JP4439240B2

JP4439240B2 - 複合構造体の製造方法

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Publication number: JP4439240B2
Application number: JP2003370458A
Authority: JP
Inventors: 達行中岡
Original assignee: Kyocera Corp
Current assignee: Kyocera Corp
Priority date: 2003-10-30
Filing date: 2003-10-30
Publication date: 2010-03-24
Anticipated expiration: 2023-10-30
Also published as: JP2005132672A

Description

本発明は、繊維状の芯材が表皮材で被覆された複合焼結体およびその製造方法に関する。

従来から、材料の硬度および強度とともに靱性を改善するために、金属の酸化物、炭化物、窒化物、炭窒化物等の焼結体で形成される長尺状の芯材の外周面を他の焼結体からなる表皮材で被覆した複合焼結体の研究がなされ、例えば、特許文献１、２にて提案されている。芯材の外周を表皮材で被覆した複合繊維体を一方向に整列させて集束した複合構造体とすることにより、構造体中に発生したクラックの進展を偏向させ、構造体の靭性を高めることができること（特許文献１参照）や、ドリルビットの表面等に貼り付けることによってビットの耐摩耗性を向上できることが記載されている（特許文献２）がこれら文献には芯材と表皮材とからなる複合繊維体の集合体からなる複合焼結体は、硬度を低下することなく構造体の破壊抵抗を増大させて靭性を高められることにより高硬度と高靭性とを兼ね備えた構造体を実現できることが記載されている。
米国特許第５６４５７８１号明細書米国特許第６０６３５０２号明細書

しかしながら、上記特許文献１、２の複合繊維体は、繊維の並びに対してある一定方向に進行しているクラックに対してはクラックを偏向させる作用(以下クラックディフレクションと呼ぶ)が改善されるものの更なる向上が必要であるという問題点があった。

したがって、本発明の目的は、高い靭性を有する複合繊維体状の芯材と被覆層とからなる複合繊維体に関して更に靭性の改善した複合構造体およびその製造方法を提供することにある。

本発明者は、かかる複合繊維体を集束して複合構造体を形成し、この複合構造体によって切削工具の切刃を形成する場合、複合構造体中の複合繊維の芯材成形体の横断面を略六芒星形状として焼成後の芯材と表皮部材との界面を凸凹にすることによって、クラックが界面に接触する回数を増やし、クラックディフレクションの発生をより多く誘発させ、複合構造体の持つ靭性をさらに向上できることを見出した。

本発明の複合構造体の製造方法は、（ａ）芯材となるアルミナ粉末を主成分として炭窒化チタン粉末を含有する原料粉末と有機バインダからなる混合物を混合し略棒状で横断面が略六芒星形状の芯材用成形体を作製する工程と、（ｂ）前記（ａ）工程の混合物とは異なる組成からなり前記（ａ）工程の成形体の前記略六芒星形状の凹凸と嵌合する面を有するアルミナまたは窒化珪素を主成分とする表皮材用成形体を成形する工程と、（ｃ）前記（ａ）工程の芯材用成形体の外周を前記（ｂ）工程の表皮材用成形体が取り囲むように配置した組込成形体を作製し共押出成形により伸延して繊維成形体を作製する工程と、（ｄ）前記（ｃ）工程の繊維成形体を切断して成形型内に充填して、該繊維成形体を焼成する工程と、を具備することを特徴とするものである。

ここで、前記芯材用成形体の中心から該芯材用成形体の前記略六芒星形状の凸部の頂部までの平均距離ａが前記組込成形体の平均繊維半径ｒに対する比（ａ／ｒ）で３０〜９５％、前記芯材用成形体の中心から前記略六芒星形状の凹部の底部までの距離ｂが前記平均繊維半径ｒに対する比（ｂ／ｒ）で２５〜９０％、かつａ＞１．０５ｂの範囲内とすることが、クラックディフレクションの効果を十分に発揮して靭性を向上させ、かつ、耐衝撃性を向上できる点で望ましい。

本発明によれば、複合構造体中の複合繊維体の芯材−表皮部材界面に凸凹を設けることによって、複合構造体の靭性を更に改善することができる。

以下、本発明の一実施形態について詳細に説明する。

図１は本発明の複合構造体を示す（ａ）概略斜視図、（ｂ）要部断面模式図、（c）要部拡大図である。

図１によれば、複合構造体１０は、芯材１１と芯材１１の外周を被覆して芯材１１とは異なる組成の被覆層１２とからなる複合繊維体１３を具備してなり、図１によれば、複合構造体１０は複合繊維体１３がランダムに絡み合った構造からなる。

本発明によれば、図１（ｂ）に示すように、複合繊維体１３の横断面および／または縦断面（図１（ｂ）では横断面）において芯材成形体の横断面を略六芒星形状として焼成後の芯材１１と被覆層１２の界面が凹部および凸部が交互に連続して存在する凹凸状をなしていることが大きな特徴であり、このような構成とすることによって複合繊維体１３の芯材１１と被覆層１２との界面に進展したクラックに対してクラックディフレクション効果が大きくなり、複合繊維体１３および複合構造体１０の靭性が大きく改善される。さらに、複合繊維体１３の本数に対して芯材１１と被覆層１２との界面の存在割合が増加することから、クラックが界面と接触する確率が増えてクラックディフレクションの回数が多くなることも構造体1０の靭性向上の大きな要因となる。

ここで、本発明によれば、凹部１５の底部と、隣接する凸部１６の頂部との段差の平均が３〜５０μｍであることが、クラックディフレクションの効果を十分に発揮して靭性を向上させ、かつ、切削工具として応用した際に問題となる突発欠損の防止となる耐衝撃性が向上できる点で望ましい。

また、図１（ｂ）では芯材成形体の横断面を略六芒星形状として焼成後の複合繊維体１３の径方向（横断面方向）の芯材１１と被覆層１２の界面に凹凸を形成したものであったが、本発明によれば、これに加えて、図２に示すように複合繊維体１３の繊維方向（縦断面方向）に凹凸を形成したものであってもよく、複合繊維体１３の繊維方向（縦断面方向）に凹凸を形成した場合には複合繊維体１３が有するクラックディフレクションの異方性を改善することができる。

なお、図１、２の複合構造体１０を構成する複合繊維体１３の詳細について図３（ａ）（ｂ）の概略斜視図を用いて説明する。（ａ）の複合繊維体１３は、芯材１１とこの芯材１１の外周を被覆し芯材１１とは異なる組成の材料からなる被覆層１２とからなる単芯（シングル）構造の繊維体１３ｓである。また、（ｂ）の複合繊維体１３ｍは、（ａ）のシングルタイプの繊維体１３ｓの集合体を伸延したもので多芯（マルチ）構造の繊維体１３ｍである。本発明によれば、複合構造体１は、このような（ａ）または（ｂ）の複合繊維体１３ｓ、１３ｍを寄せ集めた構造体によって形成されている。望ましくは、（ｂ）のマルチ構造繊維体１３ｍを用いることが靭性および耐欠損性に優れる。

また、上記シングル構造複合繊維体１３ｓまたはマルチ構造複合繊維体１３ｍの形状としては、複合繊維体１３ｓ、１３ｍの平均繊維径（マルチタイプの複合繊維体１３ｍの場合には複数本集束される各々の複合繊維体の平均直径）：ｄが５〜３００μｍ、特に１０〜１００μｍであることがクラックディフレクション（偏向）の効果を高める点で望ましく、切削工具として用いた際には耐摩耗性および耐欠損性を高める点、および製造上の取り扱いの容易性の点で望ましい。

本発明において用いる複合繊維体１３の芯材１１を構成する材質としては、周期律表４ａ、５ａおよび６ａ族金属、アルミニウム、シリコンの群から選ばれる少なくとも１種の酸化物、炭化物、窒化物および炭窒化物からなる第１のセラミックス、中でもアルミナ−炭化チタン（炭窒化チタン）、アルミナ−炭化珪素、アルミナ−窒化珪素、アルミナ−ジルコニア、アルミナ−硼化チタンの群から選ばれる少なくとも１種、さらにはアルミナ−炭化チタン（炭窒化チタン）またはアルミナ−窒化珪素が好適に使用可能である。なお、第１のセラミックス中には適宜焼結助剤成分を含有せしめることも可能である。

また、芯材１１を構成する他の材質としては、周期律表４ａ、５ａおよび６ａ族金属の炭化物、窒化物および炭窒化物の１種以上からなる第１の硬質粒子、特に炭化タングステン、炭化チタン、炭窒化チタン、窒化チタン、炭化タンタル、炭化ニオブ、炭化ジルコニウム、窒化ジルコニウム、炭化バナジウム、炭化クロムおよび炭化モリブデンの群から選ばれる少なくとも１種、さらには炭化タングステン、炭化チタンまたは炭窒化チタンの群から選ばれる少なくとも１種を、望ましくは６５〜９８質量％とし、これに、鉄、コバルトおよびニッケルの群から選ばれる少なくとも１種、特にコバルトおよび／またはニッケルからなる結合金属２〜３５質量％にて結合してなる第１の硬質焼結体、特に超硬合金またはサーメットが好適に使用可能である。

さらに、芯材１１を構成するさらに他の材質として、上記硬質焼結体以外にも、ダイヤモンド６０〜９９質量％を、鉄族金属、特にコバルトおよび／またはニッケルからなる結合金属１〜４０質量％にて結合してなるダイヤモンド焼結体が好適に使用可能である。なお、ダイヤモンド焼結体中には適宜周期律表４ａ、５ａおよび６ａ族金属の炭化物、窒化物および炭窒化物の１種以上からなる硬質粒子を含有せしめることも可能である。

また、芯材１１を構成するさらに他の材質としては、立方晶窒化硼素（以下ｃＢＮとする）２０〜９９質量％を、周期律表４ａ、５ａ、６ａ族金属およびシリコン、アルミニウムの炭化物、窒化物、炭窒化物、硼素化物および酸化物と、鉄族金属の１種以上からなる結合材１〜８０質量％にて結合してなるｃＢＮ焼結体が好適に使用可能である。

上記芯材１１のうち、アルミナを主成分とする、すなわち５０質量％以上がアルミナからなるアルミナ質セラミックスを用いることが望ましく、これによって複合構造体１５としての耐靭性と耐摩耗性を兼ね備えた鋼、鋳鉄、耐熱合金切削用の切削工具１として特に好適に使用可能なものとなる。

一方、芯材１１の外周を覆う被覆層１２の材質としては、芯材１１とは異なる材質の硬質焼結体またはセラミックスを用いる。また、鉄、コバルトおよびニッケルなどの金属も単独で使用可能である。

さらに、芯材１１−被覆層１２との組み合わせは、例えば超硬合金−サーメット、超硬合金−ｃＢＮ焼結体、超硬合金−ダイヤモンド焼結体、超硬合金−アルミナ、超硬合金−窒化珪素、サーメット−超硬合金、サーメット−ｃＢＮ焼結体、サーメット−ダイヤモンド焼結体、サーメット−アルミナ、サーメット−窒化珪素、（アルミナ，炭窒化チタン）−アルミナ、（アルミナ，炭窒化チタン）−窒化ケイ素、（アルミナ，炭窒化チタン）−（アルミナ，炭窒化チタン）、（アルミナ，ジルコニア）−アルミナ、（アルミナ，ジルコニア）−窒化ケイ素、（アルミナ，ジルコニア）−（アルミナ，炭窒化チタン）、（アルミナ，炭窒化チタン）−（アルミナ，ジルコニア）、窒化珪素−炭化珪素、（炭化珪素、窒化珪素）−窒化珪素、炭化珪素−ダイヤモンド焼結体、ｃＢＮ焼結体−サーメット、ｃＢＮ焼結体−超硬合金、およびダイヤモンド焼結体−超硬合金の群から選ばれる１種が特に好適に使用可能である。

一方、芯材１１をなす焼結体、例えばアルミナ質セラミックスの結晶粒子の平均粒径は、複合繊維体１３の硬度および強度向上の点、および芯材１１と被覆層１２中の結合材（結合金属、焼結助剤）の含有量を適正化する点で０．０５〜１０μｍ、特に０．１〜３μｍであることが望ましく、他方、被覆層１２をなす結晶粒子の平均粒径は、複合繊維体１３の靭性向上の点で、０．０１〜５μｍ、特に０．０１〜２μｍであることが望ましい。

次に、本発明の切削工具の製造方法について説明する。まず、本発明において用いられる複合繊維体の製造方法について説明する。図４は、図３の複合繊維体１３ｓおよび１３ｍの製造方法を説明するための工程図である。

複合繊維体１３ｓ、１３ｍを作製するにあたり、まず、芯材用成形体２１を作製する。
芯材用成形体２１を作製する方法は基本的には公知の粉末冶金法、つまり原料粉末と結合剤（バインダ）とを混合して成形する方法によって作製することができる。このとき本発明によれば、芯材用成形体２１の横断面が目的の略六芒星形状になるよう成型金型に凸凹形状を付することが必要である。

ここで、図５の芯材用成形体２１と被覆層用成形体２２とを組み合わせた組込成形体２３の概略横断面形状に示すように、芯材用成形体２１の中心から芯材用成形体２１の略六芒星形状の凸部２４の頂部までの平均距離ａが組込成形体２３の平均繊維半径ｒに対する比（ａ／ｒ）で３０〜９５％、芯材用成形体２１の中心から略六芒星形状の凹部２５の底部までの距離ｂが平均繊維半径ｒに対する比（ｂ／ｒ）で２５〜９０％、かつａ＞１．０５ｂの範囲内とすることが、クラックディフレクションの効果を十分に発揮して靭性を向上させ、かつ、耐衝撃性を向上できる点で望ましい。

さらに、凹部２５の頂部が芯材用成形体２１の中心に対して１５°〜９０°ごとに存在するように凹部２５および凸部２４を配置することがクラックディフレクションを誘発させる効果が大きくなり、靭性を向上することができるため望ましい。

なお、凹部２５と凸部２４は、図６に示すような（ａ）左右対称の尖頭形状の突起だけでなく、（ｂ）左右非対称な尖頭形状の鋸刃状、（ｃ）波状、（ｄ）歯車状等のその他の形状であってもよい。

具体的な方法として、上述した芯材のうちアルミナ質セラミックスを選択した場合について説明すると、初めに、平均粒径０．０１〜１０μｍのアルミナ粉末を５５〜８０質量％、特に６５〜７５質量％と、平均粒径０．０１〜１０μｍのＴｉＣＮ粉末を５〜３５質量％と焼結助剤を０〜１０質量％の割合で混合し、さらに有機バインダ、可塑剤、溶剤を添加して混錬し、プレス成形または鋳込み成形等の成形法により円周に凸凹がある円柱形状に成形して芯材用成形体２１を作製する（図４（ａ）参照）。

ここで、後述する共押出成形によって均質な複合成形体を得るためには、前記有機バインダの添加量を３０〜７０体積％、特に４０〜６０体積％とすることが望ましい。

有機バインダとしては、パラフィンワックス、ポリスチレン、ポリエチレン、エチレン‐エチルアクリレート、エチレン‐ビニルアセテート、ポリブチルメタクリレート、ポリエチレングリコール、ジブチルフタレート等を使用することができる。

一方、芯材用成形体２１とは異なる組成の被覆層をなす材料を前述したバインダとともに混錬してプレス成形、押出成形または鋳込み成形等の成形方法により芯材の凸凹に対応するように凸凹形状を有する半割円筒形状の２本の被覆層用成形体２２を作製し、この被覆層用成形体２２を芯材用成形体２１の外周を覆うように配置した組込成形体２３を作製する（図４（ｂ）および（ｃ）参照）。

そして、押出機１００を用いて芯材用成形体２１と被覆層用成形体２２とからなる上記組込成形体２３を共押出成形することにより、芯材用成形体２１の周囲に被覆層用成形体２２が被覆され、細い径に伸延された図３（ａ）のシングル構造複合繊維体２３ｍを作製することができる（図４（ｄ）参照）。

また、複合繊維体１３ｍの形成にあたり、図４（ｅ）に示すように、上記共押出した長尺状の複合繊維体２３ｓを複数本集束した集束体２９を再度共押出成形することによって、図３（ｂ）の繊維密度の高いマルチ構造複合繊維体２３ｍを作製することができる。なお、複合繊維体２３ｓ、２３ｍの断面は、円形のみならず、四角形、三角形でもよい。

次に、図７に示したように、この長尺状の複合繊維体２３ｓまたは２３ｍを０．１ｍｍ〜１０ｍｍの所定長さに切断した後、これを成形型２８内にランダムに充填して加熱加圧して複合成形体２７を得る。さらに、この複合成形体２７を必要に応じ、一対のローラ間に通して圧延処理し、さらに高密度の複合成形体２７を作製してもよい（図示せず）。

そして、前記複合成形体２７を３００〜７００℃で１０〜２００時間で昇温または保持させて脱バインダ処理し、ついで真空中、大気中または不活性雰囲気中、所定温度、時間で焼成して一体化することにより複合構造体１を作製することができる。

以下、実施例を挙げて本発明を詳細に説明するが、本発明は以下の実施例のみに限定されるものではない。

実施例１
平均粒径０．６μｍのアルミナ粉末７０重量％と、平均粒径０．８μｍのＴｉＣＮ粉末２８重量％と、平均粒径０．５μｍのＹｂ_２Ｏ_３粉末０．５重量％、平均粒径０．５μｍのＣｏ_３Ｏ_４粉末０．５重量％、平均粒径０．５μｍのＴｉＯ_２粉末０．５重量％、平均粒径０．５μｍのＭｇ_３Ｎ_４粉末をＭｇＯ換算で０．５重量％、の割合で添加し、粉末に対し有機バインダとしてエチレンエチルアクリレート、エチレンビニルアセテート、メトキシポリエチレングリコールを、総量で５０体積部加えて混錬して、図５に示される形状（ｒ＝１０ｍｍ、ａ＝９ｍｍ、ｂ＝７ｍｍ、θ＝６０°）に押出成形して芯材用成形体を作製した。

一方、平均粒径０．６μｍのアルミナ粉末１００重量％に、上記同様の有機バインダを加えて混錬し、図５に示されるような半割筒形状で、芯材の外周部と同じ凹凸形状をした内径の表皮部材用成形体２つを押出成形にて作製し、前記芯材用成形体の外周を覆うように配置して複合構造体を作製した。

そして、上記複合繊維体を共押出して直径が２ｍｍの伸延された複合成形体を作製した後、この伸延された複合成形体１００本を集束して再度共押出成形し、直径が１ｍｍのマルチタイプの複合繊維体を作製した。

次に、このマルチタイプの複合繊維体を長さ５ｍｍずつに切断し、切断された繊維をカーボン製の成形型内にランダムに充填した後、１４０℃に加熱した状態で成形して複合成形体を得た。

その後、前記成形体に対して１００〜７００℃まで７０時間で昇温することによって脱バインダ処理を行った後、昇温速度１０℃／分で昇温し、１７００℃で１時間ホットプレスにて焼成し、複合構造体を作製した。なお、複合構造体の断面を観察したところ、複合構造体の断面積を複合繊維体の存在個数で割った複合繊維体の平均直径は３０μｍ、芯材断面形状について各芯材の断面積から各芯材を円に換算したときの直径である芯材の平均直径は２０μｍ、凹部の底部と隣接する凸部の頂部との段差の平均が４μｍであった。また、芯材と表皮部材との間に剥離等は見られなかった。

そして、この複合構造体をＲＮＧＮ１２０７００タイプの切削工具形状に加工してさらに、コーナー部の切刃先端部分に芯材が露出するようにＣ面加工および／またはＲホーニング加工を施すことによってスローアウェイタイプの切削工具を作製した。

得られたスローアウェイチップについて以下の条件
＜切削条件＞
被削材：Ｉｎｃｏｎｅｌ７１８
切削速度３５０ｍ／ｍｉｎ
切り込み：１．５ｍｍ
送り０．２ｍｍ／ｒｅｖ
状態：湿式切削
で切削試験を行った結果、１０分間切削後最大０．２７ｍｍの境界摩耗が発生したが、工具欠損は発生しなかった。

実施例２
実施例１の表皮部材用原料を、平均粒径０．３μｍのＳｉ_３Ｎ_４粉末６０重量％、平均粒径１．５μｍのＹ_２Ｏ_３粉末６重量％、平均粒径０．５μｍのアルミナ粉末２重量％、平均粒径０．８μｍのＴｉＣＮ粉末３２重量％の割合からなる混合粉末に、芯材用成形体および被覆層用成形体の形状を、ｒ＝６ｍｍ、ａ＝４ｍｍ、ｂ＝３ｍｍ、θ＝１０°）に代える以外は実施例１と同様にして複合構造体を作製し、同条件で切削試験を行った結果、１０分間切削後最大０．２８ｍｍの境界摩耗が発生したが、工具欠損は発生しなかった。

このとき芯材の平均直径は２５μｍ、凹部の底部と隣接する凸部の頂部との段差の平均が４μｍであり、平均繊維径は３５μｍで、芯材と表皮部材との間に剥離等は見られなかった。

実施例３
実施例１の表皮部材用原料を、平均粒径０．３μｍのアルミナ粉末８５重量％、平均粒径１．５μｍのジルコニア粉末１５重量％の割合からなる混合粉末に、芯材用成形体および被覆層用成形体の形状を、繊維方向に凹凸の深さ５ｍｍ、凹凸の幅（凹部の頂部と凸部の底部との距離）５ｍｍに代える以外は実施例１と同様にして複合構造体を作製し、同条件で切削試験を行った結果、１０分間切削後最大０．２７ｍｍの境界摩耗が発生したが、工具欠損は発生しなかった。

このとき芯材の平均直径は１８μｍ、凹部の底部と隣接する凸部の頂部との段差の平均が５μｍであり、平均繊維径は２５μｍで、芯材と表皮部材との間に剥離等は見られなかった。

比較例１
実施例１の芯材のみの組成でＲＮＧＮ１２０７００タイプの切削工具を作製し上記条件で切削テストを行った結果、切削試験開始後４分後に欠損を起こし切削不能となった。

比較例２
実施例１に対して、芯材−表皮部材の界面の凸凹をなくし、芯材用成形体を円筒形状とし界面形状を円とする以外は実施例１と同様の方法にて切削工具を作製し、上記条件で切削テストを行った結果、１０分間切削後最大０．２９ｍｍの境界摩耗が発生し、工具刃先にチッピングが発生した。

（ａ）本発明の複合構造体の一例を示す概略斜視図である。

（ｂ）（ａ）の要部断面模式図である。

（ｃ）（ｂ）の要部拡大図である。
図１の複合構造体の要部断面についての模式図である。（ａ）本発明の単芯（シングル）構造複合繊維体の概略斜視図である。

（ｂ）本発明の多芯（マルチ）構造複合繊維体の概略斜視図である。
本発明の複合構造体の製造方法における複合繊維体の作成方法を示す工程図である。本発明の複合構造体の製造方法における組込成形体の一例を示す概略横断面図である。本発明の複合構造体の製造方法における組込成形体の断面構造を説明するための模式断面図である。本発明の複合構造体の製造方法における複合繊維体の集束方法の一例を示す工程図である。

符号の説明

１０複合構造体
１１芯材
１２被覆層
１３複合繊維体
１４凹部
１５凸部
２１芯材用成形体
２２被覆層用成形体
２３複合成形体
２３ｓ単芯（シングル）構造複合成形体
２３ｍ多芯（マルチ）構造複合成形体
２４凸部
２５凹部
２８成形プレス
１００押出機
ａ凸部の頂部から複合繊維体の中心までの距離
ｂ凹部の底部から複合繊維体の中心までの距離
ｒ複合繊維体の平均半径
θ 凸部中心線からそのとなりの凸部の中心線までの角度
Ｏ複合繊維体の中心

Claims

（ａ）芯材となるアルミナ粉末を主成分として炭窒化チタン粉末を含有する原料粉末と有機バインダからなる混合物を混合し略棒状で横断面が略六芒星形状の芯材用成形体を作製する工程と、（ｂ）前記（ａ）工程の混合物とは異なる組成からなり前記（ａ）工程の成形体の前記略六芒星形状の凹凸と嵌合する面を有するアルミナまたは窒化珪素を主成分とする表皮材用成形体を成形する工程と、（ｃ）前記（ａ）工程の芯材用成形体の外周を前記（ｂ）工程の表皮材用成形体が取り囲むように配置した組込成形体を作製し共押出成形により伸延して繊維成形体を作製する工程と、（ｄ）前記（ｃ）工程の繊維成形体を切断して成形型内に充填して、該繊維成形体を焼成する工程と、を具備することを特徴とする複合構造体の製造方法。
前記芯材用成形体の中心から該芯材用成形体の前記略六芒星形状の凸部の頂部までの平均距離ａが前記組込成形体の平均繊維半径ｒに対する比（ａ／ｒ）で３０〜９５％、前記芯材用成形体の中心から前記略六芒星形状の凹部の底部までの距離ｂが前記平均繊維半径ｒに対する比（ｂ／ｒ）で２５〜９０％、かつａ＞１．０５ｂであることを特徴とする請求項１記載の複合構造体の製造方法。