TW202406717A - 熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法 - Google Patents

熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法 Download PDF

Info

Publication number
TW202406717A
TW202406717A TW112109691A TW112109691A TW202406717A TW 202406717 A TW202406717 A TW 202406717A TW 112109691 A TW112109691 A TW 112109691A TW 112109691 A TW112109691 A TW 112109691A TW 202406717 A TW202406717 A TW 202406717A
Authority
TW
Taiwan
Prior art keywords
expanded particles
aforementioned
thermoplastic resin
particles
mold
Prior art date
Application number
TW112109691A
Other languages
English (en)
Inventor
三浦友裕
佐佐木謙太
Original Assignee
日商Ｊｓｐ股份有限公司
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by 日商Ｊｓｐ股份有限公司 filed Critical 日商Ｊｓｐ股份有限公司
Publication of TW202406717A publication Critical patent/TW202406717A/zh

Links

Images

Abstract

本發明之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法包含開裂(cracking)填充步驟與模內成形步驟。開裂填充步驟所用之發泡粒子(2)具有柱狀形狀，同時具有1個以上之選自由貫通孔及溝槽所成之群之1種或2種的缺陷部。成形模(1)之成形模腔(12)具有於成形模(1)之開閉方向的長度比平均長度L A長之第一部分(121)與比平均長度L A短之第二部分(122)。開裂填充步驟中之第一部分(121)之壓縮率的最小值P1 min與第二部分(122)之壓縮率的最大值P2 max之差P2 max-P1 min為5%以上100%以下。

Description

熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法
本發明有關熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法。
聚丙烯系樹脂發泡粒子成形體由於輕量，且緩衝性、剛性等優異，故已使用於捆包材、容器、緩衝材等之各種用途。近年來，聚丙烯系樹脂發泡體粒子成形體之用途越來越擴大，伴隨此，要求聚丙烯系樹脂發泡粒子可成形為各種形狀。
聚丙烯系樹脂發泡粒子成形體係藉由例如將聚丙烯系樹脂發泡粒子填充於成形模內，對成形模內供給蒸氣等而加熱之稱為模內成形法之方法製造。模內成形法中，向成形模供給蒸氣時，發泡粒子經二次發泡並且表面被熔融。藉此，成形模內之發泡粒子相互融接，可獲得具備與成形模之模腔形狀對應之形狀的成形體。由於剛成形後之成形體容易因二次發泡而膨脹，故在成形模內以水或空氣冷卻後，自成形模脫模。
模內成形法中，發泡粒子對成形模之填充不充分時，所得之成形體外觀容易惡化。因此，作為用以將聚丙烯系樹脂發泡粒子儘可能密實地填充於成形模內之方法，有稱為開裂填充之方法(例如參見專利文獻1)。開裂填充中，不使成形模完全鎖模，而使移動模自固定模於開模方向稍微後退之狀態，將發泡粒子填充於模腔內之後，將成形模予以鎖模而對模腔內之發泡粒子進行機械壓縮。由於開裂填充不需要特殊裝置，故係模內成形法中一般採用之方法。 [先前技術文獻] [專利文獻]
[專利文獻1] 國際公開第2020/189389號
[發明欲解決之課題]
然而，開裂填充中由於發泡粒子因成形模之鎖模而於一方向上被壓縮，因此根據期望之成形體形狀，發泡粒子之壓縮量差容易局部變大。因此，例如欲製造具有厚度較成形體之平均厚度厚的厚壁部與厚度較成形體之平均厚度薄的薄壁部之成形體等之具備複雜形狀之成形體時，容易於成形體局部形成發泡粒子未充分融接之部分，有導致成形體之韌性降低之虞。
又，伴隨近年來之環境意識提高，期望減低成形體製造過程中之消耗能量，亦基於該觀點，期望更為縮短成形模內之水冷時間。尤其於厚壁部厚度較大之成形體或厚壁部與薄壁部之厚度差較大之成形體中，於成形模內之水冷時間容易變長。
本發明係鑑於該背景而完成者，意欲提供可縮短成形模內之水冷時間、可形成表面性及融接性優異、具有複雜形狀之成形體的熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法。 [用以解決課題之手段]
本發明之一態樣在於以下[1]~[11]之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法。
[1] 一種熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其包含：開裂(cracking)填充步驟，其係於開裂間隙經打開之狀態的成形模之成形模腔內，填充具備發泡層之熱塑性樹脂發泡粒子後，將前述成形模完全閉合， 及模內成形步驟，其係於前述開裂填充步驟完成之後，將加熱介質供給至前述成形模腔內，使前述發泡粒子彼此相互融接； 於前述成形模完全閉合之狀態下，前述成形模腔具有：於前述成形模之開閉方向的長度比以下述式(1)表示之平均長度L A長之第一部分與於前述成形模之開閉方向的長度比前述平均長度L A短之第二部分， 前述開裂填充步驟中之以下述式(2)表示之前述第一部分之壓縮率的最小值P1 min與以下述式(3)表示之前述第二部分之壓縮率的最大值P2 max之差P2 max-P1 min為5%以上100%以下， 前述成形模腔之開閉方向的平均長度L A為10mm以上， 前述發泡粒子具有柱狀形狀，同時具有1個以上之選自由於軸向貫通前述發泡粒子之內部的貫通孔及於前述發泡粒子之側周面沿軸向延伸之溝槽所成之群之1種或2種的缺陷部， 前述發泡粒子於軸向的中央之中於垂直於軸向之面切斷所得之切斷面中之前述缺陷部每1個的平均剖面積Ca相對於前述發泡粒子之平均剖面積A之比Ca/A為0.01以上0.20以下，且前述缺陷部之合計剖面積Ct相對於前述發泡粒子之平均剖面積A之比Ct/A為0.02以上0.20以下， (但，前述式(1)中之V係前述成形模完全閉合之狀態下之前述成形模腔之容積(單位：mm 3)，S係將前述成形模腔於前述成形模之開閉方向投影時之投影面積(單位：mm 2)，前述式(2)及式(3)中之δ係前述開裂填充步驟中之前述開裂間隙的大小(單位：mm)，前述式(2)中之L1 max係前述成形模完全閉合之狀態下測定之於前述開閉方向之前述第一部分的長度之最大值(單位：mm)，前述式(3)中之L2 min係前述成形模完全閉合之狀態下測定之於前述開閉方向之前述第二部分的長度之最小值(單位：mm))。
[2] 如[1]之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中前述發泡粒子之表觀密度相對於前述發泡粒子之總體密度之比超過1.6且未達2.0以下。 [3] 如[1]或[2]之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中前述開裂填充步驟中之前述第二部分之壓縮率的最大值P2 max為25%以上150%以下。 [4] 如[1]至[3]中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中前述成形模之開閉方向之前述第一部分之長度的最大值L1 max為55mm以上。
[5] 如[1]至[4]中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中與藉由前述製造方法所得之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之前述第一部分對應之部分的融接率為70%以上。 [6] 如[1]至[5]中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中藉由前述製造方法所得之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之空隙率為4%以上12%以下。 [7] 如[1]至[6]中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中前述發泡粒子具有1個以上之前述貫通孔作為前述缺陷部。 [8] 如[1]至[7]中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中前述發泡粒子具有發泡層與被覆前述發泡層之融接性改善層，前述發泡層之基材樹脂為第1熱塑性樹脂，前述融接性改善層之基材樹脂係第2熱塑性樹脂。
[9] 如[1]至[8]中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中構成前述發泡層之熱塑性樹脂為聚烯烴系樹脂。 [10] 如[1]至[9]中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中構成前述發泡層之熱塑性樹脂係乙烯成分含量為0.5質量%以上3.5質量%以下之乙烯-丙烯無規共聚物。 [11] 如[1]至[10]中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中前述發泡粒子之總體密度為10kg/m 3以上50kg/m 3以下。 [發明效果]
依據前述態樣，可縮短成形模內之水冷時間、可形成表面性及融接性優異、具有複雜形狀之成形體的熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法。
(熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法)
製造前述熱塑性樹脂發泡粒子成形體(以下稱為「發泡粒子成形體」或「成形體」)時，首先，將具備發泡層之熱塑性樹脂發泡粒子(以下稱為「發泡粒子」)填充於打開開裂間隙之成形模之成形模腔內後，進行將前述成形模完全閉合之開裂填充步驟。製造前述成形體所用之成形模1例如如圖1所示，具有固定模11與以可與該固定模11之間形成成形模腔12之方式構成之可動模13，可動模13構成為可對於固定模11於一方向往返移動。又以下中，可動模之移動方向有時稱為「開閉方向」。
成形模中所設之成形模腔具有與期望之成形體形狀對應之形狀。藉由前述製造方法所得之成形體於將成形模之開閉方向之成形體長度設為成形體厚度時，具有厚度較成形體之平均厚度厚的厚壁部與厚度較成形體之平均厚度薄的薄壁部。此等成形體亦指具有厚的厚薄之成形體。因此，成形模腔12於成形模1完全閉合之狀態具有：於前述成形模之開閉方向的長度比以下述式(1)表示之平均長度L A長之第一部分121與於前述成形模之開閉方向的長度比前述平均長度L A短之第二部分122。
但，前述式(1)中之V係前述成形模完全閉合之狀態下之前述成形模腔之容積(單位：mm 3)，S係將前述成形模腔於前述成形模之開閉方向投影時之投影面積(單位：mm 2)。
又，成形模腔之開閉方向之平均長度L A為10mm以上。又成形模腔之詳細構成將於後述。
填充於成形模中之發泡粒子具有柱狀形狀，同時具有1個以上之選自由於軸向貫通前述發泡粒子內部的貫通孔及於前述發泡粒子之側周面沿軸向延伸之溝槽所成之群之1種或2種的缺陷部。又，前述發泡粒子於軸向之中央中於垂直於軸向之面切斷所得之切斷面中之前述缺陷部每1個的平均剖面積Ca相對於前述發泡粒子之平均剖面積A之比Ca/A為0.01以上0.20以下，且前述缺陷部之合計剖面積Ct相對於前述發泡粒子之平均剖面積A之比Ct/A為0.02以上0.20以下。藉由發泡粒子具備前述構成，即使採用開裂填充法將具有複雜形狀之成形體進行模內成形時，仍可容易地製造良好的成形體。又，關於發泡粒子之詳細構成將於後述。
開裂填充步驟中，如以下所示般進行將發泡粒子填充於成形模中。首先，如圖1所示，將可動模13配置於形成成形模腔12且與固定模11於開閉方向隔開之位置，在可動模13與固定模11之間形成開裂間隙。此時，開裂間隙係形成為不使發泡粒子2自成形模腔12漏出至外部。然後，於成形模1未完全閉合之狀態下，將發泡粒子2填充於成形模腔12。以於成形模腔12填充發泡粒子2結束之狀態下，如圖2所示，發泡粒子2不被成形模1壓縮而維持自然狀態之形狀。
開裂填充步驟中，如圖1所示之開裂間隙大小δ(單位：mm)係設定為以下述式(2)表示之第一部分121之壓縮率的最小值P1 min與以下述式(3)表示之第二部分122之壓縮率的最大值P2 max之差P2 max-P1 min為5%以上100%以下。
但，前述式(2)中之L1 max係前述成形模完全閉合之狀態下測定之於前述開閉方向之前述第一部分的長度之最大值(單位：mm)，前述式(3)中之L2 min係前述成形模完全閉合之狀態下測定之於前述開閉方向之前述第二部分的長度之最小值(單位：mm)。
如圖2所示般於發泡粒子2對成形模腔12之填充完成後，使可動模13向固定模11移動，將成形模1閉合。成形模1完全閉合時，成形模腔12內之發泡粒子2因可動模13而於開閉方向被機械壓縮(參見圖3)。
如以上進行開裂填充步驟後，進行將蒸氣等之加熱介質供給至成形模腔內使前述發泡粒子彼此相互融接之模內成形步驟。模內成形步驟中，成形模內之發泡粒子藉由加熱介質加熱而二次發泡並相互融接。藉此，使成形模內之發泡粒子一體化，可形成成形體。
發泡粒子加熱完成後，將成形模內之成形體利用水等冷卻使形狀安定。隨後，藉由自成形模取出成形體而完成模內成形。
前述製造方法中，為了獲得具有厚的厚薄之成形體，而將開裂填充發泡粒子時之成形模腔之第一部分之壓縮率的最小值P1 min與第二部分之壓縮率的最大值P2 max之差P2 max-P1 min設為5%以上100%以下。前述壓縮綠之差P2 max-P1 min可藉由成形模腔之形狀及開裂間隙之大小δ控制。此處，具有前述特定形狀之發泡粒子係填充於具備前述構成之成形模腔內。如此進行開裂填充後，使用加熱介質藉由進行模內成形，可容易縮短成形模內之成形體的水冷時間。進而，如此所得之成形體即使具有厚的厚薄之複雜形狀時，表面性及融接性亦優異。進而，前述製造方法中，對自成形模脫模後之成形體即使未進行固化(curing)步驟之情況，亦可抑制成形體之顯著收縮及變形。作為獲得此等作用效果之理由，認為有例如以下理由。
如上所述，前述發泡粒子具有選自由溝槽及貫通孔所成之群之1種以上之缺陷部。認為使用此等發泡粒子以前述態樣進行開裂填充時，於成形模完全閉合之狀態下，因貫通孔或溝槽等之發泡粒子之缺陷部或發泡粒子間之空隙等複雜連接，而於成形模腔內形成加熱介質可通過之微細通路。因此，認為將蒸氣等之加熱介質供給於成形模內時，加熱介質容易經由微細通路到達至成形模內部，可使成形模內之發泡粒子全體容易加熱。又，由於具備前述缺陷部之發泡粒子具有適度之二次發泡性，因此認為藉由加熱介質加熱時適度膨脹。該等結果認為係藉由使用前述發泡粒子，即使壓縮率之差P2 max-P1 min為上述範圍內之比較大的條件下，仍可獲得融接性優異、具有良好外觀之成形體。又，即使於模內成形時之成形溫度較低之條件，仍可獲得融接性優異、具有良好外觀之成形體。
又，由於具備前述缺陷部之發泡粒子具有適度之二次發泡性，故即使未預先賦予內壓時或所賦予之內壓大小比較低時，於成形模內仍可充分二次發泡。此外，由於前述發泡粒子具有前述缺陷部，故認為可避免於利用加熱介質之加熱完成之時點之成形體的過度膨脹。藉此，可縮短自發泡粒子加熱完成後至使成形模內之成形體形狀安定為止所需之時間。其結果，認為可縮短成形模內之成形體之冷卻所需的時間。
進而，在模內成形完成後之成形體中形成適度之開放氣泡構造。開放氣泡構造係與成形體之外部連通之微小空間部分。開放氣泡構造係發泡粒子間之空隙連通而形成之空隙或構成成形體之發泡粒子之連續氣泡部分及缺陷部等，經複雜連結而形成。如此，若自成形模取出具有開放氣泡構造之成形體，則空氣經由開放氣泡構造而迅速流入至成形體內部之氣泡，其結果，認為可使成形體之內壓迅速安定。因此根據前述製造方法，認為即使不進行固化(curing)步驟之情況仍可抑制成形體之顯著收縮及變形。
使用不具有缺陷部之發泡粒子於壓縮率之差P2 max-P1 min為如上述範圍內之條件進行開裂填充後，進行模內成形時，有導致發泡粒子彼此之融接不良或成形體之韌性降低之虞。又，有成形模內之成形體的水冷時間變得過長之虞。
又，即使具有缺陷部時，前述缺陷部每1個的平均剖面積Ca相對於前述發泡粒子之平均剖面積A之比Ca/A及/或前述缺陷部之合計剖面積Ct相對於前述發泡粒子之平均剖面積A之比Ct/A過小時，變得難以獲得缺陷部所致之效果。因此，有導致發泡粒子彼此之融接不良或成形體之韌性降低之虞。又，有成形模內之成形體之水冷時間變得過長之虞。此外，於不進行固化(curing)步驟時，有產生成形體之顯著收縮及變形之虞。
藉由使用比Ca/A為0.01以上，且比Ct/A為0.02以上之發泡粒子，可縮短成形模內之成形體之水冷時間，可成形表面性及融接性優異、具有複雜形狀之成形體。基於更提高該作用效果之觀點，比Ca/A較佳為0.02以上。基於同樣觀點，比Ct/A較佳為0.03以上。
另一方面，前述缺陷部每1個的平均剖面積Ca相對於前述發泡粒子之平均剖面積A之比Ca/A及/或前述缺陷部之合計剖面積Ct相對於前述發泡粒子之平均剖面積A之比Ct/A過大時，有發泡粒子之二次發泡性降低之虞。且有導致成形體之表面性(外觀)惡化或剛性降低之虞。藉由使用比Ca/A為0.20以下且比Ct/A為0.20以下之發泡粒子，可容易獲得表面性及剛性優異之成形體。
基於更確實避免成形體之表面性惡化及剛性降低之觀點，比Ca/A較佳為0.15以下，更佳為0.10以下，又更佳為0.08以下。基於同樣觀點，比Ct/A較佳為0.18以下，更佳為0.15以下，又更佳為0.10以下，特佳為0.08以下。又關於發泡粒子之平均剖面積A、每1個缺陷部之平均剖面積Ca及缺陷部之合計剖面積Ct之計算方法將於後述。
在構成比Ca/A之值的較佳範圍時，可任意組合前述比Ca/A之上限值與下限值。例如，比Ca/A之值的較佳範圍可為0.02以上0.15以下，可為0.02以上0.10以下，可為0.02以上0.08以下。同樣地，在構成比Ct/A之值的較佳範圍時，可任意組合前述Ct/A之上限值與下限值。例如，Ct/A之值的較佳範圍可為0.03以上0.18以下，可為0.03以上0.15以下，可為0.03以上0.10以下，可為0.03以上0.08以下。
又，開裂填充步驟中，藉由使用開閉方向之平均長度L A為前述特定範圍內，且具備具有第一部分與第二部分之成形模腔之成形體，且將開裂間隙大小δ設定為第一部分之壓縮率的最小值P1 min與第二部分之壓縮率的最大值P2 max之差P2 max-P1 min為5%以上100%以下，可容易獲得具備厚度之較厚部分與較薄部分且表面性及融接性優異之成形體。開裂填充步驟中之壓縮率之差P2 max-P1 min過大時，有導致所得成形體之厚度之較厚部分或開裂填充時之壓縮率較高的部分之發泡粒子彼此融接不良之虞。且有導致所得成形體之韌性降低之虞。又，於省略固化(curing)步驟時有難以抑制成形體之收縮/變形之虞。
前述製造方法中，根據需要，可對填充於成形模之前的發泡粒子進行賦予內壓之內壓賦予步驟。進行內壓賦予步驟時，填充於成形模內之發泡粒子之內壓可基於例如0.3MPa(G)(G：錶壓)以下之範圍適當設定。發泡粒子之內壓較佳為0.20MPa(G)以下。又，不對發泡粒子賦予內壓亦可成形。又，氣泡內之壓力(內壓)可藉由例如日本特開2003-201361號公報中記載之方法測定。
前述製造方法中，成形模腔之具體態樣只要為前述第一部分之壓縮率的最小值P1 min與第二部分之壓縮率的最大值P2 max之差P2 max-P1 min及平均長度L A可滿足前述特定範圍之態樣，則未特別限制，可設為與期望成形體之形狀相對應之態樣。例如，基於前述效果更有益者之觀點，成形模腔之開閉方向之平均長度L A較佳15mm以上，更佳為20mm以上。成形模腔於開閉方向之平均長度L A之上限約為500mm，較佳為300mm，更佳為200mm，又更佳為150mm。
構成成形模腔之開閉方向之平均長度L A之較佳範圍時，可任意組合前述平均長度L A之上限值與下限值。例如，平均長度L A之較佳範圍可為10mm以上500mm以下，可為15mm以上300mm以下，可為20mm以上200mm以下，可為20mm以上150mm以下。
將成形模之開閉方向設為成形體之厚度時，成形模腔之第一部分具有與成形體之厚壁部對應之形狀。例如，如圖1~圖3所示，可成形有底箱狀之成形體而構成之成形模腔12之第一部分121對應於成形體之側壁。例如如圖4所示，可成形有底箱狀之成形體而構成之成形模腔12之第一部分於開閉方向之長度的最大值L1 max係與成形體之側壁對應之部分的開閉方向之長度。成形模腔可具有一處之第一部分，亦可具有2處以上之第一部分。成形模腔具有2處以上之第一部分時，各個第一部分之形狀可彼此相同，亦可彼此不同。
成形模腔具有2處以上之第一部分時，前述第一部分之開閉方向的長度之最大值L1 max係複數個第一部分中於開閉方向之長度最長的位置處的開閉方向之長度，壓縮率的最小值P1 min係基於該位置處的長度L1 max而算出的壓縮率。
成形模腔之開閉方向設為成形體之厚度時，成形模腔之第二部分具有與成形體之薄壁部對應之形狀。例如如圖1~圖3所示，可成形有底箱狀之成形體而構成之成形模腔12之第二部分122與成形體之底壁對應。例如如圖4所示，可成形有底箱狀之成形體而構成之成形模腔12之第二部分122於開閉方向之長度的最小值L2 min係與成形體之底壁對應之部分於開閉方向之長度。成形模腔可具有1處之第二部分，亦可具有2處以上之第二部分。成形模腔具有2處以上之第二部分時，各個第二部分之形狀可彼此相同，亦可彼此不同。
成形模腔具有2處以上之第二部分時，前述第二部分之開閉方向長度最小值L2 min係複數個第二部分中開閉方向之長度最短之位置處之開閉方向的長度，壓縮率之最大值P2 min係基於該位置之長度L2 min算出之壓縮率。
前述成形模之開閉方向之前述第一部分之長度的最大值L1 max較佳為30mm以上，更佳為45mm以上，又更佳為55mm以上。如前述，根據前述製造方法，即使欲成形具備具有厚度不同之部分的形狀之成形體時，加熱介質可有效地供給於整個成形腔室，且可提高發泡粒子彼此之融接性。又，即使第一部分之長度的最大值L1 max例如為55mm以上而比較大時，更容易避免填充於第一部分之發泡粒子彼此之融接性降低。例如，根據前述製造方法，對應於所得之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之第一部分的部分之融接率較佳為70%以上，更佳為80%以上，又更佳為90%以上。
如圖4所示，開裂填充步驟中之開裂間隙大小δ(單位：mm)係自發泡粒子2對成形模腔12之填充完成之狀態的位置M1至成形模1完成閉合之狀態的位置M2之可動模13於開閉方向之移動量。
前述開裂填充步驟中，較佳以使前述第二部分之壓縮率的最大值P2 max為25%以上150%以下之方式設定前述開裂間隙大小δ。根據前述製造方法，即使第二部分之壓縮率的最大值P2 max為如前述之比較大的值時，一可容易地避免填充於第二部分之發泡粒子彼此之融接性降低。基於更確實獲得該效果之觀點，第二部分之壓縮率的最大值P2 max更佳為30%以上。另一方面，基於可更容易避免發泡粒子彼此之融接性降低之觀點，第二部分之壓縮率的最大值P2 max更佳為120%以下。
構成第二部分之壓縮率的最大值P2 max之較佳範圍時，可任意組合前述壓縮率之最大值P2 max之上限值與下限值。例如，壓縮率之最大值P2 max之較佳範圍可為30%以上120%以下。
模內成形步驟中，發泡粒子藉由供給至成形模腔內之蒸氣等之加熱介質而加熱。模內成形時之成形溫度可藉由成形壓，亦即供給於成形模腔內之加熱介質之壓力而控制。模內成形時之成形溫度(亦即成形壓)提高時，發泡粒子彼此容易融接，但相反地，成形模內之水冷時間有變長之傾向。另一方面，成形溫度降低時，可縮短成形模內之水冷時間，但相反地，有發泡粒子彼此難以融接之傾向。基於成形體之生產效率之觀點，較佳於儘可能低的成形壓下成形。基於該觀點，成形壓於例如錶壓下較佳於0.18MPa(G)以上0.30MPa(G)以下之範圍內，更佳為0.22MPa(G)以上0.28MPa(G)以下之範圍內。
前述製造方法中，根據需要，亦可進行使脫模後之成形體於經調整於例如60℃至80℃左右之溫度的高溫環境下靜置特定時間之固化(curing)步驟，但對脫模後之成形體即使不進行在高溫環境下之固化(curing)步驟時，仍可抑制成形體之收縮及變形。省略固化(curing)步驟時，藉由例如使脫模後之成形體於例如23℃之環境下靜置12小時以上，可使成形體之形狀安定。
(發泡粒子成形體) 藉由前述製造方法所得之成形體具有開放氣泡構造。開放氣泡構造係與成形體之外部連通之微小空間部分。開放氣泡構造係貫通孔或溝槽等之複數發泡粒子之缺陷部相互連通而形成之空隙、發泡粒子之缺陷部與於發泡粒子間形成之空隙連通形成之空隙、發泡粒子間之空隙連通形成之空隙、構成成形體之發泡粒子之連續氣泡部分等複雜連接而形成。
成形體密度較佳為10kg/m 3以上150kg/m 3以下。該情況下，可均衡良好地提高成形體之輕量化與剛性。基於更提高成形體之剛性之觀點，成形體之密度更佳為15kg/m 3以上，又更佳為20kg/m 3以上。基於更提高成形體之輕量性之觀點，成形體密度更佳為60kg/m 3以下，又更佳為50kg/m 3以下，特佳為45kg/m 3以下。成形體密度可藉由將成形體之質量(單位：g)除以自成形體之外形尺寸求出之體積(單位：L)，並藉由單位換算而算出。例如成形體具有至少部分複雜形狀而不容易自成形體之外形尺寸求出體積時，可藉由水浸沒法求出成形體之體積。
構成成形體密度之較佳範圍時，可任意組合前述成形體密度之上限值與下限值。例如，成形體密度之較佳範圍可為10kg/m 3以上60kg/m 3以下，可為15kg/m 3以上50kg/m 3以下，可為20kg/m 3以上45 kg/m 3以下。
以往，在製造密度小的成形體時，由於脫模後成形體容易顯著變形，故省略固化(curing)步驟特別困難。相對於此，前述發泡粒子成形體即使於密度小之情況，仍可省略固化(curing)步驟，即使無固化(curing)，所需形狀、外觀及剛性亦優異。基於更有效發揮此效果之觀點，較佳將成形體密度設為上述範圍。
基於不進行固化(curing)步驟時可更確實獲得抑制成形體之顯著收縮及變形之效果之觀點，成形體之空隙率較佳為4%以上，更佳為5%以上。又，基於更提高成形體之剛性及外觀之觀點，成形體之空隙率較佳為12%以下，更佳為10%以下，又更佳為8%以下。成形體之空隙率較佳於成形體之與前述第一部分對應之部分及與前述第二部分對應之部分均在上述範圍內。
構成成形體之較佳空隙率範圍時，可任意組合前述空隙率之上限值與下限值。例如，成形體之空隙率之較佳範圍可為5%以上10%以下，可為5%以上8%以下。
成形體之空隙率可例如如下測定及算出。具體而言，首先，自成形體之中心部切出長方體形狀(例如長20mm×寬100mm×高20mm)之試驗片。其次，將該試驗片沉入裝有乙醇之量筒中，自乙醇液面之上升量求出試驗片之真體積Vc(單位：L)。又，求出試驗片之基於外形尺寸之表觀體積Vd(單位：L)。成形體之空隙率(單位：%)係使用以上所得之試驗片之真體積Vc與表觀體積Vd，由下述式(4)表示。
成形體之50%壓縮應力較佳為200kPa以上，更佳為220kPa以上。該情況下，可更提高成形體之剛性。成形體之50%壓縮應力可基於JIS K6767：1999求出。
成形體可使用於例如汽車等之車輛領域、建築領域等各種領域中之吸音材、衝擊吸收材、緩衝材等。
(熱塑性樹脂發泡粒子) 前述製造方法中使用之發泡粒子具有柱狀形狀，同時具有1個以上之選自由於軸向貫通發泡粒子內部的貫通孔及於發泡粒子之側周面沿軸向延伸之溝槽所成之群之1種或2種的缺陷部。發泡粒子具有缺陷部時，更容易於成形體形成開放氣泡構造。
＜具有貫通孔之發泡粒子＞ 圖5及圖6顯示具有通孔211作為缺陷部21之發泡粒子2之例。圖5所示之發泡粒子2具有具備貫通孔211之筒形狀。發泡粒子全體之形狀可為例如圓柱形狀，亦可為角柱形狀。貫通孔較佳於發泡粒子之軸向貫通。貫通孔數量只要為1個以上即可。
前述發泡粒子具有前述貫通孔作為缺陷部時，貫通孔之平均孔徑d較佳為0.1mm以上且未達1mm。該情況下，前述發泡粒子之Ca/A及/或Ct/A可容易調整於上述範圍。藉由將貫通孔之平均孔徑d設為0.1mm以上，可抑制發泡粒子於模內成形時之貫通孔崩潰而閉塞，可更確實發揮貫通孔之效果。基於同樣觀點，貫通孔之平均孔徑d更佳為0.2mm以上，又更佳為0.4mm以上。
另一方面，貫通孔之平均孔徑d過大時，有前述發泡粒子之Ca/A及/或Ct/A變得過大之虞。因此，成形體表面上容易形成源自發泡粒子間之間隙及貫通孔之凹凸等之虞。且該情況下，有成形體之剛度降低之虞。另一方面，若為了避免源自如此之發泡粒子間之間隙及貫通孔之凹凸形成，而更擴大發泡粒子之開裂間隙的大小δ，則成形體之密度顯著變高，有難以獲得輕量成形體之虞。且，若更擴大開裂間隙的大小δ，則必須過度增大壓縮率之差P2 max-P1 min，有為了獲得良好成形體之必要成形溫度顯著變高之虞。又，該情況下，於省略固化(curing)步驟時，有無法抑制成形體之顯著收縮及變形之虞。藉由將貫通孔之平均孔徑d設為1mm以下，可容易地避免此等問題。基於相同觀點，貫通孔之平均孔徑d更佳為0.95mm以下，又更佳為0.9mm以下，特佳為0.85mm以下。
於構成貫通孔之平均孔徑d之較佳範圍時，可任意組合前述平均孔徑d之上限值與下限值。例如，平均孔徑d之較佳範圍可為0.2mm以上0.95mm以下，可為0.2mm以上0.9mm以下，可為0.4mm以上0.85mm以下。
發泡粒子2之貫通孔211之平均孔徑d係如下求出。首先，將發泡粒子2於軸向中央以垂直於軸向之面切斷，如圖6所示使切斷面露出。其次，拍攝切斷面之照片，算出切斷面之貫通孔之剖面積(具體為開口面積)。然後，算出與貫通孔之剖面積相同面積之假想真圓之直徑，將該值設為各發泡粒子之貫通孔的孔徑。針對50個以上之發泡粒子進行上述操作，將所得之貫通孔孔徑之算術平均值設為發泡粒子之貫通孔之平均孔徑d。又各發泡粒子之貫通孔大小即使貫通孔徑於貫通方向不一樣時，各發泡粒子之貫通孔徑亦可如上述藉由切斷面之貫通孔的孔徑而決定。
貫通孔之平均孔徑d可藉由調整後述樹脂粒子之貫通孔之平均孔徑dr的大小、發泡粒子之表觀密度等而調整至前述特定範圍。又，藉由使發泡粒子二段發泡所製造之二段發泡粒子，可更容易將平均孔徑d調整於較小的值。
基於增加發泡粒子之壁厚以提高發泡粒子之二次發泡性及成形體之剛性之觀點，及基於省略固化(curing)步驟時可更確實地抑制成形體之變形及收縮之觀點，發泡粒子之平均外徑D較佳為2mm以上，更佳為2.5mm以上，又更佳為3mm以上。另一方面，基於提高發泡粒子對成形模內之填充性之觀點，發泡粒子之平均外徑D較佳為8mm以下，更佳為5mm以下，又更佳為4.5mm以下。
構成發泡粒子之平均外徑D之較佳範圍時，可任意組合前述平均外徑D之上限值與下限值。例如，平均外徑D之較佳範圍可為2mm以上8mm以下，可為2.5mm以上5mm以下，可為3mm以上4.5mm以下。
貫通孔之平均孔徑d相對於發泡粒子之平均外徑D之比d/D較佳為0.4以下，更佳為0.35以下，又更佳為0.3以下，特佳為0.25以下。藉由將前述比d/D設為0.4以下，可以適度提高模內成形時之發泡粒子的二次發泡性，可更容易獲得表面性及剛性優異之成形體。另一方面，d/D於基於更抑制模內成形時發泡粒子之貫通孔崩潰而閉塞，更確實發揮貫通孔之效果之觀點，比d/D較佳為0.1以上。又算出發泡粒子之平均外徑D之方法將於後述。
構成比d/D之值的較佳範圍時，可任意組合前述之比d/D之上限值與下限值。例如，比d/D之值的較佳範圍可為0.1以上0.4以下，可為0.1以上0.35以下，可為0.1以上0.3以下，可為0.1以上0.25以下。
具有貫通孔之發泡粒子的平均壁厚t較佳為1.0mm以上2.0mm以下。平均壁厚t若為該範圍內，則由於發泡粒子之壁厚足夠厚，故更提高模內成形時之二次發泡性。又，發泡粒子對於外力更不易崩潰，可更提高成形體之剛性。基於該觀點，發泡粒子之平均壁厚t更佳為1.2mm以上。
發泡粒子之平均壁厚t係自發泡粒子表面(即外側表面)至貫通孔之外緣(即發泡粒子之內表面)的距離，係由下述式(5)求出之值。 d：貫通孔之平均孔徑(單位：mm) D：發泡粒子之平均外徑(單位：mm)
又，發泡粒子之平均壁厚t相對於平均外徑D之比t/D較佳為0.30以上0.50以下。t/D若為上述範圍內，則發泡粒子之模內成形中，發泡粒子之填充性更良好。又，可維持較短的水冷時間，同時可更提高二次發泡性。因此，可以更低之成形加熱溫度，生產性良好地製造外觀及剛性優異之成形體。基於此觀點，發泡粒子之平均壁厚t相對於平均外徑D之比t/D更佳為0.32以上，又更佳為0.35以上。
＜具有溝槽之發泡粒子＞ 圖7及圖8顯示具有溝槽212作為缺陷部21之發泡粒子2之例。圖7所示之發泡粒子2具有柱狀形狀並且於其側周面具有至少1個溝槽212。
前述「溝槽」係指設於發泡粒子2之側周面，沿發泡粒子2之軸向延伸之凹部。更具體而言，發泡粒子2之溝槽212如圖8所示，係於發泡粒子2之軸向垂直之面切斷時顯現之剖面中，作為發泡粒子之輪廓向內側凹陷之部分而觀察到者。
發泡粒子2之形狀等可採取各種態樣。例如，發泡粒子2可為如圖7及圖8所示於與軸向垂直之剖面成為十字狀之柱狀。具有此種形狀之發泡粒子2於其側周面具有4條溝槽212。於與軸向垂直之剖面中之發泡粒子的剖面形狀不限於圖7及圖8之形狀，可採取例如以圓形為基本之形狀、以三角形為基本之形狀、以四角形為基本之形狀等之各種態樣。
設於發泡粒子之溝槽212之數只要為1條以上即可。又，發泡粒子之於與軸向垂直之剖面中溝槽212之剖面形狀不限於圖7及圖8所示之V字狀，可採取如半圓形、四角形及U字形等之各種態樣。發泡粒子具有2條以上之溝槽212時，所有溝槽212可具有相同剖面形狀，亦可具有不同剖面形狀。
發泡粒子較佳具有2條以上6條以下之溝槽。該情況下，更容易於成形體形成開放氣泡構造。因此，即使省略固化(curing)步驟之情況，成形體更不易變形。
又，發泡粒子具有2條以上之溝槽時，該等溝槽較佳以相等間隔配置於發泡粒子之側周面上。換言之，發泡粒子具有複數溝槽時，該等溝槽較佳配置於相對於發泡粒子之中心軸對稱的位置。此等發泡粒子於模內成形時，更容易於成形體形成開放氣泡構造。因此，即使省略固化(curing)步驟之情況，成形體更不易變形。
＜每1個缺陷部之平均剖面積Ca及合計剖面積Ct＞ 前述發泡粒子於軸向中央於垂直於軸向之面切斷所得之切斷面中之前述缺陷部每1個的平均剖面積Ca相對於前述發泡粒子之平均剖面積A之比Ca/A為0.01以上0.20以下，且前述缺陷部之合計剖面積Ct相對於前述發泡粒子之平均剖面積A之比Ct/A為0.02以上0.20以下。如前述，於前述製造方法中，藉由使用具有前述特定形狀之發泡粒子，可縮短成形模內之成形體的水冷時間，並且即使於具有複雜形狀之情況，亦可容易獲得表面性及融接性優異之成形體。
前述發泡粒子之平均剖面積A之計算方法如以下。首先，將發泡粒子於其軸向中央沿與軸向垂直之面切斷，露出切斷面。測量該切斷面中發泡粒子2之剖面積。例如，如圖6及圖8所示之發泡粒子2僅由發泡層3構成時，發泡粒子2之剖面積等於切斷面之發泡層3之剖面積。又，如圖10所示之發泡粒子2具有發泡層3與被覆發泡層3之融接性改善層4時，發泡粒子2之剖面積為切斷面之發泡層3之剖面積與融接改善層4之剖面積之合計。又切斷面之發泡粒子2之剖面積之測量可藉由例如拍攝發泡粒子之切斷面之照片，藉由圖像解析而進行。又，缺陷部之剖面積不包含於發泡粒子之剖面積中。
針對100個以上發泡粒子進行上述操作，將所得之發泡粒子之剖面積之算術平均值設為切斷面之發泡粒子的平均剖面積A。
每1個缺陷部之平均剖面積Ca與缺陷部之合計剖面積Ct之計算方法如以下。首先，將發泡粒子於其軸向中央沿與軸向垂直之面切斷，露出切斷面。如圖6及圖10所示於缺陷部21為貫通孔211時，測定該切斷面之貫通孔211之剖面積C。
又，缺陷部21為溝槽212時，如圖8所示，於切斷面之各個溝槽212之外側與發泡粒子2之輪廓以兩個點Q1及Q2相接，並畫出不通過發泡粒子2內部之切線L1。然後，算出由發泡粒子2之輪廓與切線L1所包圍之區域的面積，將該面積設為各個溝槽212之剖面積C。亦即，各個溝槽212之剖面積C係圖8中以斜線表示之區域的面積。
藉由將如此所得之貫通孔211之剖面積C及溝槽212之剖面積合計，而算出各個發泡粒子2之缺陷部21的剖面積合計。又，將缺陷部21之剖面積合計除以缺陷部21之數，算出各個發泡粒子2之每1個缺陷部之剖面積。
針對100個以上之發泡粒子進行上述操作，所得之缺陷部的剖面積之合計的算術平均值設為缺陷部之合計剖面積Ct。又，每1個所得之缺陷部之剖面積之平均值設為每1個缺陷部之平均剖面積Ca。
前述之發泡粒子的平均外徑D之算出方法如以下。首先，將發泡粒子2於其軸向中央沿與軸向垂直之面切斷，如圖6及圖8所示露出切斷面。決定出於該切斷面之發泡粒子2之輪廓上彼此距離最長之兩個點Q3及Q4，將該等2點間之距離(即切斷面之發泡粒子的最大外徑)設為各個發泡粒子2之外徑r。然後，針對100個以上之發泡粒子2測定之外徑r的算術平均值設為發泡粒子之平均外徑D。又切斷面之發泡粒子2的外徑測量可藉由例如拍攝發泡粒子之剖面的照片並圖像解析而進行。又，各發泡粒子之外徑於貫通方向為不一樣之情況，各發泡粒子之外徑亦由如上述之切斷面的外徑決定。
＜發泡粒子之表觀密度及總體密度＞ 發泡粒子之總體密度較佳為10kg/m 3以上50kg/m 3以下，更佳為20kg/m 3以上35kg/m 3以下。該情況下，可均衡良好地提高成形體之輕量性與剛性。且以往，製造密度特別小的成形體(即成形體倍率高的成形體)時，成形體於脫模後容易顯著變形，難以省略固化(curing)步驟。相對於此，前述發泡粒子即使於表觀密度較小時，亦可省略固化(curing)步驟，故即使無固化(curing)亦可製造外觀良好之成形體。
發泡粒子之表觀密度相對於發泡粒子之總體密度之比(即表觀密度/總體密度)較佳超過1.6，更佳為1.7以上。該情況下，可更縮短模內成形後之水冷時間，可更容易獲得輕量且良好之發泡粒子成形體。又，可更確實抑制於省略固化(curing)步驟時之成形體之變形及收縮。又，發泡粒子之表觀密度相對於發泡粒子之總體密度之比(即表觀密度/總體密度)較佳未達2.0，更佳為1.9以下。該情況下，可使所得之成形體之表面性及剛性更為良好。
構成發泡粒子之表觀密度相對於發泡粒子之總體密度之比的值之較佳範圍時，可任意組合前述比之上限值與下限值。例如，表觀密度/總體密度之值的較佳範圍可為1.7以上且未達2.0，可為1.7以上1.9以下。
發泡粒子之總體密度之計算方法如下。首先，使發泡粒子於相對濕度50%、溫度23℃、氣壓1atm之環境下靜置24小時以上，調節發泡粒子之狀態。將狀態調節後之發泡粒子群以自然堆積於量筒內之方式予以填充，自量筒之刻度讀取發泡粒子群之總體體積(單位：L)。然後，將量筒內之發泡粒子群的質量(單位：g)除以前述總體體積所得之值進行單位換算，可獲得發泡粒子之總體密度(單位：kg/m 3)。又，發泡粒子之總體密度係使用未經壓縮之自然狀態的發泡粒子，於氣壓1atm之環境下測定之值。
發泡粒子之表觀密度之計算方法如下。首先，使發泡粒子於相對濕度50%、溫度23℃、氣壓1atm之環境下靜置1天，調節發泡粒子之狀態。測定該發泡粒子群之質量(單位：g)後，於放入有23℃之醇(例如乙醇)之量筒內，使用金屬絲網等使其沉沒，基於液面之上升量求出發泡粒子群之體積(單位：L)。隨後，藉由將發泡粒子群之質量除以發泡粒子群之體積所得之值進行單位換算，可算出發泡粒子之表觀密度(單位：kg/m 3)。
＜發泡層＞ 前述發泡粒子具有將熱塑性樹脂作為基材樹脂之發泡層。構成發泡層之熱塑性樹脂較佳為例如聚丙烯系樹脂及聚乙烯系樹脂等之聚烯烴系樹脂或聚醯胺系樹脂、結晶性聚酯系樹脂等之具有結晶性之結晶性熱塑性樹脂。又本說明書中，聚丙烯系樹脂係指丙烯單體之均聚物及源自丙烯之構成單位含有50質量%以上之丙烯系共聚物。又聚乙烯系樹脂係指乙烯單體之均聚物及源自乙烯之構成單位含有50質量%以上之乙烯系共聚物。
又，本說明書中，聚醯胺系樹脂係指聚醯胺及聚醯胺共聚物。發泡層之基材樹脂為聚醯胺樹脂時，構成發泡層之聚醯胺樹脂較佳為聚醯胺共聚物。作為聚醯胺共聚物可舉例為例如聚己醯胺/聚六亞甲基己二醯胺共聚物(尼龍6/66)、己內醯胺/六亞甲基二胺基己二酸/月桂基內醯胺(尼龍6/66/12)及己內醯胺/月桂內醯胺共聚物(尼龍6/12)等。
又本說明書中，「具有結晶性」係指採用JIS K7122(1987)中記載之「進行一定熱處理後測定熔解熱時」(試驗片之狀態調節中之加熱速度與冷卻速度均為10℃/min)，基於使用熱通量示差掃描熱量測定裝置，於加熱速度10℃/min所得之DSC曲線而伴隨樹脂熔解之吸熱峰熱量為5J/g以上。前述吸熱峰熱量較佳為15J/g以上，更佳為30J/g以上。
發泡層可在不阻礙前述效果之範圍內包含熱塑性樹脂以外之其他聚合物。作為其他聚合物可例示彈性體等。發泡層中其他聚合物之含量較佳為20質量%以下，更佳為10質量%以下，又更佳為5質量%以下，特佳為0，亦即發泡層實質上僅含有熱塑性樹脂作為聚合物。
且，發泡層之基材樹脂的熱塑性樹脂中，在不損及前述作用效果之範圍，亦可含有氣泡調整劑、結晶成核劑、難燃劑、難燃助劑、可塑劑、抗靜電劑、抗氧化劑、紫外線防止劑、光安定劑、導電性填料、抗菌劑、著色劑等之添加劑。發泡層中添加劑之含量例如相對於熱塑性樹脂100質量份，較佳為0.01質量份以上10質量份以下。
構成發泡層之熱塑性樹脂較佳為聚烯烴系樹脂。且構成發泡層之熱塑性樹脂於聚烯烴系樹脂中較佳為聚丙烯系樹脂，更佳為丙烯與其他單體共聚合之丙烯系共聚物。該情況下，發泡層中之聚丙烯系樹脂以外之其他聚合物的含量較佳為20質量%以下，更佳為10質量%以下，又更佳為5質量%以下，特佳為0，亦即發泡層實質上僅含有聚丙烯系樹脂作為聚合物。
作為丙烯系共聚物，較佳例示為乙烯-丙烯共聚物、丁烯-丙烯共聚物、己烯-丙烯共聚物、乙烯-丙烯-丁烯共聚物等之丙烯與碳數4~10之α-烯烴之共聚物。該等共聚物可為例如無規共聚物，可為嵌段共聚物等，但較佳為無規共聚物。又，發泡層中可含有1種聚丙烯系樹脂，亦可含有2種以上之聚丙烯系樹脂。
構成發泡層之熱塑性樹脂於該等聚丙烯系樹脂中特佳為含有0.5質量%以上3.5質量%以下之乙烯成分的乙烯-丙烯無規共聚物。依據具備此發泡層之發泡粒子，可更容易獲得模內成形性優異，同時剛性及表面性優異，即使省略固化(curing)步驟時亦能抑制變形及收縮之成形體。又，該情況下，可更提高發泡粒子之二次發泡性，可更容易製造厚度差較大之成形體。
基於更提高發泡粒子之成形性，並且獲得能量吸收特性優異之成形體之觀點，乙烯-丙烯無規共聚物中所含之乙烯成分之含量較佳為2.0質量%以上3.5質量%以下。
又前述之「乙烯成分」及「丙烯成分」分別意指乙烯-丙烯共聚物中之源自乙烯之構成單位及源自丙烯之構成單位。且乙烯成分之含量係將乙烯成分與丙烯成分之合計設為100質量%時之乙烯成分之質量比率。乙烯-丙烯共聚物中之各成分含量可基於IR光譜測定之結果求出。
發泡層之基材樹脂為聚丙烯系樹脂時，聚丙烯系樹脂之熔點Tmc較佳為155℃以下。該情況下，可於更低之成形溫度(即低成形壓)下成形外觀及剛性優異之成形體。基於提高此效果之觀點，構成發泡層之聚丙烯系樹脂之熔點Tmc較佳為150℃以下，更佳為145℃以下。另一方面，基於更提高成形體之耐熱性及機械強度等之觀點，構成發泡層之聚丙烯系樹脂之熔點Tmc較佳為135℃以上，更佳為138℃以上，又更佳為140℃以上。
構成發泡層之聚丙烯系樹脂之構成熔點Tmc的值之較佳範圍時，可任意組合前述熔點Tmc之上限值與下限值。例如，熔點Tmc之較佳範圍可為135℃以上155℃以下，可為138℃以上150℃以下，可為140℃以上145℃以下。
構成發泡層之熱塑性樹脂具有結晶性時，熱塑性樹脂之熔點可基於JIS K7121-1987，進行示差掃描熱量測定(亦即DSC)，基於所取得之DSC曲線而決定。首先，根據「(2)進行一定熱處理後測定熔解溫度時」進行試驗片之狀態調節。經狀態調節之試驗片以10℃/min之加熱速度自30℃升溫至200℃，而取得DSC曲線，DSC曲線中出現之熔解峰之頂點溫度設為熱塑性樹脂之熔點Tmc。又DSC曲線上出現複數熔解峰時，將面積最大之熔點峰之頂點溫度設為熔點Tmc。
發泡層之基材樹脂係聚丙烯系樹脂時，聚丙烯系樹脂之熔體質量流速(亦即MFR)較佳為5g/10分鐘以上，更佳為6g/10分鐘以上，又更佳為7g/10分鐘以上。該情況下，可更提高發泡性及成形性。另一方面，基於更提高成形體之剛性之觀點，聚丙烯系樹脂之MFR較佳為12g/10分鐘以下，更佳為10g/10分鐘以下。又聚丙烯系樹脂之MFR係基於JIS K7210-1：2014，以試驗溫度230℃、荷重2.16kg之條件下測定之值。
構成發泡層之聚丙烯系樹脂之構成MFR之較佳範圍時，可任意組合前述MFR之上限值與下限值。例如，MFR之較佳範圍可為5g/10分鐘以上12g/10分鐘以下，可為6g/10分鐘以上12g/10分鐘以下，可為7g/10分鐘以上10g/10分鐘以下。
發泡層之基材樹脂為聚丙烯系樹脂時，聚丙烯系樹脂之彎曲彈性模數較佳為800MPa以上1600MPa以下。基於提高成形體之剛性之觀點，及基於省略固化(curing)步驟時更確實抑制尺寸變化之觀點，構成發泡層之聚丙烯系樹脂之彎曲彈性模數較佳為800MPa以上，更佳為850MPa以上，又更佳為900MPa以上。另一方面，基於可於更低成形溫度(亦即低成形壓)成形外觀及剛性優異之成形體之觀點，及基於獲得能量吸收特性優異之發泡粒子成形體之觀點，構成發泡層之聚丙烯系樹脂之彎曲彈性模數較佳未達1200MPa，更佳為1100MPa以下，又更佳為1000MPa以下。又聚丙烯系樹脂之彎曲彈性模數可基於JIS K7171：2008決定。
構成發泡層之聚丙烯系樹脂之構成彎曲彈性模數之較佳範圍時，可任意組合前述彎曲彈性模數之上限值與下限值。例如，基於提高成形體之剛性之觀點，及於省略固化(curing)步驟時更確實抑制尺寸變化之觀點，構成發泡層之聚丙烯系樹脂之彎曲彈性模數可為850MPa以上1600MPa以下，可為900MPa以上1600MPa以下。又，基於可於更低成形溫度(亦即低成形壓)成形外觀及剛性優異之成形體之觀點，及基於獲得能量吸收特性優異之發泡粒子成形體之觀點，構成發泡層之聚丙烯系樹脂之彎曲彈性模數可為800MPa以上且未達1200MPa，可為800MPa以上1100MPa以下，可為800MPa以上1000MPa以下。
以往，特別是由彎曲彈性模數未達1200MPa之聚丙烯系樹脂構成之發泡粒子於模內成形時，由於對脫模後之收縮/變形之阻力較小，或若省略固化(curing)步驟則脫模後之成形體有顯著收縮/變形之傾向。相對於此，根據前述成形體之製造方法，例如即使使用由具有未達1200 MPa之彎曲彈性模數的聚丙烯系樹脂構成之發泡粒子時，仍可容易抑制成形體之收縮/變形，且可省略固化(curing)步驟。
發泡層之基材樹脂為聚醯胺系樹脂時，聚醯胺系樹脂之彎曲彈性模數較佳為800MPa以上1600MPa以下，更佳為1000MPa以上1600MPa以下。聚醯胺系樹脂之彎曲彈性模數若為上述範圍，則與彎曲彈性模數大致為600MPa以下之醯胺系彈性體不同，發泡後即使暴露於常溫亦不易收縮，且容易獲得表觀密度較小的發泡粒子。又，可更確實抑制省略固化(curing)步驟時之尺寸變化。又聚醯胺系樹脂之彎曲彈性模數可基於JIS K7171：2008求出。又聚醯胺系樹脂之熔點較佳為180℃以上250℃以下。
又，發泡層之基材樹脂為聚醯胺系樹脂時，基於JIS K7210-1：2014，於試驗溫度為230℃、荷重2.16kg之條件下測定之聚醯胺系樹脂之熔體質量流速(即MFR)較佳為1g/10分鐘以上8g/10分鐘以下，更佳為2g/10分鐘以上5g/10分鐘以下。該情況下，可更提高發泡性及成形性。
＜融接性改善層＞ 發泡粒子具備發泡層及被覆發泡層之融接性改善層，可具有發泡層之基材樹脂係第1熱塑性樹脂，融接性改善層之基材樹脂係第2熱塑性樹脂之多層構造。該情況下，融接性改善層可被覆發泡層之整面，亦可被覆發泡層之一部分。例如，如圖9及圖10所示，融接性改善層4設於發泡粒子2之側周面上，亦可被覆發泡層3。
前述融接性改善層係用以提高模內成形中發泡粒子彼此之融接性而設於發泡粒子表面之層。構成融接性改善層之第2熱塑性樹脂較佳具有比前述發泡層之基材樹脂的第1熱塑性樹脂的熔點更低之熔點或更低之軟化點。又，構成融接性改善層之第2熱塑性樹脂與構成發泡層之第1熱塑性樹脂為同種結晶性熱塑性樹脂時，第2熱塑性樹脂較佳具有比第1熱塑性樹脂之結晶化度低的結晶化度。藉由如此以熱塑性樹脂被覆發泡層，於模內成形中可以更低成形溫度(即低成形壓)使發泡粒子融接。其結果，可更確實抑制於省略固化(curing)步驟時之成形體之變形及收縮。
構成融接性改善層之第2熱塑性樹脂可為結晶性熱塑性樹脂，亦可為非結晶性熱塑性樹脂。作為用於融接性改善層之結晶性熱塑性樹脂，可例示例如聚烯烴系樹脂。又作為用於融接性改善層之非結晶性熱塑性樹脂可例示例如聚苯乙烯系樹脂。發泡層由聚丙烯系樹脂構成時，構成融接性改善層之第2熱塑性樹脂，基於與發泡層之接著性之觀點，較佳為聚烯烴系樹脂，更佳為聚乙烯系樹脂及/或聚丙烯系樹脂，又更佳為聚丙烯系樹脂。作為第2熱塑性樹脂使用之聚丙烯系樹脂可例示例如乙烯-丙烯共聚物、乙烯-丁烯共聚物、乙烯-丙烯-丁烯共聚物及丙烯均聚物。該等中，特佳使用乙烯-丙烯共聚物及/或乙烯-丙烯-丁烯共聚物作為融接性改善層之基材樹脂。
構成融接性改善層之第2熱塑性樹脂為結晶性熱塑性樹脂時，構成發泡層之第1熱塑性樹脂之熔點Tmc與構成融接性改善層之第2熱塑性樹脂之熔點Tms之差Tmc-Tms較佳為5℃以上，更佳為6℃以上，又更佳為8℃以上。該情況下，可更提高發泡粒子之融接性，且可更降低成形溫度。另一方面，基於抑制發泡層與融接性改善層之剝離及發泡粒子間之互黏著等之觀點，熔點Tmc與熔點Tms之差Tmc-Tms較佳為35℃以下，更佳為20℃以下，又更佳為15℃以下。用於融接性改善層之第2熱塑性樹脂之熔點係基於JIS K7121：1987求出。更具體而言，可藉由與構成上述發泡層之第1熱塑性樹脂相同之條件、方法求出用於融接性改善層之第2熱塑性樹脂之熔點。
構成熔點差Tmc-Tms之值之較佳範圍時，可任意組合前述熔點差Tmc-Tms之上限值及下限值。例如，熔點差Tmc-Tms之較佳範圍可為5℃以上35℃以下，可為6℃以上20℃以下，亦可為8℃以上15℃以下。
又，構成融接性改善層之第2熱塑性樹脂為非結晶性熱塑性樹脂時，構成發泡層之第1熱塑性樹脂之熔點Tmc與構成融接性改善層之第2熱塑性樹脂之軟化點Tss之差Tmc-Tss較佳為5℃以上，更佳為6℃以上，又更佳為8℃以上。該情況下，可更提高發泡粒子之融接性，可更降低成形溫度。另一方面，基於抑制發泡層與融接性改善層之剝離及發泡粒子間之互黏著性之觀點，熔點Tmc與軟化點Tss之差Tmc-Tss較佳為35℃以下，更佳為20℃以下。用於融接性改善層之非結晶性熱塑性樹脂之軟化點係基於JIS K7206：1999以A50法測定之維卡軟化點。
構成差Tmc-Tss之值之較佳範圍時，可任意組合前述差Tmc-Tss之上限值與下限值。例如，差Tmc-Tss之較佳範圍可為5℃以上35℃以下，可為6℃以上20℃以下，亦可為8℃以上20℃以下。
構成融接性改善層之第2熱塑性樹脂中，於不損及前述作用效果之範圍內，亦可含有結晶成核劑、難燃劑、難燃助劑、可塑劑、抗靜電劑、抗氧化劑、紫外線防止劑、光安定劑、導電性填料、抗菌劑、著色劑等之添加劑。添加劑於融接性改善層中之含量例如相對於熱塑性樹脂100質量份較佳為0.01質量份以上10質量份以下。
發泡粒子之融接性改善層可為發泡狀態，亦可為非發泡狀態，但較佳實質上為非發泡狀態。「實質上非發泡」係指包含融接性改善層不發泡而不含氣泡之狀態，與發泡後氣泡消失之狀態，意指幾乎無氣泡構造。融接性改善層之厚度例如為0.5μm以上100μm以下。又，於發泡層與融接性改善層之間可進而設置中間層。
構成發泡層之樹脂與構成融接性改善層之樹脂之質量比(質量%之比)，基於維持成形體之剛性同時提高成形性之觀點，較佳發泡層：融接性改善層=99.5：0.5~80：20，更佳為99：1~85：15，又更佳為97：3~88：12。
構成發泡層之熱塑性樹脂為結晶性熱塑性樹脂時，發泡粒子較佳具有以加熱速度10℃/min自23℃加熱至200℃時所得之DSC曲線中出現因構成發泡層之結晶性熱塑性樹脂固有之熔解引起之吸熱峰與較該吸熱峰更位於高溫側之1個以上熔解峰之結晶構造。具備此種結晶構造之發泡粒子之機械強度優異且成形性亦優異。又以下中，前述DSC曲線中出現之因結晶性熱塑性樹脂固有之熔解引起之吸熱峰稱為「樹脂固有峰」，於較樹脂固有峰更於高溫側出現之熔解峰稱為「高溫峰」。樹脂固有峰係因構成發泡層之結晶性熱塑性樹脂本來具有之結晶熔解時之吸熱所產生。另一方面，高溫峰係推定在發泡粒子之製造過程中因構成發泡層之結晶性熱塑性樹脂中形成之二次結晶熔解所產生。亦即，於DSC曲線出現高溫峰時，推定結晶性熱塑性樹脂中形成二次結晶。
發泡粒子是否具有前述結晶構造只要根據JIS K7121：1987，基於藉由前述條件進行示差掃描熱量測定(DSC)獲得之DSC曲線而判斷即可。又進行DSC時，只要使用1~3mg發泡粒子作為試料即可。
具體而言，如上述以10℃/min之加熱速度進行自23℃至200℃之加熱(即第1次加熱)時所得之DSC曲線中，出現高溫峰與構成發泡層之結晶性熱塑性樹脂之樹脂固有峰之兩者。相對於此，進行第1次加熱後，以10℃/min之冷卻速率自200℃冷卻至23℃，隨後再次以10℃/min之加熱速度進行自23℃至200℃之加熱(即第2次加熱)時所得之DSC曲線中，僅見到構成發泡層之結晶性熱塑性樹脂之樹脂固有峰。因此，藉由比較第1次加熱時所得之DSC曲線與第2次加熱時所得之DSC曲線，可區分樹脂固有峰與高溫峰。該樹脂固有峰之頂點溫度於第1次加熱與第2次加熱有時有些許不同，但該差通常在5℃以內。
發泡粒子於高溫峰之熔解熱量，基於更提高發泡粒子之成形性之觀點及基於獲得剛性更優異之成形體之觀點，較佳為5J/g以上40J/g以下，更佳為7J/g以上30J/g以下，又更佳為10J/g以上20J/g以下。
前述高溫峰之熔解熱量係如下求出之值。首先，使用進行狀態調節後之發泡粒子1~3mg作為試料，以加熱速度10℃/min自23℃加熱至200℃之條件，藉由進行示差掃描熱量測定獲得DSC曲線。圖11中顯示DSC曲線之一例。發泡粒子具有高溫峰時，如圖11所示，DSC曲線中出現樹脂固有峰ΔH1與具有較樹脂固有峰ΔH1之頂點更於高溫側之頂點之高溫峰ΔH2。
其次，畫出將DSC曲線上相當於80℃之點α與相當於發泡粒子之熔解結束溫度T之點β連結之直線L2。又熔解結束溫度T係高溫峰ΔH2之高溫側之端點，亦即DSC曲線中高溫峰ΔH2與較高溫峰ΔH2更於高溫側之基準線之交點。
畫出直線L2後，通過樹脂固有峰ΔH1與高溫峰ΔH2之間存在之極大點γ畫出與圖表之縱軸平行之直線L3。由該直線L3分割樹脂固有峰ΔH1與高溫峰ΔH2。高溫峰ΔH2之吸熱量可基於DSC曲線中由構成高溫峰ΔH2之部分、直線L2與直線L3所包圍之部分的面積而算出。
(發泡粒子之製造方法) 前述發泡粒子可例如藉由將以熱塑性樹脂作為基材樹脂之熱塑性樹脂粒子(以下亦稱「樹脂粒子」)分散於分散介質中，並且將發泡劑含浸於樹脂粒子之後，於低壓下將包含發泡劑之樹脂粒子與分散介質一起釋放之方法而製造。又此種發泡方法有時被稱為「直接發泡法」。
樹脂粒子可藉由例如線切割法製造。線切割法係首先於擠出機內供給成為發泡層之基材樹脂的熱塑性樹脂與根據需要供給之氣泡成核劑等之添加劑，並加熱、混練作成樹脂熔融混練物。隨後，自附設於擠出機前端之模嘴小孔擠出樹脂熔融混練物，形成擠出物。該擠出物冷卻後，藉由切斷為期望長度，可獲得由熱塑性樹脂作為基材樹脂之芯層所成之單層構造的樹脂粒子。
欲獲得具備發泡層與融接性改善層之多層構造的發泡粒子時，只要使用具備芯層形成用擠出機、融接性改善層形成用擠出機及連接於該2台擠出機之共擠出模嘴之共擠出裝置製作多層構造之樹脂粒子即可。該情況下，於芯層成形用擠出機中，將成為發泡層之基材樹脂的第1熱塑性樹脂與根據需要添加之添加劑等予以熔融混練，製作芯層形成用樹脂熔融混練物。又，於融接性改善層形成用擠出機中，將成為融接性改善層之基材樹脂的第2熱塑性樹脂與根據需要添加之添加劑等予以熔融混練，製作融接性改善層形成用樹脂熔融混練物。
藉由將該等樹脂熔融混練物共擠出，於模嘴內合流，形成由非發泡狀態之柱狀芯層與覆蓋芯層外側表面之非發泡狀態之融接性改善層所成之多層結構的複合體。將該複合體自模嘴之小孔擠出形成擠出物。冷卻該擠出物後，藉由切斷為期望長度，可獲得多層構造之樹脂粒子。又樹脂粒子之製造方法並未限定，亦可採用熱切割法、水中切割法等。
於直接發泡法中，以大致保有樹脂粒子之形狀的狀態使樹脂粒子發泡。因此，藉由直接發泡法所得之發泡粒子的形狀大致成為將樹脂粒子之形狀擴大之形狀。因此，欲獲得具備貫通孔之筒形狀之發泡粒子時，使要使具備貫通孔之筒形狀之樹脂粒子發泡即可。此等樹脂粒子可藉由例如於上述線切割法中，使用具備與期望之樹脂粒子的切斷面形狀對應之圓環小孔之模嘴而製造。
同樣地，欲獲得切斷面之剖面形狀為十字狀之發泡粒子時，只要使切斷面之剖面形狀為十字狀的柱狀樹脂粒子發泡即可。此等樹脂粒子可藉由例如於上述線切割法中，使用具備與期望之樹脂粒子之切斷面形狀對應之十字狀小孔之模嘴而製造。
製作樹脂粒子時，較佳採用將筒狀擠出物於水中冷卻後切斷之線切割方式。該情況下，可更提高樹脂粒子之形狀精度，可更容易將最終所得之發泡粒子中的缺陷部之形狀設為期望形狀。
樹脂粒子之粒徑較佳為0.1mm以上3.0mm以下，更佳為0.3mm以上1.5mm以下。又樹脂粒子之長度相對於外徑之比較佳為0.5以上5.0以下，更佳為1.0以上3.0以下。
又每1個樹脂粒子之平均質量較佳為0.1mg以上20mg以下，更佳為0.2mg以上10mg以下，又更佳為0.3mg以上5mg以下，特佳為0.4mg以上2mg以下。又每1個樹脂粒子之平均質量係將隨機選取之200個樹脂粒子之質量除以樹脂粒子個數而得之值。
樹脂粒子具有芯層與融接性改善層時，芯層與融接性改善層之質量比率較佳為芯層：融接性改善層=99.5：0.5~80：20，更佳為99：1~85：15，又更佳為97：3~88：12。
具有貫通孔之發泡粒子中，藉由調整樹脂粒子中芯層之貫通孔之平均孔徑dr，可將發泡層之貫通孔的平均孔徑d調整於特定範圍。更具體而言，藉由使樹脂粒子之貫通孔的平均孔徑dr為0.10mm以上且未達0.25mm，較佳為0.12mm以上且未達0.24mm，更佳為0.15mm以上且未達0.22mm，可容易地製造貫通孔之平均孔徑d為0.1mm以上且未達1mm之發泡粒子。樹脂粒子之芯層的貫通孔之平均孔徑dr可藉由例如用於形成貫通孔之模具小孔之孔徑(即模嘴內徑)而調整。
又，藉由調整樹脂粒子之粒徑、平均質量，可將發泡粒子之平均外徑調整於前述範圍。更具體而言，藉由將貫通孔之平均孔徑dr相對於樹脂粒子之平均外徑Dr的比dr/Dr設為0.4以下，較佳為0.3以下，更佳為0.25以下，又更佳為0.2以下，可容易製造貫通孔之平均孔徑d相對於發泡粒子之平均外徑D之比d/D為0.4以下之發泡粒子。又基於樹脂粒子之製造安定性之觀點，樹脂粒子之貫通孔的平均孔徑dr較佳為0.1mm以上，且貫通孔之平均孔徑dr相對於樹脂粒子之平均外徑Dr之比dr/Dr較佳為0.1以上。
樹脂粒子之貫通孔之平均孔徑dr及樹脂粒子之平均外徑Dr之計算方法除了使用樹脂粒子替代發泡粒子以外，與前述發泡粒子之貫通孔之平均孔徑d及發泡粒子之平均外徑D之計算方法相同。
又，於擠出物之切斷採用線切割方式，亦即一面拉取自模嘴擠出之筒狀擠出物一面於水中冷卻後，切斷為適當長度之方法時，於樹脂熔融混練物之擠出時，藉由適當改變擠出速度、拉取速度、切刀速度等並切斷，可調整樹脂粒子之粒徑、長度/外徑比及平均質量。
如上所述製造樹脂粒子後，將樹脂粒子分散於分散介質中。於分散介質中分散樹脂粒子之作業可於後述之發泡步驟中使用之密閉容器內進行，亦可於與發泡步驟中使用之密閉容器另外的容器內進行。基於製造步驟之簡化之觀點，分散步驟較佳於發泡步驟中使用的密閉容器內進行。
作為分散介質，係使用以水為主成分之水性分散介質。水性分散介質中，除了水以外，亦可包含乙二醇、甘油、甲醇、乙醇等之親水性有機溶劑。水分散介質中之水的比例較佳為60質量%以上，更佳為70質量%以上，又更佳為80質量%以上。
較佳於分散介質中添加分散劑。藉由於分散介質中添加分散劑，可於發泡步驟中抑制於容器內經加熱之樹脂粒子彼此之融接。分散劑之添加量較佳樹脂粒子每100質量份為0.001質量份以上5質量份以下。作為分散劑，可使用有機系分散劑或無機系分散劑，但基於處理容易性，較佳使用微粒狀無機物作為分散劑。更具體而言，作為分散劑，例如可使用amsnite、高嶺土、雲母、黏土等之黏土礦物、或氧化鋁、氧化鈦、鹼性碳酸鎂、鹼性碳酸鋅、碳酸鈣、氧化鐵等。該等分散劑可單獨使用，亦可併用2種以上之分散劑。該等中，較佳使用黏土礦物作為分散劑。黏土礦物可為天然者，亦可為合成者。
又使用分散劑時，較佳併用十二烷基苯磺酸鈉、烷基苯磺酸鈉、月桂基硫酸鈉、油酸鈉等之陰離子系界面活性劑作為分散助劑。分散助劑之添加量於樹脂粒子每100質量份較佳為0.001質量份以上1質量份以下。
將樹脂粒子分散於分散介質後，於密閉容器內將發泡劑含浸於樹脂粒子中。含浸於樹脂粒子中之發泡劑較佳為物理發泡劑。作為物理發泡劑舉例為二氧化碳、空氣、氮氣、氦氣、氬氣等之無機物理發泡劑，或丙烷、丁烷、己烷等之脂肪族烴，環戊烷、環己烷等之環式脂肪族烴，氯氟甲烷、三氟甲烷、1,1-二氟甲烷、1-氯-1,1-二氯乙烷、1,2,2,2-四氟乙烷、氯甲烷、氯乙烷、二氯甲烷等之鹵化烴等之有機物理發泡劑。該等物理發泡劑可單獨使用，亦可併用兩種以上之物理發泡劑。又亦可混合無機物理發泡劑與有機物理發泡劑而使用。基於對環境負荷及處理性之觀點，較佳使用無機物理發泡劑，更佳使用二氧化碳。
相對於樹脂粒子100質量份之發泡劑添加量較佳為0.1質量份以上30質量份以下，更佳為0.5質量份以上15質量份以下。
發泡粒子之製造步驟中，作為使發泡劑含浸於樹脂粒子之方法，可採用於密閉容器內供給發泡劑，使密閉容器內之壓力上升，使發泡劑含浸於分散介質中之樹脂粒子中之方法。此時，藉由將樹脂粒子與分散介質一起加熱，可更促進發泡劑對樹脂粒子之含浸。
發泡時之密閉容器內之壓力於錶壓下較佳為0.5MPa(G)以上。另一方面，密閉容器內之壓力於錶壓下較佳為4.0MPa(G)以下。若為上述範圍內，則可安全地製造發泡粒子，而無損壞密閉容器或爆炸等之虞。
又，加熱分散介質時，藉由以1~5℃/min進行分散介質之升溫，可將發泡時之溫度設為適當範圍。
發泡劑對樹脂粒子之含浸完成後，將密閉容器之內容物釋放至比密閉容器更低壓之環境。藉此，使樹脂粒子之芯層發泡形成氣泡構造，同時藉由外界空氣冷卻而使氣泡構造安定化，獲得發泡粒子。
芯層之基材樹脂為結晶性熱塑性樹脂時，於使發泡劑含浸時較佳以下述態樣進行加熱及發泡。亦即，首先進行於(結晶性熱塑性樹脂之熔點-20℃)以上且未達(結晶性熱塑性樹脂之熔解結束溫度)之溫度下保持充分時間，較佳為10~60分鐘左右之一段保持步驟，隨後調節至(結晶性熱塑性樹脂之熔點-15℃)至未達(結晶性熱塑性樹脂之熔解結束溫度+10℃)之溫度。接著，根據需要，進行於該溫度保持更充分時間，較佳保持10~60分鐘左右之二段保持步驟。隨後，較佳藉由將密閉容器內之溫度設為(結晶性熱塑性樹脂之熔點-10℃)以上之狀態，將密閉容器之內容物釋放至外部，使樹脂粒子發泡。發泡時之密閉容器內之溫度更佳為(結晶性熱塑性樹脂之熔點)以上(結晶性熱塑性樹脂之熔點+20℃)以下。藉由如此加熱樹脂粒子使發泡，可於構成發泡層之結晶性熱塑性樹脂中形成二次結晶，可容易獲得機械強度優異並且成形性亦優異之發泡粒子。
成形體之製作可直接使用由以上獲得之發泡粒子。又，亦可藉由將前述直接發泡法所得之發泡粒子進一步發泡，使用總體倍率經提高之發泡粒子製作成形體。又，如此以兩階段進行樹脂粒子之發泡時，第一階段之發泡步驟稱為一段發泡步驟，將藉由一段發泡步驟所得之發泡粒子稱為一段發泡粒子。又第二階段之發泡步驟稱為二段發泡步驟。藉由二段發泡步驟所得之發泡粒子有時亦稱為二段發泡粒子。
藉由兩段發泡提高發泡粒子之總體倍率之方法如下。首先，藉由作為一段發泡步驟之前述直接發泡法使樹脂粒子發泡，獲得一段發泡粒子。隨後，對一段發泡粒子賦予內壓。更具體而言，將一段發泡粒子放入耐壓容器內之後，以空氣或二氧化碳等無機氣體對耐壓容器內加壓，將無機氣體含浸於發泡粒子中。藉此，將一段發泡粒子之氣泡內之壓力設為大氣壓以上。隨後，將自耐壓容器取出之一段發泡粒子在低於其氣泡內壓力之低壓環境下以蒸氣或加熱空氣等之加熱介質進行加熱使一段發泡粒子進一步發泡。 [實施例]
說明前述發泡粒子、發泡粒子成形體及其製造方法之實施例。
(熱塑性樹脂) 表1中顯示作為於發泡粒子之製造中使用之熱塑性樹脂之聚丙烯系樹脂及聚醯胺系樹脂之性狀等。本例中使用之乙烯-丙烯共聚物、乙烯-丙烯-丁烯共聚物均為無規共聚物。表1所示之PP1的密度為900 kg/m 3。又表1所示之PA1的密度為1120kg/m 3。又PA1係宇部興產股份有限公司製之製品名：UBE尼龍6434B。
＜聚丙烯系樹脂之單體成分含量＞ 聚丙烯系樹脂(具體為乙烯-丙烯共聚物、乙烯-丙烯-丁烯共聚物)之單體成分含量係藉由由IR光譜決定之已知方法求出。具體而言，藉由高分子分析手冊(日本分析化學學會高分子分析研究圓桌會議，出版年月：1995年1月，出版社：紀伊國書屋，頁碼編號及項目標題：615~616「II.2.3 2.3.4 丙烯/乙烯共聚物」，618~619「II.2.3 2.3.5丙烯/丁烯共聚物」)中記載之方法，亦即自以特定係數修正乙烯及丁烯之吸光度後之值與膜狀試驗片之厚度等之關係而定量之方法求出。
更具體而言，首先，將聚丙烯系樹脂於180℃之環境下熱壓成形為膜狀，製作厚度不同之複數試驗片。其次，藉由測定各試驗片之IR光譜，讀取源自乙烯之722cm -1及733cm -1之吸光度(A 722，A 733)與源自丁烯之766cm -1之吸光度(A 766)。其次，針對各試驗片，使用以下之式(6)~(8)算出聚丙烯系樹脂中之乙烯成分含量(單位：質量%)。將針對各試驗片所得之乙烯含量予以算術平均之值設為聚丙烯系樹脂中之乙烯成分含量(單位：質量%)。
但，式(6)~(8)中之K’ a係各波數下之表觀吸光係數(K’ a=A/ρt)，K’ c係修正後之吸光係數，A為吸光度，ρ為樹脂之密度(單位：g/cm 3)，t為膜狀試驗片之厚度(單位：cm)。又，上述式(6)~(8)可適用於無規共聚物。
又，針對各試驗片，使用以下之式(9)算出聚丙烯系樹脂中之丁烯成分含量(單位：質量%)。針對各試驗片所得之丁烯含量予以算術平均之值設為聚丙烯系樹脂中之丁烯成分含量(單位：質量%)。 但，式(9)中A為吸光度，L為膜狀試驗片之厚度(單位：mm)。
＜熱塑性塑膠之彎曲彈性模數＞ 將熱塑性樹脂於230℃下熱壓製作4mm之片材，自該片材切出長80mm×寬10mm×厚4mm之試驗片。依據JIS K7171：2008求出該試驗片之彎曲彈性模數。又壓頭之半徑R1及支撐台之半徑R2均為5mm，支點間距離為64mm，試驗速度為2mm/min。
＜熱塑性樹脂之熔點＞ 熱塑性樹脂之熔點係基於JIS K7121：1987求出。具體而言，首先，基於JIS K7121：1987中記載之「(2)進行一定熱處理後測定熔解溫度時」調節由熱塑性樹脂所成之試驗片之狀態。以10℃/min之加熱速度將狀態調節後之試驗片自30℃升溫至200℃，取得DSC曲線。然後，將DSC曲線中出現之熔解峰值的頂點溫度設為熔點。又作為測定裝置，使用熱通量示差掃描熱量測定裝置(SII奈米技術(股)公司製，型號：DSC7020)。
＜熱塑性樹脂之熔體質量流速＞ 熱塑性樹脂之熔體質量流速(亦即MFR)係依據JIS K7210-1：2014於溫度230℃、荷重2.16kg之條件下測定。
其次，說明本例中使用之發泡粒子之構成及製造方法。
(發泡粒子A) 如表2所示，發泡粒子A具有多層構造，其具備以PP1(參見表1)為基材樹脂之發泡層3、以PP2(參見表1)作為基材樹脂並被覆發泡層3之非發泡狀態之融接性改善層4。如圖9及圖10所示，發泡粒子A具有筒形狀，其具有作為缺陷部21之貫通孔211。發泡粒子A之側周面由融接性改善層4被覆，融接性改善層4之內側由發泡層3構成。
製作發泡粒子A時，首先使用具備芯層形成用擠出機、融接性改善層形成用擠出機及連接於該2台擠出機之共擠出模嘴之共擠出裝置，將自共擠出機擠出之擠出物藉由線切割方式切斷製作具有貫通孔之多層樹脂粒子。具體而言，將表1所示之PP1與氣泡調整劑供給至芯層形成用擠出機，於擠出機內以最高設定溫度245℃熔融混練，獲得芯層形成用樹脂熔融混練物。使用硼酸鋅作為氣泡調整劑，硼酸鋅之添加量相對於聚丙烯系樹脂為500質量ppm。
又，將表1所示之PP2於融接性改善層形成用擠出機內以最高設定溫度245℃熔融混練，獲得融接性改善層形成用樹脂熔融混練物。藉由將該等樹脂熔融混練物共擠出，於模嘴內合流，而形成筒狀複合體，其係由非發泡狀態之管狀芯層、被覆該筒狀芯層外側表面之非發泡狀態之融接性改善層而成。自具備用以於芯層形成貫通孔之小孔的模嘴擠出複合體後，一面拉取擠出物一面以水溫10℃之冷水冷卻，使用造粒機切斷為適當長度，藉此獲得由具有貫通孔之圓筒狀芯層與被覆該芯層之融接性改善層所成之多層樹脂粒子。多層樹脂粒子中之芯層與融接性改善層之質量比為芯層：融接性改善層=95：5(即融接性改善層之質量比為5%)。又多層樹脂粒子每1個之質量為約1.5mg。
其次，藉由直接發泡法使多層樹脂粒子發泡，獲得發泡粒子A。具體而言，將1kg多層樹脂粒子與3L作為分散介質之水一起投入5L密閉容器內。其次，於密閉容器內，添加相對於多層樹脂粒子100質量份為0.3質量份之分散劑與0.004質量份之分散助劑，將多層樹脂粒子分散於分散介質中。作為分散劑使用高嶺土。又作為分散助劑，使用界面活性劑(烷基苯磺酸鈉)。
隨後，一面攪拌密閉容器內一面將作為物理發泡劑之二氧化碳供給於密閉容器內，將容器內溫度上升至147.0℃。此時之容器內壓力(即含浸壓力、二氧化碳壓力)以錶壓計為3.7MPa(G)。容器內溫度達到147.0℃後，藉由於該溫度保持15分鐘，使物理發泡劑含浸於多層樹脂粒子。物理發泡劑含浸完成後，打開密閉容器，藉由將內容物釋放至大氣壓下而使多層樹脂粒子發泡。藉由以上，獲得具備芯層經發泡之發泡層與被覆發泡層之非發泡狀態之融接性改善層之發泡粒子A。
(發泡粒子B) 發泡粒子B具有圓柱形狀，其不具有貫通孔，且於側周面不具有溝槽。亦即，發泡粒子B不具有缺陷部。製作發泡粒子B時，首先製作不具有缺陷部之圓柱狀樹脂粒子(參見表2)，其具備以PP1為基材樹脂之芯層與以PP2為基材樹脂之融接性改善層。除了將該樹脂粒子於容器內溫度設為150.1℃，錶壓設為2.6MPa(G)以外，藉由與發泡粒子A相同條件下發泡而製造一段發泡粒子。其次將該一段發泡粒子放入耐壓容器內，以空氣對耐壓容器內加壓，藉此使空氣含浸於氣泡內，提高一段發泡粒子之氣泡內內壓。隨後，將一段發泡粒子自耐壓容器取出，對發泡粒子施加蒸氣，於大氣壓下加熱，獲得具有表2所記載之總體密度之發泡粒子B。
(發泡粒子C) 發泡粒子C與發泡粒子A相比，具有作為缺陷部之貫通孔的平均孔徑較大之筒形狀。製造發泡粒子C時，首先，使用用以於芯層形成貫通孔之模嘴之小孔內徑與發泡粒子A之製作中所用之共擠出模嘴不同之共擠模嘴，製作具備以PP1為基材樹脂之芯層與以PP2為基材樹脂之融接性改善層之圓筒狀樹脂粒子(參見表2)。除了於將容器內溫度設為146.4℃，錶壓設為3.5MPa(G)以外與發泡粒子A相同之條件下使該樹脂粒子發泡獲得發泡粒子C。
(發泡粒子D) 如表2所示，發泡粒子D具有由以PA1(參見表1)為基材樹脂之發泡層3所成之單層構造。如圖5及圖6所示，發泡粒子D具有筒形狀，其具有作為缺陷部21之貫通孔211。
製作發泡粒子D時，首先，使用具備芯層形成用擠出機之擠出裝置，將自擠出機擠出之擠出物藉由線切割方式切斷而製作樹脂粒子。具體而言，將表1所示之PA1與氣泡調整劑供給至芯層形成用擠出機中，在擠出機內於最大設定溫度260℃熔融混練，獲得芯層形成用樹脂熔融混練物。將該熔融混練物自具備用以於芯層形成貫通孔之小孔的模嘴擠出後，一面拉取擠出物一面以水溫10℃之冷水冷卻，使用造粒機切斷為適當長度，藉此獲得由具有貫通孔之圓筒狀芯層所成之樹脂粒子。又使用滑石作為氣泡調整劑，滑石之添加量相對於聚醯胺系樹脂為3000質量ppm。且每1個樹脂粒子之質量約為1.5mg。
其次，藉由直接發泡法使樹脂粒子發泡，獲得發泡粒子E。具體而言，將1kg樹脂粒子與3L作為分散介質之水一起投入5L密閉容器內。其次，於密閉容器內，添加相對於樹脂粒子100質量份為0.3質量份之分散劑與0.004質量份之分散助劑，將樹脂粒子分散於分散介質中。作為分散劑使用高嶺土。又作為分散助劑，使用界面活性劑(烷基苯磺酸鈉)。
隨後，一面攪拌密閉容器內一面將作為物理發泡劑之二氧化碳供給於密閉容器內，將容器內溫度上升至131.0℃。此時之容器內壓力(即含浸壓力、二氧化碳壓力)以錶壓計為4.0MPa(G)。容器內溫度達到131.0℃後，藉由於該溫度保持15分鐘，使物理發泡劑含浸於樹脂粒子。物理發泡劑含浸完成後，打開密閉容器，藉由將內容物釋放至大氣壓下而使樹脂粒子發泡。藉由以上，獲得具備芯層經發泡之發泡層的發泡粒子D。
(發泡粒子E) 發泡粒子E具有圓柱形狀，其不具有貫通孔且於側周面不具有溝槽。亦即，發泡粒子E不具有缺陷部。發泡粒子E之製造方法於樹脂粒之製作過程中，除未設置缺陷部以外，與發泡粒子D之製造方法相同。
接著，使用前述發泡粒子A~發泡粒子E藉由以下方法製造成形體。
(實施例1~3、比較例1~4) 首先，將表3及表4所示之發泡粒子於23℃下乾燥24小時後，含浸空氣使內壓，即氣泡內之壓力提高至表3及表4之「粒子內壓」欄所示之值。又比較例3中，由於未對發泡粒子賦予內壓，故於「粒子內壓」欄中記載符號「-」。發泡粒子之內壓係如下測定之值。測定正要填充於成形模內之前的內壓經提高之狀態之發泡粒子群的質量Q(單位：g)及經過48小時後之發泡粒子群的質量U(單位：g)，將Q與U之差設為增加空氣量W(單位：g)。使用該等值，基於下述式(10)算出發泡粒子之內壓(單位：MPa(G))。
但，前述式(10)中之M為空氣分子量，R為氣體常數，T為絕對溫度，V為自發泡粒子群之表觀體積減去發泡粒子群中所佔之基材樹脂之體積所得之體積(單位：L)。本例中，設為M=28.8(g/mol)，R=0.0083(MPa・L/(K・mol))，T=296(K)。
其次，藉由開裂填充法於成形模中填充發泡粒子(開裂填充步驟)。如圖1~圖4所示，本例中使用之成形模1具有固定模11，與以相對於固定模11可於一方向往返移動之方式構成之可動模13。又成形模1構成為可於固定模11與可動模13之間形成成形模腔12。本例之成形模1中之成形模腔12構成為可成形有底箱狀之成形體。由本例之成形模1所成形之成形體的外型尺寸為長300mm×寬200mm×厚60mm。又，於成形體之長300mm×寬200mm之面的中央，設置內部尺寸為長200mm×寬150mm×深45mm的開口部。成形模1係成形體之厚度方向對應於成形模之開閉方向，長方向對應於成形模腔之高度方向，寬方向對應於與成形模之開閉方向及成形模腔之高度方向均正交之方向。由下述式(1)表示之成形模之開閉方向的平均長度L A如表3及表4所示。
但，前述式(1)之V係前述成形模完全閉合狀態下之前述成形模腔之容積(單位：mm 3)，S為前述成形模腔於前述成形模之開閉方向投影時之投影面積(單位：mm 2)。
又，成形模腔12於成形模1完全閉合之狀態下，具有開閉方向之長度比平均長度L A長之第一部分121及開閉方向之長度比平均長度L A短之第二部分122。如圖1~圖4所示，本例之成形模腔12之第一部分121係與成形體側壁對應之部分，第二部分122係與成形體之底壁對應之部分。表3及表4中顯示於成形模1完全閉合之狀態下測定之成形模腔的第一部分之開閉方向的長度的最大值L1 max及第二部分之開閉方向的長度的最小值L2 min。
開裂填充步驟中，如圖1所示，開裂間隙之大小δ，亦即發泡粒子填充時自固定模11至可動模13之開閉方向之距離為表3及表4所示之值得方式使成形模為打開狀態，自料斗14將發泡粒子2供給至成形模1。如圖2所示，以固定模11與可動模13之間形成開裂間隙之狀態將發泡粒子2填充之成形模腔12完成後，如圖3所示，使成形模1完全閉合，對發泡粒子2進行機械壓縮。此時之第一部分之壓縮率的最小值P1 min及第二部分之壓縮率的最大值P2 max示於表3及表4。又第一部分之壓縮率的最小值P1 min及第二部分之壓縮率的最大值P2 max由下述式(2)及(3)算出。
成形模完全閉合後，進行自成形模之兩面供給作為加熱介質之蒸氣5秒並預加熱之排氣步驟。之後，自成形模之一面側供給蒸氣，直至達到如表3及表4所示之較正式加熱時之成形壓低0.08MPa(G)之壓力，進行一面加熱。其次，自成形模之另一面側供給蒸氣，直到達到較正式加熱時之成形壓低0.04MPa(G)之壓力，進行一面加熱。隨後，自成形模之兩面供給蒸氣，直到達到表3及表4所示之成形壓，進行正式加熱。正式加熱完成後，釋放成形模內之壓力，於成形模內將成形體冷卻直到成形體之因發泡力引起之表面壓成為0.04MPa(G)。隨後，將成形體自成形模取出。將脫模後之成形體於80℃之烘箱中靜置12小時，進行固化(curing)步驟。固化(curing)步驟後，藉由使成形體於相對濕度50%、23℃、1atm之條件靜置24小時，進行成形體之狀態調節。如此獲得之成形體供於後述之成形體之評價。
(實施例4) 實施例4中，除了使用成形模腔12之形狀不同的成形模1以外，藉由與實施例1相同方法製作成形體。本例中使用之成形模1之成形模腔12係有底箱狀，構成為可成形外部尺寸為長500mm×寬300mm×厚100mm，且於長500mm×寬300mm之中央面，具有內部尺寸為長375mm×寬200mm×深70mm之開口部之成形體。
(實施例5，比較例5) 實施例5及比較例5中，除了如表3及表4所示，使用聚醯亞胺系發泡粒子以外，藉由與實施例1相同方法製作成形體。
實施例及比較例之發泡粒子及成形體之諸特性示於表2~表4。表2~表4所示之諸特性之評價方法如下。又比較例4之成形體中，由於薄壁部(底壁)之發泡粒子完全未融接，無法獲得所需形狀之成形體，故未進行融接率以外之評價。因此，比較例4中融接率以外之欄中，記載表示未進行評價之記號「-」。又，比較例1~5於使用實施固化(curing)步驟之成形體之評價中，表面性及/或融接性差，無法獲得良好成形體，故未進行於省略固化(curing)步驟時之尺寸安定性的評價。因此，比較例1~5之尺寸安定性之欄中，記載表示未進行評價之記號「-」。
(發泡粒子之評價) 發泡粒子之物性測定及評價時，使用於相對濕度50%、23℃、1atm之條件下靜置24小時進行狀態調節後之發泡粒子。
＜總體密度＞ 將狀態調節後之發泡粒子以自然堆積之方式填充於量筒中，自量筒之刻度讀取發泡粒子群之總體體積(單位：L)。隨後，將量筒內之發泡粒子群之質量(單位：g)除以前述總體體積，進而進行單位換算，算出發泡粒子之總體密度(單位：kg/m 3)。
＜表觀密度＞ 測定狀態調節後之發泡粒子群之質量後，使用金屬絲網將其沉入含有溫度23℃之乙醇的量筒中。接著，考慮金屬絲網之體積，測定由水位上升量讀取的發泡粒子群之體積。將如以上所得之發泡粒子群的質量(單位：g)除以容積(單位：L)後，藉由換算單位而算出發泡粒子之表觀密度(單位：kg/m 3)。又，表2之「表觀密度/總體密度」欄中，顯示由前述方法所得之表觀密度相對於總體密度之比。
・貫通孔之平均孔徑d 發泡粒子之貫通孔的平均孔徑d如下求出。首先，使發泡粒子群於相對濕度50%、溫度23℃、氣壓1atm之環境下靜置24小時以上，調節發泡粒子之狀態。針對自狀態調節後之發泡粒子群隨機選擇之100個發泡粒子，藉由於軸向中央以垂直於軸向之面切斷使切斷面露出。拍攝各發泡粒子之切斷面之照片，求出剖面照片之貫通孔部分的剖面積(開口面積)。算出與剖面積具有相同面積之假想真圓直徑，將該等予以算術平均之值設為發泡粒子之貫通孔的平均孔徑d(單位：mm)。
・發泡粒子之平均外徑D 發泡粒子之平均外徑係如下求出。首先，使發泡粒子群於相對濕度50%、溫度23℃，氣壓1atm之環境下靜置24小時以上，調節發泡粒子之狀態。針對自狀態調節後之發泡粒子群隨機選擇之100個發泡粒子，藉由於軸向中央以垂直於軸向之面切斷使切斷面露出。拍攝各發泡粒子之切斷面之照片，求出發泡粒子之剖面積(包含貫通孔之開口部)。算出與剖面積具有相同面積之假想真圓直徑，將該等予以算術平均之值設為發泡粒子之平均外徑D(單位：mm)。又表2中一併記載貫通孔之平均孔徑d相對於發泡粒子之平均外徑D之比d/D的值。
・發泡粒子之平均壁厚t 使用發泡粒子之平均外徑D(單位：mm)及貫通孔之平均孔徑d(單位：mm)，基於下述式(5)算出發泡粒子之平均壁厚t(單位：mm)。表2亦一併記載發泡粒子之平均壁厚t相對於平均外徑D之比t/D的值。
＜缺陷部之合計剖面積Ct，缺陷部每1個之平均剖面積Ca＞ 自狀態調節後之發泡粒子群隨機選擇100個發泡粒子，將該等發泡粒子於其軸向中央位置與軸向垂直之面切斷，使切斷面露出。其次，拍攝發泡粒子之切斷面的照片，藉由進行圖像解析測定各個發泡粒子之貫通孔之剖面積C(參見圖10)。
對100個發泡粒子進行上述操作，將所得之貫通孔之剖面積之算術平均值設為缺陷部之合計剖面積Ct。又由於發泡粒子A~C係每1個發泡粒子設置1個貫通孔，故每1個缺陷部之平均剖面積Ca等於缺陷部之合計剖面積Ct。表2亦記載缺陷部之合計剖面積Ct相對於切斷面之發泡粒子之平均剖面積A之比Ct/A以及缺陷部每1個之平均剖面積Ca相對於發泡粒子之平均剖面積A之比Ca/A。
又，前述發泡粒子之平均剖面積A之計算方法如以下。首先，將發泡粒子於軸向中央之與軸向垂直之面切斷，使切斷面露出。測量該切斷面之發泡粒子2的剖面積。發泡粒子2之剖面積係於切斷面之發泡層3之剖面積與融接性改善層4之剖面積之合計。切斷面之發泡粒子2之剖面積之測量係藉由拍攝發泡粒子之切斷面之照片並圖像解析而進行。缺陷部之剖面積不包含於前述發泡粒子之剖面積。對100個發泡粒子進行上述操作，將所得之發泡粒子之剖面積的算術平均值作為發泡粒子之平均剖面積A。
＜水冷時間＞ 使發泡粒子模內成形時，測量自正式加熱結束之時點起至成形體因發泡力而使表面壓力到達0.04MPa(G)之時點的時間，將該時間設為水冷時間。
(成形體之評價) ＜成形體之平均密度＞ 將成形體之質量(單位：g)除以自成形體之外部尺寸求出之體積(單位：L)後，藉由單位換算算出成形體之平均密度(單位：kg/m 3)。
＜側壁及底壁之密度＞ 首先，自成形體之側壁及底壁各者，以不含表層(skin)面，亦即不含於模內成形時與成形模接觸之表面之方式，切出試驗片。又成形體之側壁係對應於成形模腔之第一部分的厚度之厚部分，且係於開裂填充步驟中發泡粒子之壓縮率比較低的部分。又，成形體之底壁係對應於成形模腔之第二部分的厚度之薄部分，且係開裂填充步驟之發泡粒子的壓縮率比較高的部分。
將該等試驗片之質量(單位：g)除以自試驗片之外型尺寸求出之體積(單位：L)後，藉由單位換算，算出側壁及底壁之密度(單位：kg/m 3)。
＜側壁及底壁之融接率＞ 自成形體之側壁及底壁各者，以不含表層面之方式，切出長方體形狀之試驗片。將該等試驗片以於長度方向大致二等分之方式予以彎折而斷裂。隨後，觀察試驗片之斷裂面，藉由目視分別測量發泡粒子本身破裂(材料破壞)之發泡粒子數與於發泡粒子之界面剝離之發泡粒子數。然後，算出材料破壞之發泡粒子數相對於斷裂面存在之發泡粒子總數之比例，將以百分比表示之值設為側壁及底壁之融接率(單位：%)。 ＜側壁及底壁之拉伸強度＞ 側壁及底壁之拉伸強度係依據JIS K6767：1999測定。具體而言，首先，使用垂直切片機(vertical slicer)，自成形體之短邊方向之側壁及底壁之各者以所有面均為切出面，且切出之片的厚度方向為成形體之厚度方向之方式，切出120mm×25mm×厚10mm之長方體形狀之切出片。使用啞鈴形狀之沖模自該等切出片製作啞鈴狀1號形狀之試驗片。使用所得試驗片以500mm/min之拉伸速率進行拉伸試驗，製作荷重-位移曲線。將該荷重-位移曲線中之最大拉伸應力設為側壁及底壁之拉伸強度。又拉伸強度係成形體之韌性指標。
＜側壁之50%壓縮應力＞ 自成形體之短邊方向之側壁，以不包含表層面且試驗片之厚度方向成為成形體厚度方向之方式，切出具有50mm×50mm×厚25mm之長方體形狀之試驗片。基於JIS K6767：1999，藉由以壓縮速度10mm/min進行壓縮試驗，而求出成形體之側壁的50%壓縮應力(單位：kPa)。又50%壓縮應力係成形體之剛性指標。
＜側壁及底壁之空隙率＞ 自成形體之短邊方向之側壁及底壁各者，以試驗片之厚度方向為成形體之厚度方向之方式，切出具有20mm×100mm×厚20mm之長方體形狀之試驗片。將試驗片沉入含有乙醇之量筒中，自乙醇之液面上升量求出試驗片之真體積Vc(單位：L)。又，自試驗片之外型尺寸求出試驗片之表觀體積Vd(單位：L)。使用由以上所得之試驗片之真體積Vc與表觀體積Vd，基於下述式(4)算出側壁及底壁之空隙率(單位：%)。
＜表面性＞ 基於目視觀察成形體之底壁之內側表面之結果，評價成形體之表面性。表3~表4中之「外觀」欄中，於成形體之表面的粒子彼此之間隙少，且起因於溝槽及貫通孔等缺陷部之凹凸不明顯時記載為記號「A」，於成形體表面略微見到起因於粒子間隙及/或貫通孔等缺陷部之凹凸時記載為記號「B」，於成形體表面顯著見到起因於粒子間隙及/或貫通孔等缺陷之凹凸時記載為記號「C」。
＜固化(curing)步驟省略時之形狀安定性＞ 自成形模卸除成形體後，使用未實施固化(curing)步驟之成形體進行形狀安定性評價。具體而言，藉由使脫模後之成形體於相對溼度50%、23℃、1atm之條件下靜置24小時，而進行成形體之狀態調節。使用狀態調節後之成形體，自厚度方向觀察成形體之俯視中，分別測量底壁內側之表面之比各頂點更向中心方向為10mm內側之4處位置之底壁厚度與中央部之底壁厚度。其次，算出所測量之處中厚度之最薄處之厚度相對於厚度之最厚處之厚度的比(單位：%)。於表3及表4之「形狀安定性」欄中，厚度比為95%以上時記載為「良好」，未達95%時記載為「不良」。
如表3所示，實施例1~5中，以壓縮率之差P2 max-P1 min為前述特定範圍內之方式設定成形模腔之形狀及開裂間隙的大小δ，將發泡粒子進行開裂填充後，進行模內成形。實施例1~5中使用之發泡粒子具有前述特定形狀。因此，實施例1~5中，可縮短水冷時間。又，實施例1~5之成形體之外觀優良，厚壁部及薄壁部均係融接率高，且具有優異之韌性及剛性。
另一方面，如表2所示，比較例1~2中使用之發泡粒子B係不具有缺陷部之以往之聚丙烯系樹脂發泡粒子。又，比較例5中使用之發泡粒子E係不具有缺陷部之以往之聚醯胺系樹脂發泡粒子。此等發泡粒子B及發泡粒子E進行開裂填充後進行模內成形時，如表4所示，水冷時間變長。又，開裂填充步驟時之壓縮率高的底壁中發泡粒子彼此之融接不足，使底壁之韌性降低。特別是壓縮率之差P2 max-P1 min比較高之比較例2中，水冷時間顯著較長，且融接率顯著降低。
如表2所示，比較例3中使用的發泡粒子C之每1個缺陷部之平均剖面積Ca相對於發泡粒子之平均剖面積A之比Ca/A及缺陷部之合計剖面積Ct相對於發泡粒子之平均剖面積A之Ct/A比過大。此種發泡粒子C進行開裂填充後進行模內成形時，開裂填充步驟時之壓縮率低的側壁中之發泡粒子的二次發泡性不足，且起因於其較大之缺陷部，使成形體之外觀較差，且剛性及韌性等機械特性降低。
比較例4係使用與實施例1~4相同的發泡粒子A，且開裂間隙之大小δ大於實施例1~4之例。如表4所示，於比較例4之成形條件，第一部分之壓縮率之最小值P1 min與第二部分之壓縮率之最大值P2 max之差P2 max-P1 min過大。其結果，第二部分中發泡粒子彼此無法融接。
以上基於實施例說明本發明之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法的具體態樣，但本發明之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法的具體態樣並不限定於實施例之態樣，在不損及本發明要旨之範圍內可適當變更構成。
1:成形模 2:發泡粒子 3:發泡層 4:融接性改善層 11:固定模 12:成形模腔 13:可動模 14:料斗 21:缺陷部 121:第一部分 122:第二部分 211:貫通孔 212:溝槽 C:剖面積 L1:切線
[圖1]係顯示開裂填充步驟中填充發泡粒子之狀態的成形模之主要部分剖面圖。 [圖2]係顯示開裂填充步驟中發泡粒子之填充完成之狀態的主要部分之成形模的剖面圖。 [圖3]係顯示開裂填充步驟中完全閉合狀態之成形模之主要部分剖面圖。 [圖4]係顯示完全閉合狀態之成形模之主要部分之一部分放大圖。 [圖5]係具有作為缺陷部之貫通孔的發泡粒子之外觀示意圖。 [圖6]係圖5之VI-VI線箭頭剖面圖(發泡粒子切斷面之俯視圖)。 [圖7]係具有作為缺陷部之溝槽的發泡粒子之外觀示意圖。 [圖8]係圖7之VIII-VIII線箭頭剖面圖(發泡粒子切斷面之俯視圖)。 [圖9]係具有融接改善層之發泡粒子之外觀示意圖。 [圖10]係圖9之X-X線箭頭剖面圖(發泡粒子切斷面之俯視圖)。 [圖11]係顯示高溫峰面積之計算方法的說明圖。
1:成形模
2:發泡粒子
11:固定模
12:成形模腔
13:可動模
14:料斗
121:第一部分
122:第二部分

Claims (11)

  1. 一種熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其包含：開裂(cracking)填充步驟，其係於開裂間隙經打開之狀態的成形模之成形模腔內，填充具備發泡層之熱塑性樹脂發泡粒子後，將前述成形模完全閉合， 及模內成形步驟，其係於前述開裂填充步驟完成之後，將加熱介質供給至前述成形模腔內，使前述發泡粒子彼此相互融接； 於前述成形模完全閉合之狀態下，前述成形模腔具有：於前述成形模之開閉方向的長度比以下述式(1)表示之平均長度L A長之第一部分與於前述成形模之開閉方向的長度比前述平均長度L A短之第二部分， 前述開裂填充步驟中之以下述式(2)表示之前述第一部分之壓縮率的最小值P1 min與以下述式(3)表示之前述第二部分之壓縮率的最大值P2 max之差P2 max-P1 min為5%以上100%以下， 前述成形模腔之開閉方向的平均長度L A為10mm以上， 前述發泡粒子具有柱狀形狀，同時具有1個以上之選自由於軸向貫通前述發泡粒子之內部的貫通孔及於前述發泡粒子之側周面沿軸向延伸之溝槽所成之群之1種或2種的缺陷部， 前述發泡粒子於軸向的中央之中，於垂直於軸向之面切斷所得之切斷面中之前述缺陷部每1個的平均剖面積Ca相對於前述發泡粒子之平均剖面積A之比Ca/A為0.01以上0.20以下，且前述缺陷部之合計剖面積Ct相對於前述發泡粒子之平均剖面積A之比Ct/A為0.02以上0.20以下， (但，前述式(1)中之V係前述成形模完全閉合之狀態下之前述成形模腔之容積(單位：mm 3)，S係將前述成形模腔於前述成形模之開閉方向投影時之投影面積(單位：mm 2)，前述式(2)及式(3)中之δ係前述開裂填充步驟中之前述開裂間隙的大小(單位：mm)，前述式(2)中之L1 max係前述成形模完全閉合之狀態下測定之於前述開閉方向之前述第一部分的長度之最大值(單位：mm)，前述式(3)中之L2 min係前述成形模完全閉合之狀態下測定之於前述開閉方向之前述第二部分的長度之最小值(單位：mm))。
  2. 如請求項1之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中前述發泡粒子之表觀密度相對於前述發泡粒子之總體密度之比超過1.6且未達2.0以下。
  3. 如請求項1或2之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中前述開裂填充步驟中之前述第二部分之壓縮率的最大值P2 max為25%以上150%以下。
  4. 如請求項1至3中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中前述成形模之開閉方向之前述第一部分之長度的最大值L1 max為55mm以上。
  5. 如請求項1至4中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中與藉由前述製造方法所得之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之前述第一部分對應之部分的融接率為70%以上。
  6. 如請求項1至5中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中藉由前述製造方法所得之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之空隙率為4%以上12%以下。
  7. 如請求項1至6中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中前述發泡粒子具有1個以上之前述貫通孔作為前述缺陷部。
  8. 如請求項1至7中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中前述發泡粒子具有發泡層與被覆前述發泡層之融接性改善層，前述發泡層之基材樹脂為第1熱塑性樹脂，前述融接性改善層之基材樹脂係第2熱塑性樹脂。
  9. 如請求項1至8中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中構成前述發泡層之熱塑性樹脂為聚烯烴系樹脂。
  10. 如請求項1至9中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中構成前述發泡層之熱塑性樹脂係乙烯成分含量為0.5質量%以上3.5質量%以下之乙烯-丙烯無規共聚物。
  11. 如請求項1至10中任一項之熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法，其中前述發泡粒子之總體密度為10kg/m 3以上50kg/m 3以下。
TW112109691A 2022-03-17 2023-03-16 熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法 TW202406717A (zh)

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2022-043019 2022-03-17

Publications (1)

Publication Number Publication Date
TW202406717A true TW202406717A (zh) 2024-02-16

Family

ID=

Similar Documents

Publication Publication Date Title
WO2010150466A1 (ja) ポリプロピレン系樹脂発泡粒子及び発泡粒子成形体
KR20130055559A (ko) 폴리프로필렌계 수지 발포 블로우 성형체의 제조 방법
JP2008273117A (ja) 表皮付ポリプロピレン系樹脂発泡成形体
US20220267552A1 (en) Expanded bead and method for producing the same
JP6170765B2 (ja) 表皮付きポリオレフィン系樹脂発泡成形体の製造方法
CN100522545C (zh) 生产热塑性树脂发泡制品的方法
JP2010158866A (ja) 成形体及び成形体の製造方法
TW202406717A (zh) 熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法
TW202405070A (zh) 熱塑性樹脂發泡粒子成形體之製造方法
JP7417179B1 (ja) 熱可塑性樹脂発泡粒子成形体の製造方法
JP4278088B2 (ja) 表皮付発泡成形体及びその製造方法
TW202140651A (zh) 聚丙烯系樹脂發泡粒子及聚丙烯系樹脂發泡粒子成形體
JP4484175B2 (ja) 多層ポリエチレン系樹脂発泡成形体の製造方法
JP7417178B1 (ja) 熱可塑性樹脂発泡粒子成形体の製造方法
JP4569238B2 (ja) 熱可塑性樹脂発泡シートの真空成形方法
US20240025093A1 (en) Polypropylene-based resin expanded beads and molded article thereof
JP7299555B2 (ja) ポリプロピレン系樹脂発泡粒子成形体及びその製造方法
JP7164660B2 (ja) 芯材
JP7252457B2 (ja) 一体成形体及びその製造方法
US20240018325A1 (en) Thermoplastic resin expanded bead and molded article of thermoplastic resin expanded beads
WO2023153310A1 (ja) 結晶性熱可塑性樹脂発泡粒子、結晶性熱可塑性樹脂発泡粒子成形体及びその製造方法
TW202321365A (zh) 聚丙烯系樹脂發泡粒子成形體之製造方法
JP2023118117A (ja) 結晶性熱可塑性樹脂発泡粒子成形体及びその製造方法
TW202311389A (zh) 聚丙烯系樹脂發泡粒子，其製造方法，以及聚丙烯系樹脂發泡粒子成形體
JP2022167218A (ja) 多層発泡粒子