JP3521529B2 - 高分子材料の機械特性の推算方法 - Google Patents
高分子材料の機械特性の推算方法Info
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- JP3521529B2 JP3521529B2 JP05151795A JP5151795A JP3521529B2 JP 3521529 B2 JP3521529 B2 JP 3521529B2 JP 05151795 A JP05151795 A JP 05151795A JP 5151795 A JP5151795 A JP 5151795A JP 3521529 B2 JP3521529 B2 JP 3521529B2
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- stress
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Description
【０００１】
【産業上の利用分野】本発明は非晶性ガラス状高分子の
せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算する方法に関
する。
せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算する方法に関
する。
【０００２】
【従来の技術】せん断降伏応力とクレイズ形成応力と
は、高分子の強度、靭性、耐衝撃性等の機械特性を特徴
づけているパラメータの１つである。例えば引張試験の
場合、せん断降伏応力とクレイズ形成応力の大小によっ
て、該高分子が脆性的に破壊するか延性的に変形してい
くかが決定される。すなわち、せん断降伏応力よりもク
レイズ形成応力の方が小さい場合、該高分子は脆性的に
破壊し、クレイズ形成応力よりもせん断降伏応力の方が
小さい場合、該高分子は延性的に変形する。
は、高分子の強度、靭性、耐衝撃性等の機械特性を特徴
づけているパラメータの１つである。例えば引張試験の
場合、せん断降伏応力とクレイズ形成応力の大小によっ
て、該高分子が脆性的に破壊するか延性的に変形してい
くかが決定される。すなわち、せん断降伏応力よりもク
レイズ形成応力の方が小さい場合、該高分子は脆性的に
破壊し、クレイズ形成応力よりもせん断降伏応力の方が
小さい場合、該高分子は延性的に変形する。
【０００３】従来、高分子材料のせん断降伏応力、クレ
イズ形成応力を知るためには、実際に高分子を合成し、
試験片を作製、測定を行うことによって求めることが行
われてきた。
イズ形成応力を知るためには、実際に高分子を合成し、
試験片を作製、測定を行うことによって求めることが行
われてきた。
【０００４】測定によってせん断降伏応力（τY）を求
める場合は、応力および／またはひずみを徐々に増加さ
せていき、せん断降伏が生じたときに、試料のせん断降
伏を生じた部分に働いていた主応力（σ1、σ2、σ3）
から下記式で表されるミゼスの降伏条件 τY＝［｛（σ1−σ2）2＋（σ2−σ3）2＋（σ3−
σ1）2｝／６］1/2 または、下記式で表されるトレスカの降伏条件 τY＝（σ1−σ3）／２ （σ1≧σ２≧σ3） によって求めることができる。これらは、例えば、引張
試験、圧縮試験等の公知の方法によって求めることがで
きる。
める場合は、応力および／またはひずみを徐々に増加さ
せていき、せん断降伏が生じたときに、試料のせん断降
伏を生じた部分に働いていた主応力（σ1、σ2、σ3）
から下記式で表されるミゼスの降伏条件 τY＝［｛（σ1−σ2）2＋（σ2−σ3）2＋（σ3−
σ1）2｝／６］1/2 または、下記式で表されるトレスカの降伏条件 τY＝（σ1−σ3）／２ （σ1≧σ２≧σ3） によって求めることができる。これらは、例えば、引張
試験、圧縮試験等の公知の方法によって求めることがで
きる。
【０００５】一方、測定によってクレイズ形成応力（σ
C）を求める場合は、応力および／またはひずみを徐々
に増加させていき、クレイズが形成されたときに、試料
のクレイズを生じた部分に働いていた平均応力として、
主応力から下記式より求められる。
C）を求める場合は、応力および／またはひずみを徐々
に増加させていき、クレイズが形成されたときに、試料
のクレイズを生じた部分に働いていた平均応力として、
主応力から下記式より求められる。
【０００６】σC＝（σ1＋σ2＋σ3）／３
これらは、例えば、Ｕノッチ三点曲げ試験、ダイスの押
し込み試験（高分子論文集、ｖｏｌ．３６，ｐ．５４３
（１９７９）（文献１））等の公知の方法によって求め
ることができる。
し込み試験（高分子論文集、ｖｏｌ．３６，ｐ．５４３
（１９７９）（文献１））等の公知の方法によって求め
ることができる。
【０００７】しかし、比較的簡単に知ることのできる物
性値からせん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算でき
たり、該高分子を合成する前に分子構造からせん断降伏
応力、クレイズ形成応力を知ることができれば、該高分
子が十分に実用に供することができるかどうかが容易に
判断することが可能となり、材料開発の効率化に果たす
役割は大きい。
性値からせん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算でき
たり、該高分子を合成する前に分子構造からせん断降伏
応力、クレイズ形成応力を知ることができれば、該高分
子が十分に実用に供することができるかどうかが容易に
判断することが可能となり、材料開発の効率化に果たす
役割は大きい。
【０００８】そのため、高分子の構造とせん断降伏応
力、クレイズ形成応力との関係について種々の検討が行
われ、例えば、せん断降伏応力については、Ｊ．Ｃｈｅ
ｍ．Ｐｈｙｓ．，ｖｏｌ．４４，ｐ．３９５０（１９６
６）（文献２）、Ａｐｐｌ．Ｐｏｌｙｍ．Ｓｙｍｐ．，
ｖｏｌ．７，ｐ．２０１（１９６８）（文献３）、Ｐｈ
ｉｌ．Ｍａｇ．，ｖｏｌ．２８，ｐ．８３９（１９７
３）（文献４）、Ｐｈｉｌ．Ｍａｇ．，ｖｏｌ．３５，
ｐ．９１７（１９７７）（文献５）、Ｐｏｌｙｍ．Ｅｎ
ｇ．Ｓｃｉ．，ｖｏｌ．３０，ｐ．７５３（１９９０）
（文献６）等の報告がなされている。また、クレイズ形
成応力に関しては、文献６やＡｄｖ．Ｐｏｌｙｍ．Ｓｃ
ｉ．，ｖｏｌ．９１／９１，ｐ．１（１９９０）（文献
７）等の報告がなされている。
力、クレイズ形成応力との関係について種々の検討が行
われ、例えば、せん断降伏応力については、Ｊ．Ｃｈｅ
ｍ．Ｐｈｙｓ．，ｖｏｌ．４４，ｐ．３９５０（１９６
６）（文献２）、Ａｐｐｌ．Ｐｏｌｙｍ．Ｓｙｍｐ．，
ｖｏｌ．７，ｐ．２０１（１９６８）（文献３）、Ｐｈ
ｉｌ．Ｍａｇ．，ｖｏｌ．２８，ｐ．８３９（１９７
３）（文献４）、Ｐｈｉｌ．Ｍａｇ．，ｖｏｌ．３５，
ｐ．９１７（１９７７）（文献５）、Ｐｏｌｙｍ．Ｅｎ
ｇ．Ｓｃｉ．，ｖｏｌ．３０，ｐ．７５３（１９９０）
（文献６）等の報告がなされている。また、クレイズ形
成応力に関しては、文献６やＡｄｖ．Ｐｏｌｙｍ．Ｓｃ
ｉ．，ｖｏｌ．９１／９１，ｐ．１（１９９０）（文献
７）等の報告がなされている。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】文献２〜５および文献
７についてはせん断降伏応力、クレイズ形成応力を求め
る前に、パラメータを何らかの方法によって求めなけれ
ばならないが、実際にはこれらのパラメータを簡単に決
定することはできないため、広範囲の高分子についてせ
ん断降伏応力および／またはクレイズ形成応力を推算す
るのは困難な場合があった。
７についてはせん断降伏応力、クレイズ形成応力を求め
る前に、パラメータを何らかの方法によって求めなけれ
ばならないが、実際にはこれらのパラメータを簡単に決
定することはできないため、広範囲の高分子についてせ
ん断降伏応力および／またはクレイズ形成応力を推算す
るのは困難な場合があった。
【００１０】文献６については、分子構造と密接な関係
を持ったパラメータを用いてせん断降伏応力、クレイズ
形成応力を表している。しかしながら、この関係ではせ
ん断降伏応力、クレイズ形成応力をの温度依存性を表す
ことができなかった。
を持ったパラメータを用いてせん断降伏応力、クレイズ
形成応力を表している。しかしながら、この関係ではせ
ん断降伏応力、クレイズ形成応力をの温度依存性を表す
ことができなかった。
【００１１】したがって、簡便で、広い種類の高分子に
対して一般的に適用可能な、せん断降伏応力、クレイズ
形成応力の推算方法の開発が望まれている。
対して一般的に適用可能な、せん断降伏応力、クレイズ
形成応力の推算方法の開発が望まれている。
【００１２】
【課題を解決するための手段】本発明者等は上述のよう
な現状に鑑み、鋭意検討した結果、本発明を完成するに
至った。
な現状に鑑み、鋭意検討した結果、本発明を完成するに
至った。
【００１３】即ち本発明は、非晶性ガラス状高分子の温
度Ｔ（Ｋ）におけるせん断降伏応力τY（Ｐａ）および
／またはクレイズ形成応力σC（Ｐａ）を求める方法と
して、該高分子の物性値である特性比Ｃ∞、凝集エネル
ギー密度δ2（Ｊ／ｍ3）、ガラス転移温度Ｔｇ（Ｋ）、
ファンデルワールス体積ＶW（ｍ3）、骨格結合数ｎV、
表面自由エネルギーγ（Ｎ／ｍ）、絡み合い密度ν
e（ｍ-3）、絡み合い点間距離ｄ（ｍ）、主鎖結合エネ
ルギーＵ（Ｊ）を下記式 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ
または、 ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ （但し、Ａは３．０×１０5〜４．０×１０5、Ｂは１．
０×１０7〜１．４×１０7、Ｃは０．５〜０．７および
Ｄは３．０〜３．５の範囲にある定数をそれぞれ示し、
ｌｏｇは常用対数を示す。）に導入することを特徴とす
る高分子のせん断降伏応力および／またはクレイズ形成
応力を推算する方法に関するものである。
度Ｔ（Ｋ）におけるせん断降伏応力τY（Ｐａ）および
／またはクレイズ形成応力σC（Ｐａ）を求める方法と
して、該高分子の物性値である特性比Ｃ∞、凝集エネル
ギー密度δ2（Ｊ／ｍ3）、ガラス転移温度Ｔｇ（Ｋ）、
ファンデルワールス体積ＶW（ｍ3）、骨格結合数ｎV、
表面自由エネルギーγ（Ｎ／ｍ）、絡み合い密度ν
e（ｍ-3）、絡み合い点間距離ｄ（ｍ）、主鎖結合エネ
ルギーＵ（Ｊ）を下記式 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ
または、 ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ （但し、Ａは３．０×１０5〜４．０×１０5、Ｂは１．
０×１０7〜１．４×１０7、Ｃは０．５〜０．７および
Ｄは３．０〜３．５の範囲にある定数をそれぞれ示し、
ｌｏｇは常用対数を示す。）に導入することを特徴とす
る高分子のせん断降伏応力および／またはクレイズ形成
応力を推算する方法に関するものである。
【００１４】以下、本発明を詳細に説明する。
【００１５】本発明において、非晶性ガラス状高分子と
は、高分子のガラス転移温度Ｔｇが、せん断降伏応力お
よび／またはクレイズ形成応力を推算する温度Ｔよりも
高い、非晶質の高分子を意味する。
は、高分子のガラス転移温度Ｔｇが、せん断降伏応力お
よび／またはクレイズ形成応力を推算する温度Ｔよりも
高い、非晶質の高分子を意味する。
【００１６】特性比Ｃ∞とはΘ点における実在鎖の末端
間距離の二乗平均と理想鎖（自由連結鎖）の末端間距離
の二乗平均との比を表す。自由連結鎖の末端間距離の二
乗平均は該高分子の構造、重合度から決まる（例えば、
「高分子化学」、第４版、下巻、ｐ．３６６，丸善、東
京（１９７５））。実在鎖の末端距離の二乗平均は、例
えば希薄溶液の粘度測定、光散乱等の公知の方法（例え
ば、「鎖状分子の統計力学、培風館、東京（１９７
１））によって求められる。
間距離の二乗平均と理想鎖（自由連結鎖）の末端間距離
の二乗平均との比を表す。自由連結鎖の末端間距離の二
乗平均は該高分子の構造、重合度から決まる（例えば、
「高分子化学」、第４版、下巻、ｐ．３６６，丸善、東
京（１９７５））。実在鎖の末端距離の二乗平均は、例
えば希薄溶液の粘度測定、光散乱等の公知の方法（例え
ば、「鎖状分子の統計力学、培風館、東京（１９７
１））によって求められる。
【００１７】凝集エネルギー密度δ2は、例えば粘度
法、膨潤法、ガスクロマトグラフィー法等の公知の方法
（例えば、「ポリマーブレンド」、シーエムシー、東京
（１９８１））によって求められる。あるいは、屈折率
等と凝集エネルギー密度との相関式（例えば、Ｏｒｇ．
Ｃｏｒｔ．Ａｐｐｌ．Ｐｏｌｙｍ．Ｓｃｉ．，Ｐｒｏｃ
ｅｅｄｉｎｇｓ，ｖｏｌ．４６，ｐ．２１４（１９８
２）（文献８）、Ｎａｔｕｒｅ、ｖｏｌ．２２３，６１
４（１９６９））から求めてもよい。
法、膨潤法、ガスクロマトグラフィー法等の公知の方法
（例えば、「ポリマーブレンド」、シーエムシー、東京
（１９８１））によって求められる。あるいは、屈折率
等と凝集エネルギー密度との相関式（例えば、Ｏｒｇ．
Ｃｏｒｔ．Ａｐｐｌ．Ｐｏｌｙｍ．Ｓｃｉ．，Ｐｒｏｃ
ｅｅｄｉｎｇｓ，ｖｏｌ．４６，ｐ．２１４（１９８
２）（文献８）、Ｎａｔｕｒｅ、ｖｏｌ．２２３，６１
４（１９６９））から求めてもよい。
【００１８】ガラス転移温度Ｔｇは、例えば示差走査熱
量計（ＤＳＣ）による方法（例えば、ＪＩＳＫ７１２
１）、動的粘弾性試験による弾性率の温度依存性から、
動的貯蔵弾性率の変曲点あるいは動的損失弾性率のピー
クあるいは損失正接のピークをガラス転移温度とする方
法（動的粘弾性試験の方法は例えばＪＩＳＫ７１９
８）、またはディラトメトリー等によって求めた体積あ
るいは熱膨張係数の温度依存性の変曲点をガラス転移温
度とする方法などの公知の方法によって求められる。
量計（ＤＳＣ）による方法（例えば、ＪＩＳＫ７１２
１）、動的粘弾性試験による弾性率の温度依存性から、
動的貯蔵弾性率の変曲点あるいは動的損失弾性率のピー
クあるいは損失正接のピークをガラス転移温度とする方
法（動的粘弾性試験の方法は例えばＪＩＳＫ７１９
８）、またはディラトメトリー等によって求めた体積あ
るいは熱膨張係数の温度依存性の変曲点をガラス転移温
度とする方法などの公知の方法によって求められる。
【００１９】ファンデルワールス体積ＶWは、例えば、
各原子のファンデルワールス半径と結合距離から計算に
よって求められる。また、分子軌道計算、分子力場計算
等の方法によって求めることもできる。ここではファン
デルワールス体積として、繰り返し単位当たりの量を表
す。
各原子のファンデルワールス半径と結合距離から計算に
よって求められる。また、分子軌道計算、分子力場計算
等の方法によって求めることもできる。ここではファン
デルワールス体積として、繰り返し単位当たりの量を表
す。
【００２０】骨格結合数ｎVとは、繰り返し単位中の骨
格結合の個数を表す。骨格結合とは、主鎖結合軸上にあ
り、該結合軸まわりに自由回転することによってコンホ
メーションの変化を生じる最小単位を意味し、例えば、
Ｃ−Ｃ単結合、Ｃ−Ｏ単結合、Ｃ−Ｎ単結合等が挙げら
れる。二重結合、三重結合、環構造に含まれる結合など
は自由回転が不可能であり、パラフェニレン環等の直線
状の構造は自由回転を行ってもコンホメーションは変化
しないのでこれら単独では骨格結合とはならず、例えば
Ｃ＝Ｃ−Ｃ、Ｃ−Ｐｈ−Ｃ等が１つの骨格結合となる。
ここでＰｈはパラフェニレン環を表す。
格結合の個数を表す。骨格結合とは、主鎖結合軸上にあ
り、該結合軸まわりに自由回転することによってコンホ
メーションの変化を生じる最小単位を意味し、例えば、
Ｃ−Ｃ単結合、Ｃ−Ｏ単結合、Ｃ−Ｎ単結合等が挙げら
れる。二重結合、三重結合、環構造に含まれる結合など
は自由回転が不可能であり、パラフェニレン環等の直線
状の構造は自由回転を行ってもコンホメーションは変化
しないのでこれら単独では骨格結合とはならず、例えば
Ｃ＝Ｃ−Ｃ、Ｃ−Ｐｈ−Ｃ等が１つの骨格結合となる。
ここでＰｈはパラフェニレン環を表す。
【００２１】表面自由エネルギーγは、例えば接触角法
等の公知の方法（例えば、「高分子材料の試験方法と評
価」、培風館、東京（１９８０））によって求められ
る。あるいは、凝集エネルギー密度、屈折率等と表面自
由エネルギーとの相関式（例えば、文献８やＰｒｏｐｅ
ｒｔｉｅｓ ｏｆ Ｐｏｌｙｍｅｒｓ，３ｒｄ Ｅ
ｄ．，Ｅｌｓｅｖｉｅｒ，Ａｍｓｔｅｒｄａｍ（１９９
０）（文献９））から求めてもよい。
等の公知の方法（例えば、「高分子材料の試験方法と評
価」、培風館、東京（１９８０））によって求められ
る。あるいは、凝集エネルギー密度、屈折率等と表面自
由エネルギーとの相関式（例えば、文献８やＰｒｏｐｅ
ｒｔｉｅｓ ｏｆ Ｐｏｌｙｍｅｒｓ，３ｒｄ Ｅ
ｄ．，Ｅｌｓｅｖｉｅｒ，Ａｍｓｔｅｒｄａｍ（１９９
０）（文献９））から求めてもよい。
【００２２】絡み合い密度νeは、絡み合い点間分子量
Ｍeと密度ρから次式で求められる。
Ｍeと密度ρから次式で求められる。
【００２３】νe＝ρ／Ｍe
絡み合い点間分子量Ｍeは、例えば動的粘弾性試験によ
って求められるプラトー弾性率から求める方法等の公知
の方法（例えば、「力学的性質Ｉ」共立出版、東京（１
９８２））によって求められる。密度ρは、例えば水中
置換法、密度勾配管法、ピクノメーター法、浮沈法等の
公知の方法（例えばＪＩＳＫ７１１２）によって求めら
れる。
って求められるプラトー弾性率から求める方法等の公知
の方法（例えば、「力学的性質Ｉ」共立出版、東京（１
９８２））によって求められる。密度ρは、例えば水中
置換法、密度勾配管法、ピクノメーター法、浮沈法等の
公知の方法（例えばＪＩＳＫ７１１２）によって求めら
れる。
【００２４】絡み合い点間距離ｄは、絡み合い点間の直
線距離の平均を表し、特性比Ｃ∞、絡み合い点間分子量
Ｍe、繰り返し単位分子量Ｍr、骨格結合数ｎV、骨格結
合長さの二乗平均＜ｌV 2＞から次式によって求められ
る。なお、骨格結合長さの二乗平均＜ｌV 2＞とは、骨格
結合各々の長さを二乗した値の総和を骨格結合数で除し
た値ある。
線距離の平均を表し、特性比Ｃ∞、絡み合い点間分子量
Ｍe、繰り返し単位分子量Ｍr、骨格結合数ｎV、骨格結
合長さの二乗平均＜ｌV 2＞から次式によって求められ
る。なお、骨格結合長さの二乗平均＜ｌV 2＞とは、骨格
結合各々の長さを二乗した値の総和を骨格結合数で除し
た値ある。
【００２５】ｄ＝（Ｃ∞ＭeｎV＜ｌV 2＞／Ｍr）1/2
主鎖結合エネルギーＵは、該高分子の主鎖結合のうち最
も結合エネルギーの小さな結合の結合エネルギーを意味
する。例えば、ボリブタジエンの場合、主鎖結合はＣ−
Ｃ単結合とＣ＝Ｃ二重結合からなっており、Ｃ−Ｃ単結
合の結合エネルギーは６×１０-19Ｊ、Ｃ＝Ｃ二重結合
の結合エネルギーは１０×１０-19Ｊであるため、この
場合の主鎖結合エネルギーは、６×１０-19Ｊとなる。
通常の高分子においては、Ｃ−Ｃ単結合、Ｃ−Ｏ単結合
またはＣ−Ｎ単結合が最も結合エネルギーが小さく、こ
の結合エネルギーである６×１０-19Ｊが主鎖結合エネ
ルギーとなる。
も結合エネルギーの小さな結合の結合エネルギーを意味
する。例えば、ボリブタジエンの場合、主鎖結合はＣ−
Ｃ単結合とＣ＝Ｃ二重結合からなっており、Ｃ−Ｃ単結
合の結合エネルギーは６×１０-19Ｊ、Ｃ＝Ｃ二重結合
の結合エネルギーは１０×１０-19Ｊであるため、この
場合の主鎖結合エネルギーは、６×１０-19Ｊとなる。
通常の高分子においては、Ｃ−Ｃ単結合、Ｃ−Ｏ単結合
またはＣ−Ｎ単結合が最も結合エネルギーが小さく、こ
の結合エネルギーである６×１０-19Ｊが主鎖結合エネ
ルギーとなる。
【００２６】本発明において、該高分子の物性値である
Ｃ∞、凝集エネルギー密度δ2、ガラス転移温度Ｔｇ、
ファンデルワールス体積ＶW、骨格結合数ｎV、表面自由
エネルギーγ、絡み合い密度νe、絡み合い点間距離
ｄ、主鎖結合エネルギーＵは、必ずしも上述のような方
法によって求められた実測値である必要はなく、原子団
寄与法によって求めた値を用いてもよい。また、クレイ
ズ形成応力を推算する場合、原子団寄与法によって求め
た物性値を用いて推算したせん断降伏応力を用いてもよ
いし、本願発明に従って求めたせん断降伏応力の値を用
いてもよい。原子団寄与法によって求めた値を用いてせ
ん断降伏応力および／またはクレイズ形成応力を求める
ことによって、該高分子を合成することなく、分子構造
のみから該高分子が十分に実用に供することができるか
どうか判断することが可能となり、材料開発の効率化に
果たす役割はより大きなものとなる。
Ｃ∞、凝集エネルギー密度δ2、ガラス転移温度Ｔｇ、
ファンデルワールス体積ＶW、骨格結合数ｎV、表面自由
エネルギーγ、絡み合い密度νe、絡み合い点間距離
ｄ、主鎖結合エネルギーＵは、必ずしも上述のような方
法によって求められた実測値である必要はなく、原子団
寄与法によって求めた値を用いてもよい。また、クレイ
ズ形成応力を推算する場合、原子団寄与法によって求め
た物性値を用いて推算したせん断降伏応力を用いてもよ
いし、本願発明に従って求めたせん断降伏応力の値を用
いてもよい。原子団寄与法によって求めた値を用いてせ
ん断降伏応力および／またはクレイズ形成応力を求める
ことによって、該高分子を合成することなく、分子構造
のみから該高分子が十分に実用に供することができるか
どうか判断することが可能となり、材料開発の効率化に
果たす役割はより大きなものとなる。
【００２７】原子団寄与法とは、求める物性値に応じ
て、該物性値に対する寄与を原子、結合あるいは原子団
にパラメータとして割り当て、該高分子を構成する原
子、結合あるいは原子団に割り当てられたパラメータの
合計、およびもしあれば特別な構造を含む場合の補正値
を用いることによって物性値を求める方法である。種々
の物性値を原子団寄与法によって推算した例としては、
例えばファンデルワールス体積、密度、ガラス転移温
度、凝集エネルギー密度、屈折率等を推算したＰｕｒｅ
ａｎｄ Ａｐｐｌ．Ｃｈｅｍ．，ｖｏｌ．４６，ｐ．
１９（１９７６）（文献１０）、密度、ガラス転移温
度、融解温度、凝集エネルギー密度、表面自由エネルギ
ー、屈折率、ガス透過係数等を推算した文献９、特性
比、絡み合い点間分子量を推算したＰｏｌｙｍ．Ｅｎ
ｇ．Ｓｃｉ．，ｖｏｌ．３２，ｐ．８２３（１９９２）
（文献１１）等が報告されている。さらに該物性の実測
値を基にして、より推算誤差が小さくなるように各原
子、結合あるいは原子団に割り当てられたパラメータを
最適化して用いてもよい。
て、該物性値に対する寄与を原子、結合あるいは原子団
にパラメータとして割り当て、該高分子を構成する原
子、結合あるいは原子団に割り当てられたパラメータの
合計、およびもしあれば特別な構造を含む場合の補正値
を用いることによって物性値を求める方法である。種々
の物性値を原子団寄与法によって推算した例としては、
例えばファンデルワールス体積、密度、ガラス転移温
度、凝集エネルギー密度、屈折率等を推算したＰｕｒｅ
ａｎｄ Ａｐｐｌ．Ｃｈｅｍ．，ｖｏｌ．４６，ｐ．
１９（１９７６）（文献１０）、密度、ガラス転移温
度、融解温度、凝集エネルギー密度、表面自由エネルギ
ー、屈折率、ガス透過係数等を推算した文献９、特性
比、絡み合い点間分子量を推算したＰｏｌｙｍ．Ｅｎ
ｇ．Ｓｃｉ．，ｖｏｌ．３２，ｐ．８２３（１９９２）
（文献１１）等が報告されている。さらに該物性の実測
値を基にして、より推算誤差が小さくなるように各原
子、結合あるいは原子団に割り当てられたパラメータを
最適化して用いてもよい。
【００２８】上記したように実測および／または原子団
寄与法によって求めた該高分子の物性値、特性比Ｃ∞、
凝集エネルギー密度δ2（Ｊ／ｍ3）、ガラス転移温度Ｔ
ｇ（Ｋ）、ファンデルワールス体積ＶW（ｍ3）、骨格結
合数ｎV、表面自由エネルギーγ（Ｎ／ｍ）、絡み合い
密度νe（ｍ-3）、絡み合い点間距離ｄ（ｍ）、主鎖結
合エネルギーＵ（Ｊ）を下記式 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ に導入することにより該高分子のせん断降伏応力および
／またはクレイズ形成応力を推算する。ここで係数Ａ、
Ｂ、Ｃ、Ｄは、ひずみ速度等の測定条件によって、それ
ぞれ３．０×１０5〜４．０×１０5、１．０×１０7〜
１．４×１０7、０．５〜０．７、３．０〜３．５の範
囲の値をとる。ひずみ速度１×１０-3／ｓにおけるせん
断降伏応力、クレイズ形成応力を推算する場合、係数
Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２１×
１０7、０．６７９、３．２６が好ましい。しかしなが
ら、これらの係数がひずみ速度などの測定条件によっ
て、若干変化することは当業者にとって明らかであり、
また、各種測定条件に応じた最適の係数値を決定するこ
とは、上記の説明から当業者にとっては容易なことであ
る。
寄与法によって求めた該高分子の物性値、特性比Ｃ∞、
凝集エネルギー密度δ2（Ｊ／ｍ3）、ガラス転移温度Ｔ
ｇ（Ｋ）、ファンデルワールス体積ＶW（ｍ3）、骨格結
合数ｎV、表面自由エネルギーγ（Ｎ／ｍ）、絡み合い
密度νe（ｍ-3）、絡み合い点間距離ｄ（ｍ）、主鎖結
合エネルギーＵ（Ｊ）を下記式 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ に導入することにより該高分子のせん断降伏応力および
／またはクレイズ形成応力を推算する。ここで係数Ａ、
Ｂ、Ｃ、Ｄは、ひずみ速度等の測定条件によって、それ
ぞれ３．０×１０5〜４．０×１０5、１．０×１０7〜
１．４×１０7、０．５〜０．７、３．０〜３．５の範
囲の値をとる。ひずみ速度１×１０-3／ｓにおけるせん
断降伏応力、クレイズ形成応力を推算する場合、係数
Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２１×
１０7、０．６７９、３．２６が好ましい。しかしなが
ら、これらの係数がひずみ速度などの測定条件によっ
て、若干変化することは当業者にとって明らかであり、
また、各種測定条件に応じた最適の係数値を決定するこ
とは、上記の説明から当業者にとっては容易なことであ
る。
【００２９】なお、本願発明にかかる非晶性ガラス状高
分子は、単独重合体であっても共重合体であってもよ
い。例えば、交互共重合体（ＡＢＡＢ・・・）のような
場合には、ＡＢを繰り返し単位として、ランダム共重合
体の場合には、その組成に応じた平均値を考慮すること
によって、本願発明を適応することが可能である。
分子は、単独重合体であっても共重合体であってもよ
い。例えば、交互共重合体（ＡＢＡＢ・・・）のような
場合には、ＡＢを繰り返し単位として、ランダム共重合
体の場合には、その組成に応じた平均値を考慮すること
によって、本願発明を適応することが可能である。
【００３０】
【実施例】以下、実施例を用いて本発明を説明するが、
本発明はこれら実施例に限定されるものではない。
本発明はこれら実施例に限定されるものではない。
【００３１】測定例１
ゲルパーミエイションクロマトグラフィー（ＧＰＣ）に
よる重量平均分子量が２２００００のポリスチレンをプ
レス成形し、圧縮試験によりせん断降伏応力を、Ｕノッ
チ三点曲げ試験によってクレイズ形成応力を測定した。
圧縮試験はＪＩＳＫ７２０８に準拠した方法で行なっ
た。ただし、試験片は、図１に示す形状のものを使用
し、ひずみ速度は１×１０-3／ｓになるようにした。せ
ん断降伏応力はミゼスの降伏条件より求めた。Ｕノッチ
三点曲げ試験は、図１に示す形状の試験片を用い、文献
１に従って行なった。ただし、ノッチ先端部におけるひ
ずみ速度が１×１０-3／ｓになるようにした。測定は、
−２０、０、２３、５０、７５、９０℃の各温度におい
て行った。
よる重量平均分子量が２２００００のポリスチレンをプ
レス成形し、圧縮試験によりせん断降伏応力を、Ｕノッ
チ三点曲げ試験によってクレイズ形成応力を測定した。
圧縮試験はＪＩＳＫ７２０８に準拠した方法で行なっ
た。ただし、試験片は、図１に示す形状のものを使用
し、ひずみ速度は１×１０-3／ｓになるようにした。せ
ん断降伏応力はミゼスの降伏条件より求めた。Ｕノッチ
三点曲げ試験は、図１に示す形状の試験片を用い、文献
１に従って行なった。ただし、ノッチ先端部におけるひ
ずみ速度が１×１０-3／ｓになるようにした。測定は、
−２０、０、２３、５０、７５、９０℃の各温度におい
て行った。
【００３２】せん断降伏応力の測定結果を表１に、クレ
イズ形成応力の測定結果を表２に示した。
イズ形成応力の測定結果を表２に示した。
【００３３】実施例１
測定例１と同じポリマーを用いて、各種物性値を求め
た。
た。
【００３４】特性比Ｃ∞は、シクロヘキサン溶液を３４
℃で光散乱測定を行って求めた末端間距離の二乗平均か
ら求めた。特性比は１０．８となった。
℃で光散乱測定を行って求めた末端間距離の二乗平均か
ら求めた。特性比は１０．８となった。
【００３５】凝集エネルギー密度δ2は粘度法によって
求めた。溶解度パラメータの既知な数種類の溶媒にポリ
マーを溶解させて、その極限粘度数を求め、極限粘度数
が最大となったときの溶媒の溶解度パラメータから凝集
エネルギー密度を求めた。凝集エネルギー密度は３．５
×１０8Ｊ／ｍ3となった。
求めた。溶解度パラメータの既知な数種類の溶媒にポリ
マーを溶解させて、その極限粘度数を求め、極限粘度数
が最大となったときの溶媒の溶解度パラメータから凝集
エネルギー密度を求めた。凝集エネルギー密度は３．５
×１０8Ｊ／ｍ3となった。
【００３６】ガラス転移温度ＴｇはＤＳＣによって昇温
速度２０℃／ｍｉｎで測定した比熱の温度依存性から求
めた（ＪＩＳＫ７１２１）。ガラス転移温度は１００℃
であった。
速度２０℃／ｍｉｎで測定した比熱の温度依存性から求
めた（ＪＩＳＫ７１２１）。ガラス転移温度は１００℃
であった。
【００３７】ファンデルワールス体積ＶWは文献１０の
方法によって求めた。ファンデルワールス体積は、１．
１×１０-28ｍ-3となった。
方法によって求めた。ファンデルワールス体積は、１．
１×１０-28ｍ-3となった。
【００３８】骨格結合数ｎV、骨格結合長さの二乗平均
＜ｌV 2＞はそれぞれ２、２．３４×１０-20ｍ2を用い
た。
＜ｌV 2＞はそれぞれ２、２．３４×１０-20ｍ2を用い
た。
【００３９】表面自由エネルギーγは接触角法によって
求めた。表面張力の既知な液体を水平な試料表面に少量
たらし、その接触角θを測定した。表面張力の異なる数
種類の液体について測定を行い、液体の表面張力をｃｏ
ｓθに対してプロットし、ｃｏｓθを１に外挿すること
によって該高分子の表面自由エネルギーを求めた。表面
自由エネルギーは４．０×１０-2Ｎ／ｍとなった。
求めた。表面張力の既知な液体を水平な試料表面に少量
たらし、その接触角θを測定した。表面張力の異なる数
種類の液体について測定を行い、液体の表面張力をｃｏ
ｓθに対してプロットし、ｃｏｓθを１に外挿すること
によって該高分子の表面自由エネルギーを求めた。表面
自由エネルギーは４．０×１０-2Ｎ／ｍとなった。
【００４０】絡み合い密度νeは、コーンプレート型粘
弾性測定装置による動的粘弾性試験によって求めた絡み
合い点間分子量と水中置換法（ＪＩＳＫ７１１２）によ
って求めた密度とから求めた。絡み合い密度は２．５×
１０25ｍ-3となった。
弾性測定装置による動的粘弾性試験によって求めた絡み
合い点間分子量と水中置換法（ＪＩＳＫ７１１２）によ
って求めた密度とから求めた。絡み合い密度は２．５×
１０25ｍ-3となった。
【００４１】絡み合い点間距離ｄは、特性比、絡み合い
点間分子量、骨格結合数、骨格結合長さの二乗平均、繰
り返し単位分子量から求めた。絡み合い点間距離は８．
８×１０-9ｍとなった。
点間分子量、骨格結合数、骨格結合長さの二乗平均、繰
り返し単位分子量から求めた。絡み合い点間距離は８．
８×１０-9ｍとなった。
【００４２】主鎖結合エネルギーＵは６×１０-19Ｊと
した。
した。
【００４３】以上の値を用いて、下記式より、−２０、
０、２３、５０、７５、９０℃の各温度のせん断降伏応
力、クレイズ形成応力を求めた。
０、２３、５０、７５、９０℃の各温度のせん断降伏応
力、クレイズ形成応力を求めた。
【００４４】
τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ
ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ
係数Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。
【００４５】せん断降伏応力の推算結果を表１に、クレ
イズ形成応力の推算結果を表２に示した。
イズ形成応力の推算結果を表２に示した。
【００４６】実施例２
特性比、凝集エネルギー密度、ガラス転移温度、表面自
由エネルギー、絡み合い密度を原子団寄与法によって求
めた以外は実施例１と同様にして、せん断降伏応力、ク
レイズ形成応力を推算した。ガラス転移温度、表面自由
エネルギーは文献９によって、凝集エネルギー密度は文
献１０によって、特性比は文献１１によって、絡み合い
密度は文献１０によって求めた密度と文献１１によって
求めた絡み合い点間分子量から求めた。
由エネルギー、絡み合い密度を原子団寄与法によって求
めた以外は実施例１と同様にして、せん断降伏応力、ク
レイズ形成応力を推算した。ガラス転移温度、表面自由
エネルギーは文献９によって、凝集エネルギー密度は文
献１０によって、特性比は文献１１によって、絡み合い
密度は文献１０によって求めた密度と文献１１によって
求めた絡み合い点間分子量から求めた。
【００４７】せん断降伏応力の推算結果を表１に、クレ
イズ形成応力の推算結果を表２に示した。
イズ形成応力の推算結果を表２に示した。
【００４８】比較例１
実施例１で求めた特性比、凝集エネルギー密度、ガラス
転移温度、絡み合い密度を用いて、文献６によってせん
断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。
転移温度、絡み合い密度を用いて、文献６によってせん
断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。
【００４９】せん断降伏応力の推算結果を表１に、クレ
イズ形成応力の推算結果を表２に示した。
イズ形成応力の推算結果を表２に示した。
【００５０】
【表１】
【００５１】
【表２】
【００５２】測定例２
ＧＰＣによる重量平均分子量が５６０００のビスフェノ
ールＡポリカーボネートをプレス成形し、引張試験によ
りせん断降伏応力をミゼスの降伏条件によって、Ｕノッ
チ三点曲げ試験によってクレイズ形成応力を測定した。
引張試験には、ＪＩＳＫ７１１３、１号試験片を用い
た。Ｕノッチ三点曲げ試験は測定例１と同様の方法で行
った。測定は、２３、５０、７５、１００、１２５℃の
各温度、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行った。
ールＡポリカーボネートをプレス成形し、引張試験によ
りせん断降伏応力をミゼスの降伏条件によって、Ｕノッ
チ三点曲げ試験によってクレイズ形成応力を測定した。
引張試験には、ＪＩＳＫ７１１３、１号試験片を用い
た。Ｕノッチ三点曲げ試験は測定例１と同様の方法で行
った。測定は、２３、５０、７５、１００、１２５℃の
各温度、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行った。
【００５３】せん断降伏応力の測定結果を表３に、クレ
イズ形成応力の測定結果を表４に示した。
イズ形成応力の測定結果を表４に示した。
【００５４】実施例３
測定例２と同じポリマーを用いて、実施例１と同様の方
法で各種物性値を求めた。
法で各種物性値を求めた。
【００５５】骨格結合数、骨格結合長さの二乗平均はそ
れぞれ２、４．３７×１０-19ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
れぞれ２、４．３７×１０-19ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
【００５６】これらの値を用いて、下記式より、２３、
５０、７５、１００、１２５℃の各温度のせん断降伏応
力、クレイズ形成応力を求めた。
５０、７５、１００、１２５℃の各温度のせん断降伏応
力、クレイズ形成応力を求めた。
【００５７】
τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ
ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ
係数Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。
【００５８】せん断降伏応力の推算結果を表３に、クレ
イズ形成応力の推算結果を表４に示した。
イズ形成応力の推算結果を表４に示した。
【００５９】実施例４
実施例２と同様にして特性比、凝集エネルギー密度、ガ
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例３と同様にし
て、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例３と同様にし
て、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。
【００６０】せん断降伏応力の推算結果を表３に、クレ
イズ形成応力の推算結果を表４に示した。
イズ形成応力の推算結果を表４に示した。
【００６１】比較例２
実施例３で求めた特性比、凝集エネルギー密度、ガラス
転移温度、絡み合い点間分子量を用いて、比較例１と同
様にしてせん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算し
た。
転移温度、絡み合い点間分子量を用いて、比較例１と同
様にしてせん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算し
た。
【００６２】せん断降伏応力の推算結果を表３に、クレ
イズ形成応力の推算結果を表４に示した。
イズ形成応力の推算結果を表４に示した。
【００６３】
【表３】
【００６４】
【表４】
【００６５】測定例３
ＧＰＣによる重量平均分子量が９９０００のポリメチル
メタクリレートをプレス成形し、測定例１と同様に、圧
縮試験によってせん断降伏応力を、Ｕノッチ三点曲げ試
験によってクレイズ形成応力を測定した。測定は、温度
２３℃、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行った。測定結果
を表５に示した。
メタクリレートをプレス成形し、測定例１と同様に、圧
縮試験によってせん断降伏応力を、Ｕノッチ三点曲げ試
験によってクレイズ形成応力を測定した。測定は、温度
２３℃、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行った。測定結果
を表５に示した。
【００６６】実施例５
測定例３と同じポリマーを用いて、実施例１と同様の方
法で各種物性値を求めた。
法で各種物性値を求めた。
【００６７】骨格結合数、骨格結合長さの二乗平均はそ
れぞれ２、２．３４×１０-20ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
れぞれ２、２．３４×１０-20ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
【００６８】これらの値を用いて、下式よりせん断降伏
応力、クレイズ形成応力を求めた。
応力、クレイズ形成応力を求めた。
【００６９】
τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ
ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ
係数Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。推算結果
を表５に示した。
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。推算結果
を表５に示した。
【００７０】実施例６
実施例２と同様にして特性比、凝集エネルギー密度、ガ
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例５と同様にし
て、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。推
算結果を表５に示した。
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例５と同様にし
て、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。推
算結果を表５に示した。
【００７１】
【表５】
【００７２】測定例４
ＧＰＣによる重量平均分子量が１３８０００のメチルメ
タクリレート−スチレン共重合体（メチルメタクリレー
ト含有量３０ｍｏｌ％）をプレス成形し、測定例１と同
様に、圧縮試験によってせん断降伏応力を、Ｕノッチ三
点曲げ試験によってクレイズ形成応力を測定した。測定
は、温度２３℃、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行った。
測定結果を表６に示した。
タクリレート−スチレン共重合体（メチルメタクリレー
ト含有量３０ｍｏｌ％）をプレス成形し、測定例１と同
様に、圧縮試験によってせん断降伏応力を、Ｕノッチ三
点曲げ試験によってクレイズ形成応力を測定した。測定
は、温度２３℃、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行った。
測定結果を表６に示した。
【００７３】実施例７
測定例４と同じポリマーを用いて、実施例１と同様の方
法で各種物性値を求めた。
法で各種物性値を求めた。
【００７４】骨格結合数、骨格結合長さの二乗平均はそ
れぞれ２、２．３４×１０-20ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
れぞれ２、２．３４×１０-20ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
【００７５】これらの値を用いて、下式よりせん断降伏
応力、クレイズ形成応力を求めた。 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ 係数Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。推算結果
を表６に示した。
応力、クレイズ形成応力を求めた。 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ 係数Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。推算結果
を表６に示した。
【００７６】実施例８
実施例２と同様にして特性比、凝集エネルギー密度、ガ
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例７と同様にし
て、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。推
算結果を表６に示した。
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例７と同様にし
て、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。推
算結果を表６に示した。
【００７７】
【表６】
【００７８】測定例５
ＧＰＣによる重量平均分子量が１８５０００のメチルメ
タクリレート−スチレン共重合体（メチルメタクリレー
ト含有量６０ｍｏｌ％）をプレス成形し、測定例１と同
様にして、圧縮試験によってせん断降伏応力を、Ｕノッ
チ三点曲げ試験によってクレイズ形成応力を測定した。
測定は、温度２３℃、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行っ
た。測定結果を表７に示した。
タクリレート−スチレン共重合体（メチルメタクリレー
ト含有量６０ｍｏｌ％）をプレス成形し、測定例１と同
様にして、圧縮試験によってせん断降伏応力を、Ｕノッ
チ三点曲げ試験によってクレイズ形成応力を測定した。
測定は、温度２３℃、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行っ
た。測定結果を表７に示した。
【００７９】実施例９
測定例５と同じポリマーを用いて、実施例１と同様の方
法で各種物性値を求めた。
法で各種物性値を求めた。
【００８０】骨格結合数、骨格結合長さの二乗平均はそ
れぞれ２、２．３４×１０-20ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
れぞれ２、２．３４×１０-20ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
【００８１】これらの値を用いて、下式よりせん断降伏
応力、クレイズ形成応力を求めた。 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ 係数Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。推算結果
を表７に示した。
応力、クレイズ形成応力を求めた。 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ 係数Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。推算結果
を表７に示した。
【００８２】実施例１０
実施例２と同様にして特性比、凝集エネルギー密度、ガ
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例９と同様にし
て、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。推
算結果を表７に示した。
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例９と同様にし
て、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。推
算結果を表７に示した。
【００８３】
【表７】
【００８４】測定例６
ＧＰＣによる重量平均分子量が５７０００のフェノキシ
樹脂をプレス成形し、測定例２と同様にして、引張試験
によってせん断降伏応力を、Ｕノッチ三点曲げ試験によ
ってクレイズ形成応力を測定した。測定は、温度２３
℃、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行った。測定結果を表
８に示した。
樹脂をプレス成形し、測定例２と同様にして、引張試験
によってせん断降伏応力を、Ｕノッチ三点曲げ試験によ
ってクレイズ形成応力を測定した。測定は、温度２３
℃、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行った。測定結果を表
８に示した。
【００８５】実施例１１
測定例６と同じポリマーを用いて、実施例１と同様の方
法で各種物性値を求めた。
法で各種物性値を求めた。
【００８６】骨格結合数、骨格結合長さの二乗平均はそ
れぞれ６、１．２４×１０-19ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
れぞれ６、１．２４×１０-19ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
【００８７】これらの値を用いて、下式よりせん断降伏
応力、クレイズ形成応力を求めた。 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ 係数Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。推算結果
を表８に示した。
応力、クレイズ形成応力を求めた。 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ 係数Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。推算結果
を表８に示した。
【００８８】実施例１２
実施例２と同様にして特性比、凝集エネルギー密度、ガ
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例１１と同様に
して、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。
推算結果を表８に示した。
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例１１と同様に
して、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。
推算結果を表８に示した。
【００８９】
【表８】
【００９０】測定例７
ＧＰＣによる重量平均分子量が５７０００のポリエーテ
ルサルフォンをプレス成形し、測定例２と同様にして、
引張試験によってせん断降伏応力を、Ｕノッチ三点曲げ
試験によってクレイズ形成応力を測定した。測定は、温
度２３℃、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行った。測定結
果を表９に示した。
ルサルフォンをプレス成形し、測定例２と同様にして、
引張試験によってせん断降伏応力を、Ｕノッチ三点曲げ
試験によってクレイズ形成応力を測定した。測定は、温
度２３℃、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行った。測定結
果を表９に示した。
【００９１】実施例１３
測定例７と同じポリマーを用いて、実施例１と同様の方
法で各種物性値を求めた。ただし、凝集エネルギー密度
は、文献８の屈折率との関係式を用いて、アッベの屈折
率計によって測定した屈折率から求めた。
法で各種物性値を求めた。ただし、凝集エネルギー密度
は、文献８の屈折率との関係式を用いて、アッベの屈折
率計によって測定した屈折率から求めた。
【００９２】骨格結合数、骨格結合長さの二乗平均はそ
れぞれ２、３．４７×１０-19ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
れぞれ２、３．４７×１０-19ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
【００９３】これらの値を用いて、下式よりせん断降伏
応力、クレイズ形成応力を求めた。 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ 係数Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。推算結果
を表９に示した。
応力、クレイズ形成応力を求めた。 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ 係数Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。推算結果
を表９に示した。
【００９４】実施例１４
実施例２と同様にして特性比、凝集エネルギー密度、ガ
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例１３と同様に
して、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。
推算結果を表９に示した。
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例１３と同様に
して、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。
推算結果を表９に示した。
【００９５】
【表９】
【００９６】測定例８
ＧＰＣによる重量平均分子量が５１０００のポリサルフ
ォンをプレス成形し、測定例２と同様にして、引張試験
によってせん断降伏応力を、Ｕノッチ三点曲げ試験によ
ってクレイズ形成応力を測定した。測定は、温度２３
℃、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行った。測定結果を表
１０に示した。
ォンをプレス成形し、測定例２と同様にして、引張試験
によってせん断降伏応力を、Ｕノッチ三点曲げ試験によ
ってクレイズ形成応力を測定した。測定は、温度２３
℃、ひずみ速度１×１０-3／ｓで行った。測定結果を表
１０に示した。
【００９７】実施例１５
測定例８と同じポリマーを用いて、実施例１３と同様の
方法で各種物性値を求めた。
方法で各種物性値を求めた。
【００９８】骨格結合数、骨格結合長さの二乗平均はそ
れぞれ４、３．４８×１０-19ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
れぞれ４、３．４８×１０-19ｍ2を用いた。主鎖結合エ
ネルギーは６×１０-19Ｊとした。
【００９９】これらの値を用いて、下式よりせん断降伏
応力、クレイズ形成応力を求めた。 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ 係数Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。推算結果
を表１０に示した。
応力、クレイズ形成応力を求めた。 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ 係数Ａ、Ｂ、Ｃ、Ｄはそれぞれ３．４×１０5、１．２
１×１０7、０．６７９、３．２６を用いた。推算結果
を表１０に示した。
【０１００】実施例１６
実施例２と同様にして特性比、凝集エネルギー密度、ガ
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例１５と同様に
して、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。
推算結果を表１０に示した。
ラス転移温度、表面自由エネルギー、絡み合い密度を原
子団寄与法によって求めた以外は、実施例１５と同様に
して、せん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算した。
推算結果を表１０に示した。
【０１０１】
【表１０】
【０１０２】測定例１〜８の結果と実施例１、３、５、
７、９、１１、１３、１５の結果を比較した図を、せん
断降伏応力に関しては図２に、クレイズ形成応力に関し
ては図３に示す。
７、９、１１、１３、１５の結果を比較した図を、せん
断降伏応力に関しては図２に、クレイズ形成応力に関し
ては図３に示す。
【０１０３】測定例１〜８の結果と実施例２、４、６、
８、１０、１２、１４、１６の結果を比較した図を、せ
ん断降伏応力に関しては図４に、クレイズ形成応力に関
しては図５に示す。
８、１０、１２、１４、１６の結果を比較した図を、せ
ん断降伏応力に関しては図４に、クレイズ形成応力に関
しては図５に示す。
【０１０４】測定例１、２の結果と比較例１、２の結果
を比較した図を、せん断降伏応力に関しては図６に、ク
レイズ形成応力に関しては図７に示す。
を比較した図を、せん断降伏応力に関しては図６に、ク
レイズ形成応力に関しては図７に示す。
【０１０５】
【発明の効果】以上詳述したように、本発明によれば、
高分子のせん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算する
ことが可能となり、実際に高分子を合成しなくてもこれ
らの推算した値から該高分子が実用に供するか否か判断
できるため、材料開発の効率化という点で有意義なもの
である。
高分子のせん断降伏応力、クレイズ形成応力を推算する
ことが可能となり、実際に高分子を合成しなくてもこれ
らの推算した値から該高分子が実用に供するか否か判断
できるため、材料開発の効率化という点で有意義なもの
である。
【図１】 圧縮試験およびＵノッチ三点曲げ試験に使用
する試験片の形状を示す図である。
する試験片の形状を示す図である。
【図２】 せん断降伏応力につき、測定例１〜８の結果
と実施例１、３、５、７、９、１１、１３、１５の結果
とを比較した図である。
と実施例１、３、５、７、９、１１、１３、１５の結果
とを比較した図である。
【図３】 クレイズ形成応力につき、測定例１〜８の結
果と実施例１、３、５、７、９、１１、１３、１５の結
果とを比較した図である。
果と実施例１、３、５、７、９、１１、１３、１５の結
果とを比較した図である。
【図４】 せん断降伏応力につき、測定例１〜８の結果
と実施例２、４、６、８、１０、１２、１４、１６の結
果とを比較した図である。
と実施例２、４、６、８、１０、１２、１４、１６の結
果とを比較した図である。
【図５】 クレイズ形成応力につき、測定例１〜８の結
果と実施例２、４、６、８、１０、１２、１４、１６の
結果とを比較した図である。
果と実施例２、４、６、８、１０、１２、１４、１６の
結果とを比較した図である。
【図６】 せん断降伏応力につき、測定例１、２の結果
と比較例１、２の結果とを比較した図である。
と比較例１、２の結果とを比較した図である。
【図７】 クレイズ形成応力につき、測定例１、２の結
果と比較例１、２の結果とを比較した図である。
果と比較例１、２の結果とを比較した図である。
─────────────────────────────────────────────────────
フロントページの続き
(58)調査した分野(Int.Cl.7，ＤＢ名)
G01L 1/00
G01N 3/00
G01N 3/08
G01N 3/24
Claims (4)
- 【請求項１】 非晶性ガラス状高分子の温度Ｔ（Ｋ）に
おけるせん断降伏応力τY（Ｐａ）を求める方法とし
て、該高分子の特性比Ｃ∞、凝集エネルギー密度δ
2（Ｊ／ｍ3）、ガラス転移温度Ｔｇ（Ｋ）、ファンデル
ワールス体積ＶW（ｍ3）、骨格結合数ｎVを下記式 τY＝ＡＣ∞δ2（Ｔｇ−Ｔ）（ＶW／ｎV）1/3＋Ｂ （但し、Ａは３．０×１０5〜４．０×１０5の範囲にあ
る定数およびＢは、１．０×１０7〜１．４×１０7の範
囲にある定数を示す）に導入することを特徴とする高分
子のせん断降伏応力を推算する方法。 - 【請求項２】 非晶性ガラス状高分子の温度Ｔ（Ｋ）に
おけるクレイズ形成応力σC（Ｐａ）を求める方法とし
て、該高分子の表面自由エネルギーγ（Ｎ／ｍ）、絡み
合い密度νe（ｍ-3）、絡み合い点間距離ｄ（ｍ）、主
鎖結合エネルギーＵ（Ｊ）、せん断降伏応力τY（Ｐ
ａ）を下記式 ｌｏｇσC＝Ｃｌｏｇ〔（γ＋νeｄＵ／４）τY〕＋Ｄ （但し、Ｃは０．５〜０．７の範囲にある定数およびＤ
は３．０〜３．５の範囲にある定数を示す）に導入する
ことを特徴とする高分子のクレイズ形成応力を推算する
方法。 - 【請求項３】 特性比Ｃ∞、凝集エネルギー密度δ2、
ガラス転移温度Ｔｇ、ファンデルワールス体積ＶWおよ
び骨格結合数ｎVのうち少なくとも１つを原子団寄与法
によって求めることを特徴とする請求項１に記載の高分
子のせん断降伏応力を推算する方法。 - 【請求項４】 表面自由エネルギーγ、絡み合い密度ν
e、絡み合い点間距離ｄ、主鎖結合エネルギーＵおよび
せん断降伏応力τYのうち少なくとも１つを原子団寄与
法によって求めることを特徴とする請求項２に記載の高
分子のクレイズ形成応力を推算する方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP05151795A JP3521529B2 (ja) | 1995-03-10 | 1995-03-10 | 高分子材料の機械特性の推算方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP05151795A JP3521529B2 (ja) | 1995-03-10 | 1995-03-10 | 高分子材料の機械特性の推算方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH08247862A JPH08247862A (ja) | 1996-09-27 |
| JP3521529B2 true JP3521529B2 (ja) | 2004-04-19 |
Family
ID=12889211
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP05151795A Expired - Fee Related JP3521529B2 (ja) | 1995-03-10 | 1995-03-10 | 高分子材料の機械特性の推算方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3521529B2 (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP5356306B2 (ja) * | 2010-04-12 | 2013-12-04 | 株式会社日立製作所 | Ｆｒｐの評価方法および評価装置 |
| KR102097132B1 (ko) | 2016-11-24 | 2020-04-03 | 주식회사 엘지화학 | 폴리에틸렌 수지의 물성 평가 방법 |
-
1995
- 1995-03-10 JP JP05151795A patent/JP3521529B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH08247862A (ja) | 1996-09-27 |
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