延率係為過大，因此，鋁合金板之降伏強度係變得過大，拉伸加工性係為差。
比較例No.15，其捲繞溫度係為低，動性回復以及捲繞後之回復係並不充分，鋁合金板之位錯密度係為高，罐之耐突刺性係為差，而發生了罐底皺折。比較例No.16，其捲繞溫度係為高，鋁合金板之位錯密度係降低，拉伸加
工性係為差。
比較例No.17，其之從捲繞溫度起直到120℃之溫度區域為止的冷卻速度係為大，捲繞後之回復係並不充分，鋁合金板之位錯密度係為高，罐之耐突刺性係為差，而發生了罐底皺折。
比較例No.18，係藉由單壓延機來實施冷間壓延，並且在過程與過程之間係空出有時間，因此，捲繞溫度係為低，動性回復以及捲繞後之回復係並不充分，鋁合金板之位錯密度係為高，拉伸加工性以及罐之耐突刺性係為差，而發生了罐底皺折。比較例No.19，係藉由單壓延機來實施冷間壓延，並且在過程與過程之間係空出有時間，因此，捲繞溫度係為低，動性回復以及捲繞後之回復係並不充分，並且收尾退火的效果亦為少，位錯密度係為高，罐之耐突刺性係為差，而發生了罐底皺折。
雖係針對本發明而參照詳細或特定之實施形態來作了說明，但是，對於當業者而言，明顯的，在不脫離本發明之精神以及範圍內的前提下，係可進行各種的變更或修正。
本申請案，係為基於2015年3月19日申請之日本特許出願(特願2015-055910)、2015年12月17日申請之日本特許出願(特願2015-245939)所進行者，並於此將該些內容作為參考而導入。
本發明之罐身用鋁合金板，就算是在將罐壁
作了薄壁化的DI罐、並不進行薄膜層壓地而進行了DI成形之DI罐的情況中，也能夠具有優良的耐突刺性，同時也能夠防止罐底皺折之發生，特別是在作為2片罐之罐身用的情況時係為有用。
11‧‧‧罐
12‧‧‧支持器
13‧‧‧通氣管路
14‧‧‧突刺針
L‧‧‧距離罐底之高度
Claims (3)
- 一種罐身用鋁合金板，其特徵為，係包含有：Si：0.1~0.5質量%、Fe：0.3~0.6質量%、Cu：0.1~0.35質量%、Mn：0.5~1.2質量%、Mg：0.7~2.5質量%，且殘部為由Al以及不可避免之雜質所成，在進行了200℃×20分鐘之烘烤之後的降伏強度，係為251~295MPa，前述烘烤後之降伏強度與藉由X線繞射所測定出的板厚中心部之位錯密度之間的關係，係於以前述鋁合金板之烘烤後的降伏強度(單位：MPa)作為X軸並以藉由X線繞射所測定出的板厚中央部之位錯密度(單位：×1014/m2)作為Y軸的線圖中，而落於被將下述座標A、B、C、D、E之各點作連結的線所包圍之多角形的範圍內：座標A(251、1.0×1014)；座標B(251、8.0×1014)；座標C(276、8.0×1014)；座標D(295、14.2×1014)；座標E(295、1.0×1014)。
- 如申請專利範圍第1項所記載之罐身用鋁合金板，其中，係含有Cr：0.10質量%以下、Zn：0.40質量%以下、Ti：0.10質量%以下、此些之中之1種以上。
- 如申請專利範圍第1項或第2項所記載之罐身用鋁合金板，其中，前述鋁合金之Mg含有量係為1.0~1.8質量%。
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|---|---|---|---|
| MM4A | Annulment or lapse of patent due to non-payment of fees |