JP2009006709A - 熱可塑性樹脂成形体及びその製造方法 - Google Patents
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Abstract
【課題】剛性及び衝撃強度に優れる樹脂成形体及びその製造方法を提供する。
【解決手段】熱可塑性樹脂を、最大射出圧力がＰである射出成形機の金型キャビティに充填する充填工程と、前記熱可塑性樹脂の充填を実質的に停止して、保持する第一保圧工程と、この第一保圧工程を経た前記熱可塑性樹脂を加圧して保持する第二保圧工程と、を有する。
【選択図】なし
【解決手段】熱可塑性樹脂を、最大射出圧力がＰである射出成形機の金型キャビティに充填する充填工程と、前記熱可塑性樹脂の充填を実質的に停止して、保持する第一保圧工程と、この第一保圧工程を経た前記熱可塑性樹脂を加圧して保持する第二保圧工程と、を有する。
【選択図】なし
Description
本発明は、熱可塑性樹脂成形体及びこの熱可塑性樹脂成形体の製造方法に関する。さらに詳細には、剛性及び衝撃強度に優れる熱可塑性樹脂成形体及びこの熱可塑性樹脂成形体の製造方法に関する。
従来から熱可塑性樹脂成形体、特にプロピレン系樹脂成形体は、自動車用部品や家電製品用部品等の工業材料として、多くの分野で使用されている。
例えば、特許文献１には、機械的物性、温度特性や硬度を備えたポリプロピレン樹脂成形体として、ポリプロピレン樹脂と核剤とを含有する組成物を成形して得られる成形体を、１５５℃〜１７０℃の範囲で、熱処理して製造されるポリプロピレン樹脂成形体が記載されている。
例えば、特許文献１には、機械的物性、温度特性や硬度を備えたポリプロピレン樹脂成形体として、ポリプロピレン樹脂と核剤とを含有する組成物を成形して得られる成形体を、１５５℃〜１７０℃の範囲で、熱処理して製造されるポリプロピレン樹脂成形体が記載されている。
また、特許文献２には、機械的物性、温度特性や硬度を備えたプロピレン共重合体として、α−オレフィン単位の含有量が０．５質量％〜１０質量％であり、メルトフローレートが０．０５ｇ／１０分〜５０ｇ／１０分であるプロピレン共重合体を、その融点を中心とする−１０℃〜＋５℃の温度範囲で熱処理する方法によって製造されるプロピレン共重合体が記載されている。
そして、特許文献３には、エチレン−プロピレンポリマー組成物の剛性と靭性を改良する方法として、前記ポリマー組成物を１時間〜１００時間、７５℃〜１５０℃で加熱する方法が記載されている。
特開昭６２−２５６８３７号公報
特開昭６２−２８３１１１号公報
国際公開０１／８１０７４号パンフレット
しかし、上記特許文献１〜３に記載されている熱可塑性樹脂成形体の剛性及び衝撃強度は、十分なものではなく、さらなる改良が求められている。
かかる状況の下、本発明の目的は、剛性及び衝撃強度に優れる熱可塑性樹脂成形体及びその製造方法を提供することにある。
かかる状況の下、本発明の目的は、剛性及び衝撃強度に優れる熱可塑性樹脂成形体及びその製造方法を提供することにある。
本発明者等は鋭意検討の結果、製造工程において、成形体の保圧処理を多段階に亘って行うことにより、得られる熱可塑性樹脂成形体の、剛性及び衝撃強度を向上させることが可能であることを見出し、本発明を完成させるに至った。具体的には、以下の発明である。
本発明の第一の態様は、熱可塑性樹脂を、最大射出圧力がＰである射出成形機の金型キャビティに充填する充填工程と、前記熱可塑性樹脂の充填を実質的に停止して、保持する第一保圧工程と、この第一保圧工程を経た前記熱可塑性樹脂を加圧して保持する第二保圧工程と、を有する熱可塑性樹脂成形体の製造方法である。
また本発明の第二の態様は、上記製造方法により製造された熱可塑性樹脂成形体であって、下記の要件（１）から要件（４）を満足するものである熱可塑性樹脂成形体である。
要件（１）Ｌｃ／Ｌａ≦１．５０
要件（２）Ｌｃ≧１０．０
要件（３）Ｆ1≧０．０７
要件（４）Ｆ2≧０．０６
〔上記要件（１）から要件（４）において、Ｌａは、小角Ｘ線散乱プロファイルから算出した長周期間隔と、示差走査熱量分析により測定した融解熱量を用いて算出した結晶化度と、を用いて算出した結晶ラメラ間距離（単位：ｎｍ）を表し、Ｌｃは、前記結晶ラメラ間距離と前記長周期間隔より算出した結晶ラメラの厚み（単位：ｎｍ）を示し、Ｆ1は、波数９９７ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示し、Ｆ2は、波数９７３ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示す。〕
要件（１）Ｌｃ／Ｌａ≦１．５０
要件（２）Ｌｃ≧１０．０
要件（３）Ｆ1≧０．０７
要件（４）Ｆ2≧０．０６
〔上記要件（１）から要件（４）において、Ｌａは、小角Ｘ線散乱プロファイルから算出した長周期間隔と、示差走査熱量分析により測定した融解熱量を用いて算出した結晶化度と、を用いて算出した結晶ラメラ間距離（単位：ｎｍ）を表し、Ｌｃは、前記結晶ラメラ間距離と前記長周期間隔より算出した結晶ラメラの厚み（単位：ｎｍ）を示し、Ｆ1は、波数９９７ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示し、Ｆ2は、波数９７３ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示す。〕
また本発明の第三の態様は、上記製造方法により製造された熱可塑性樹脂成形体であって、下記の要件（２）から要件（５）を満足するものである熱可塑性樹脂成形体である。
要件（２）Ｌｃ≧１０．０
要件（３）Ｆ1≧０．０７
要件（４）Ｆ2≧０．０６
要件（５）Ｌａ≧８．０
〔上記要件（２）から要件（５）において、Ｌａは、小角Ｘ線散乱プロファイルから算出した長周期間隔と、示差走査熱量分析により測定した融解熱量を用いて算出した結晶化度と、を用いて算出した結晶ラメラ間距離（単位：ｎｍ）を表し、Ｌｃは、前記結晶ラメラ間距離と前記長周期間隔より算出した結晶ラメラの厚み（単位：ｎｍ）を示し、Ｆ1は、波数９９７ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示し、Ｆ2は、波数９７３ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示す。〕
要件（２）Ｌｃ≧１０．０
要件（３）Ｆ1≧０．０７
要件（４）Ｆ2≧０．０６
要件（５）Ｌａ≧８．０
〔上記要件（２）から要件（５）において、Ｌａは、小角Ｘ線散乱プロファイルから算出した長周期間隔と、示差走査熱量分析により測定した融解熱量を用いて算出した結晶化度と、を用いて算出した結晶ラメラ間距離（単位：ｎｍ）を表し、Ｌｃは、前記結晶ラメラ間距離と前記長周期間隔より算出した結晶ラメラの厚み（単位：ｎｍ）を示し、Ｆ1は、波数９９７ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示し、Ｆ2は、波数９７３ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示す。〕
ここで、本発明における、「最大射出圧力」とは、充填工程において、使用する成形機が到達し得る射出圧力の最大値をいい、使用する射出成形機に固有の値である。具体的な数値は成形機の能力により異なるが、本発明ではこの最大射出圧力をＰとする。なお、最大射出圧力Ｐは、例えば１０００ｋｇｆ／ｃｍ2〜２５００ｋｇｆ／ｃｍ2であることが好ましいが、この範囲に限られるものではない。
また、「成形体前駆体」とは、第二保圧工程を経て形成された成形体、即ち熱処理工程を経る前の成形体をいう。
また、「結晶ラメラ」とは、熱可塑性樹脂成形体において、樹脂を形成している重合体の分子鎖が、折りたたまれて形成された結晶をいう。
また「長周期間隔」とは、結晶ラメラ−非晶領域−結晶ラメラの積層構造において、個々の結晶ラメラの重心間距離をいう。また、「結晶ラメラ間距離（Ｌａ）」とは、上記積層構造における結晶ラメラ同士の距離、即ち非晶領域の厚さをいう。そして、「結晶ラメラの厚み（Ｌｃ）」とは、個々の結晶ラメラの厚さをいう。
また、「成形体前駆体」とは、第二保圧工程を経て形成された成形体、即ち熱処理工程を経る前の成形体をいう。
また、「結晶ラメラ」とは、熱可塑性樹脂成形体において、樹脂を形成している重合体の分子鎖が、折りたたまれて形成された結晶をいう。
また「長周期間隔」とは、結晶ラメラ−非晶領域−結晶ラメラの積層構造において、個々の結晶ラメラの重心間距離をいう。また、「結晶ラメラ間距離（Ｌａ）」とは、上記積層構造における結晶ラメラ同士の距離、即ち非晶領域の厚さをいう。そして、「結晶ラメラの厚み（Ｌｃ）」とは、個々の結晶ラメラの厚さをいう。
本発明によれば、従来と比べてより高い剛性及び高い衝撃強度を有する熱可塑性樹脂成形体を提供することが可能となる。
〔樹脂成形体の製造方法〕
本発明に係る熱可塑性樹脂成形体（以下、単に成形体ともいう）の製造方法は、充填工程と、第一保圧工程と、第二保圧工程と、を有する。
ここで、「充填工程」とは、熱可塑性樹脂（以下、単に樹脂ともいう）を金型に充填する工程をいう。
充填工程における樹脂の形態は、成形体にしたときの、重合体の分子鎖の配向度（Ｆ1及びＦ2）をより高くすることができる、という観点から、実質的に溶融状態であることが好ましい。ここで「実質的に溶融状態」とは、樹脂が全体として流動性を有している状態をいう。即ち、樹脂を形成している重合体の全ての分子鎖が、激しく熱運動をしている状態のみをいうものではない。
本発明に係る熱可塑性樹脂成形体（以下、単に成形体ともいう）の製造方法は、充填工程と、第一保圧工程と、第二保圧工程と、を有する。
ここで、「充填工程」とは、熱可塑性樹脂（以下、単に樹脂ともいう）を金型に充填する工程をいう。
充填工程における樹脂の形態は、成形体にしたときの、重合体の分子鎖の配向度（Ｆ1及びＦ2）をより高くすることができる、という観点から、実質的に溶融状態であることが好ましい。ここで「実質的に溶融状態」とは、樹脂が全体として流動性を有している状態をいう。即ち、樹脂を形成している重合体の全ての分子鎖が、激しく熱運動をしている状態のみをいうものではない。
なお、得られる成形体の外観形状を良好なものとするために、充填の際に予め金型を加熱しておいてもよい。加熱温度は、１０℃〜７０℃であることが好ましく、２０℃〜６０℃であることが好ましい。
樹脂の充填は、射出成形機による充填方法を用いる。上述のように樹脂は実質的に溶融状態であり、所定の射出圧力で金型内部の空間（金型キャビティ）に充填される。
また、「第一保圧工程」とは、熱可塑性樹脂の充填を実質的に停止して、所定時間保持する工程をいう。この第一保圧工程を設けることにより、樹脂が冷却され、その結果、溶融粘度が増加し、後の第二保圧工程で分子鎖を効率よく配向させることが可能となる。
ここで、「充填を実質的に停止」するとは、樹脂を充填するためのノズルに圧力がほとんど加わっておらず、ノズルの先端から樹脂が射出されていないか、あるいは金型キャビティ内にすでに充填された樹脂への影響を与えない程度にわずかに射出されている状態をいう。
ここで、「充填を実質的に停止」するとは、樹脂を充填するためのノズルに圧力がほとんど加わっておらず、ノズルの先端から樹脂が射出されていないか、あるいは金型キャビティ内にすでに充填された樹脂への影響を与えない程度にわずかに射出されている状態をいう。
この第一保圧工程における圧力や保圧時間（保持時間）は、溶融樹脂が冷却され、その結果、溶融粘度が増加するような条件であれば、特に限定されるものではないが、以下のような条件であることが好ましい。
保圧時の圧力は、金型キャビティの大きさによって異なるが、上記充填工程における最大射出圧力Ｐの５％以下であることが好ましく、２％以下であることが好ましく、０％であることがより好ましい。また、保圧時間（保持時間）は、２秒以上３０秒以下であることが好ましく、３秒以上２０秒以下であることがより好ましい。
保圧時の圧力は、金型キャビティの大きさによって異なるが、上記充填工程における最大射出圧力Ｐの５％以下であることが好ましく、２％以下であることが好ましく、０％であることがより好ましい。また、保圧時間（保持時間）は、２秒以上３０秒以下であることが好ましく、３秒以上２０秒以下であることがより好ましい。
「第二保圧工程」とは、上記第一保圧工程を経た金型キャビティに充填された樹脂を、更に所定の圧力で加圧して保持する工程をいう。この第二保圧工程を設けることにより、成形体にしたときの、重合体の分子鎖の配向度をより高くすることが可能となる。これによって、得られる成形体の剛性及び耐衝撃性を向上させることが可能となる。
第二保圧工程における圧力は、金型キャビティの大きさによって異なるが、上記充填工程における最大射出圧力Ｐの１５％以上であることが好ましく、２０％以上であることがより好ましく、３０％以上であることが最も好ましい。
また保圧時間（保持時間）は、０．５秒〜６０秒であることが好ましく、１秒〜５０秒であることがより好ましい。また、保圧時の金型の温度は１０℃〜７０℃であることが好ましく、２０℃〜６０℃であることが好ましい。
また保圧時間（保持時間）は、０．５秒〜６０秒であることが好ましく、１秒〜５０秒であることがより好ましい。また、保圧時の金型の温度は１０℃〜７０℃であることが好ましく、２０℃〜６０℃であることが好ましい。
保圧時の圧力の測定方法は、所望の成形体の種類によって異なるが、一般的には、成形機に設けられている圧力計を用いて測定する。
また、「熱処理工程」とは、第二保圧工程により得られた成形体前駆体を所定の条件で熱処理する工程をいう。熱処理工程を行うことにより、成形体にしたときの分子鎖の配向度を、より高くすることが可能となる。これによって、得られる成形体の剛性及び耐衝撃性をより短時間で向上させることが可能となる。
この熱処理工程は、樹脂の結晶化温度以上、融点以下の温度で行われる事が好ましい。具体的には、例えばプロピレン系樹脂を用いて成形体を得る場合、熱処理温度は、結晶化温度である約１２０℃よりも高く、融点である約１７０℃よりも低い温度であり、１２５℃〜１６５℃であることが好ましく、１３５℃〜１６０℃であることがより好ましく、１５０℃〜１６０℃であることが更に好ましい。このような温度で熱処理を行うことにより、機械的物性、特に剛性を向上させることが可能となる。
この熱処理工程は、樹脂の結晶化温度以上、融点以下の温度で行われる事が好ましい。具体的には、例えばプロピレン系樹脂を用いて成形体を得る場合、熱処理温度は、結晶化温度である約１２０℃よりも高く、融点である約１７０℃よりも低い温度であり、１２５℃〜１６５℃であることが好ましく、１３５℃〜１６０℃であることがより好ましく、１５０℃〜１６０℃であることが更に好ましい。このような温度で熱処理を行うことにより、機械的物性、特に剛性を向上させることが可能となる。
また、得られる成形体の機械的物性、特に衝撃強度の観点から、例えば第一熱処理工程及び第二熱処理工程のように、複数段階の工程から成っていてもよい。第一熱処理工程は、樹脂の結晶化温度以上、融点以下の温度で熱処理を行い、第二熱処理工程は、樹脂のガラス転移点以上、融点以下の温度で熱処理を行う工程である。そして、第一熱処理工程における熱処理温度は、第二熱処理工程における熱処理温度よりも高いことが好ましい。
具体的には、例えばプロピレン系樹脂を用いて成形体を得る場合、第一熱処理温度は、上記と同様に、結晶化温度である約１２０℃よりも高く、融点である約１７０℃よりも低い温度であり、１２５℃〜１６５℃であることが好ましく、１３５℃〜１６０℃であることがより好ましく、１５０℃〜１６０℃であることが更に好ましい。また、第二熱処理工程の熱処理温度は、ガラス転移点である約０℃よりも高く、融点である約１７０℃よりも低い温度であり、８０℃〜１３５℃であることが好ましく、９０℃〜１３０℃であることがより好ましく、１００℃〜１２５℃であることが更に好ましい。
融点、結晶化温度、ガラス転移温度は、公知の方法を用いて算出される。例えば以下の通りである。
示差走査熱量分析計を用い、成形体前駆体のアイゾット試験片を所定量アルミ製パンに封入した後、下記段階Ａ〜Ｃのように温度変化させる。融点は段階Ｂ中に観測されるヒートフロー曲線の吸熱ピークとして、結晶化温度は段階Ｃ中に観測されるヒートフロー曲線の発熱ピークとして、それぞれ求める。また、ガラス転移点は段階Ｂ中の階段状変化部分から補外ガラス転移開始温度と補外ガラス転移終了温度を求め、これらから算出する。尚、このときの昇降温速度は、１０℃／分である。
段階Ａ：室温〜−９０℃
段階Ｂ：−９０℃〜２００℃
段階Ｃ：２００℃〜４０℃
示差走査熱量分析計を用い、成形体前駆体のアイゾット試験片を所定量アルミ製パンに封入した後、下記段階Ａ〜Ｃのように温度変化させる。融点は段階Ｂ中に観測されるヒートフロー曲線の吸熱ピークとして、結晶化温度は段階Ｃ中に観測されるヒートフロー曲線の発熱ピークとして、それぞれ求める。また、ガラス転移点は段階Ｂ中の階段状変化部分から補外ガラス転移開始温度と補外ガラス転移終了温度を求め、これらから算出する。尚、このときの昇降温速度は、１０℃／分である。
段階Ａ：室温〜−９０℃
段階Ｂ：−９０℃〜２００℃
段階Ｃ：２００℃〜４０℃
また、熱処理時間は、１０分間〜４００時間であり、１０分間〜３００時間であることが好ましく、１０分間〜２００時間であることが更に好ましい。多段階で熱処理を行う際にもそれぞれの工程の熱処理時間は上記の範囲であることが好ましい。加熱時間を１０分間よりも長くすることにより、機械的物性、特に衝撃強度を向上させることが可能となる。また加熱時間を４００時間よりも短くすることにより、プロピレン系樹脂の分解を防ぎ、十分な機械的物性を付与することが可能となる。
その他の熱可塑性樹脂についても、熱処理温度は該熱可塑性樹脂の（融点−３０℃）以上、融点以下であることが好ましく、（融点−３０℃）以上、（融点−５℃）以下であることがより好ましい。また、多段階で熱処理を行う際には、第一処理工程の熱処理温度は該熱可塑性樹脂の（融点−３０℃）以上、融点以下であることが好ましく、（融点−３０℃）以上、（融点−５℃）以下であることがより好ましい。第二処理工程の熱処理温度は該熱可塑性樹脂の（融点−（融点−ガラス転移温度）×０.５）以上、（融点−３０℃）以下であることが好ましい。
加熱処理方法としては、例えば、（１）成形体前駆体を金型から取り出さずに金型を直接１５０℃〜１７０℃に加熱する方法、（２）成形体前駆体を１５０℃〜１７０℃に保持したロール面や熱板面に接触させる方法、（３）１５０℃〜１７０℃の窒素、アルゴン、空気等が充満したオーブン内に成形体前駆体を配置する方法、（４）１５０℃〜１７０℃のシリコンオイル、水等の不活性液体が充填した浴槽内に成形体前駆体を浸漬させる方法等が挙げられる。中でも、（３）１５０℃〜１７０℃の窒素、アルゴン、空気等が充満したオーブン内に成形体前駆体を配置する方法、（４）１５０℃〜１７０℃のシリコンオイル、水等の不活性液体が充填した浴槽内に成形体前駆体を浸漬させる方法を用いることが好ましい。
本発明で用いられる樹脂として、エチレン系樹脂、プロピレン系樹脂等のオレフィン系樹脂、ブチレンテレフタレート系樹脂、エチレンテレフタレート系樹脂等のエステル系樹脂、その他、スチレン系樹脂、カーボネート系樹脂、アミド系樹脂、アセタール系樹脂等が挙げられる。中でも結晶性を有する樹脂である、オレフィン系樹脂、エステル系樹脂、アミド系樹脂、アセタール系樹脂等を用いることが好ましく、オレフィン系樹脂、エステル系樹脂を用いることがより好ましく、オレフィン系樹脂を用いることが最も好ましい。好ましいオレフィン系樹脂としては、プロピレン系樹脂が挙げられる。
これらの樹脂は、単独重合体だけではなく、後述するような他の化合物との共重合体であってもよい。他の化合物としては、例えば、エチレン、炭素数４以上のα−オレフィン等が挙げられる。
これらの樹脂は、単独重合体だけではなく、後述するような他の化合物との共重合体であってもよい。他の化合物としては、例えば、エチレン、炭素数４以上のα−オレフィン等が挙げられる。
これらの樹脂は、本発明に係る樹脂成形体が要件（１）〜（４）又は（２）〜（５）を満たすものとなるために、一般に成形体に用いられる樹脂よりも、低いメルトフローレートを有していることが好ましい。プロピレン系樹脂の場合、ＡＳＴＭ Ｄ１２３８に準拠して温度２３０℃で測定したメルトフローレートが１５ｇ／１０分以下であり、１２ｇ／１０分以下であることがより好ましく、０．０００１ｇ／１０分〜１０ｇ／１０分であることがさらに好ましい。メルトフローレートが１５ｇ／１０分を超える場合には、得られる成形体の剛性及び衝撃強度を向上させることが困難となる傾向にある。
プロピレン系樹脂としては、プロピレン単独重合体、又は、エチレン及び炭素数４以上のα−オレフィンからなる群から選ばれる少なくとも一種のオレフィンと、プロピレンと、の共重合体を用いることが好ましい（ただし、前記プロピレン単独重合体は、１.０質量％以下のエチレン又は炭素数４以上のα−オレフィンを含有していてもよい。なお、前記プロピレン単独重合体の全量を１００質量％とする）。
ここで、エチレン及び炭素数４以上のα−オレフィンからなる群から選ばれる少なくとも一種のオレフィンとプロピレンとの共重合体としては、エチレン及び炭素数４以上のα−オレフィンからなる群から選ばれる少なくとも一種のオレフィンとプロピレンとからなるプロピレン系ランダム共重合体、又は、プロピレン単独重合体部分とプロピレン−エチレンランダム共重合体部分とを含有するプロピレン系ブロック共重合体が挙げられる。（ただし、前記プロピレン単独重合部分は、１.０質量％以下のエチレン又は炭素数４以上のα−オレフィンを含有していてもよい。なお、前記プロピレン単独重合体の全量を１００質量％とする。）
本発明で好ましく用いられるプロピレン系樹脂は、プロピレン単独重合体又はプロピレン系ランダム共重合体であり、より好ましくはプロピレン単独重合体である。
剛性、耐熱性又は硬度を高めるという観点から、前記プロピレン単独重合体、プロピレン系ランダム共重合体、また、プロピレン系ブロック重合体の単独重合体部分の13Ｃ−ＮＭＲによって測定されるアイソタクチック・ペンタッド分率として、好ましくは０．９４以上である。
アイソタクチック・ペンタッド分率とは、Ａ．ＺａｍｂｅｌｌｉらによってＭａｃｒｏｍｏｌｅｃｕｌｅｓ，６，９２５（１９７３）に記載されている方法（すなわち13Ｃ−ＮＭＲを用いる方法）によって測定されるポリプロピレン分子鎖中のペンタッド単位でのアイソタクチック連鎖（換言すればプロピレンモノマー単位が５個連続してメソ結合した連鎖）の中心にあるプロピレンモノマー単位の分率である（ただし、ＮＭＲ吸収ピークの帰属は、その後、発行されたＭａｃｒｏｍｏｌｅｃｕｌｅｓ，８，６８７（１９７５）に基づいて行う）。
具体的には13Ｃ−ＮＭＲスペクトルのメチル炭素領域の、全吸収ピーク中のｍｍｍｍピークの面積分率としてアイソタクチック・ペンタッド分率を測定する。この方法によって、英国 ＮＡＴＩＯＮＡＬ ＰＨＹＳＩＣＡＬ ＬＡＢＯＲＡＴＯＲＹのＮＰＬ標準物質 ＣＲＭ Ｎｏ．Ｍ１９−１４ Ｐｏｌｙｐｒｏｐｙｌｅｎｅ ＰＰ／ＭＷＤ／２のアイソタクチック・ペンタッド分率を測定したところ、０．９４４であった。
プロピレン系樹脂の固有粘度（［η］、単位：ｄｌ／ｇ）は、機械的物性を向上させるという観点、特に衝撃強度を向上させるという観点から、好ましくは１．２ｄｌ／ｇ以上であり、より好ましくは１．３ｄｌ／ｇ以上であり、更に好ましくは１．４ｄｌ／ｇ以上である。
また、プロピレン系樹脂のゲル・パーミエーション・クロマトグラフィー（ＧＰＣ）で測定される分子量分布（重量平均分子量（Ｍｗ）と数平均分子量（Ｍｎ）の比（Ｍｗ／Ｍｎ））として、好ましくは３〜７であり、より好ましくは３〜５である。
プロピレン系樹脂の製造方法としては、公知の重合触媒を用いて、公知の重合方法によって製造する方法が挙げられる。
重合触媒としては、例えば、（ａ）マグネシウム、チタン、ハロゲン及び電子供与体を必須成分として含有する固体触媒成分と、（ｂ）有機アルミニウム化合物と、（ｃ）電子供与体成分とからなる触媒系が挙げられる。この触媒系としては、例えば、特開平１−３１９５０８号公報、特開平７−２１６０１７号公報、特開平１０−２１２３１９号公報等に記載されているように、Ｓｉ−Ｏ結合を有する有機ケイ素化合物と必要に応じ、エステル化合物の存在下、一般式Ｔｉ（ＯＲ1）aＸ4-a（Ｒ1は炭素数が１〜２０の炭化水素基、Ｘはハロゲン原子、ａは０＜ａ≦４の数字を表す。）で表されるチタン化合物を有機マグネシウム化合物で還元して得られる固体生成物を、四塩化チタンと必要に応じ、エステル化合物の存在下で処理することにより得られる三価のチタン化合物含有固体触媒成分と、有機アルミニウム化合物と、電子供与性化合物と、を含有するα−オレフィン重合用触媒系が挙げられる。
重合触媒としては、例えば、（ａ）マグネシウム、チタン、ハロゲン及び電子供与体を必須成分として含有する固体触媒成分と、（ｂ）有機アルミニウム化合物と、（ｃ）電子供与体成分とからなる触媒系が挙げられる。この触媒系としては、例えば、特開平１−３１９５０８号公報、特開平７−２１６０１７号公報、特開平１０−２１２３１９号公報等に記載されているように、Ｓｉ−Ｏ結合を有する有機ケイ素化合物と必要に応じ、エステル化合物の存在下、一般式Ｔｉ（ＯＲ1）aＸ4-a（Ｒ1は炭素数が１〜２０の炭化水素基、Ｘはハロゲン原子、ａは０＜ａ≦４の数字を表す。）で表されるチタン化合物を有機マグネシウム化合物で還元して得られる固体生成物を、四塩化チタンと必要に応じ、エステル化合物の存在下で処理することにより得られる三価のチタン化合物含有固体触媒成分と、有機アルミニウム化合物と、電子供与性化合物と、を含有するα−オレフィン重合用触媒系が挙げられる。
プロピレン系樹脂の重合方法としては、例えば、バルク重合法、溶液重合法、スラリー重合法、気相重合法等が挙げられる。これらの重合法は、バッチ式、連続式のいずれでもよく、また、これらの重合法を任意に組合せもよい。
上記の重合法における（ａ）固体触媒成分、（ｂ）有機アルミニウム化合物及び（ｃ）電子供与体成分の使用量や、各触媒成分を重合槽へ供給する方法は、公知の触媒の使用方法によって、適宜、決めればよい。
重合温度は、通常、−３０℃〜３００℃であり、好ましくは２０℃〜１８０℃である。重合圧力は、通常、常圧〜１０ＭＰａであり、好ましくは０．２ＭＰａ〜５ＭＰａである。分子量調整剤として、例えば、水素を用いることができる。
プロピレン系樹脂の製造方法では、重合（本重合）を実施する前に、予備重合を行ってもよい。予備重合の方法としては、例えば、（ａ）固体触媒成分及び（ｂ）有機アルミニウム化合物の存在下、少量のプロピレンを供給して溶媒を用いてスラリー状態で実施する方法等が挙げられる。
なお、必要に応じて上記の樹脂以外の樹脂や、各種添加剤を加えてもよい。
上記の樹脂以外の樹脂としては、例えば、エラストマー等が挙げられる。また、添加剤としては、例えば、酸化防止剤、紫外線吸収剤、造核剤、無機充填剤、有機充填剤等が挙げられる。
上記の樹脂以外の樹脂としては、例えば、エラストマー等が挙げられる。また、添加剤としては、例えば、酸化防止剤、紫外線吸収剤、造核剤、無機充填剤、有機充填剤等が挙げられる。
〔樹脂成形体〕
上述のように本発明はまた、少なくとも下記の要件（１）〜要件（４）、又は要件（２）〜要件（５）のいずれかを満足する樹脂成形体（以下、単に成形体ともいう）である。
要件（１）Ｌｃ／Ｌａ≦１．５０
要件（２）Ｌｃ≧１０．０
要件（３）Ｆ1≧０．０７
要件（４）Ｆ2≧０．０６
要件（５）Ｌａ≧８．０
〔上記要件（１）から要件（５）において、Ｌａは、小角Ｘ線散乱プロファイルから算出した長周期間隔と、示差走査熱量分析により測定した融解熱量を用いて算出した結晶化度と、を用いて算出した結晶ラメラ間距離（単位：ｎｍ）を表し、Ｌｃは、前記結晶ラメラ間距離と前記長周期間隔より算出した結晶ラメラの厚み（単位：ｎｍ）を示し、Ｆ1は、波数９９７ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示し、Ｆ2は、波数９７３ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示す。〕
上述のように本発明はまた、少なくとも下記の要件（１）〜要件（４）、又は要件（２）〜要件（５）のいずれかを満足する樹脂成形体（以下、単に成形体ともいう）である。
要件（１）Ｌｃ／Ｌａ≦１．５０
要件（２）Ｌｃ≧１０．０
要件（３）Ｆ1≧０．０７
要件（４）Ｆ2≧０．０６
要件（５）Ｌａ≧８．０
〔上記要件（１）から要件（５）において、Ｌａは、小角Ｘ線散乱プロファイルから算出した長周期間隔と、示差走査熱量分析により測定した融解熱量を用いて算出した結晶化度と、を用いて算出した結晶ラメラ間距離（単位：ｎｍ）を表し、Ｌｃは、前記結晶ラメラ間距離と前記長周期間隔より算出した結晶ラメラの厚み（単位：ｎｍ）を示し、Ｆ1は、波数９９７ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示し、Ｆ2は、波数９７３ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示す。〕
上記要件（１）において、Ｌｃ／Ｌａを、１．５０以下とすることにより、得られる成形体の衝撃強度を十分なものとすることができる。Ｌｃ／Ｌａとして、好ましくは０.５〜１．５０であり、より好ましくは０.５５〜１.４５であり、更に好ましくは０.６〜１.４０である。
また、上記要件（２）において、結晶ラメラの厚み（Ｌｃ）を１０．０ｎｍ以上とすることにより、得られる成形体の曲げ弾性率を十分なものとすることができる。結晶ラメラ厚み（Ｌｃ）として、好ましくは１０．０ｎｍ〜２５．０ｎｍであり、より好ましくは１０.５ｎｍ〜２４.５ｎｍであり、更に好ましくは１１.０ｎｍ〜２４．０ｎｍである。
また、上記要件（２）において、結晶ラメラの厚み（Ｌｃ）を１０．０ｎｍ以上とすることにより、得られる成形体の曲げ弾性率を十分なものとすることができる。結晶ラメラ厚み（Ｌｃ）として、好ましくは１０．０ｎｍ〜２５．０ｎｍであり、より好ましくは１０.５ｎｍ〜２４.５ｎｍであり、更に好ましくは１１.０ｎｍ〜２４．０ｎｍである。
また、上記要件（３）において、配向度（Ｆ1）を０．０７以上とすることにより、得られる成形体の衝撃強度を十分なものとすることができる。配向度（Ｆ1）として、好ましくは０．０７〜０．５０であり、より好ましくは０．０８〜０．５０であり、更に好ましくは０．０８〜０．４０である。
また、上記要件（４）において、配向度（Ｆ2）を０．０６以上とすることにより、得られる成形体の衝撃強度を十分なものとすることができる。配向度（Ｆ2）として、好ましくは０．０６〜０．５０であり、より好ましくは０．０７〜０．５０であり、更に好ましくは０．０７〜０．４０である。
また、上記要件（４）において、配向度（Ｆ2）を０．０６以上とすることにより、得られる成形体の衝撃強度を十分なものとすることができる。配向度（Ｆ2）として、好ましくは０．０６〜０．５０であり、より好ましくは０．０７〜０．５０であり、更に好ましくは０．０７〜０．４０である。
また、上記要件（５）において、結晶ラメラ間距離（Ｌａ）を８．０ｎｍ以上とすることにより、得られる成形体の衝撃強度を十分なものとすることができる。結晶ラメラ間距離（Ｌａ）として、好ましくは８．２ｎｍ〜１５．５ｎｍであり、より好ましくは８.５ｎｍ〜１５．３ｎｍであり、更に好ましくは８.９ｎｍ〜１５．１ｎｍである。
上記要件（１）〜要件（５）において、長周期間隔、結晶ラメラ間距離、結晶ラメラの厚み、配向度は、公知の方法を用いて算出される。具体的には以下の通りである。
長周期間隔は、小角Ｘ線散乱プロファイルを測定し、得られたピークに対応する散乱角と、下記のＢｒａｇｇの式とを用いて算出される。
Ｌｐ（ｎｍ）＝λ／２ｓｉｎθ
〔式中、λは波長（本発明では０．１５４（ｎｍ）を用いる）、θは散乱角をそれぞれ表す。〕
結晶ラメラ間距離は、上記方法により算出した長周期間隔（Ｌｐ）と、示差走査熱量分析により測定した融解熱量を用いて算出した結晶化度（χ）と、を用いて求める。
Ｌａ（ｎｍ）＝Ｌｐ（１−０．０１×χ）
そしてＬｃは、ＬｐとＬａの差に該当するため、上記の方法により算出したＬｐとＬａより求める。
長周期間隔は、小角Ｘ線散乱プロファイルを測定し、得られたピークに対応する散乱角と、下記のＢｒａｇｇの式とを用いて算出される。
Ｌｐ（ｎｍ）＝λ／２ｓｉｎθ
〔式中、λは波長（本発明では０．１５４（ｎｍ）を用いる）、θは散乱角をそれぞれ表す。〕
結晶ラメラ間距離は、上記方法により算出した長周期間隔（Ｌｐ）と、示差走査熱量分析により測定した融解熱量を用いて算出した結晶化度（χ）と、を用いて求める。
Ｌａ（ｎｍ）＝Ｌｐ（１−０．０１×χ）
そしてＬｃは、ＬｐとＬａの差に該当するため、上記の方法により算出したＬｐとＬａより求める。
結晶化度（χ）は、示差走査熱量分析により測定した融解熱量（ΔＨｍ）と、下記の式と、を用いて求める。
χ（％）＝ΔＨｍ／ΔＨ0ｍ×１００
〔結晶化度１００％時の融解熱量（ΔＨ0ｍ）は、Ｗ．Ｒ．ＫｒｉｇｂａｕｍらによってＪｏｕｎａｌ Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｓｃｉｅｎｃｅ，３，７６７（１９６５）に記載された値（２０８Ｊ／ｇ）を用いる。〕
χ（％）＝ΔＨｍ／ΔＨ0ｍ×１００
〔結晶化度１００％時の融解熱量（ΔＨ0ｍ）は、Ｗ．Ｒ．ＫｒｉｇｂａｕｍらによってＪｏｕｎａｌ Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｓｃｉｅｎｃｅ，３，７６７（１９６５）に記載された値（２０８Ｊ／ｇ）を用いる。〕
また配向度（Ｆ1及びＦ2）は、顕微赤外分光光度計により測定した赤外二色比（Ｄ）と、下記の式より算出する。
Ｆ＝（Ｄ−１）／（Ｄ＋２）
なお、赤外二色比（Ｄ）は、偏光子を回転させ最大透過率と最小透過率の比（最大透過率／最小透過率）として算出する。本発明では９９７（ｃｍ-1）と９７３（ｃｍ-1）について、それぞれ赤外二色比（Ｄ）を測定し、９９７（ｃｍ-1）で測定し、算出した配向度をＦ1と、９７３（ｃｍ-1）で測定し、算出した配向度をＦ2とする。
Ｆ＝（Ｄ−１）／（Ｄ＋２）
なお、赤外二色比（Ｄ）は、偏光子を回転させ最大透過率と最小透過率の比（最大透過率／最小透過率）として算出する。本発明では９９７（ｃｍ-1）と９７３（ｃｍ-1）について、それぞれ赤外二色比（Ｄ）を測定し、９９７（ｃｍ-1）で測定し、算出した配向度をＦ1と、９７３（ｃｍ-1）で測定し、算出した配向度をＦ2とする。
このような要件を満たす樹脂成形体を形成する樹脂としては、一般に成形体に用いられる樹脂よりも、低いメルトフローレートを有している樹脂であれば特に限定されるものではない。具体的には、ＡＳＴＭ Ｄ１２３８に従って測定した樹脂のメルトフローレートが１５ｇ／１０分以下であり、１２ｇ／１０分以下であることがより好ましく、０．０００１ｇ／１０分〜１０ｇ／１０分であることがさらに好ましい。メルトフローレートを１５ｇ／１０分以下とすることにより、得られる成形体の剛性及び衝撃強度を向上させることができる。
なお、本発明に係る樹脂成形体は、射出成形体であることが好ましい。
なお、本発明に係る樹脂成形体は、射出成形体であることが好ましい。
実施例および比較例で用いた試験片の物性は、以下の方法に従って、測定した。
（１）メルトフローレート（ＭＦＲ、単位：ｇ／１０分）
ＡＳＴＭ Ｄ１２３８に準拠して測定した。測定温度２３０℃、荷重２１Ｎの条件で測定した。
（１）メルトフローレート（ＭＦＲ、単位：ｇ／１０分）
ＡＳＴＭ Ｄ１２３８に準拠して測定した。測定温度２３０℃、荷重２１Ｎの条件で測定した。
（２）曲げ弾性率（単位：ＭＰａ）
ＡＳＴＭ Ｄ７９０に準拠し、射出成形により成形された３．２ｍｍ厚の試験片を使用して、２３℃における曲げ弾性率を測定した。
ＡＳＴＭ Ｄ７９０に準拠し、射出成形により成形された３．２ｍｍ厚の試験片を使用して、２３℃における曲げ弾性率を測定した。
（３）アイゾット衝撃強度（単位：ｋＪ／ｍ2）
ＪＩＳ−Ｋ−７１１０に準拠し、射出成形により成形された３．２ｍｍ厚の、成形後にノッチ加工を行った試験片を使用して、２３℃におけるアイゾット衝撃強度を測定した。
ＪＩＳ−Ｋ−７１１０に準拠し、射出成形により成形された３．２ｍｍ厚の、成形後にノッチ加工を行った試験片を使用して、２３℃におけるアイゾット衝撃強度を測定した。
（４）固有粘度（［η］、単位：ｄｌ／ｇ）
ウベローデ型粘度計を用いて濃度０．１ｇ／ｄｌ、０．２ｇ／ｄｌおよび０．５ｇ／ｄｌの３点について還元粘度を測定した。固有粘度は、「高分子溶液、高分子実験学１１」（１９８２年共立出版株式会社刊）第４９１頁に記載の計算方法、すなわち、還元粘度を濃度に対しプロットし、濃度をゼロに外挿する外挿法によって求めた。ポリプロピレンについては、溶媒としてテトラリンを用い、温度１３５℃で評価した。
ウベローデ型粘度計を用いて濃度０．１ｇ／ｄｌ、０．２ｇ／ｄｌおよび０．５ｇ／ｄｌの３点について還元粘度を測定した。固有粘度は、「高分子溶液、高分子実験学１１」（１９８２年共立出版株式会社刊）第４９１頁に記載の計算方法、すなわち、還元粘度を濃度に対しプロットし、濃度をゼロに外挿する外挿法によって求めた。ポリプロピレンについては、溶媒としてテトラリンを用い、温度１３５℃で評価した。
（５）結晶化度（χ、単位：％）
結晶化度（χ）は、下記式［１］から算出した。
χ（％）＝ΔＨｍ／ΔＨ0ｍ×１００ 式［１］
（式中、結晶化度１００％時の融解熱量（ΔＨ0ｍ）は、Ｗ．Ｒ．ＫｒｉｇｂａｕｍらによってＪｏｕｎａｌ Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｓｃｉｅｎｃｅ，３，７６７（１９６５）に記載された値（２０８Ｊ／ｇ）を用いた。ΔＨｍは、ティー・エイ・インスツルメント・ジャパン社製のｍＤＳＣ（Ｑ１００）を用い、成形したアイゾット試験片中央をカッターでスライスすることによって作成した薄切片約６ｍｇをアルミ製パンに封入した後、室温から１０℃／分で２００℃まで昇温し、昇温時の１００〜１８０℃の間に観測されるヒートフロー曲線の融解ピークの面積から算出した。）
結晶化度（χ）は、下記式［１］から算出した。
χ（％）＝ΔＨｍ／ΔＨ0ｍ×１００ 式［１］
（式中、結晶化度１００％時の融解熱量（ΔＨ0ｍ）は、Ｗ．Ｒ．ＫｒｉｇｂａｕｍらによってＪｏｕｎａｌ Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｓｃｉｅｎｃｅ，３，７６７（１９６５）に記載された値（２０８Ｊ／ｇ）を用いた。ΔＨｍは、ティー・エイ・インスツルメント・ジャパン社製のｍＤＳＣ（Ｑ１００）を用い、成形したアイゾット試験片中央をカッターでスライスすることによって作成した薄切片約６ｍｇをアルミ製パンに封入した後、室温から１０℃／分で２００℃まで昇温し、昇温時の１００〜１８０℃の間に観測されるヒートフロー曲線の融解ピークの面積から算出した。）
（６）長周期間隔（Ｌｐ、単位：ｎｍ）
長周期間隔は、リガク製 ＮＡＮＯ―Ｖｉｅｗｅｒ（ＭｉｃｒｏＭａｘ−００７）を用いて、試験片をＴｈｒｏｕｇｈ−Ｖｉｅｗ測定することによって小角Ｘ線散乱パターンを測定し、Ｂｒａｇｇの式に従って、下記式［２］によって算出した。
Ｌｐ（ｎｍ）＝λ／２ｓｉｎθ 式［２］
（式中、λは波長（０.１５４（ｎｍ））、θは散乱角をそれぞれ表す。）
長周期間隔は、リガク製 ＮＡＮＯ―Ｖｉｅｗｅｒ（ＭｉｃｒｏＭａｘ−００７）を用いて、試験片をＴｈｒｏｕｇｈ−Ｖｉｅｗ測定することによって小角Ｘ線散乱パターンを測定し、Ｂｒａｇｇの式に従って、下記式［２］によって算出した。
Ｌｐ（ｎｍ）＝λ／２ｓｉｎθ 式［２］
（式中、λは波長（０.１５４（ｎｍ））、θは散乱角をそれぞれ表す。）
（７）結晶ラメラ厚み（Ｌｃ、単位：ｎｍ）、結晶ラメラ間距離（Ｌａ、単位：ｎｍ）
結晶ラメラ厚み（Ｌｃ）および結晶ラメラ間距離（Ｌａ）は、結晶化度（χ）と長周期間隔（Ｌｐ）から下記式［３−１］および［３−２］によって算出した。
Ｌｃ（ｎｍ）＝Ｌｐ×０．０１×χ 式［３−１］
Ｌａ（ｎｍ）＝Ｌｐ（１−０．０１×χ） 式［３−２］
結晶ラメラ厚み（Ｌｃ）および結晶ラメラ間距離（Ｌａ）は、結晶化度（χ）と長周期間隔（Ｌｐ）から下記式［３−１］および［３−２］によって算出した。
Ｌｃ（ｎｍ）＝Ｌｐ×０．０１×χ 式［３−１］
Ｌａ（ｎｍ）＝Ｌｐ（１−０．０１×χ） 式［３−２］
（８）配向度（Ｆ、単位：−）
配向度（Ｆ）は下記の手順によって求めた。
配向度（Ｆ）は下記の手順によって求めた。
（８−１）
ミクロトームによりＭＤ（流動）方向に１ｍｍ、ＮＤ（厚み）方向に３ｍｍ、ＭＤ（幅）方向に６μｍの薄片を作成した。
（８−２）
顕微ＩＲ（日本分光（株）製 ＩＭＶ−４００）を用いて、（８−１）にて作成した薄片の表層（ＭＤ方向端面）から５００μｍの位置での赤外２色比（Ｄ）を求めた。赤外２色比（Ｄ）は偏光子を回転させ最大透過率と最小透過率の比（最大透過率／最小透過率）として算出した。９９７（ｃｍ-1）と９７３（ｃｍ-1）についてそれぞれ赤外２色比（Ｄ）を測定した。
（８−３）
配向度（Ｆ1及びＦ2）は赤外２色比（Ｄ）から下記式［４］によって算出した。
Ｆ（−）＝（Ｄ−１）／（Ｄ＋２） 式［４］
ミクロトームによりＭＤ（流動）方向に１ｍｍ、ＮＤ（厚み）方向に３ｍｍ、ＭＤ（幅）方向に６μｍの薄片を作成した。
（８−２）
顕微ＩＲ（日本分光（株）製 ＩＭＶ−４００）を用いて、（８−１）にて作成した薄片の表層（ＭＤ方向端面）から５００μｍの位置での赤外２色比（Ｄ）を求めた。赤外２色比（Ｄ）は偏光子を回転させ最大透過率と最小透過率の比（最大透過率／最小透過率）として算出した。９９７（ｃｍ-1）と９７３（ｃｍ-1）についてそれぞれ赤外２色比（Ｄ）を測定した。
（８−３）
配向度（Ｆ1及びＦ2）は赤外２色比（Ｄ）から下記式［４］によって算出した。
Ｆ（−）＝（Ｄ−１）／（Ｄ＋２） 式［４］
（９）熱処理
熱処理は、ギアオーブン中の、ステンレス製のたて２０ｃｍ、横２０ｃｍ、高さ２ｃｍの容器の中に試験片を静置し、縦２２ｃｍ、横２２ｃｍ、厚み０．５ｃｍのステンレス製の板で蓋をした後、実施した。熱処理の温度、時間を表１に示した。
熱処理は、ギアオーブン中の、ステンレス製のたて２０ｃｍ、横２０ｃｍ、高さ２ｃｍの容器の中に試験片を静置し、縦２２ｃｍ、横２２ｃｍ、厚み０．５ｃｍのステンレス製の板で蓋をした後、実施した。熱処理の温度、時間を表１に示した。
プロピレン系樹脂は、特開平１０−２１２３１９号公報記載の触媒を用いて製造された以下のプロピレン系樹脂（プロピレン単独重合体）を用いた。
ＰＰ−１（プロピレン系樹脂）
固有粘度が２.０ｄｌ／ｇで、ＭＦＲが３ｇ／１０分で、アイソタクチック・ペンタッド分率が０.９７５であるプロピレン単独重合体。
固有粘度が２.０ｄｌ／ｇで、ＭＦＲが３ｇ／１０分で、アイソタクチック・ペンタッド分率が０.９７５であるプロピレン単独重合体。
ＰＰ−２（プロピレン系樹脂）
固有粘度が１.５ｄｌ／ｇで、ＭＦＲが８ｇ／１０分で、アイソタクチック・ペンタッド分率が０.９８０であるプロピレン単独重合体。
固有粘度が１.５ｄｌ／ｇで、ＭＦＲが８ｇ／１０分で、アイソタクチック・ペンタッド分率が０.９８０であるプロピレン単独重合体。
〔実施例１〕
プロピレン系樹脂としてＰＰ−１を使用し、射出成形機（東芝機械製 ＩＳ１００ＥＮ）を用いシリンダー温度２２０℃、射出時間２５秒、冷却時間２５秒に設定し、表１記載の条件で試験片を成形した。充填後（射速３５％）、圧力０で１０秒保持した（第一保圧工程）後、保圧（圧力５０％）を行った（第二保圧工程）。その試験片をギアオーブンにて、表１の条件で熱処理を行った。熱処理後の試験片を用いて、曲げ弾性率、アイゾット衝撃強度を測定した。結果を表２に示した。
プロピレン系樹脂としてＰＰ−１を使用し、射出成形機（東芝機械製 ＩＳ１００ＥＮ）を用いシリンダー温度２２０℃、射出時間２５秒、冷却時間２５秒に設定し、表１記載の条件で試験片を成形した。充填後（射速３５％）、圧力０で１０秒保持した（第一保圧工程）後、保圧（圧力５０％）を行った（第二保圧工程）。その試験片をギアオーブンにて、表１の条件で熱処理を行った。熱処理後の試験片を用いて、曲げ弾性率、アイゾット衝撃強度を測定した。結果を表２に示した。
〔実施例２〜４〕
表１記載の内容で試験片の成形と熱処理を行ったこと以外は実施例１と同様にして行なった。結果を表２に示した。
表１記載の内容で試験片の成形と熱処理を行ったこと以外は実施例１と同様にして行なった。結果を表２に示した。
〔比較例１〜１０〕
表３、５記載の内容で試験片の成形と熱処理を行ったこと以外は実施例１と同様にして行なった。結果を表４、６に示した。
表３、５記載の内容で試験片の成形と熱処理を行ったこと以外は実施例１と同様にして行なった。結果を表４、６に示した。
以上の結果より、本発明に係る樹脂成形体の製造方法によれば、剛性が高く、アイゾット衝撃強度に優れる樹脂成形体を提供することが可能であることが示された。
Claims (8)
- 熱可塑性樹脂を、最大射出圧力がＰである射出成形機の金型キャビティに充填する充填工程と、
前記熱可塑性樹脂の充填を実質的に停止して、保持する第一保圧工程と、
この第一保圧工程を経た前記熱可塑性樹脂を加圧して保持する第二保圧工程と、を有する熱可塑性樹脂成形体の製造方法。 - 前記第一保圧工程における圧力は、前記最大射出圧力の５％以下である請求項１に記載の熱可塑性樹脂成形体の製造方法。
- 前記第一保圧工程における保圧時間は、２秒以上である請求項１又は２に記載の熱可塑性樹脂成形体の製造方法。
- 前記第二保圧工程により形成された成形体前駆体を熱処理する熱処理工程を更に有する請求項１から３いずれかに記載の熱可塑性樹脂成形体の製造方法。
- 前記熱可塑性樹脂はプロピレン系樹脂であり、このプロピレン系樹脂のメルトフローレートは、ＡＳＴＭＤ７９０の測定条件下で１５ｇ／１０分以下である請求項１から４いずれかに記載の熱可塑性樹脂成形体の製造方法。
- 前記第二保圧工程における圧力は、前記最大射出圧力Ｐの１５％以上である請求項１から５いずれかに記載の熱可塑性樹脂成形体の製造方法。
- 請求項１から６いずれかに記載の製造方法により製造された熱可塑性樹脂成形体であって、
下記の要件（１）から要件（４）を満足するものである熱可塑性樹脂成形体。
要件（１）Ｌｃ／Ｌａ≦１．５０
要件（２）Ｌｃ≧１０．０
要件（３）Ｆ1≧０．０７
要件（４）Ｆ2≧０．０６
〔上記要件（１）から要件（４）において、
Ｌａは、小角Ｘ線散乱プロファイルから算出した長周期間隔と、示差走査熱量分析により測定した融解熱量を用いて算出した結晶化度と、を用いて算出した結晶ラメラ間距離（単位：ｎｍ）を表し、
Ｌｃは、前記結晶ラメラ間距離と前記長周期間隔より算出した結晶ラメラの厚み（単位：ｎｍ）を示し、
Ｆ1は、波数９９７ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示し、
Ｆ2は、波数９７３ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示す。〕 - 請求項１から６いずれかに記載の製造方法により製造された熱可塑性樹脂成形体であって、
下記の要件（２）から要件（５）を満足するものである熱可塑性樹脂成形体である。
要件（２）Ｌｃ≧１０．０
要件（３）Ｆ1≧０．０７
要件（４）Ｆ2≧０．０６
要件（５）Ｌａ≧８．０
〔上記要件（２）から要件（５）において、
Ｌａは、小角Ｘ線散乱プロファイルから算出した長周期間隔と、示差走査熱量分析により測定した融解熱量を用いて算出した結晶化度と、を用いて算出した結晶ラメラ間距離（単位：ｎｍ）を表し、
Ｌｃは、前記結晶ラメラ間距離と前記長周期間隔より算出した結晶ラメラの厚み（単位：ｎｍ）を示し、
Ｆ1は、波数９９７ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示し、
Ｆ2は、波数９７３ｃｍ-1で測定した赤外二色比により算出した配向度を示す。〕
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| JPS61199919A (ja) * | 1985-02-28 | 1986-09-04 | Hishiya Seiko Kk | 射出成形機の射出工程制御方法 |
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- 2008-05-28 JP JP2008139141A patent/JP5239514B2/ja not_active Expired - Fee Related
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