WO2006077757A1

WO2006077757A1 - 制振材料およびシート状制振材料の製造方法

Info

Publication number: WO2006077757A1
Application number: PCT/JP2006/300227
Authority: WO
Inventors: Shigetoshi Araki; Akio Sugimoto; Hironobu Nakanishi
Original assignee: Kobe Steel Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd
Priority date: 2005-01-18
Filing date: 2006-01-11
Publication date: 2006-07-27
Anticipated expiration: 2007-07-18
Also published as: JP4915718B2; JP2006199759A

Abstract

　拘束型および非拘束型の制振材料として、広い温度範囲で優れた振動減衰能を発揮し得る様な樹脂材料の選定基準を明確にし、もって様々の使用環境化下で安定して優れた制振性能を発揮し得る様な制振材料を提供する。この制振材料は、高分子材からなる母材と、母材とは異なる素材からなる楕円体状粒子とを含む。そして、楕円体状粒子が母材中に分散されており、楕円体状粒子の形状を回転楕円体と仮定した時の楕円体状粒子の回転半径方向長さに対する回転軸方向長さの比率（アスペクト比；ω）が１以下である。

Description

明細書

制振材料およびシート状制振材料の製造方法

技術分野

[0001] 本発明は制振材料およびシート状制振材料の製造方法に関し、より詳細には、拘束型および非拘束型の制振材用として優れた性能を発揮する制振材料およびシート状制振材料の製造方法に関するものである。

背景技術

[0002] 鋼板やアルミニウム合金板などの金属板あるいはエンジニアリングプラスチック材等力もなる構造物の振動や騒音を低減するための素材として、高分子材料からなる制振材料が知られている。

[0003] 制振材料は、鋼板など力なる板材の表面に貼り付けて用いられるタイプの非拘束型と、鋼板など力なる 2枚の板材間にサンドイッチ状に挟み込んで用いられる拘束型とに大別されるが、いずれも、高分子材料の制振性能を表わす損失係数 (tan δ ) が当該高分子材料のガラス転移温度 (Tg)付近で最大となる特性を利用してヽる。

[0004] 尚、ガラス転移温度は、一般に秒または分の程度のタイムスケール (振動周波数で約 ΐΖ60〜1Ηζに相当）での実験によって測定される力実験が更に速くタイムスケールを短くして行われる場合 (振動周波数で 1Hz程度以上）には、見掛けの Tgは高くなる。 Tgの測定法の 1つとして採用される振動法では、動的弾性率-温度曲線にお V、て動的弾性率が急激に低下する温度として測定されるが、この温度で振動減衰能の程度を表わす損失係数は極大値を取る。振動減衰ピークは、高分子の構造が部分的に緩められて原子団ゃ小さい分子鎖セグメントが運動可能になることと関連していると思われ、こうした現象は Tg付近で起こる力高分子材料における損失係数 (ta η δ )のピーク温度は振動周波数によって変わってくる。

[0005] すなわち、通常のガラス転移温度 (Tg)は、 ΐΖ60〜1Ηζの周波数範囲の振動試験で損失係数 (tan δ )が最大となる温度として測定されるが、周波数が 1Hzを超える振動試験では損失係数 (tan δ )がピークを示す温度は高温側へずれてくる。従って、本願明細書では、損失係数 (tan δ )がピークを示す温度を、通常の「Tg」とは区別して以下「丁3」と表す。

[0006] ちなみに、高分子材料の粘弾性特性に由来して発揮される制振性能は、高分子材料の Tgによって一義的に決まる訳ではなぐ振動周波数に応じて最大の損失係数 (t an δ )を示す温度 Tsに依存すると考えられる。また、構造物が設置される環境温度が制振材料として使用される高分子材料の Tsと常に一致するわけではなぐ予定された Tsと実際の使用環境温度が異なる場合は満足のヽく制振性能は発揮されな!ヽ

[0007] そこで、こうした問題に対処するため、 Tsの異なる複数の高分子材をブレンドし、広い温度範囲で制振性能を発揮し得る様に調整したブレンド榭脂がある。具体的には、分子量で 10, 000以上、比重で 0. 06-0. 15の差がある 2種以上のポリエステル系榭脂をブレンドし、ミクロな相分離構造を形成させると、広い温度範囲で損失係数（ tan δ )が高められると共に接着性と成形力卩ェ性も向上すること、更には、これらに硬ィ匕剤を配合して熱硬化型のポリエステルとすれば、接着性が更に高められると共に耐熱性も向上する。

[0008] また、制振鋼板に代表される上記拘束型制振材に適した制振材料の粘弾性特性については、例えば下記の特許文献 1によると、鋼板などの弾性板の弾性係数 (ヤング率)を Εとしたとき、弾性板に挟み込む制振材料のせん断弾性係数 (この文献では、複素せん断弾性係数 G = G +jGで表わされている。なお、 jは虚数単位である）は

1 2

、 ΓΐΟ"⁶Ε≤ (G， G )≤10^_4Ε」で、且つ「0· 5≤ (G /G =tan S )≤3. 0」という

1 2 2 1

範囲が、全体の制振性能を高める適正範囲であると記載されている。

[0009] そして、下記特許文献 1には、実際に鋼板を弾性板として使用する場合は、上記弾性係数 Eに「2 X 10Upa」を代入して「2 X 10⁵Pa≤(G , G )≤ 2 X 10⁷Pa」の範囲が

1 2

制振材料の弾性係数の適正範囲であり、 A1合金板を弾性板として使用する場合は、上記弾性係数 Eに「7 X 10^1GPa」を代入して「7 X 10⁴Pa≤(G , G )≤2 X 10⁶Pa」の

1 2

範囲が、制振材料の弾性係数の適正範囲であると記載されて、る。

[0010] そして、上記ブレンド榭脂では、組み合わせるポリエステル系榭脂の構造や分子量などを調整し、或いは更に硬化剤を併用して熱硬化型とすることで、広い温度範囲で制振性能を示し且つ接着性や耐熱性を高め得ることが明らかにされている。特許文献 1：特開平 4- 160249号

発明の開示

[0011] し力しながら、上記ブレンド榭脂のように従来例示された榭脂以外の系では、どの様な高分子材料をどの様な組み合わせと比率で混合すればょ、かと、つた観点からの設計指針については、具体的な高分子材料の選定基準を含めて明らかではない

[0012] また、上記特許文献 1に開示された技術を活用すベぐ市販接着剤のせん断弾性係数 G (以下、剛性率： μで表わす)と損失係数 (tan δ ) ( = G ZG )とを振動周波

1 2 1 数： 10Hz〜： LOkHz、温度： 20〜80°Cの範囲で実際に調べたところ、接着剤の多くは、この特許文献 1に記載された適正範囲を外れることが分力つた。

[0013] 従って、拘束型にしろ、非拘束型にしろ、制振材料として優れた振動減衰性能を発揮させるには、制振性能を与えるための榭脂材料の選定基準を明確にする必要がある。

[0014] 本発明は上記の様な事情に着目してなされたものであって、その目的は、拘束型および非拘束型の制振材料として、広!ヽ温度範囲で優れた振動減衰能を発揮し得る様な榭脂材料の選定基準を明確にし、もって様々の使用環境下で安定して優れた制振性能を発揮し得る様な制振材料を提供することにある。

[0015] 上記課題を解決することのできた本発明に係る制振材料とは、高分子材からなる母材と、この母材とは異なる素材力なる楕円体状粒子とを含み、楕円体状粒子が母材中に分散されており、楕円体状粒子の形状を回転楕円体と仮定した時の楕円体状粒子の回転半径方向長さに対する回転軸方向長さの比率 (アスペクト比； ω )が 1 以下であるものである。

[0016] そして、この制振材料が拘束型制振材に用いられる場合は、楕円体状粒子の形状を回転楕円体と仮定した時の楕円体状粒子の回転半径方向長さに対する回転軸方向長さの比率 (アスペクト比； ω )が 0. 01以上 0. 1以下の範囲内にあるのが好ましい

[0017] この場合において、母材のせん断弾性係数 (剛性率） ( μ )に対する楕円体状粒子のせん断弾性係数 (剛性率））の比 Ζ ）が 0. 02以上 0. 3以下の範囲内であるのが好ましい。また、母材と楕円体状粒子の素材とが、ポリウレタン系の形状記憶高分子であるのが好まし、。

[0018] また、上記制振材料が非拘束型制振材に用いられる場合は、母材のせん断弾性係数 (剛性率） ( μ )に対する楕円体状粒子のせん断弾性係数 (剛性率） I）の比（ μ / μ )が 1以下であるのが好ましい。

I

[0019] また、上記制振材料が非拘束型制振材に用いられる場合は、母材がポリオレフインであり、楕円体状粒子の素材がポリエステルである力或いは母材がポリプロピレンであり、楕円体状粒子の素材がポリイソブチレンであるのが好ましい。

[0020] また、上記制振材料が非拘束型制振材に用いられる場合は、母材中に、母材のせん断弾性係数 (剛性率））に対するせん断弾性係数 (剛性率））の

Η 比 Η / μ )が 7以上であり、且つアスペクト比が 1. 0以下である硬質粒子が更に分散されているのが好ましい。このように構成すれば、制振材料としての損失係数を高めつつ、複合榭脂全体の剛性率を高めることができ、非拘束型制振材用としての制振性能を一段と高めることができるので好まし、。

[0021] また、上記の何れの場合も、楕円体状粒子の損失係数が最大となる温度 Tsが、母材の損失係数が最大となる温度 Tsよりも低いものであることが好ましぐまた、楕円体状粒子として、損失係数が最大となる温度 Tsの異なる複数の粒子が母材中に分散されて、る制振材料は、広、温度範囲で安定して高、損失係数を示すので好ま U、。さらに、上記の何れの場合も、母材の溶解度パラメータと楕円体状粒子の溶解度パラメータとの差が l [MPa] ⁵以上であるのが好ましい。

[0022] 本発明の更に他の構成は、母材中にこの母材とは異なる素材力なる略球形の榭脂粒子が分散された複合榭脂を、肉厚低減率を 0. 01以上 1. 0以下の範囲に制御しながらシート状に加工するシート状制振材料の製造方法である。

[0023] このシート状制振材料の製造方法において、複合榭脂をシート状に加工するのに際し、 2軸延伸法を採用し、縦方向および横方向に母材樹脂が引き伸ばされるの〖こ追従して、榭脂粒子を平板状に引き伸ばすのが好ましい。

[0024] この場合において、 2軸延伸法が、縦方向および横方向に同時に延伸させる同時 2 軸延伸法であるか、或いは 2軸延伸法が、縦方向および横方向のいずれか一方向に延伸させた後、他方向に延伸させる逐次 2軸延伸法であるのが好まし、。

[0025] また、上記シート状制振材料の製造方法にお!、て、母材および榭脂粒子として、両者の溶解度パラメータの差が l [MPa] ' ⁵以上であるものを使用するのが好ましい。図面の簡単な説明

[0026] [図 1]榭脂母材中に球状の榭脂粒子を 30体積％配合した複合榭脂を用いた拘束型制振材において、海状榭脂に対する島状榭脂粒子の剛性率比と島状榭脂粒子の損失係数とが複合榭脂全体としての巨視的な損失係数および剛性率比に与える影響を示すグラフである。

[図 2]榭脂母材中に球状の榭脂粒子 30体積％と球状の気泡 30体積％とを含有させた複合榭脂を用いた拘束型制振材において、海状榭脂に対する島状榭脂粒子の剛性率比と島状樹脂粒子の損失係数とが複合樹脂全体としての巨視的な損失係数および剛性率比に与える影響を示すグラフである。

[図 3]海状榭脂を単独で使用した場合と、これに 1種および Tsの異なる 4種の球状の島状榭脂粒子を併用した複合樹脂の温度と巨視的な損失係数との関係を示すダラフである。

圆 4]ァスぺ外比の異なる数種類の島状榭脂 50体積％を海状榭脂と併用した複合榭脂の温度と巨視的な損失係数との関係を示すグラフである。

[図 5]本発明で規定する楕円体状粒子のアスペクト比の算出法を示す説明図である

[図 6]ポリウレタン系形状記憶ポリマーの粘弾性特性を示す図である。

[図 7]拘束型制振材料の複合榭脂において、海状榭脂に対する島状榭脂粒子の剛性率比と島状榭脂粒子のアスペクト比とが、複合榭脂全体としての温度 30°Cでの巨視的な損失係数および剛性率比に与える影響を示す図である。

[図 8]拘束型制振材料の複合榭脂において、海状榭脂に対する島状榭脂粒子の剛性率比と島状榭脂粒子のアスペクト比とが、複合榭脂全体としての温度 70°Cでの巨視的な損失係数および剛性率比に与える影響を示す図である。

[図 9]図 8における剛性率比が 0〜0. 1の範囲を拡大して示す図である。

[図 10]海状榭脂を単独で使用した場合と、これにアスペクト比が 0. 01で Tsの異なる 5種の島状榭脂粒子を併用した複合樹脂の温度と巨視的な損失係数との関係を示すグラフである。

圆 11]非拘束型制振材について、基材板に対する制振榭脂のヤング率比をパラメ一タとし、制振樹脂 Z基材板厚比と、巨視的損失係数 Z制振樹脂損失係数比との関係を示すグラフである。

圆 12]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、粒子のアスペクト比が 0. 01の島状榭脂を使用した場合の、海状榭脂に対する島状榭脂粒子の剛性率比と島状榭脂粒子の損失係数とが、複合榭脂全体としての温度 20°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 13]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、アスペクト比が 0. 1の島状榭脂を使用した場合の、海状榭脂に対する島状榭脂粒子の剛性率比と島状榭脂粒子の損失係数とが、複合榭脂全体としての温度 20°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 14]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、アスペクト比が 1. 0の島状榭脂を使用した場合の、海状榭脂に対する島状榭脂粒子の剛性率比と島状榭脂粒子の損失係数とが、複合榭脂全体としての温度 20°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 15]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、損失係数 (tan δ )が 0. 3 の島状榭脂を使用した場合の、海状榭脂に対する島状榭脂粒子の剛性率比と島状榭脂粒子のアスペクト比（ ω )とが、複合榭脂全体としての温度 20°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 16]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、損失係数 (tan δ )が 0. 7 の島状榭脂を使用した場合の、海状榭脂に対する島状榭脂粒子の剛性率比と島状榭脂粒子のアスペクト比（ ω )とが、複合榭脂全体としての温度 20°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 17]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、損失係数が 0. 7の榭脂粒子と同損失係数が 0. 0でァスぺ外比（ω )が 0. 1である硬質粒子とを母材樹脂と

II

複合した場合の、母材榭脂に対する榭脂粒子の剛性率比と榭脂粒子のァスぺ外比 ( c^)とが、複合榭脂全体としての温度 20°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 18]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、損失係数が 0. 7の榭脂粒子と同損失係数が 0. 0でァスぺ外比（ω )が 1. 0である硬質粒子とを母材樹脂と

II

複合した場合の、母材榭脂に対する榭脂粒子の剛性率比と該榭脂粒子のァスぺ外比（ω )とが、複合榭脂全体としての温度 20°Cでの損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 19]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、損失係数が 0. 7の榭脂粒子と同損失係数が 0. 0でァスぺ外比（ω )が 10. 0である硬質粒子とを母材榭脂

II

と複合した場合の、母材榭脂に対する榭脂粒子の剛性率比と該榭脂粒子のァスぺクト比（ω )とが、複合榭脂全体としての温度 20°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 20]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、損失係数が 0. 7の榭脂粒子と同損失係数が 0. 0である硬質粒子とを母材樹脂と複合した場合の、母材榭脂に対する硬質粒子の剛性率比と該硬質粒子のァスぺ外比（ω )とが、複合榭脂全

II

体としての温度 20°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 21]母材として使用するポリプロピレンの温度と周波数による粘弾性特性を示す図である。

圆 22]島成分として用いるポリエステル粒子（1)の温度と周波数による粘弾性特性を示す図である。

圆 23]島成分として用いるポリエステル粒子（2)の温度と周波数による粘弾性特性を示す図である。

圆 24]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、島状榭脂として 2種類の榭脂粒子を複合添加した場合に、夫々の榭脂粒子のァスぺ外比が、複合榭脂全体としての温度 20°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 25]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、島状榭脂として 2種類の榭脂粒子を複合添加した場合に、夫々の榭脂粒子のァスぺ外比が、複合榭脂全体としての温度 80°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 26]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、 2種の榭脂粒子に加えてアスペクト比が 0. 1の硬質粒子を追加分散したときに、 2種の榭脂粒子の各ァスぺクト比が、複合榭脂全体としての温度 20°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 27]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、 2種の榭脂粒子に加えてアスペクト比が 0. 1の硬質粒子を追加分散したときに、 2種の榭脂粒子の各ァスぺクト比が、複合榭脂全体としての温度 80°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 28]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、 2種の榭脂粒子に加えてアスペクト比が 0. 1の硬質粒子を追加分散したときに、 2種の榭脂粒子の各ァスぺクト比が、複合榭脂全体としての温度 20°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 29]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、 2種の榭脂粒子に加えてアスペクト比が 1. 0の硬質粒子を追加分散したときに、 2種の榭脂粒子の各ァスぺクト比が、複合榭脂全体としての温度 80°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 30]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、 2種の榭脂粒子に加えてアスペクト比が 1. 0の硬質粒子を追加分散したときに、 2種の榭脂粒子の各ァスぺクト比が、複合榭脂全体としての温度 20°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 31]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、 2種の榭脂粒子に加えてアスペクト比が 10. 0の硬質粒子を追加分散したときに、 2種の榭脂粒子の各ァスぺタト比が、複合榭脂全体としての温度 80°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

圆 32]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、 2種の榭脂粒子に加えてアスペクト比が 10. 0の硬質粒子を追加分散したときに、 2種の榭脂粒子の各ァスぺタト比が、複合榭脂全体としての温度 20°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

[図 33]非拘束型制振材料として用いる複合榭脂において、アスペクト比が何れも 0. 1 である 2種の榭脂粒子にカ卩えて、アスペクト比の異なる硬質粒子を追加分散したときに、母材に対する硬質粒子の剛性率比と該硬質粒子のアスペクト比が、複合榭脂全体としての温度 80°Cでの巨視的な損失係数およびヤング率比に与える影響を示す図である。

発明を実施するための最良の形態

[0027] 前述した如く特許文献 1には、ポリエステル榭脂など特定の榭脂にっヽて、併用される榭脂の構造や分子量を調整することで、広、温度域での制振性能を高め得ると共に接着性や成形加工性も高めることができる旨の記載が見られる。

[0028] しかし、具体的に使用されている榭脂材料を含めて、当該榭脂を構成する高分子材料の弾性率や、これと組み合わせて使用される高分子材料の弾性率などにつ、ての具体的な選定基準は明らかにされていない。そのため、具体的に示された榭脂以外の系では、どの様な高分子材料をどの様な基準で選択し、どの様な比率で配合するのがよいかといったことについては、その都度、実験によって試行錯誤的に求めざるを得ない。

[0029] また、優れた接着性を有する市販接着剤の剛性率 μと損失係数 (tan δ )を、実際に遭遇する可能性の高、周波数領域（10Hz〜： LOkHz程度）と温度域（20〜80°C 程度）について調べたところ、例えば下記の通りであり、弾性板として鋼板を用いた場合の適正なせん断弾性係数範囲と思われる「2 X 10⁵Pa≤ ( μ )≤2 Χ 10⁷Pajで、且つ「0. 5≤tan 6≤3. 0」の範囲、或いは、 A1合金板を用いた場合の適正なせん断弾性係数範囲と思われる「7 X 10⁴Pa≤ ）≤7 X 10⁶Pa」で、且つ「0. 5≤tan 6≤ 3. 0」の範囲と較べると、殆どの接着剤はこの適正範囲を外れる。

[0030] 1)主剤がエポキシ榭脂で、硬化剤がポリアミドの場合：

タイプ A: μ =4 X 10⁸〜2 X 10⁹Pa、 tan δ =0. 04〜0. 4

タイプ Β ; = l X 10⁸〜2 X 10⁸Pa、 tan δ = 0. 1〜0. 8 2)主剤がエポキシ榭脂で、硬化剤が変性シリコーンの場合：

=2X10⁷〜3X10⁸Pa、 tan δ =0. 1〜0. 3

3)主剤がエポキシ榭脂 48%+炭酸カルシウム 45%で、硬化剤が変性シリコーン 5 5%+炭酸カルシウム 40%の場合：

μ =1Χ 10⁷〜2 X 10⁸Pa、 tan δ =0. 1〜0. 3

4)主剤および硬化剤が変性アタリレートの場合：

μ =1Χ 10⁸〜8 X 10⁸Pa、 tan δ =0. 1〜0. 3

5)ポリウレタン系榭脂（1液型)の場合：

タイプ Α: μ =1Χ 10⁶〜1 X 10⁷Paゝ tan δ =0. 3〜0. 6

タイプ Β; =9X10⁵〜lX10⁷Pa、 tan δ =0. 3〜0. 5

6)ポリオレフイン系榭脂の場合：

μ =1Χ 10⁷〜2 X 10⁸Pa、 tan δ =0. 3〜0. 5

7)クロ口プレン系ゴムの場合：

=5X10⁵〜lX10⁶Pa、 tan δ =0. 1〜0. 2

[0031] そこで本発明者らは、「振動減衰能の高い制振榭脂をベースとしてその接着性を強化する」という従来の改善方向を見直し、接着性には優れているが制振性の乏しい接着剤をベース榭脂 (マトリクスまたは母材と言うことがある）として選択し、これに優れた制振性能を有する榭脂を複合することで接着性と制振性を両立させることはできないかと考え、その線に沿って研究を進めてきた。

[0032] その結果、接着剤を海 (マトリクス)とし、その中に制振性能を有する榭脂材が島状に分散したいわゆる海'島構造の複合榭脂を創生することにより、優れた接着性を確保しつつ制振性能も高めることができるのではな、かと考えた。そしてこうした着想を基に検討を進めた結果、海を構成する榭脂 (以下、海状榭脂または海成分ということ力 Sある)の剛性率）と島を構成する榭脂 (以下、島状榭脂または島成分ということがある）の剛性率）の比：以下、剛性率比と言う）が 0. 1〜2、より好まし

I I

くは 0. 1〜0. 6、更に好ましくは 0. 1〜0.4の範囲となる様に海'島構成榭脂を選択して複合すれば、複合榭脂系の制振材料として高、損失係数が得られることを見出した。 [0033] ところで、弾性板として鋼板を使用する場合の拘束型制振材料に求められる上記剛性率比の好まし、値を求めると、複合榭脂を構成する海状榭脂として例えば上記ポリオレフイン系榭脂を選択し、その剛性率を周波数 1kHzの代表的な値である 40M Paとしたとき、海状榭脂を構成するポリオレフイン系榭脂の剛性率（ μ )に対する複合榭脂全体としての巨視的な剛性率）の比、即ち剛性率比は「0. 05≤ /

All All μ )≤0. 5」となり、複合榭脂全体としての巨視的な損失係数は、上記の通り「0. 5

≤ (tan δ )≤3. 0」と好ましい値になる。ところが、たとえば図 1 (島状粒子の形状は

All

球状、島状粒子の体積含有率 (f)は 30%、海状榭脂の損失係数 tan δ は 0. 5の場合）に示す如ぐこのままでは、複合榭脂としての巨視的な損失係数 (tan δ )を例え

All ば 0. 9以上に高めることができるものの、複合榭脂系制振材料としての好ましい剛性率比である「0. 05≤ / μ ≤0. 5」を満足するものとはならない。

All M

[0034] そこで、更なる改善策として、海状榭脂中に島状榭脂の他、球状の気泡を体積含有率で 30%分散させることにより、複合榭脂系制振材料としての巨視的な剛性率を調整したところ、図 2 (島状粒子の形状は球状、島状粒子の体積含有率 fは 30%、海状榭脂の損失係数 tan δ は 0. 5、空孔は球状で体積含有率が 30%の場合）に示す如ぐ空孔を含めた複合榭脂全体としての巨視的な損失係数 (tan δ )が更に高

All

められると共に、剛性率比も好適範囲である「0. 05≤ / n )≤0. 5」の範囲に

All

ほぼ収まることを確認した。

[0035] しかし、こうした改質効果を得るには、熱分解型発泡剤などを追加配合し均一分散させてから加熱発泡させる等の操作が必要となり、コストアップの原因となる。

[0036] また、ポリウレタン榭脂系の形状記憶ポリマー（Shape Memory Polymer：以下、 SM Pと略す)を例にとって、前記 Tsを 70°Cに調整した SMPからなる母材 (海状榭脂）中に、 Tsを 30°Cに調整した球状の SMP粒子を体積含有率で 50%分散させることによつて高分子系複合材料とし、巨視的な損失係数 (tan δ

All )を求めたところ、母材の Ts である 70°C付近に加えて、島状榭脂として分散させた SMP粒子の Tsである 30°C付近においても損失係数 (tan δ )が極大値を取り得ることを知った [図 3の 1種粒子分

All

散の曲線を参照]。

[0037] ところ力島成分として配合される SMP粒子の Tsである 30°Cにおける巨視的な損失係数 (tan δ )の値は、海成分となる母材の Tsである 70°Cにおける巨視的な損失

All

係数 (tan δ )の値に較べて大幅に低下するば力りでなぐ 35〜60°Cの温度域の巨

All

視的な損失係数 (tan δ )も劣悪である。そこで、 1種類の SMP粒子を分散させるの

All

ではなぐ Tsが 30°C、 40°C、 50°C、 60°Cの付近にある 4種類の SMP粒子を母材中に均一に分散させたところ、 35〜60°Cの温度領域での巨視的な損失係数 (tan δ

All

)の値をある程度平滑ィ匕することができた [図 3の 4種粒子分散の曲線を参照]。しかし平均化されたその値は、母材の Tsである 70°Cおよび、複合される SMP粒子の Ts の 1つである 30°Cでの巨視的な損失係数 (tan δ )の値に較べると明らかに低ぐこ

All

のままでは広、温度領域で優れた制振性能を示す制振材を得ることはできな、。

[0038] 以上説明した様に本発明者らはこれまでの研究で、海 ·島構造に相分離した複合榭脂系制振材料の海成分を構成する榭脂と、島成分を構成する榭脂の剛性率の比 (剛性率比）を最適化すれば、例えば制振鋼板などの制振材として用いる制振材料に必要な接着強度や適度の剛性と損失係数を確保することができ、しかも、損失係数を広い温度領域である程度高めることができること、更には、複合榭脂内に適度の気泡を共存させれば、剛性が更に向上して損失係数を更に高め得ることを明らかにした。しかし、複合榭脂として満足のいくレベルの損失係数を得るには、前述した如く気泡の混入による剛性改善策を必要とし、製造工程が煩雑でコスト高になること、しカゝも、広！ヽ温度領域で達成することのできる損失係数自体が必ずしも満足し得る値ではなぐこうした技術を実用化していくためには更なる改善が求められる。

[0039] 本発明は、こうした技術的背景の下で、前述した様な改良技術の更なる改善と実用化を目的としてなされたものである。

[0040] ところで、これまでの研究において本発明者らは、母材 (海成分）中に島成分として分散させる榭脂粒子の形状が略球状と仮定して検討を進めてきた。しかし、島成分として分散させる榭脂粒子の形状を変化させることで、複合榭脂全体としての巨視的な損失係数 (tan δ )を高めることができるのではな、かと考え、その線に沿って検討

All

を重ねてきた。

[0041] そして、まず拘束型制振材を対象として、ポリウレタン榭脂系の SMPからなる母材中にこの母材とは異なる Tsを有し、その形状を回転楕円体と仮定した時の回転半径方向長さに対する回転軸方向長さの比率 (アスペクト比； ω )が異なるポリウレタン榭脂系の SMP粒子を体積含有率で 50%分散させた複合榭脂について、複合榭脂全体としての巨視的な損失係数 (tan δ )に与える影響を調べた。結果を図 4に示す。

All

[0042] 図 4において、縦軸は複合榭脂全体としての巨視的な損失係数 (tan δ )、横軸は

All

温度 (T;°C)を示し、母材 (海成分)の Tsを 70°C、島成分として分散させる SMP粒子の Tsを 30°Cに設定し、この SMP粒子のアスペクト比（ω )を 0. 001力 1. 0の範囲で変化させた。図 4において、破線は Tsが 70°Cの母材単独で SMP粒子が分散されてヽな、ものの損失係数を示して、る。

[0043] 尚、本発明においてアスペクト比とは、図 5 [なお図 5では、説明の便宜上アスペクト比（ ω )の値が 1以上であるものを示している]に示す如ぐ粒子の形状を回転楕円体と仮定した時の回転半径方向長さ [即ち楕円体の直径 (a) ]に対する回転軸方向長さ [即ち回転軸長] (a X ω )の比率、即ち（a X co Za = ω )の値を言い、アスペクト比（ ω )の値が小さいものほど、楕円体直径 (a)に対して回転軸長（a X ω )が相対的に短ぐ例えばヘモグロビンやコインの如く極めて扁平な円盤状粒子であることを意味し、アスペクト比（ω )の値が大きいものほど、（a)に対して (a X ω )が相対的に長ぐ例えば繊維状であることを意味して、る。

[0044] 図 4から明らかな様に、島成分として分散させる SMP粒子のアスペクト比（ω )が 1.

0 (すなわち、球形)である場合、 SMP粒子と複合した複合榭脂全体としての 70°Cでの巨視的な損失係数 (tan δ )は母材単独の巨視的な損失係数 (tan δ )に対して

All All

殆ど低下しない。ところが、 SMP粒子のアスペクト比が小さくなるにつれて、 70°Cでの巨視的な損失係数 (tan δ )は低下するものの、 30°Cでの巨視的な損失係数 (ta

All

η δ )は急増することが分かる。更に、 SMP粒子のアスペクト比（ ω )が 0. 01〜0. 1

All

の範囲で、測定温度 30°Cと 70°Cにおける巨視的な損失係数 (tan δ )の値はほぼ

All

等しくなることが分かる。

[0045] 図 6は、実験に使用したポリウレタン系形状記憶ポリマー（SMP)の粘弾性特性を示しており、この SMPの Tsにおける剛性率）は 234 (MPa)、損失係数 (tan S ) は 0. 892、ポアソン比（ V )は 0. 46である。また、この SMPの Tsよりも 40°C低い温度では、剛性率）は 717 (MPa)、損失係数 (tan δ )は 0. 028、ポアソン比（ν )は 0 . 38、 Tsよりも 40°C高い温度における剛性率）は 5. 5 (MPa)、損失係数 (tan S )は 0. 123、ポアソン比（V )は 0. 5である。従って、 30°Cにおけるこの SMP粒子の母材に対する剛性率比 / H )は 0. 326 ( = 2347717)、母材の損失係数 (tan

I M

δ )は 0. 028、 SMP粒子の損失係数（tan δ )は 0. 892となる。一方、 70°Cにおけ

M I

る SMP粒子の母材に対する剛性率比 / n )は 0. 0235 ( = 5. 5/234)、母材

I M

の損失係数（tan δ )は 0. 892、 SMP粒子の損失係数（tan δ )は 0. 123となる。

Μ I

[0046] そこで、 SMP粒子の Tsである 30°Cと母材の Tsである 70°Cにおける母材と SMP粒子の損失係数を採用し、 SMP粒子のアスペクト比（ω )と、この SMP粒子の母材に対する剛性率比 / n

I )とを種々変化させたときの、高分子系複合材料としての巨視的な損失係数 (tan δ )と、母材に対する複合材料の剛性率比（ / ιχ )とに

All All

与えられる影響について調べた。その結果を図 7〜9に示す。

[0047] これらの図において、 SMP粒子の Tsである 30°Cでは、母材の損失係数（tan S )

M

は 0. 01、ポアソン比（ V )は 0. 4、 SMP粒子の損失係数 (tan δ )は 1. 0、ポアソン

I

比）は 0. 45であり、母材の Tsである 70°Cでは、母材の損失係数 (tan δ )は 1.

I

0、ポアソン比 ( V )は 0. 45、 SMP粒子の損失係数 (tan δ )は 0. 1、ポアソン比 ( ν

I

)は 0. 50 ; SMP粒子の配合量(f)は50体積％でぁる。また図 7は、測定温度を SM Ρ粒子の Tsである 30°Cとした場合、図 8, 9は測定温度を母材の Tsである 70°Cとした場合で、図 9は図 8の / μ 力^〜 0. 1の範囲を拡大した図である。

I Μ

[0048] 図 7力ら、 SMP粒子の Tsである 30°Cでは、この SMP粒子のアスペクト比（ ω )が 0.

1以下 (即ち、 log ω≤-1)で、この SMP粒子の母材に対する剛性率比（ / μ )が

I

0. 3以下のとき、複合材料としての巨視的な損失係数 (tan δ )は 0. 5以上で、母

All

材に対する複合材料の剛性率比 / μ )は 0. 5以下となる。

All M

[0049] また図 8, 9力ら、母材の Tsである 70°Cでは、 SMP粒子のアスペクト比（ ω )が 0. 0 1以上（即ち、 log ω≥- 2)で、この SMP粒子の母材に対する剛性率比（ / μ )が

I

0. 02以上のとき、複合材料としての巨視的な損失係数 (tan δ )は 0. 5以上で、母

All

材に対する複合材料の剛性率比（ / μ )は 0. 05以上となる。

All

[0050] これらの結果からも、母材に対する島状榭脂粒子の剛性率比 ( μ / μ )を 0. 02か

I

ら 0. 3の範囲に設定し、島状榭脂粒子のアスペクト比（ω )を 0. 01力 0. 1の範囲内の値に設定すれば、制振材料として使用する場合の複合榭脂として制振材料に求められる粘弾性特性の適正範囲を確保できることが分かる。

[0051] 更に図 10には、上述した実験結果を生かし、前記図 4によって確認された実験結果から導ヽた更なる改良として、広ヽ温度域で安定して優れた損失係数を示すように作成した複合榭脂についての実験結果を示す。すなわち図 10の例は、 Tsが異なる SMP粒子でアスペクト比（ω )はいずれも 0. 01である 5種類の榭脂粒子を併用し、それらを Tsが 70°Cである SMPからなる海状榭脂中に総含有量 (f)で 50体積％配合したもので、本例によれば、 35°Cから 70°Cの広い温度域に渡って損失係数 (tan δ

All

)を平均的に高めることができる。

[0052] 上記図 10の如く適正範囲のアスペクト比を有するもので Tsの異なる複数種類の島状榭脂粒子を併用すれば、広、温度範囲で安定して優れた制振性能を示す制振材料が得られることを確認できる。

[0053] なお以上は、拘束型制振材として用いる複合樹脂に求められる粘弾性特性についての検討結果について説明した。この場合、拘束型制振材として用いられる複合榭脂の厚さは非常に薄ぐ高々 100 m程度である。即ち、複合榭脂のせん断弾性係数 (剛性率)を）、せん断変位を (d)、榭脂層厚さを (t)、複合樹脂と拘束金属板との接着面積を (A)とすると、榭脂層に作用するせん断力 (F)とせん断変位 (d)の関係は「F= AdZt」で表わすことができ、複合榭脂厚さ (t)が小さくなるほど、せん断剛性を表わす AZt」は大きくなる。そのため、複合榭脂層は薄くてもよい反面、複合榭脂層に較べて相対的に厚肉である金属板の振動減衰を薄い榭脂層で賄わねばならな！ヽため、複合榭脂層には高ヽ損失係数が求められる。

[0054] また複合榭脂層のせん断剛性が大き過ぎると、複合榭脂層はせん断変形せずに 3 層積層体が 1枚板の様に変形するため、振動エネルギーの熱エネルギーへの変換がなされず、拘束型制振材全体としての損失係数は小さくなる。逆に複合榭脂層の剛性が小さ過ぎると、複合榭脂層の歪みよるエネルギー分担率が低下するため、やはり制振材全体としての損失係数は低下する。この様に、複合榭脂層のせん断弾性係数 (剛性率）には最適範囲が存在する。即ち、拘束型制振材用として使用される複合榭脂の剛性率（ μ )や損失係数 (tan δ )には、拘束型制振材全体としての損失係数をより効果的に高めるための好適範囲があり、拘束金属板が鉄鋼やアルミニウム合金である場合の複合樹脂の好ましい剛性率）は 0. 07〜20MPaで、好ましい損失係数 (tan δ )は 0. 5〜3であることが判っており、こうした好適範囲に適合する複合榭脂のイメージは固形物と液状物の境界領域にある所謂「ネバネバ」状態の粘性物質を想定すればよい。

[0055] 次に、非拘束型制振材として用いる複合榭脂についての検討結果を述べる。

[0056] 非拘束型制振材とは、基材となる鋼板やアルミニウム合金板などの剛性板の片面もしくは両面に、制振榭脂などを接着 (積層）した構造の制振材であり、代表例として片面のみに複合榭脂層を形成した 2層型のものについて説明すると、次の通りとなる。

[0057] 2層型複合制振材全体としての損失係数を複合損失係数と呼ぶこととし、この複合損失係数 (tan δ )の制振榭脂単独の損失係数 (tan δ )に対する比 (tan δ /tan δ

R

)と、基材に対する制振榭脂層の厚さ比 (d /d )およびヤング率比 (a=E /E )

R 2 1 2 1 との間には図 11に示す様な関係があり、基材に対する制振榭脂層の厚さ比 (d /ά )

2 1 が 40以下の領域では、ヤング率比 (a)が大きいほど複合損失係数 (tan δ )は大きくなる。従って、なるべく薄い制振榭脂層で 2層型複合制振材としての複合損失係数を高めるには、ヤング率比 (a)を大きぐ即ち制振榭脂のヤング率 (E )を大きくすべき

2

である。しかし一般的な高分子材料は、 Ts以上の温度域で剛性が急激に低下するので、これを考慮すると、複合榭脂系制振材料を構成する母材 (マトリクス)の Tsは使用温度範囲よりも高めに設定する必要がある。

[0058] 非拘束型制振材料として使用される制振榭脂材料の一般的な厚さは、基材厚さの 1倍〜数倍程度であり、基材厚さを lmmとすると、制振榭脂層の厚さは lmm〜数 m mとなる。

[0059] 例えば、非拘束型制振材料の基材に対する制振榭脂層の厚さ比 (d Zd )を 1、基

2 1 材をアルミニウム合金板 (ヤング率 E = 7 X 10^1QPa)、制振榭脂をポリプロピレン (ヤン

1

グ率 E = ΐ χ 10⁹Pa)とすると、ヤング率比（a = E /E )は約 0. 01 (= 10— ²)となるの

2 2 1

で、図 11より、制振榭脂単独の損失係数 (tan δ )に対する非拘束型制振材料全体

R

としての複合損失係数 (tan δ )の比は約 0. 1となる。仮に使用温度を 20°Cと設定し、母材として Tsが 20°Cよりも十分に高いポリプロピレンを選択したとすると、その損失係数 (tan δ )は約 0. 1であるから、複合損失係数 (tan δ )は約 0. 01となり、一般に

R

制振材として評価される最低限の損失係数である 0. 05以上の値を満たすものとはならない。しかし、基材に対する制振榭脂層の厚さ比 (d で高めると、同図

2 Zd )を 3ま

1

11に示す如く複合損失係数比は 0. 6に増力!]して複合損失係数は 0. 06まで高まり、実用レベルの制振性能を示すものとなる。

[0060] こうした傾向の下に本発明では、非拘束型制振材料の制振榭脂設計において、マトリタスを構成する榭脂として相対的に Tsの高い榭脂を選択し、このマトリクス榭脂中に、前述した拘束型制振材用の樹脂の場合と同様に、損失係数を高めるための手段として Tsの異なる榭脂粒子を島成分として分散させることにより、複合損失係数で 0. 1以上を示す優れた制振性能を発揮する制振用複合樹脂の開発をも意図する。

[0061] いま、使用温度を 20°Cと想定し、母材中に分散させる榭脂粒子の Tsを 20°Cに設定すると共に、母材として Tsが 20°Cよりも十分に高いポリプロピレン（図 21参照）を使用する場合を考える。榭脂粒子の分散により巨視的ヤング率は低下しないと仮定し、基材を鋼板またはアルミニウム板とすると、ヤング率比 (E /E )

1 は約 5 X 10— ³ ( = 1 X

2

10⁹/20 X 10¹¹)〜1. 4 X 10—² ( = 1 X 10⁹/7 X 10¹⁰)となるから、基材に対する制振榭脂の厚さ比 (d /ά ) ^ Γ ΐ . 0」であるとき、複合損失係数は制振榭脂の約 0. 05〜

2 1

0. 1倍となり、厚さ比 (d Zd )が「2. 0」であるときには、複合損失係数は制振榭脂の

2 1

約 0. 2〜0. 4倍となる。従って、板厚比が「1. 0」のときに複合損失係数を「0. 1以上」とするには、制振用複合榭脂全体としての巨視的な損失係数 (tan δ )を約 1〜2

All

に設定し、板厚比が「2」のときには、制振用複合榭脂全体としての巨視的な損失係数 (tan S )を約 0. 25〜0. 5に設定する必要があることが分かる。

All

[0062] そこで、アスペクト比（ω )が「0. 01」，「0. 1」，「1. 0」である榭脂粒子を使用した場合について、榭脂粒子の損失係数 (tan δ )を 0〜5. 0、該榭脂粒子の母材に対する剛性率比 / μ )を 0. 001から 1000の範囲で変化させて、複合榭脂全体として

I

の巨視的な損失係数 (tan δ )と母材に対する複合樹脂のヤング率比 (Ε ΖΕ )を

All All M 求め、巨視的な損失係数 (tan δ )が 0. 25以上となる条件を検討した。

All

[0063] 制振用複合榭脂全体としての巨視的な損失係数 (tan δ )とヤング率比 (Ε /Ε

All All M

)の関係を、島状粒子の体積含有率 (f )を 0. 3 (30%)として求めた結果を図 12 (島状粒子のアスペクト比 ωが 0. 01の場合）、図 13 (島状粒子のアスペクト比（ω )が 0. 1の場合）、図 14 (榭脂粒子のアスペクト比（ω )が 1. 0の場合）に示す。

[0064] これらの図からも明らかな様に、榭脂粒子のアスペクト比（ω )が小さくなるにつれて複合榭脂全体としての巨視的な損失係数 (tan δ )の値は大きくなり、 ω = 0. 01の

All

ときは榭脂粒子の損失係数 (tan δ )が 0. 3以上、 ω = 0. 1のときは榭脂粒子の損失係数 (tan δ )が 0. 5以上、 ω = 1. 0のときは榭脂粒子の損失係数 (tan δ )が 0. 7 以上で、それぞれ複合榭脂全体としての巨視的な損失係数 (tan δ )は 0. 25以上

All

になることが分かる。

[0065] この結果を受けて、榭脂粒子の損失係数 (tan δ )を 0. 3または 0. 7に固定し、この榭脂粒子のアスペクト比（ω )を 0. 001〜1000 (log co =- 3〜3)の範囲で変化させ、同様に複合榭脂全体としての巨視的な損失係数 (tan δ )とヤング率比 (Ε /Ε )

All All M を求めた。

[0066] 結果は図 15, 16に示す通りであり、榭脂粒子の損失係数 (tan δ )が 0. 3の場合（図 15)には、 ω力^). 01 (log ω =— 2)以下で、岡 IJ'性率比（ / μ )力^). 04 (log (

I I

/ μ ) =-1. 4)以下のとき、また、榭脂粒子の損失係数 (tan δ )が 0. 7の場合 (図

I

16)には、 ωが 1. 0 (log co = 0)以下で剛性率比 / ）力 S 10 (log / ) =

I I

1. 0)以下のときに、複合榭脂全体としての巨視的な損失係数は 0. 25以上となるので、非拘束型制振材料全体としては、 0. 1以上の巨視的損失係数を板厚比 (d /ά

2 1

) 1〜2で達成できることが分かる（図 11参照)。

[0067] 但し、図 15, 16より、榭脂粒子の損失係数 (tan δ )が 0. 3でも 0. 7の場合でも、剛性率比 ( μ / μ )が 1以下でアスペクト比（ ω )力 ^以下の榭脂粒子を分散させた場

1

合は、母材に対する複合樹脂のヤング率比 (Ε /Ε )は 1以下となるので、最初に

All

設定した「榭脂粒子の分散により巨視的ヤング率が低下しな、と仮定し、基材を鋼板またはアルミニウム板として、ヤング率比は 5 X 10— ³〜1. 4 X 10— ²」としたことが成立不能となる。

[0068] そこで、上記榭脂粒子を分散させた状態で、更に榭脂母材に対して 10倍の剛性率を有する硬質粒子 (例えば、ガラス、マイ力、水酸ィ匕アルミニウム、水酸化マグネシゥム、シラスバノレーン、カーボンブラック、フラーレン、カーボンナノチューブ、酸化チタン等のフイラ一)を追加分散させた場合の、複合榭脂全体としての損失係数 (tan δ

All

)と母材に対する複合榭脂全体としてのヤング率比 (E /E )を、硬質粒子のァスぺ

All

クト比（ω )を 0. 1、 1. 0および 10. 0に変えた場合について求めた。尚、上記フイラ

II

一は、複合榭脂を難燃ィ匕するための充填物を兼ねたものであってもよい。

[0069] 結果は図 17, 18, 19に示す通りであり、 ω力^以下のときには、榭脂粒子の母材

II

に対する剛性率比 ( μ )が 1 (log ( μ / μ ) =0)以下でアスペクト比（ ω )が 1

I I I

. 0 (log co =0)以下の榭脂粒子を分散させた場合でも、複合榭脂全体としての損失係数 (tan δ )を損なうことなく母材に対する複合榭脂全体としてのヤング率比 (Ε

All All

ZE )を 1以上に設定できることが分かる。但し、硬質粒子のアスペクト比（ω )が 10

II

まで上がると、上記ヤング率比 (Ε /Ε )は高まるものの、巨視的な損失係数 (tan

All

δ )の値は最悪で約 1Ζ2程度まで低下する。

All

[0070] そこで、榭脂粒子のアスペクト比（ ω )を 0. 1、剛性率比 ( μ / μ )を 0. 2、損失係

I I

数 (tan S )を 0. 7に固定し、硬質粒子のアスペクト比（ω )と、母材に対する剛性率

I II

比 )を連続的に変化させて、複合榭脂全体としての損失係数 (tan δ )と

II All ヤング率比（E ZE )を求めたところ、図 20の結果を得た。この図より、 20°Cで剛性

All

率比 / n )が⁷ (log ( / n ) =約 0. ⁸)以上、硬質粒子のアスペクト比（ω )

II II II

を l (log co =0)以下とすれば、複合榭脂全体としての損失係数 (tan δ )を維持し

II All

つつ若しくは高めつつ、ヤング率比 (E /E )を 1. 0以上、すなわち巨視的ヤング

All

率を母材と同等以上にまで増大できることが分力る。

[0071] 次に、使用温度範囲を 20〜80°Cの範囲とする非拘束型制振材用の複合榭脂系制振材料の製造を考えた場合、例えば図 21に示す如ぐ 20〜80°Cの温度域、 100 Hz〜5kHz [図中の右縦軸の log (f)で 2〜3. 7]の周波数領域で、ヤング率が lGPa を超える比較的ヤング率の大きなポリプロピレンを母材として使用し、また図 22, 23 に示す如ぐこの周波数領域における Tsが 20°Cのポリエステル粒子（1)と同 Ts力 0 °Cのポリエステル粒子（2)の 2種類を分散させて複合する場合を例にとって説明する

[0072] 図 21〜23において、右側の縦軸は振動周波数 (f)の log値、左側の縦軸はヤング率 Eと損失係数 (tan δ )の log値である。黒丸で示される点の連続によって現われる線は、各榭脂の温度による損失係数 (tan δ )の変化を、また黒四角で示される点の連続によって現われる線は、各榭脂の温度によるヤング率 (Ε)の変化を夫々示している。

[0073] 海成分 (母材;マトリクス）として使用するポリプロピレンは、図 21に示す如く 20〜80 °Cの温度域、 100Hz〜5kHz [図中の縦軸 log (f)で 2〜3. 7]でヤング率（E)が 1G Pa (logE = 3)を超える高ヽ値を示すものであり、また島成分として用いるポリエステル粒子（1) , (2)は、図 22, 23に示す如ぐ上記と同じ周波数域における中間的周波数でぁる10001¾[11^1¾ :縦軸の10₈ (£) = 3]において、 20°Cまたは 80°Cで最大の損失係数を示す榭脂（すなわち、 Tsが 20°Cまたは 80°C)である。

[0074] これら図 21〜23の粘弾性曲線から、周波数が lkHz[1000Hz、即ち log (f)値で 3 ]の場合について、各榭脂の 20°Cおよび 80°Cにおけるヤング率 (E)、剛性率 )、損失係数 (tan δ )を求めると、表 1に示す通りとなる。なお、同表中に示したポアソン比）は別の方法で求めた値である。なお剛性率 )は、ヤング率とポアソン比より ί μ =ΕΖ{2 (1 + V ) }の関係力ら求めた。

[0075] [表 1]

[0076] そして、母材 (マトリクス）を構成するポリプロピレン中に、榭脂粒子を構成する Tsの異なる上記 2種類のポリエステル粒子（1) , (2)を各々 30体積％分散させることとし、榭脂粒子のアスペクト比（ ω )を変えた場合にっヽて、島成分として配合するポリエステル粒子（1) , (2)のァスぺ外比（ω )、（ω )が複合榭脂全体としての巨視的な損失係数 (tan δ )とヤング率比 (Ε /Ε )に与える影響を調べた。

All All M

[0077] 表 1より、温度が 20°Cのときの榭脂粒子 (ポリエステル粒子）（1)、（2)の母材 (ポリプロピレン）に対する剛性率比 / IX ) , ( μ / ιχ )は 0. 1, 1. 0となり、また、温

I II

度が 80°Cであるときの同剛性率比 / n ) , ( μ / n )は 0. 03, 0. 16となる。

I II

そこで、表 1に示す剛性率比と損失係数の値に固定し、ポリエステル粒子（1) , (2)のァスぺ外比（ω )、（ω )を変えたときの、複合榭脂全体としての巨視的な損失係数（

I II

tan S )とヤング率比 (E ZE )を求めたところ、図 24, 25に示す結果を得た。

All All M

[0078] 図 24からも明らかな様に、 20°Cではポリエステル粒子（2)の剛性率と損失係数は母材とほぼ同じであるため、このポリエステル粒子（2)のアスペクト比（ω )の影響は

II

なぐ粒子（1)のアスペクト比（ω )が 0. 6 (log co =約 - 0. 2)以下で損失係数 (tan δ )は 0. 25以上となる。また図 25からも明らかな様に、 80°Cではポリエステル粒子（2

All

)のアスペクト比（ω )が約 l dog co =約 0)以下のとき、損失係数 (tan δ )は 0. 25

II II All

以上となる。即ち、ポリエステル粒子（1) , (2)のアスペクト比（ω )、（ω )を各々 1以

I II

下とすれば、損失係数 (tan δ )は 0. 25以上となり、非拘束型制振材料全体として

All

は 0. 1以上の損失係数を板厚比（d /ά ) 1〜2で達成できることが分かる。

2 1

[0079] ところ力ヤング率比 (Ε ΖΕ )は最低で 0. 35まで低下する。すなわち巨視的ャ

All

ング率が母材の 35%に低下してしまうので、前記図 15, 16の場合と同様、最初に設定した「榭脂粒子の分散により巨視的ヤング率が低下しな、と仮定し、基材を鋼板またはアルミニウム板として、ヤング率比は 5 X 10— ³〜1. 4 X 10— ²」としたことが成立不能となる。

[0080] そこで、ポリエステル粒子（1) , (2)を分散させた状態で、更に母材の 10倍の剛性率を有する前述した様な硬質粒子 (3)を追加分散させた場合の、複合榭脂全体としての損失係数 (tan δ )とヤング率比 (Ε /Ε )を、硬質粒子（3)のアスペクト比（ ω

All All M I

)を 0. 1， 1. 0および 10. 0に変えた場合について夫々求めたところ、図 26〜31の

II

結果を得た。

[0081] これらの図からも明らかな様に、硬質粒子（3)のアスペクト比（ω )が「0. 1」のとき（

III

図 26参照）は、硬質粒子 (3)を分散させない場合 (図 24参照）に較べて、複合榭脂全体の損失係数 (tan δ )は 2倍程度に増大すると共に、最低のヤング率比 (Ε /

All All E )も約 0. 85まで増大し（図 27参照）、また硬質粒子（3)のアスペクト比（ω )が「1

III

. 0」のとき（図 28参照）は、硬質粒子 (3)を分散させない場合 (図 24参照)の複合榭脂全体の損失係数 (tan δ )を維持しつつ、最低のヤング率比 (Ε /Ε )は約 0. 7

All All M

5まで増大する（図 29参照）ことが分かる。但し、該硬質粒子（3)のアスペクト比（ ω )

III

が「10. 0」になると、ヤング率比 (E /E )は約 1. 2以上に増大する力硬質粒子（

All

3)を分散させない場合 (図 24,図 25参照）に較べて複合榭脂全体の損失係数 (tan δ )は最悪で 1Ζ2程度まで低下する。

All

[0082] そこで、榭脂粒子（1) , (2)のアスペクト比（ω ) , ( ω )をそれぞれ「0. 1」に固定し

I II

、硬質粒子（3)のアスペクト比（ω )と母材に対する剛性率比 / μ )を変化させ

III III

て、複合榭脂全体としての損失係数 (tan δ )とヤング率比 (Ε ΖΕ )を調べたとこ

All All M

ろ、図 32, 33に示す結果となった。この図からも明らかな様に、 20°Cおよび 80°Cで剛性率比 / n )が 7 (log / n ) =約 0. 8)以上で、アスペクト比（ω )が 1

III III III

(log co =0)以下の硬質粒子を複合すると、複合榭脂全体としての損失係数 (tan δ

III

)を維持または増大しつつ、ヤング率比 (E /E )を 1. 0以上とし、巨視的ヤング

All All M

率を母材と同等以上にまで高めることができることが分かる。

[0083] 以上の結果から、本発明を非拘束型制振材用の複合榭脂として実用化する際には、島成分としてアスペクト比（ω )が 1以下である榭脂粒子の 2種以上を併用し、好ましくは更に、母材に対する剛性率比が 7以上で且つアスペクト比が 1. 0以下である硬質粒子を好ましくは 30体積％程度以上併用することによって、複合榭脂全体として十分なヤング率を確保しつつ高!ヽ損失係数 (tan δ )を有する複合榭脂制振材料を

All

得ることができる。

[0084] なお上記では、非拘束型制振材用として Tsの異なる 2種のポリエステル粒子を榭脂粒子として併用した場合を説明したが、前記図 10で拘束型制振材用の例として説明したのと同様に非拘束型の場合でも、 Tsの異なる 3種以上の榭脂粒子を併用することで、非拘束型としても一層安定した損失係数を示す複合榭脂を得ることができる。

[0085] また上記説明では、制振榭脂材料と組み合わせる金属板として鋼板またはアルミ- ゥム合金板を使用したが、金属板の種類はもとよりこれらに限定される訳ではなぐ例えばステンレス鋼など他の鉄基合金板や Ti合金板など他の非鉄金属板、或、はそれらに各種の表面被覆処理やめつき処理等を施した種々の表面処理金属板、更にはエンジニアリングプラスチック等の様な硬質榭脂板などを使用することができる。

[0086] また制振榭脂材料としては、拘束型制振材として使用する場合は、相対的に剛性が低くて粘弾性に優れたポリウレタン系榭脂が最適であり、また非拘束型制振材用として使用する場合は、相対的に剛性の高いポリオレフイン系榭脂、より具体的には海成分を構成する母材榭脂としてはポリプロピレンが、また島成分を構成する楕円体状粒子としてはポリエステルやポリイソブチレンが好まし、代表例であるが、勿論これに制限される理由はなぐ前述した好適な粘弾性特性を有するものであれば、ポリオレフィン系榭脂、シリコーン系榭脂、ポリアミド系榭脂、アタリレート系榭脂、クロ口プレンやブタジエンなどの合成ゴム等、或、は更にそれらをエポキシ榭脂などで変性を加えた各種変性榭脂ゃブレンド榭脂などが任意に選択して使用できる。

[0087] また、海状榭脂と島状榭脂の組み合わせも自由であり、前記図示例で示した様に、同種で Tsの異なる榭脂の組合せは勿論のこと、異なる 2種以上の榭脂を任意に組み合わせて海状榭脂および Zまたは島状榭脂として併用することができる。

[0088] また、島状榭脂粒子としてのァスぺ外比の調整は、制振榭脂材料として複合化する際に混入する榭脂粒子としてアスペクト比を予め調整した楕円体状粒子を使用してもよいが、実用化する上でより好ましいのは、海状榭脂中に略球状の島状榭脂粒子を配合した複合榭脂を使用し、これを押出'延伸機などに通して金属板間にサンドイッチ状に挟み込み、或いはその片面もしくは両面に貼り合せるのに先立って、押出機の出口に設けられたダイの寸法や、延伸装置の送り速度、延伸もしくは圧下倍率などを調整し、或いは押出'成形機に付設された予熱ロールの表面温度などを調整することにより、ダイ出口力も押出機出口までの厚み減少率を、拘束型の場合は 0. 0 1〜1. 0、より好ましくは 0. 01〜0. 1の範囲内に制御し、非拘束型の場合は 1. 0以下、より好ましくは 0. 01〜0. 1の範囲内に制御し、それにより複合榭脂層内の島状榭脂粒子を圧下方向に押し潰すことによって、島成分を構成する榭脂粒子を適正範囲のアスペクト比を有する楕円体状粒子に調整する方法である。

[0089] このとき、複合榭脂中の前記母材の剛性率 )に対する島状榭脂粒子の剛性率

( μ )の比 / n )を、拘束型の場合は「0. 02-0. 3」の範囲に、また非拘束型の場合は「1以下」、より好ましくは「0. 01〜： L 0」の範囲にしておけば、複合榭脂シ一トを圧下する際の圧下力を島状榭脂粒子に集中させることができ、元々の島状榭脂粒子が略球形のものであっても圧下率を調整することで好適アスペクト比を有する楕円体状粒子に簡単に変えることができるので好ましい。

[0090] このとき、好ましくは 2軸延伸法を採用し、母材 (マトリクス榭脂）が縦方向および横方向に引き伸ばされるのに追従して、島状成分が平板状に引き伸ばされる様にするのがよい。なお 2軸延伸法としては、同時 2軸延伸、逐次 2軸延伸のどちらを採用しても構わない。勿論、金属板間にサンドイッチ状に挟み込み、或いはその片面もしくは両面に貼り合わせた後で、加熱、圧延などの方法で榭脂粒子のアスペクト比を低下させてもよい。

[0091] また母材を構成する海状榭脂と島成分を構成する榭脂粒子の海'島構造相分離の形成を促進する上では、海状榭脂と島状粒子の溶解度パラメータ (SP値)の差を 1 [ MPa]°'⁵以上とするのがよい。

Claims

請求の範囲

[1] 高分子材からなる母材と、

前記母材とは異なる素材力なる楕円体状粒子とを含み、

前記楕円体状粒子が前記母材中に分散されており、

前記楕円体状粒子の形状を回転楕円体と仮定した時の前記楕円体状粒子の回転半径方向長さに対する回転軸方向長さの比率 (アスペクト比； ω )が 1以下である、制振材料。

[2] 請求項 1に記載の制振材料であって、

拘束型制振材に用いられ、

前記楕円体状粒子の形状を回転楕円体と仮定した時の前記楕円体状粒子の回転半径方向長さに対する回転軸方向長さの比率 (アスペクト比； ω )が 0. 01以上 0. 1 以下の範囲内にあるもの。

[3] 請求項 2に記載の制振材料であって、

前記母材のせん断弾性係数 (剛性率） ( μ )に対する前記楕円体状粒子のせん断弾性係数 (剛性率） ( μ )の比（μ Ζ μ )が 0. 02以上 0. 3以下の範囲内であるもの

I I

[4] 請求項 2または 3に記載の制振材料であって、

前記母材と前記楕円体状粒子の素材とが、ポリウレタン系の形状記憶高分子であるもの。

[5] 請求項 1に記載の制振材料であって、

非拘束型制振材に用いられるもの。

[6] 請求項 5に記載の制振材料であって、

前記母材のせん断弾性係数 (剛性率） ( μ )に対する前記楕円体状粒子のせん断弾性係数 (剛性率））の比 / μ )が 1以下であるもの。

I I

[7] 請求項 5または 6に記載の制振材料であって、

前記母材がポリオレフインであり、

前記楕円体状粒子の素材がポリエステルであるもの。

[8] 請求項 5または 6に記載の制振材料であって、前記母材がポリプロピレンであり、

前記楕円体状粒子の素材がポリイソプチレンであるもの。

請求項 5〜8のいずれか 1項に記載の制振材料であって、

前記母材中に、前記母材のせん断弾性係数 (剛性率） ( μ )に対するせん断弾性係数 (剛性率））の比 / μ )が 7以上であり、且つアスペクト比が 1. 0以下で

Η Η

ある硬質粒子が更に分散されているもの。

請求項 1〜9のいずれか 1項に記載の制振材料であって、

前記楕円体状粒子の損失係数が最大となる温度が、前記母材の損失係数が最大となる温度よりも低いもの。

請求項 1〜10のいずれか 1項に記載の制振材料であって、

前記楕円体状粒子として、損失係数が最大となる温度の異なる複数の粒子が前記母材中に分散されてヽるもの。

請求項 1〜11の、ずれか 1項に記載の制振材料であって、

前記母材の溶解度パラメータと前記楕円体状粒子の溶解度パラメータとの差が 1 [ MPa] ⁵以上であるもの。

母材中にこの母材とは異なる素材カゝらなる略球形の榭脂粒子が分散された複合榭脂を、肉厚低減率を 0. 01以上 1. 0以下の範囲に制御しながらシート状に加工する、シート状制振材料の製造方法。

請求項 13に記載のシート状制振材料の製造方法であって、

前記複合榭脂をシート状に加工するのに際し、 2軸延伸法を採用し、縦方向および横方向に母材樹脂が引き伸ばされるのに追従して、前記榭脂粒子を平板状に引き伸ばすもの。

請求項 14に記載のシート状制振材料の製造方法であって

前記 2軸延伸法が、前記縦方向および前記横方向に同時に延伸させる同時 2軸延伸法であるもの。

請求項 14に記載のシート状制振材料の製造方法であって、

前記 2軸延伸法が、前記縦方向および前記横方向の!、ずれか一方向に延伸させた後、他方向に延伸させる逐次 2軸延伸法であるもの。請求項 13〜16のいずれか 1項に記載のシート状制振材料の製造方法であって、前記母材および前記榭脂粒子として、両者の溶解度パラメータの差が 1 [MPa] 以上であるものを使用するもの。