JP2015112784A - ファブリック強化樹脂成形体の製造方法及びファブリック強化樹脂成形体 - Google Patents
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Abstract
【課題】成形後に反りが発生しにくいファブリック強化樹脂成形体の製造方法及びファブリック強化樹脂成形体を提供する。【解決手段】２本以上の芯鞘型複合紡糸繊維を加熱延伸し、各繊維の鞘材を融合一体化することにより得られ、長手方向における断面が前記鞘材中に芯材が島状に存在する海島構造であり、示差走査熱量計を使用し、昇温速度を３０℃／分として、融解熱量法により測定した芯材の結晶化度が６０％以上である複合繊維により形成したファブリック又はこのファブリックを用いたシート材を加熱する工程（加熱工程Ｓ１）と、加熱したファブリック又はシート材を、金型を用いて、冷間にて、圧縮成形又は真空成形する工程（成形工程Ｓ２）とを行って、所定形状のファブリック強化樹脂成形体を得る。【選択図】図１
Description
本発明は、ファブリック強化樹脂成形体の製造方法及びファブリック強化樹脂成形体に関する。より詳しくは、補強材として織物、編み物及び不織布などのファブリックを用いた樹脂成形体を製造する方法及びこの方法で製造された樹脂成形体に関する。
近年、旅行用スーツケースには、軽量などの理由から、樹脂成形品が多用されている。一方、樹脂製のスーツケースは、飛行機に搭乗する際に手荷物として預けると、貨物として扱われるため、輸送途中で傷つき、割れ、破損及び穴あきなどが起こることがある。このような高い強度が要求される樹脂成形体には、従来、繊維強化プラスチック（Fiber Reinforced Plastics：ＦＲＰ）が用いられている。
また、補強材として織物を用いた織物強化樹脂成形体も提案されている（特許文献１，２参照）。例えば、特許文献１，２には、炭素繊維やアラミド繊維を平織した織物シートに、熱硬化性エポキシ樹脂を含浸させて圧縮成形した樹脂成形体が開示されている。
しかしながら、繊維強化プラスチックを用いた樹脂成形体は、加熱成形後に成形体に反りが生じやすく、保形性に問題がある。この成形後の「反り」の問題は、深絞り成形した場合に特に顕著である。また、特許文献１，２に記載されているような織物シートを用いたファブリック強化樹脂成形体は、前述した保形性に加えて、補強材が高価であるため製造コストが増加するという問題もある。
そこで、本発明は、成形後に反りが発生しにくいファブリック強化樹脂成形体の製造方法及びファブリック強化樹脂成形体を提供することを主目的とする。
繊維強化プラスチックは、加熱成形時に補強材である繊維が部分的に延伸されるが、この補強繊維に加えられた部分的な延伸ひずみが成形後に緩和することにより、成形体に反りが生じるものと考えられる。そこで、本発明者は、補強材及び成形方法について鋭意実験検討を行い、芯鞘型複合紡糸繊維により形成したファブリックを用いて、特定の方法で成形することにより、反りの発生しないファブリック強化樹脂成形体が得られることを見出し、本発明に至った。
即ち、本発明に係るファブリック強化樹脂成形体の製造方法は、２本以上の芯鞘型複合紡糸繊維を加熱延伸し、各繊維の鞘材を融合一体化することにより得られ、長手方向における断面が前記鞘材中に芯材が島状に存在する海島構造であり、示差走査熱量計を使用し、昇温速度を３０℃／分として、融解熱量法により測定した芯材の結晶化度が６０％以上である複合繊維により形成したファブリック又は前記ファブリックを用いたシート材を加熱する工程と、加熱したファブリック又はシート材を、金型を用いて、冷間にて、圧縮成形又は真空成形する工程と、を有する。
本発明のファブリック強化樹脂成形体の製造方法では、複合繊維は、前記鞘材を融点が１３０℃以下のポリオレフィン系樹脂とし、前記芯材を前記鞘材よりも融点が２０℃以上高い結晶性熱可塑性樹脂としてもよい。
また、複合繊維には、例えば１２０℃における引張りヤング率が７ｃＮ／ｄｔｅｘ以上のものを使用することができる。
一方、前記加熱する工程では、前記ファブリック又はシート材を、前記鞘材の融点以上かつ前記芯材の融点未満の温度にすればよい。
前記シート材には、例えば、前記ファブリックを複数枚積層して前記鞘材が溶融する温度で熱圧着したもの、或いは、１又は２枚以上の前記ファブリックと、前記鞘材と同種の樹脂からなる樹脂シートとを積層し、前記鞘材が溶融する温度で熱圧着したものを用いることができる。
また、前記ファブリックは、例えば平織織布である。
本発明のファブリック強化樹脂成形体の製造方法では、複合繊維は、前記鞘材を融点が１３０℃以下のポリオレフィン系樹脂とし、前記芯材を前記鞘材よりも融点が２０℃以上高い結晶性熱可塑性樹脂としてもよい。
また、複合繊維には、例えば１２０℃における引張りヤング率が７ｃＮ／ｄｔｅｘ以上のものを使用することができる。
一方、前記加熱する工程では、前記ファブリック又はシート材を、前記鞘材の融点以上かつ前記芯材の融点未満の温度にすればよい。
前記シート材には、例えば、前記ファブリックを複数枚積層して前記鞘材が溶融する温度で熱圧着したもの、或いは、１又は２枚以上の前記ファブリックと、前記鞘材と同種の樹脂からなる樹脂シートとを積層し、前記鞘材が溶融する温度で熱圧着したものを用いることができる。
また、前記ファブリックは、例えば平織織布である。
本発明に係るファブリック強化樹脂成形体は、２本以上の芯鞘型複合紡糸繊維を加熱延伸し、各繊維の鞘材を融合一体化することにより得られ、長手方向における断面が前記鞘材中に芯材が島状に存在する海島構造であり、示差走査熱量計を使用し、昇温速度を３０℃／分として、融解熱量法により測定した芯材の結晶化度が６０％以上である複合繊維により形成したファブリック又は前記ファブリックを用いたシート材を加熱した後、金型を用いて、冷間にて、圧縮成形又は真空成形して得たものである。
ここでいう「ファブリック」には、織物、編み物及び不織布などの繊維を用いて形成された布類全般を含み、「ファブリック強化樹脂成形体」は、これらの布によって強化された樹脂成形体を指す。
本発明によれば、２本以上の芯鞘型複合紡糸繊維を加熱延伸して各繊維の鞘材を融合一体化した複合繊維により形成したファブリックを用いているため、成形後に反りが発生しにくいファブリック強化樹脂成形体を製造することができる。
以下、本発明を実施するための形態について、添付の図面を参照して、詳細に説明する。なお、本発明は、以下に説明する実施形態に限定されるものではない。
図１は本発明の実施形態に係るファブリック強化樹脂成形体の製造方法を示すフローチャート図であり、図２Ａ〜Ｃは図１に示すファブリック強化樹脂成形体の製造方法をその工程順に示す模式図である。図１及び図２に示すように、本実施形態のファブリック強化樹脂成形体（以下、単に樹脂成形体ともいう。）の製造方法では、２本以上の芯鞘型複合紡糸繊維を加熱延伸して得た複合繊維により形成したファブリック１１又はシート材１２を加熱する工程（加熱工程Ｓ１）と、加熱したファブリック１１又はシート材１２を成形する工程（成形工程Ｓ２）とを行う。
［芯鞘型複合紡糸繊維］
本実施形態の樹脂成形体の製造方法で用いる複合繊維の原糸は、芯鞘型複合紡糸繊維であり、溶融紡糸などにより形成することができる。図３は芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）の構造を模式的に示す断面図である。図３に示す芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）３の鞘材２には、比較的低温で成形でき、熱効率において経済的な点から、融点が１３０℃以下のポリオレフィン系樹脂を用いることが好ましい。
本実施形態の樹脂成形体の製造方法で用いる複合繊維の原糸は、芯鞘型複合紡糸繊維であり、溶融紡糸などにより形成することができる。図３は芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）の構造を模式的に示す断面図である。図３に示す芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）３の鞘材２には、比較的低温で成形でき、熱効率において経済的な点から、融点が１３０℃以下のポリオレフィン系樹脂を用いることが好ましい。
具体的には、鞘材２には、低密度ポリエチレン、直鎖状低密度ポリエチレン、高密度ポリエチレン及びエチレン酢酸ビニルなどのエチレン系樹脂、エチレン及びブテンなどのαオレフィンとプロピレンとの２元系又は３元系共重合体であるランダム又はブロック共重合ポリプロピレンなどを用いることができる。これらのポリオレフィン系樹脂のなかでも、融点が明確で温度に対してシャープな溶融挙動を示す点から、低密度ポリエチレン、直鎖状低密度ポリエチレン及び高密度ポリエチレンが好適である。
一方、芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）３の芯材１は、成形体において補強材として機能することから、結晶性の樹脂を用いることが好ましく、更に、繊維製造時から成形体の状態においても溶融しないことが必要である。具体的には、原糸３の芯材１には、融点が鞘材２よりも２０℃以上高い結晶性熱可塑性樹脂を使用することが好ましい。このような条件を満たす芯材１としては、アイソタクチックポリプロピレン（ｉ−ＰＰ）、ポリエチレンテレフタレート（ＰＥＴ）及びナイロンなどが挙げられる。
［複合繊維］
本実施形態の樹脂成形体の製造方法で用いる複合繊維は、前述した芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）３を、複数本束ねて加熱延伸することにより得られる。図４は複合繊維の構造例を模式的に示す断面図である。図４に示すように、原糸３を加熱延伸すると、各原糸３の鞘材２が融合一体化し、長手方向における断面において、海成分である鞘材２中に芯材１が島状に存在する海島構造の複合繊維が得られる。ここで、「海島構造」とは、ポリマーブレンドにおける相分離構造を指し、例えば島成分が相互に連結している相互連結型や厚さ方向に海成分及び島成分が分布している層状構造も含む。
本実施形態の樹脂成形体の製造方法で用いる複合繊維は、前述した芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）３を、複数本束ねて加熱延伸することにより得られる。図４は複合繊維の構造例を模式的に示す断面図である。図４に示すように、原糸３を加熱延伸すると、各原糸３の鞘材２が融合一体化し、長手方向における断面において、海成分である鞘材２中に芯材１が島状に存在する海島構造の複合繊維が得られる。ここで、「海島構造」とは、ポリマーブレンドにおける相分離構造を指し、例えば島成分が相互に連結している相互連結型や厚さ方向に海成分及び島成分が分布している層状構造も含む。
ここで、原糸３の延伸条件は、特に限定されるものではないが、繊維物性向上の観点から、延伸温度は１４５℃以上とすることが好ましい。一方、延伸倍率は、芯材１の結晶化度を高める観点からは、高い方が好ましいが、延伸倍率が高すぎると、結晶配向が乱れて結晶化度が低下する。そこで、芯材１の結晶化度を高めるには、１段よりも多段で延伸することが望ましい。１段で延伸する場合、一気に大きな延伸倍率がかかるため、加熱槽に被延伸物が侵入する前に延伸が開始され、特にネック（くびれ）延伸が極端に開始され、結果として配向結晶が生じにくくなるためである。
例えば、２段延伸により複合繊維１０を形成する場合は、１段目を温水で行い、２段目を高飽和水蒸気中で行うことが好ましい。また、その場合、芯材（島成分）１の結晶化度向上の観点から、２段目の延伸倍率を１．５〜２．５倍に設定することが好ましい。２段目の延伸倍率が１．５倍未満の場合、１段目に形成した配向結晶が乱れて、結晶化度が低下することがある。また、２段目の延伸倍率が２．５倍を超えると、糸切れが発生したり、配向結晶が壊れて、結晶化度が低下したりすることがある。
なお、２段延伸により複合繊維１０を形成する場合における１段目の延伸倍率は、特に限定されるものではないが、例えば４．０〜１０．０倍とすることができる。また、原糸３の延伸は２段に限定されるものではなく、３段以上で行ってもよい。
そして、本実施形態の樹脂成形体の製造方法で用いる複合繊維の芯材（島成分）１は、示差走査熱量計を使用し、昇温速度を３０℃／分として、融解熱量法により測定した結晶化度が６０％以上である。芯材（島成分）１の結晶化度が６０％未満の場合、成形時に歪みが発生して、成形体に反りが生じる。一方、芯材（島成分）１の結晶化度を６０％以上にすることにより、成形時発生する歪みを小さくし、反りのない樹脂成形体を製造することができる。
ここで規定する複合繊維の芯材（島成分）１の結晶化度は、示差走査熱量計（ＤＳＣ）を用いて測定した芯材１の融解熱量から算出した値である。結晶化度の算出にあたっては、芯材１を構成する樹脂の完全結晶における融解熱量文献値（２０９Ｊ／ｇ、昇温速度１０℃／分）を結晶化度１００％とした。また、芯材１の測定量は約１０ｍｇとし、室温から芯材１の融点よりも３０〜４０℃高い温度まで、昇温速度３０℃／分で、昇温走査した。
ＤＳＣを用いて樹脂の融点を測定する場合は、一般に、昇温速度は１０℃／分に設定されるが、延伸物のような配向結晶化が生じているものの融解熱量を測定し、繊維に内在している結晶化度の差異を求める場合、昇温速度が遅いと、昇温中に結晶化が進行し、測定前と異なる状態の融解熱量を測定することになる。そこで、本実施形態においては、芯材（島成分）１の結晶化度は、昇温速度を３０℃／分として測定した値で規定した。
更に、本実施形態の樹脂成形体の製造方法で用いる複合繊維１０は、１２０℃における引張りヤング率が７ｃＮ／ｄｔｅｘ以上であることが好ましい。これにより、成形時に発生する歪みを小さくすることができる。
［ファブリック１１・シート材１２］
本実施形態の樹脂成形体の製造方法で用いるファブリックは、前述した複合繊維を用いて製造されたものであり、例えば、織物、編み物又は不織布である。また、本実施形態で用いるファブリックは、前述した複合繊維を用いていればよく、異種繊維種が混繊されていてもよい。図５はファブリックの一例である平織織布を模式的に示す斜視図である。ファブリック１１の組織は、特に限定されるものではなく、図５に示す平織の他、斜文織、朱子織、これらの原組織の変形組織など用途に応じて適宜選択することができる。また、ファブリックの製造方法も、特に限定されるものではなく、公知の方法を適用することができる。
本実施形態の樹脂成形体の製造方法で用いるファブリックは、前述した複合繊維を用いて製造されたものであり、例えば、織物、編み物又は不織布である。また、本実施形態で用いるファブリックは、前述した複合繊維を用いていればよく、異種繊維種が混繊されていてもよい。図５はファブリックの一例である平織織布を模式的に示す斜視図である。ファブリック１１の組織は、特に限定されるものではなく、図５に示す平織の他、斜文織、朱子織、これらの原組織の変形組織など用途に応じて適宜選択することができる。また、ファブリックの製造方法も、特に限定されるものではなく、公知の方法を適用することができる。
更に、本実施形態の樹脂成形体の製造方法では、前述したファブリックを単体で使用することもできるが、複数枚のファブリックを積層し、鞘材（海成分）２が溶融する温度で熱圧着したシート材、１又は２枚以上のファブリックと、鞘材（海成分）２と同種の樹脂からなる樹脂シートとを積層し、鞘材２が溶融する温度で熱圧着したシート材を使用することが好ましい。
このようにファブリックを熱圧着してシート化することにより、芯材（島成分）１の結晶化度を高めることができると共に、加熱工程Ｓ１及び成形工程Ｓ２における操作性を向上させることができる。また、ファブリックに樹脂シートを積層したシート材は、ファブリックの特徴である透湿性や通気性を低下させることができるため、家電などの透水を嫌う用途への適用が可能となると共に、真空成形法の適用も可能となる。
なお、本実施形態の樹脂成形体の製造方法では、前述したファブリック又はシート材の片面又は両面に、ポリオレフィン、ポリエステル又はＡＢＳ（アクリロニトリル−ブタジエン−スチレン共重合体）樹脂からなるフィルムを貼り合わせてもよい。これにより、樹脂成形体の表面を着色したり、模様などの意匠性を付与したりすることが可能となる。
［加熱工程Ｓ１］
図２Ａ及び図２Ｂに示すように、加熱工程Ｓ１では、ファブリック１１又はこのファブリックを用いたシート材１２を、必要に応じて裁断や積層した後、加熱する。その際、加熱方法は、特に限定されるものではなく、オーブンやホットプレートなど公知の加熱装置を使用することができる。また、必要に応じて、金属板などで挟持した状態で、ファブリック１１又はシート材１２を加熱してもよい。これにより、熱収縮を防止することができる。ファブリック１１又はシート材１２の加熱温度は、鞘材（海成分）２の融点以上かつ芯材（島成分）１の融点未満の温度とすることが好ましい。これにより、形状保持性（保形性）が良好なファブリック強化樹脂成形体を得ることができる。
図２Ａ及び図２Ｂに示すように、加熱工程Ｓ１では、ファブリック１１又はこのファブリックを用いたシート材１２を、必要に応じて裁断や積層した後、加熱する。その際、加熱方法は、特に限定されるものではなく、オーブンやホットプレートなど公知の加熱装置を使用することができる。また、必要に応じて、金属板などで挟持した状態で、ファブリック１１又はシート材１２を加熱してもよい。これにより、熱収縮を防止することができる。ファブリック１１又はシート材１２の加熱温度は、鞘材（海成分）２の融点以上かつ芯材（島成分）１の融点未満の温度とすることが好ましい。これにより、形状保持性（保形性）が良好なファブリック強化樹脂成形体を得ることができる。
［成形工程Ｓ２］
図６は本実施形態の方法で製造されるファブリック強化樹脂成形体の構成例を示す斜視図である。図２Ｃに示すように、前述した加熱工程Ｓ１で加熱したファブリック１１又はシート材１２を、金型１３ａ，１３ｂを用いて、冷間にて、圧縮成形又は真空成形する。これにより、例えば図６に示される深絞り成形体２０などの略箱状体をはじめとし、各種形状のファブリック強化樹脂成形体を製造することができる。
図６は本実施形態の方法で製造されるファブリック強化樹脂成形体の構成例を示す斜視図である。図２Ｃに示すように、前述した加熱工程Ｓ１で加熱したファブリック１１又はシート材１２を、金型１３ａ，１３ｂを用いて、冷間にて、圧縮成形又は真空成形する。これにより、例えば図６に示される深絞り成形体２０などの略箱状体をはじめとし、各種形状のファブリック強化樹脂成形体を製造することができる。
圧縮成形及び真空成形する際の条件は、特に限定されるものではないが、例えば、圧力を１〜５ＭＰａ、ファブリック１１又はシート材１２の温度を１２０〜１５０℃、冷却時間を３０〜６０秒とする。なお、本実施形態の樹脂成形体の製造方法では、冷間にて成形を行っているが、これは形状保持性（保形性）が良好なファブリック強化樹脂成形体を、効率よく製造するためである。
以上詳述したように、本実施形態の樹脂成形体の製造方法では、２本以上の芯鞘型複合紡糸繊維を加熱延伸し、各繊維の鞘材を融合一体化して得た複合繊維により形成したファブリックを用いているため、炭素繊維やアラミド繊維を用いた織物に樹脂を含浸させた複合シートに比べて、補強材（芯材）とマトリクス樹脂（鞘材）とが隙間なく一体化された樹脂成形体が得られる。これにより、成形体の強度を高めることができる。
また、本実施形態の樹脂成形体の製造方法では、芯材の融点よりも低い温度で予備加熱を行った後、冷間成形を行っているため、ファブリックを構成する各繊維に歪みが生じることを防止できる。その結果、成形体の保形性を向上させることができる。本実施形態の樹脂成形体の製造方法は、織物、編み物及び不織布を用いた樹脂成形体の製造に好適であるが、強化材として伸縮性に劣る織物を用いた場合に特に効果が大きい。
以下、本発明の実施例及び比較例を挙げて、本発明の効果について具体的に説明する。本実施例においては、以下に示す方法及び条件で作製した複合繊維により形成した平織織布を用いて樹脂成形体を製造し、その性能を評価した。
＜複合繊維Ａ＞
芯材にアイソタクチックポリプロピレン（ｉ−ＰＰ）［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝１８ｇ／１０分（２３０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１６５℃］を使用し、鞘材に直鎖状低密度ポリエチレン（ＬＬＤＰＥ）［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝８ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１１７℃］を使用した。これらの材料を、ホール数が２４０ホールの細孔を有する鞘芯複合紡糸ノズルを用いて、紡糸温度２７０℃にて、紡糸ノズルヘッド部に備え付けの溶融樹脂ギヤポンプで所定量の吐出樹脂量に計量しつつ紡糸速度６０ｍ／分で紡糸し、鞘と芯の断面積比（鞘／芯比）が３５／６５で、繊度が２４，１６３ｄｔｅｘの芯鞘型複合紡糸繊維を作製した。
芯材にアイソタクチックポリプロピレン（ｉ−ＰＰ）［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝１８ｇ／１０分（２３０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１６５℃］を使用し、鞘材に直鎖状低密度ポリエチレン（ＬＬＤＰＥ）［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝８ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１１７℃］を使用した。これらの材料を、ホール数が２４０ホールの細孔を有する鞘芯複合紡糸ノズルを用いて、紡糸温度２７０℃にて、紡糸ノズルヘッド部に備え付けの溶融樹脂ギヤポンプで所定量の吐出樹脂量に計量しつつ紡糸速度６０ｍ／分で紡糸し、鞘と芯の断面積比（鞘／芯比）が３５／６５で、繊度が２４，１６３ｄｔｅｘの芯鞘型複合紡糸繊維を作製した。
引き続き、得られた芯鞘型複合紡糸繊維（２４０本）をスピンドロー方式（紡糸延伸直結法）にて、第１延伸ローラー（Ｇ１）＝６０ｍ／分、第１延槽伸温度＝９５℃（温水）、第２延伸ローラー（Ｇ２）速度＝４０５ｍ／分、第２延伸槽温度＝１５３℃（高圧飽和水蒸気）、第３延伸ローラー（Ｇ３）速度＝８０５ｍ／分で、第１延伸倍率（Ｇ２／Ｇ１速度比）＝６．７５倍、第２延伸倍率（Ｇ３／Ｇ２速度比）＝１．９９倍、全延伸倍率（Ｇ３／Ｇ１速度比）＝１３．４２倍の条件で２段延伸した。この延伸工程により、鞘材であるＬＬＤＰＥが溶融し、芯材（ｉ−ＰＰ）を包埋して一体化した海島構造の延伸複合繊維Ａを得た。
この延伸複合繊維Ａの物性は、繊度＝１８２８ｄｔｅｘ、引張りヤング率＝９３ｃＮ／ｄｔｅｘ（室温引張り試験）、１３．２ｃＮ／ｄｔｅｘ（１２０℃熱間引張り試験）であった。また、得られた延伸複合繊維Ａについて、示差走査熱量計（ＤＳＣ）にて、昇温速度３０℃／分の条件で、芯材（ｉ−ＰＰ）の融解熱量を測定し、ｉ−ＰＰ樹脂の完全結晶体の融解熱量との対比から結晶化度を算出した。その結果、芯材（ｉ−ＰＰ）の結晶化度は７２％であった。
＜複合繊維Ｂ＞
ギヤポンプの吐出樹脂量を調整し、紡糸速度を４０ｍ／分とし、紡糸繊度を１７，８０９ｄｔｅｘとした以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で、鞘芯複合紡糸繊維（原糸）を作製した。その後、第１延伸ローラー（Ｇ１）を４０ｍ／分、第１延槽伸温度を１４５℃ （高圧飽和水蒸気）、第２延伸ローラー（Ｇ２）速度を４００ｍ／分とし、全延伸倍率（Ｇ２／Ｇ１速度比）＝１０．００倍の条件で１段延伸した以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で海島構造の延伸複合繊維Ｂを得た。
ギヤポンプの吐出樹脂量を調整し、紡糸速度を４０ｍ／分とし、紡糸繊度を１７，８０９ｄｔｅｘとした以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で、鞘芯複合紡糸繊維（原糸）を作製した。その後、第１延伸ローラー（Ｇ１）を４０ｍ／分、第１延槽伸温度を１４５℃ （高圧飽和水蒸気）、第２延伸ローラー（Ｇ２）速度を４００ｍ／分とし、全延伸倍率（Ｇ２／Ｇ１速度比）＝１０．００倍の条件で１段延伸した以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で海島構造の延伸複合繊維Ｂを得た。
この延伸複合繊維Ｂの物性は、繊度＝１８０８ｄｔｅｘ、引張りヤング率＝５９ｃＮ／ｄｔｅｘ（室温引張り試験）、７．１ｃＮ／ｄｔｅｘ（１２０℃熱間引張り試験）であった。また、複合繊維Ａと同様の方法で測定し、算出した芯材（ｉ−ＰＰ）の結晶化度は６０％であった。
＜複合繊維Ｃ＞
ギヤポンプの吐出樹脂量を調整し、紡糸繊度を１２，５４４ｄｔｅｘとした以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で、芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）を作製した。その後、第２延伸ローラー（Ｇ２）速度を３００ｍ／分 、第２延伸槽温度を１４５℃（高圧飽和水蒸気）、第３延伸ローラー（Ｇ３）速度を４２０ｍ／分とし、第１延伸倍率（Ｇ２／Ｇ１速度比）を５．００倍、第２延伸倍率（Ｇ３／Ｇ２速度比）を１．４０倍、全延伸倍率（Ｇ３／Ｇ１速度比）を７．００倍とした以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で２段延伸し、海島構造の延伸複合繊維Ｃを得た。
ギヤポンプの吐出樹脂量を調整し、紡糸繊度を１２，５４４ｄｔｅｘとした以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で、芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）を作製した。その後、第２延伸ローラー（Ｇ２）速度を３００ｍ／分 、第２延伸槽温度を１４５℃（高圧飽和水蒸気）、第３延伸ローラー（Ｇ３）速度を４２０ｍ／分とし、第１延伸倍率（Ｇ２／Ｇ１速度比）を５．００倍、第２延伸倍率（Ｇ３／Ｇ２速度比）を１．４０倍、全延伸倍率（Ｇ３／Ｇ１速度比）を７．００倍とした以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で２段延伸し、海島構造の延伸複合繊維Ｃを得た。
この延伸複合繊維Ｃの物性は、繊度＝１８１４ｄｔｅｘ、引張りヤング率＝３６ｃＮ／ｄｔｅｘ（室温引張り試験）、４．９ｃＮ／ｄｔｅｘ（１２０℃熱間引張り試験）であった。また、複合繊維Ａと同様の方法で測定し、算出した芯材（ｉ−ＰＰ）の結晶化度は５２％であった。この複合繊維Ｃは、熱間引張り試験でのヤング率及び結晶化度において、前述した複合繊維Ａ及び複合繊維Ｂよりも極めて低い物性を示し、耐熱物性が劣ることが推測された。これは、延伸倍率が実施例の繊維より低いことが原因しているものと推測される。
＜複合繊維Ｄ＞
ギヤポンプの吐出樹脂量を調整し、紡糸繊度を２５，０４５ｄｔｅｘとした以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で、芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）を作製した。その後、第２延伸ローラー（Ｇ２）速度を６００ｍ／分、第３延伸ローラー（Ｇ３）速度を８３８ｍ／分とし、第１延伸倍率（Ｇ２／Ｇ１速度比）を１０．００倍、第２延伸倍率（Ｇ３／Ｇ２速度比）を１．４０倍、全延伸倍率（Ｇ３／Ｇ１速度比）を１３．９７倍とした以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で２段延伸し、海島構造の延伸複合繊維Ｄを得た。
ギヤポンプの吐出樹脂量を調整し、紡糸繊度を２５，０４５ｄｔｅｘとした以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で、芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）を作製した。その後、第２延伸ローラー（Ｇ２）速度を６００ｍ／分、第３延伸ローラー（Ｇ３）速度を８３８ｍ／分とし、第１延伸倍率（Ｇ２／Ｇ１速度比）を１０．００倍、第２延伸倍率（Ｇ３／Ｇ２速度比）を１．４０倍、全延伸倍率（Ｇ３／Ｇ１速度比）を１３．９７倍とした以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で２段延伸し、海島構造の延伸複合繊維Ｄを得た。
この延伸複合繊維Ｄの物性は、繊度＝１８２０ｄｔｅｘ、引張りヤング率＝８２ｃＮ／ｄｔｅｘ（室温引張り試験）、６．８ｃＮ／ｄｔｅｘ（１２０℃熱間引張り試験）であった。また、複合繊維Ａと同様の方法で測定し、算出した芯材（ｉ−ＰＰ）の結晶化度は５８％であった。この複合繊維Ｄは、熱間引張り試験でのヤング率及び結晶化度において、前述した複合繊維Ａ及び複合繊維Ｂよりも低い物性を示し、耐熱物性に劣ることが推測された。このことから、高倍率延伸すれば耐熱性向上を実現できるとは限らず、１段目より高温延伸である２段目の延伸倍率が低いため、１段目の延伸で形成した配向結晶を成長させるのではなく、むしろ破壊していることが推測される。
＜複合繊維Ｅ＞
ギヤポンプの吐出樹脂量を調整し、紡糸繊度を２４，９５９ｄｔｅｘとした以外は、前述した複合繊維Ｂと同様の方法及び条件で、芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）を作製した。その後、第２延伸ローラー（Ｇ２）速度を５６０ｍ／分とし 、全延伸倍率（Ｇ２／Ｇ１速度比）＝１４．００倍の条件で延伸した以外は、前述した複合繊維Ｂと同様の方法及び条件で１段延伸し、海島構造の延伸複合繊維Ｅを得た。
ギヤポンプの吐出樹脂量を調整し、紡糸繊度を２４，９５９ｄｔｅｘとした以外は、前述した複合繊維Ｂと同様の方法及び条件で、芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）を作製した。その後、第２延伸ローラー（Ｇ２）速度を５６０ｍ／分とし 、全延伸倍率（Ｇ２／Ｇ１速度比）＝１４．００倍の条件で延伸した以外は、前述した複合繊維Ｂと同様の方法及び条件で１段延伸し、海島構造の延伸複合繊維Ｅを得た。
この延伸複合繊維Ｅの物性は、繊度＝１８１０ｄｔｅｘ、引張りヤング率＝７１ｃＮ／ｄｔｅｘ（室温引張り試験）、６．５ｃＮ／ｄｔｅｘ（１２０℃熱間引張り試験）であった。また、複合繊維Ａと同様の方法で測定し、算出した芯材（ｉ−ＰＰ）の結晶化度は５７％であった。この複合繊維Ｅは、熱間引張り試験でのヤング率及び結晶化度において、前述した複合繊維Ａ及び複合繊維Ｂよりも低い物性を示し、耐熱物性に劣ることが推測された。このことから、前述した複合繊維Ｄと同様に、高倍率延伸すれば配向の促進及び結晶化度の増大の促進ができる訳ではなく、１段で大きな倍率の延伸を行うと、芯材（ｉ−ＰＰ）のネック（くびれ）変形を伴う延伸が増大し、配向結晶化が抑制されることが推測される。
＜複合繊維Ｆ＞
鞘材にエチレン―プロピレンランダム共重合体（ｃｏ−ＰＰ）［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝５ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１２５℃］を使用したこと、及びギヤポンプの吐出樹脂量を調整して紡糸繊度を２４，１００ｄｔｅｘとしたこと以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で、鞘芯複合紡糸繊維（原糸）を作製した。その後、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で２段延伸し、海島構造の延伸複合繊維Ｆを得た。
鞘材にエチレン―プロピレンランダム共重合体（ｃｏ−ＰＰ）［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝５ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１２５℃］を使用したこと、及びギヤポンプの吐出樹脂量を調整して紡糸繊度を２４，１００ｄｔｅｘとしたこと以外は、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で、鞘芯複合紡糸繊維（原糸）を作製した。その後、前述した複合繊維Ａと同様の方法及び条件で２段延伸し、海島構造の延伸複合繊維Ｆを得た。
この延伸複合繊維Ｆの物性は、繊度＝１８２０ｄｔｅｘ、引張りヤング率＝９５ｃＮ／ｄｔｅｘ（室温引張り試験）、９５ｃＮ／ｄｔｅｘ（１２０℃熱間引張り試験）であった。また、複合繊維Ａと同様の方法で測定し、算出した芯材（ｉ−ＰＰ）の結晶化度は７１％であった。
これら複合繊維Ａ〜Ｆについて、上記以外の製造条件及び繊維物性を下記表１にまとめて示す。
なお、上記表１に示す「引張り強度」は、以下に示す方法にて測定した値である。
（１）室温
ＪＩＳ Ｌ１０１３で規定される方法に準じて、試料長１００ｍｍ、引張り速度１００ｍｍ／分の条件で、株式会社島津製作所社製 オートグラフＡＧ−１００ｋＮ ＩＳを用いて、１試料当たり５回の測定を行った。そして、その平均値から、強度（ｃＮ／ｄｔｅｘ）、伸度（％）、ヤング率（ｃＮ／ｄｔｅｘ）を求めた。
（１）室温
ＪＩＳ Ｌ１０１３で規定される方法に準じて、試料長１００ｍｍ、引張り速度１００ｍｍ／分の条件で、株式会社島津製作所社製 オートグラフＡＧ−１００ｋＮ ＩＳを用いて、１試料当たり５回の測定を行った。そして、その平均値から、強度（ｃＮ／ｄｔｅｘ）、伸度（％）、ヤング率（ｃＮ／ｄｔｅｘ）を求めた。
（２）１２０℃
加熱炉を使用して１２０℃雰囲気下で１時間調整した後、試料をセットして、３分後（試料の温度が約２分後に１２０℃に達する）に、ＪＩＳ Ｌ１０１３で規定される方法に準じて、試料長１００ｍｍ、引張り速度１００ｍｍ／分の条件で、株式会社島津製作所社製 オートグラフＡＧ−１００ｋＮ ＩＳを用いて、１試料当たり５回の測定を行った。そして、その平均値から、強度（ｃＮ／ｄｔｅｘ）、伸度（％）、ヤング率（ｃＮ／ｄｔｅｘ）を求めた。
加熱炉を使用して１２０℃雰囲気下で１時間調整した後、試料をセットして、３分後（試料の温度が約２分後に１２０℃に達する）に、ＪＩＳ Ｌ１０１３で規定される方法に準じて、試料長１００ｍｍ、引張り速度１００ｍｍ／分の条件で、株式会社島津製作所社製 オートグラフＡＧ−１００ｋＮ ＩＳを用いて、１試料当たり５回の測定を行った。そして、その平均値から、強度（ｃＮ／ｄｔｅｘ）、伸度（％）、ヤング率（ｃＮ／ｄｔｅｘ）を求めた。
（実施例１）
（１）ファブリックの作製
複合繊維Ａを２本合糸して３６５６ｄｔｅｘとし、織機にて、縦横方向の原糸打ち密度をそれぞれ８．３３本／２５ｍｍとして平織織布を作製した。得られた織布の面密度は２４４ｇ／ｍ２であった。
（１）ファブリックの作製
複合繊維Ａを２本合糸して３６５６ｄｔｅｘとし、織機にて、縦横方向の原糸打ち密度をそれぞれ８．３３本／２５ｍｍとして平織織布を作製した。得られた織布の面密度は２４４ｇ／ｍ２であった。
（２）シート材の作製
得られた平織織布を、縦横長さ１．５ｍの大きさに裁断し、これを３枚積層して、加熱平板（縦２ｍ×横２ｍ）ホットプレス機にて熱圧着ファブリックシートを作製した。シート作製の前準備として、縦横長さ１．８ｍ、厚さ１．５ｍｍのアルミニウム板を予めホットプレス機で所定の温度に予熱した。そして、このアルミニウム板に前述した平織織布を載せて、所定条件で熱圧着した。プレス圧解除後にアルミニウム板ごと取り出し、別途準備しておいた冷却用のアルミニウム板をこれに載せてシートを急冷した後、シートのみを取り外すことによって熱圧着ファブリックシートを作製した。その際、ホットプレス条件は、平板温度１２０℃、加圧１．６ＭＰａ、加圧保持時間４５秒とした。また、得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．１ｍｍ、面密度６８１ｇ／ｍ２であった。
得られた平織織布を、縦横長さ１．５ｍの大きさに裁断し、これを３枚積層して、加熱平板（縦２ｍ×横２ｍ）ホットプレス機にて熱圧着ファブリックシートを作製した。シート作製の前準備として、縦横長さ１．８ｍ、厚さ１．５ｍｍのアルミニウム板を予めホットプレス機で所定の温度に予熱した。そして、このアルミニウム板に前述した平織織布を載せて、所定条件で熱圧着した。プレス圧解除後にアルミニウム板ごと取り出し、別途準備しておいた冷却用のアルミニウム板をこれに載せてシートを急冷した後、シートのみを取り外すことによって熱圧着ファブリックシートを作製した。その際、ホットプレス条件は、平板温度１２０℃、加圧１．６ＭＰａ、加圧保持時間４５秒とした。また、得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．１ｍｍ、面密度６８１ｇ／ｍ２であった。
（３）圧縮成形試験
圧縮成形試験では、雄金型には、縦５００ｍｍ、横７００ｍｍ、高さ１２０ｍｍ、上部端部曲率Ｒ８０ｍｍ、底部端部曲率Ｒ１０ｍｍの凸形状を有する金型を使用した。一方、雌金型には、雄金型に対応する凹形状を有する金型を使用し、雄雌金型をプレス機に装着して圧縮成形試験に使用した。なお各金型は、型内通水冷却管に冷水又は温水を通水することにより、金型温度を３０℃〜７０℃の範囲に維持できる状態で使用した。
圧縮成形試験では、雄金型には、縦５００ｍｍ、横７００ｍｍ、高さ１２０ｍｍ、上部端部曲率Ｒ８０ｍｍ、底部端部曲率Ｒ１０ｍｍの凸形状を有する金型を使用した。一方、雌金型には、雄金型に対応する凹形状を有する金型を使用し、雄雌金型をプレス機に装着して圧縮成形試験に使用した。なお各金型は、型内通水冷却管に冷水又は温水を通水することにより、金型温度を３０℃〜７０℃の範囲に維持できる状態で使用した。
前述したファブリックシートの上下面を、遠赤外線（ＩＲ）ヒーターにより、表面温度が１２０℃〜１３０℃になるまで予め加熱した。所定温度に到達後、ファブリックシートを素早く圧縮試験金型に挿入し、雄雌金型のクリアランスが１ｍｍの状態で４秒間圧縮成形した後、６０秒間冷間成形を維持した。冷間成形が終了した後、脱型し、箱状成形体を得た。
次に、この箱状成形体を、室温で２４時間放置後、反り及び変形などの形状を目視観察すると共に、底面に対する側壁面の反りの程度を反り角度α（°）として測定した。図７Ａ及び図７Ｂは反りの評価方法を示す模式図である。反り角度α（°）は、図７Ａに示すように箱状成形体の底部と側壁部とがなす角度θが９０°のときをα＝０°とし、図７Ｂに示すように側壁部が内側に反っている場合を＋θ°、底側に反っている場合を−θ°として求めた。その結果、得られた箱状成形体には、反り及び変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
（実施例２）
織布に加えて、面密度２００ｇ／ｍ２のＬＬＤＰＥ樹脂製［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝８ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１１７℃］シートを片面に積層した以外は、前述した実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８６５ｇ／ｍ２であった。
織布に加えて、面密度２００ｇ／ｍ２のＬＬＤＰＥ樹脂製［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝８ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１１７℃］シートを片面に積層した以外は、前述した実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８６５ｇ／ｍ２であった。
次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートを、織布側の面が金型の雄側に接するように設置し、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
（実施例３）
織布に加えて、面密度２００ｇ／ｍ２のＬＬＤＰＥ樹脂製［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝８ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１１７℃］シートを介してＰＥＴ樹脂製シートを片面に積層した以外は、前述した実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８６５ｇ／ｍ２であった。
織布に加えて、面密度２００ｇ／ｍ２のＬＬＤＰＥ樹脂製［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝８ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１１７℃］シートを介してＰＥＴ樹脂製シートを片面に積層した以外は、前述した実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８６５ｇ／ｍ２であった。
次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートを、織布側の面が金型の雄側に接するように設置し、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
（実施例４）
実施例１と同様の方法で作製した織布を、加熱平板ホットプレスは行わずに３枚積層して、７３２ｇ／ｍ２相当の面密度とし、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
実施例１と同様の方法で作製した織布を、加熱平板ホットプレスは行わずに３枚積層して、７３２ｇ／ｍ２相当の面密度とし、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
（実施例５）
複合繊維Ｂを２本合糸して３６１６ｄｔｅｘとした以外は、前述した実施例１と同様の方法及び条件で、平織織布を作製した。得られた織布の面密度は２４１ｇ／ｍ２であった。この織布を用いて、前述した実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．１ｍｍ、面密度６７０ｇ／ｍ２であった。
複合繊維Ｂを２本合糸して３６１６ｄｔｅｘとした以外は、前述した実施例１と同様の方法及び条件で、平織織布を作製した。得られた織布の面密度は２４１ｇ／ｍ２であった。この織布を用いて、前述した実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．１ｍｍ、面密度６７０ｇ／ｍ２であった。
次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートを用いて、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
（実施例６）
実施例５で作製した平織織布を使用し、実施例２と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８５３ｇ／ｍ２であった。次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートを、織布側の面が金型の雄側に接するように設置し、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
実施例５で作製した平織織布を使用し、実施例２と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８５３ｇ／ｍ２であった。次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートを、織布側の面が金型の雄側に接するように設置し、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
（実施例７）
実施例５と同様の方法で作製した織布を、加熱平板ホットプレスは行わずに３枚積層して、７２３ｇ／ｍ２相当の面密度とし、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
実施例５と同様の方法で作製した織布を、加熱平板ホットプレスは行わずに３枚積層して、７２３ｇ／ｍ２相当の面密度とし、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
（実施例８）
複合繊維Ｆを２本合糸して３６４０ｄｔｅｘとした以外は、前述した実施例１と同様の方法及び条件で、平織織布を作製した。得られた織布の面密度は２４２ｇ／ｍ２であった。この織布を用いて、前述した実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．１ｍｍ、面密度６８１ｇ／ｍ２であった。
複合繊維Ｆを２本合糸して３６４０ｄｔｅｘとした以外は、前述した実施例１と同様の方法及び条件で、平織織布を作製した。得られた織布の面密度は２４２ｇ／ｍ２であった。この織布を用いて、前述した実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．１ｍｍ、面密度６８１ｇ／ｍ２であった。
次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートを用いて、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
（実施例９）
実施例８で作製した平織織布を使用し、実施例２と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８６５ｇ／ｍ２であった。次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートを、織布側の面が金型の雄側に接するように設置し、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
実施例８で作製した平織織布を使用し、実施例２と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８６５ｇ／ｍ２であった。次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートを、織布側の面が金型の雄側に接するように設置し、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
（実施例１０）
実施例８で作製した平織織布を使用し、実施例３と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．４ｍｍ、面密度９１６ｇ／ｍ２であった。次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートを、織布側の面が金型の雄側に接するように設置し、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
実施例８で作製した平織織布を使用し、実施例３と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．４ｍｍ、面密度９１６ｇ／ｍ２であった。次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートを、織布側の面が金型の雄側に接するように設置し、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
（実施例１１）
実施例８と同様の方法で作製した織布を、加熱平板ホットプレスは行わずに３枚積層して、７３２ｇ／ｍ２相当の面密度とし、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
実施例８と同様の方法で作製した織布を、加熱平板ホットプレスは行わずに３枚積層して、７３２ｇ／ｍ２相当の面密度とし、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、室温で２４時間放置後の目視観察において、箱状成形体に反りや変形は認められず、反り角度αは０°であり、良好な成形性であった。
（比較例１）
複合繊維Ｃを２本合糸し、３６２８ｄｔｅｘとした以外は、実施例１と同様の方法及び条件で平織織布を作製した。得られた織布の面密度は、２４２ｇ／ｍ２であった。次に、この織布を使用して実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．１ｍｍ、面密度６７０ｇ／ｍ２であった。
複合繊維Ｃを２本合糸し、３６２８ｄｔｅｘとした以外は、実施例１と同様の方法及び条件で平織織布を作製した。得られた織布の面密度は、２４２ｇ／ｍ２であった。次に、この織布を使用して実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．１ｍｍ、面密度６７０ｇ／ｍ２であった。
次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートについて、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、得られた箱状成形体は、室温で２４時間放置後の目視観察において、側壁面の内側への反りが認められ、反り角度αは＋１０°であった。また、比較例１の箱状成形体は、底部がコーナー部を中心に内側へ変形しており、実施例に比べて成形性が劣っていた。この底部の変形は、複合繊維Ｃは、芯材の結晶化度が５２％と本発明の範囲よりも低かったため、成形時に更に延伸され、その際発生した歪が室温での放置に伴い徐々に緩和されて、特に雄側の金型に接していた繊維シートの収縮により、発生したものと推測される。
（比較例２）
織布に加えて、面密度２００ｇ／ｍ２のＬＬＤＰＥ樹脂製［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝８ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１１７℃］シートを片面に積層した以外は、前述した比較例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８５６ｇ／ｍ２であった。
織布に加えて、面密度２００ｇ／ｍ２のＬＬＤＰＥ樹脂製［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝８ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１１７℃］シートを片面に積層した以外は、前述した比較例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８５６ｇ／ｍ２であった。
次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートを、織布側の面が金型の雄側に接するように設置し、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、得られた箱状成形体は、室温で２４時間放置後の目視観察において、側壁面に内側への非常に大きな反りが認められた。その反り角度αは＋１９°であり、比較例１の箱状成形体よりも更に反りが大きくなっていた。これは、複合繊維Ｃは、芯材の結晶化度が５２％と本発明の範囲よりも低く、更に、樹脂製シートの融点近傍で成形を行ったため、無配向状態の樹脂製シートと、織布中の芯材（ｉ−ＰＰ）との間に収縮差が発生し、この差により反りが大きくなったものと推察される。加えて、比較例２の箱状成形体は、実施例に比べて成形性が明らかに劣っていた。
（比較例３）
複合繊維Ｄを２本合糸して３６４０ｄｔｅｘとした以外は、実施例１と同様の方法及び条件で、平織織布を作製した。得られた織布の面密度は２４３ｇ／ｍ２であった。次に、この織布を使用して実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．１ｍｍ、面密度６７０ｇ／ｍ２であった。
複合繊維Ｄを２本合糸して３６４０ｄｔｅｘとした以外は、実施例１と同様の方法及び条件で、平織織布を作製した。得られた織布の面密度は２４３ｇ／ｍ２であった。次に、この織布を使用して実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．１ｍｍ、面密度６７０ｇ／ｍ２であった。
次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートについて、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、得られた箱状成形体は、室温で２４時間放置後の目視観察において、少量であるが側壁面の内側への反りが認められ、その反り角度αは＋２°であった。また、比較例３の箱状成形体は、底部がコーナー部を中心に内側に反っており、実施例に比べて成形性が劣っていた。この底部の変形の原因としては、複合繊維Ｄの芯材の結晶化度が５８％と本発明の範囲よりも低かったためであると思われる。
（比較例４）
織布に加えて、面密度２００ｇ／ｍ２のＬＬＤＰＥ樹脂製［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝８ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１１７℃］シートを片面に積層した以外は、前述した比較例３と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８５５ｇ／ｍ２であった。
織布に加えて、面密度２００ｇ／ｍ２のＬＬＤＰＥ樹脂製［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝８ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１１７℃］シートを片面に積層した以外は、前述した比較例３と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８５５ｇ／ｍ２であった。
次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートを、織布側の面が金型の雄側に接するように設置し、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、得られた箱状成形体は、室温で２４時間放置後の目視観察において、側壁面に内側への大きな反りが認められた。その反り角度αは＋８°であり、比較例３の箱状成形体よりも更に反りが大きくなっていた。また、比較例４の箱状成形体は、実施例に比べて成形性が明らかに劣るものであった。
（比較例５）
複合繊維Ｅを２本合糸して３６２０ｄｔｅｘとした以外は、実施例１と同様の方法及び条件で平織織布を作製した。得られた織布の面密度は２４１ｇ／ｍ２であった。次に、この織布を使用して実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．１ｍｍ、面密度６６９ｇ／ｍ２であった。
複合繊維Ｅを２本合糸して３６２０ｄｔｅｘとした以外は、実施例１と同様の方法及び条件で平織織布を作製した。得られた織布の面密度は２４１ｇ／ｍ２であった。次に、この織布を使用して実施例１と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．１ｍｍ、面密度６６９ｇ／ｍ２であった。
次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートについて、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、得られた箱状成形体は、室温で２４時間放置後の目視観察において、少量であるが側壁面に内側への反りが認められ、その反り角度αは＋４°であった。また、比較例５の箱状成形体は、底部がコーナー部を中心に内側に反っており、実施例に比べて成形性が劣っていた。
（比較例６）
織布に加えて、面密度２００ｇ／ｍ２のＬＬＤＰＥ樹脂製［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝８ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１１７℃］シートを片面に積層した以外は、前述した比較例５と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８５３ｇ／ｍ２であった。
織布に加えて、面密度２００ｇ／ｍ２のＬＬＤＰＥ樹脂製［メルトフローレイト（ＭＦＲ）＝８ｇ／１０分（１９０℃、２１．１８Ｎ）、融点＝１１７℃］シートを片面に積層した以外は、前述した比較例５と同様の方法及び条件で、熱圧着ファブリックシートを作製した。得られた熱圧着ファブリックシートは、厚さ１．３ｍｍ、面密度８５３ｇ／ｍ２であった。
次に、前述した方法で作製した熱圧着ファブリックシートを、織布側の面が金型の雄側に接するように設置し、実施例１と同様の方法及び条件で圧縮成形試験を行った。その結果、得られた箱状成形体は、室温で２４時間放置後の目視観察において、側壁面に内側への大きな反りが認められた。その反り角度αは＋９°であり、比較例５の場合より更に反りが大きくなっていた。また比較例６の箱状成形体は、実施例に比べて成形性が明らかに劣るものであった。
以上の結果を、下記表２及び表３にまとめて示す。
上記表２に示す実施例１〜１１の熱圧着ファブリックシートを用いた箱状成形体は、上記表３に示す比較例１〜６の熱圧着ファブリックシートを用いた箱状成形体に比べて、反りの発生がなく、成形性にも優れていた。この結果から、本発明によれば、成形後に反りが発生しにくいファブリック強化樹脂成形体を製造できることが確認された。
１ 芯材（島成分）
２ 鞘材（海成分）
３ 芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）
１０ 複合繊維
１１ ファブリック
１２ シート材
１３ａ，１３ｂ 金型
２０ 樹脂成形体
２ 鞘材（海成分）
３ 芯鞘型複合紡糸繊維（原糸）
１０ 複合繊維
１１ ファブリック
１２ シート材
１３ａ，１３ｂ 金型
２０ 樹脂成形体
Claims (8)
- ２本以上の芯鞘型複合紡糸繊維を加熱延伸し、各繊維の鞘材を融合一体化することにより得られ、長手方向における断面が前記鞘材中に芯材が島状に存在する海島構造であり、示差走査熱量計を使用し、昇温速度を３０℃／分として、融解熱量法により測定した前記芯材の結晶化度が６０％以上である複合繊維により形成したファブリック又は前記ファブリックを用いたシート材を加熱する工程と、
加熱したファブリック又はシート材を、金型を用いて、冷間にて、圧縮成形又は真空成形する工程と、
を有するファブリック強化樹脂成形体の製造方法。 - 前記複合繊維は、前記鞘材が融点が１３０℃以下のポリオレフィン系樹脂であり、前記芯材が前記鞘材よりも融点が２０℃以上高い結晶性熱可塑性樹脂である請求項１に記載のファブリック強化樹脂成形体の製造方法。
- 前記複合繊維は、１２０℃における引張りヤング率が７ｃＮ／ｄｔｅｘ以上である請求項１又は２に記載のファブリック強化樹脂成形体の製造方法。
- 前記加熱する工程では、前記ファブリック又はシート材を、前記鞘材の融点以上かつ前記芯材の融点未満の温度にする請求項１〜３のいずれか１項に記載のファブリック強化樹脂成形体の製造方法。
- 前記シート材は、前記ファブリックを複数枚積層して前記鞘材が溶融する温度で熱圧着したものである請求項１〜４のいずれか１項に記載のファブリック強化樹脂成形体の製造方法。
- 前記シート材は、１又は２枚以上の前記ファブリックと、前記鞘材と同種の樹脂からなる樹脂シートとを積層し、前記鞘材が溶融する温度で熱圧着したものである請求項１〜４のいずれか１項に記載のファブリック強化樹脂成形体の製造方法。
- 前記ファブリックは、平織織布である請求項１〜６のいずれか１項に記載のファブリック強化樹脂成形体の製造方法。
- ２本以上の芯鞘型複合紡糸繊維を加熱延伸し、各繊維の鞘材を融合一体化することにより得られ、長手方向における断面が前記鞘材中に芯材が島状に存在する海島構造であり、示差走査熱量計を使用し、昇温速度を３０℃／分として、融解熱量法により測定した前記芯材の結晶化度が６０％以上である複合繊維により形成したファブリック又は前記ファブリックを用いたシート材を加熱した後、金型を用いて、冷間にて、圧縮成形又は真空成形して得たファブリック強化樹脂成形体。
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