Effects of Fiber Reinforcement Pattern on High Frequency Induction Heating Behavior of Unidirectional and Woven CFRTP Laminates

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いちえいひがき
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1 (Journal of the Society of Materials Science, Japan), Vol. 65, No. 8, pp , Aug. 216 論文一方向および織物熱可塑性 CFRP 積層板の繊維強化形態が高周波誘導加熱挙動に及ぼす影響田邉大貴 * ** 倉内海 *** 西籔和明 * 倉敷哲生 Effects of Fiber Reinforcement Pattern on High Frequency Induction Heating Behavior of Unidirectional and Woven CFRTP Laminates by Daiki TANABE*, Kai KURAUCHI** Kazuaki NISHIYABU*** and Tetsusei KURASHIKI* This study aims to reveal the induction heating behavior of CFRTP composites by high-frequency induction heating method. The material used is unidirectional CF/PPS (UD-CF/PPS) and satin weave CF/PPS (woven-cf/pps) laminates. The effects of geometry of induction coils, coil height, heating time and the carbon fiber reinforcement of CFRTP laminates on heating behavior of CFRTP composites in induction heating were investigated. The experimental results revealed that the surface temperature of UD-CF/PPS and woven-cf/pps laminates was increased with increasing the heating time. Moreover, the surface temperature was increased with decreasing remarkably the coil distance. It was also confirmed that the carbon fiber reinforcement of CFRTP laminates has an effect on induction heating behavior. Key words: Induction heating, CFRTP, CF/PPS, Thermal distribution, Heating behavior 1 緒言熱可塑性樹脂を母材とした炭素繊維強化熱可塑性プラスチック (Carbon Fiber Reinforced Thermoplastics, CFRTP) が, 電気自動車や航空宇宙機器および情報端末分野などで注目されている 1). これまでは, 数 mm の短い炭素繊維で強化された CFRTP が射出成形法により生産されてきた. 近年では一方向や織物等の連続した炭素繊維で強化された CFRTP が, 加熱プレス成形やハイブリッド射出成形および自動積層成形により製造され始めている 1)~3). このような連続した炭素繊維で強化された CFRTP は, 生産性や耐衝撃性およびリサイクル性に優れており, 今後は様々な分野への応用も期待されている. しかし,CFRTP の母材樹脂の溶融粘度が高く, 炭素繊維の変形能も乏しいため,CFRTP の構造部材は比較的単純な形状に限られる. そのため, 大型構造材や複雑形状を有する部材を製造するためには, それらの部材間を接合する必要がある 4). CFRP の代表的な接合方法として, 機械的接合 5) や接着接合が挙げられるが, 機械的接合では穴加工による繊維の切断や応力集中および重量増加等の課題がある. また, 接着接合は機械的接合と比較して応力集中の低減や軽量化等の点で優れているが, 硬化時間が必要で熱可塑性樹脂には化学的結合が困難であるため,CFRTP の接合方法としては不適である. そのため,CFRTP 部材の接合には接合面の母材の樹脂を溶融させ, 加圧冷却することにより部材同士を融着接合する必要がある 6). 著者らはこれまでに,Ni-Cr 線や種々の繊維形態を有する炭素繊維を抵抗発熱体として用いた CFRTP の電気式融着接合手法を提案し 7), 8), 融着メカニズムの解明や, 引張せん断強度の向上を実現し, 欧州諸国の研究機関が発表している引張せん断強度と同等もしくはそれ以上の強度を実現することに成功している 8). これまで得られている知見から, 炭素繊維に通電した際に生じるジュール発熱を利用して, 接合面の樹脂を内部加熱により溶融させて融着接合を行うことは, 接合強度やリサイクル性の向上に貢献できることを見出している. 一方で,CFRTP の融着接合手法として, 高周波誘導加熱を利用した誘導融着接合法が欧州の研究機関で提案されている 9), 1). 本手法は, 他の融着接合手法では実現が困難な連続した融着が可能であり, 生産性に優れているが, 接合対象物の間にサセプタと呼ばれる金属製の発熱体を挿入し, 数百 khz 帯域の高周波誘導加熱装置を用いてサセプタを加熱して融着接合を行うため, 接合面にサ原稿受理平成 28 年 1 月 13 日 Received Jan. 13, The Society of Materials Science, Japan * 正会員大阪大学大学院工学研究科ビジネスエンジニアリング専攻吹田市山田丘 Dept. of Management of Industry and technology, Graduate School of Eng., Osaka University, Yamadaoka, Suita ** 元近畿大学理工学部機械工学科東大阪市小若江 *** Dept. of Mechanical Engineering, Faculty of Science and Eng., Kindai University, Kowakae, Higashiosaka *** 正会員近畿大学理工学部機械工学科東大阪市小若江 *** Dept. of Mechanical Engineering, Faculty of Science and Eng., Kindai University, Kowakae, Higashiosaka

2 612 セプタが残留し, 接合強度やリサイクル性が低下する課題がある. 炭素繊維は導電性を有しているため, 誘導加熱が原理的に可能であるが, 誘導加熱時の表皮効果により, 数 MHz の特殊な帯域での誘導加熱が有効とされている. この炭素繊維の導電性を利用することで, サセプタを挿入せずに CFRTP 積層板内部の炭素繊維を高周波誘導加熱し, 融着接合できる可能性がある. しかし, 炭素繊維は電気的に強い異方性を示すため, 積層板中の繊維配向角やテキスタイル構造により, 高周波誘導加熱時の加熱挙動が異なることが考えられるが, 既往の研究 9)~11) ではそれらについて詳細に明らかにされていない. 本研究では,CFRTP 積層板中の炭素繊維を高周波誘導加熱して融着接合するために, コイルの形状や積層板の繊維強化形態が誘導加熱挙動に及ぼす影響を実験的に評価した結果について報告する. 2 周波数帯域の選定 CFRTP を高周波誘導加熱する際,CFRTP 積層板内部の炭素繊維を高周波誘導加熱することになる. 誘導コイルによって生じる磁束に対して直角の方向に誘導電流が生じるが, この誘導電流は高周波電流であるために, 加熱対象物の表面に集中する. この現象は表皮効果と呼ばれるもので, 加熱対象物の表面からの深さに対し, 指数関数的に減少し,1/e 倍となる深さを浸透深さ δ と呼び, 式 (1) で表される 12) (1) f r 式 (1) において,ρ [Ω m] は加熱対象物の電気抵抗率で, μr は加熱対象物の比透磁率および f [Hz] は周波数を表している. 浸透深さ δ が表面に近いほど狭い範囲を誘導電流が流れるため, 高周波抵抗が増加して加熱効率が良くなる傾向がある. 式 (1) を用いて算出した炭素繊維と各種金属材料の周波数と浸透深さの関係を Fig.1 に示す. 各材料について, 比透磁率 μ r は全て μ r =1 として算出した値である. 炭素繊維は製造方法や短繊維や連続繊維などの繊維形態により, 電気抵抗率が ρ= ~ Ω m と範囲が広く, 金属材料と比較して高い周波数が望まれることが分かる. 本研究で加熱対象とした CFRTP 積層板に用いられている炭素繊維は PAN 系 (PAN-CF) であり, 繊維方向の電気抵抗率は ρ= Ω mであるため, 積層板のような厚さが数 mm 程度の加熱には MHz 級の周波数帯域が適していると考えられるため, 本研究では MHz 帯域の高周波電源を用いた. 3 実験方法および条件 3 1 使用材料使用した材料は,Table 1 に示す一方向炭素繊維強化 PPS 樹脂積層板 (TenCate 社製,CETEX, 繊維体積割合 V f =6 vol%, 厚さ.7 mm, 以下 UD-CF/PPS) および織物炭素繊維強化 PPS 樹脂積層板 (TenCate 社製,CETEX,5H 朱子織, 繊維体積割合 V f =45 vol%, 厚さ 1.2 mm, 以下 Woven-CF/PPS) である.UD-CF/PPS については, 積層構成の異なる UD-CF/PPS [] 6 および UD-CF/PPS [/9] 6 の 2 種類を用いた. Table 1 Test specimens used for experiment. ID Fiber content, V f [vol%] Reinforcing configuration Stacking sequence Surface image UD-CF/PPS [] 6 UD-CF/PPS [/9] 6 Woven-CF/PPS Unidirectional Unidirectional 5H-sateen weave [] 6 [/9] 6 [/9] 4 Fiber direction Fig.1 Depth of current penetration, δ [mm] 1 Al Cu 1 Hz 1kHz PAN-CF SUS34 1kHz khz 1MHz 1MHz Frequency, f Relationship between frequency and depth of current penetration. 3 2 実験方法本研究では, 一方向や織物などの炭素繊維の強化形態や繊維の配向角が高周波誘導加熱時の加熱挙動に及ぼす影響を明らかにするため,Fig.2 に示すような高周波誘導加熱実験装置を製作した. 熱可塑性 CFRP を高周波誘導加熱するために高周波誘導加熱装置 ( ワイエス電子工業製,IH-12MH3,ACV, 周波数 f=2 MHz, 出力 1 kw) を用い, ソレノイド型またはパンケーキ型の 2 種類のコイルを用いて加熱挙動を赤外線放射温度計 ( Apiste 製, FSV-1, レンズ 8 mm, 測定温度範囲 -4~ºC, 放射率 ε=.85) により観察した. その際, 誘導コイルと積層板間の高さ z c [mm] を種々変化させた.

CFRP 613 Infrared thermometer camera 1 High-frequency power source Adjustment Induction coil 15 Infrared thermometer camera 2 15 z c 15 15 Fig.2 Schematic drawing of induction heating experiment.

銅製パイプ同士が接触することによる短絡を防止するために, 耐熱ガラスクロステープでパイプ表面を被覆した. いずれのコイルも誘導加熱時にコイル自身が発熱することを防止するために, 銅製パイプ内に冷却水を流す構造になっている. Appearance Schematic drawing I φ 3mm Fig.3 Appearance of solenoid and pancake coil.

76 mm) を挿入し, 積層板の厚さ方向の加熱挙動をデータロガー ( グラフテック製,midi LOGGER GLA) を用いてモニタリングした. 積層板表面の熱電対はポリイミドテープ ( 厚さ.12 mm) で固定した. その際, 熱電対の位置は積層板端部から 65 mm の位置とし, 誘導コイルの銅製パイプの直下となるようにした.

3 CFRP 613 Infrared thermometer camera 1 High-frequency power source Adjustment Induction coil 15 Infrared thermometer camera 2 15 z c Fig.2 Schematic drawing of induction heating experiment. Holding device Test specimen 誘導コイルには Fig.3 に示すような,(a) ソレノイド型および (b) パンケーキ型の二種類のコイルを用いた. いずれのコイルも銅製パイプ ( 外径 4 mm, 内径 3 mm) をガスバーナーで加熱しながら曲げ加工して製作し, コイル部の外径は φ=3 mm とした. 銅製パイプ同士が接触することによる短絡を防止するために, 耐熱ガラスクロステープでパイプ表面を被覆した. いずれのコイルも誘導加熱時にコイル自身が発熱することを防止するために, 銅製パイプ内に冷却水を流す構造になっている. Appearance Schematic drawing I φ 3mm Fig.3 Appearance of solenoid and pancake coil. I φ 3mm 3 3 評価方法高周波誘導加熱時の各積層板の加熱挙動を評価するため, 赤外線放射温度計を用いて, 積層板の加熱面と裏面を観察し, 温度挙動をモニタリングした. また,Fig.4 に示すように,UD-CF/PPS [] 6 および UD-CF/PPS [/9] 6 では, 積層板の成形時に細径の K 型熱電対 ( 石川産業製, 線径.76 mm) を挿入し, 積層板の厚さ方向の加熱挙動をデータロガー ( グラフテック製,midi LOGGER GLA) を用いてモニタリングした. 積層板表面の熱電対はポリイミドテープ ( 厚さ.12 mm) で固定した. その際, 熱電対の位置は積層板端部から 65 mm の位置とし, 誘導コイルの銅製パイプの直下となるようにした. Thermocouple Data logger Data logger UD-CF/PPS prepreg T7 Fig.4 Mounting position of thermocouples. x z y 15 Position of induction coil 4 実験結果および考察 4 1 コイル形状の影響 Woven-CF/PPS 材をソレノイド型およびパンケーキ型コイルを用いて, 高周波電流出力 P=%, コイル高さ z c =5 mm でt=2 s 間加熱した際の表面の加熱温度分布および温度プロファイルを Fig.5 および Fig.6 に示す. 温度プロファイルは加熱温度分布上に示す A-A ライン上の計測結果であり x=-4 mm は A 部,x=4 mm は A 部に対応している. また,x= mm はコイルの中央部である. 誘導コイル部は, コイル内部に流れる冷却水により冷却されているため, 温度が T=5ºC 程度を示した.(a) ソレノイド型では, 誘導コイルの内側で T=ºC 程度を示しているが, 誘導コイルの中心部では磁束密度が低いため, 温度も低下している. また, 誘導コイルの外側では T=35ºC に達しており, コイル中心部から遠ざかるほど, 温度が低下していることが分かった. 一方,(b) パンケーキ型のコイル中心部は T=ºC に達しており,(a) ソレノイド型と比較して 15ºC 程度高いことが分かった. 誘導コイル部の周囲で顕著に加熱されているため, コイル部の直下では特に温度が上昇していると推察される. 1mm T1 1mm 2 Fig.5 Temperature distribution of woven-cf/pps using solenoid and pancake coil (adverse side). 2

4 Fig.6 Temperature profile (A-A ) of woven-cf/pps using solenoid and pancake coil (adverse side). Woven-CF/PPS 材をソレノイド型コイルおよびパンケーキ型コイルを用いて, 高周波電流出力 P=%, コイル高さ z c =5 mm で t=2 s 間加熱した際の裏面の加熱温度分布および温度プロファイルを Fig.7 および Fig.8 に示す. どちらのコイルでも, コイル部の直下で温度が高くなっていることが分かる.(a) ソレノイド型コイルでは,(b) パンケーキ型コイルと比較して, コイルの端部で不均一な加熱分布を示しており, 最高温度も低いことが分かった. (b) パンケーキ型コイルでは, コイル周辺部で加熱領域が大きく, 最高温度も T=ºC 以上に達した. 1mm mm 2 Fig.7 Temperature distribution of woven-cf/pps using solenoid and pancake coil (back side) Fig.8 Temperature profile (A-A ) of woven-cf/pps using solenoid and pancake coil (back side). これらの実験的事実より,(b) パンケーキ型コイルは (a) ソレノイド型コイルと比較して積層板表面の最高温度が高く, 均一な加熱温度分布が得られていることが分かった. そのため, 本研究では本節以降の実験ではパンケーキ型コイルを採用した. 一方で, どちらの誘導コイルも PPS 樹脂の融点以上に達していることから, 加熱条件の適正化が必要であることが分かった. 4 2 繊維強化形態の影響 UD-CF/PPS [] 6 および UD-CF/PPS [/9] 6 をパンケーキ型コイルを用いて, 高周波電流出力 P=%, コイル高さ z c =5 mm で t=2 s 間加熱した際の裏面の加熱温度分布を Fig.9 に示し, 温度プロファイルを Fig.1 に示す.(a) UD-CF/PPS [] 6 では, 全体的に T=5ºC 以下の低温で, 炭素繊維方向にわずかに加熱されていることが分かった. 一方,(b) UD-CF/PPS [/9] 6 の場合では, コイル直下で T=35ºC 程度に達しており,(a) UD-CF/PPS [] 6 と比較して顕著に加熱されていることが分かった. これらの実験的事実から, 積層板の炭素繊維方向がすべて同一方向である (a) UD-CF/PPS [] 6 は, 高周波誘導加熱に適しておらず, 炭素繊維が何らかの方向に交差している (b) UD-CF/PPS [/9] 6 や織り構造を有する Woven-CF/PPSでは高周波誘導加熱することが可能であることが分かった.(a) UD-CF/PPS [] 6 は炭素繊維が同一方向であるため, 繊維方向にのみ高い導電性を有しており, 誘導電流の電気回路が形成されにくく, ジュール発熱量が小さいと考えられる. 一方,(b) UD-CF/PPS [/9] 6 では

9 Temperature distribution of UD-CF/PPS [] 6 and UD-CF/PPS [/9] 6 (back side). 6-4 -2 2 4 (a) UD-CF/PPS [] 6 6-4 -2 2 4 (a) UD-CF/PPS [/9] 6 Fig.

5 CFRP 615 積層板の層間部で炭素繊維が交差しているため電気経路が形成されやすく, 交差部での接触抵抗によるジュール損失で加熱されやすいと考えられる. また, 織り構造を有する Woven-CF/PPS は炭素繊維束が織り部で交差しており, 織り構造部の接触抵抗によるジュール損失が大きいため, 繊維体積割合の高い一方向材よりも顕著に加熱 Fiber direction 1mm (a) UD-CF/PPS [] 6 1mm (a) UD-CF/PPS [/9] 6 Fig.9 Temperature distribution of UD-CF/PPS [] 6 and UD-CF/PPS [/9] 6 (back side) (a) UD-CF/PPS [] (a) UD-CF/PPS [/9] 6 Fig.1 Temperature profiles of UD-CF/PPS [] 6 and UD-CF/PPS [/9] 6 (back side). されると考えられる. このような積層板の繊維強化形態により加熱挙動が異なる現象は, 周波数 f=1mhz 以下の高周波誘導加熱装置を用いた R. Rudolf ら 5) の研究でも同様の傾向が示されている. UD-CF/PPS [] 6 および UD-CF/PPS [/9] 6 をパンケーキ型コイルを用いて, 高周波電流出力 P=%, コイル高さ z c =5 mm でt=2 s 間加熱した際の熱電対による温度計測結果を Fig.11 に示す. 各熱電対は Fig.4 に示した位置に挿入した.UD-CF/PPS [] 6 の熱電対 T4,T5 および UD-CF/PPS [/9] 6 の熱電対 T5 は成形時に断線したため, 計測不能であった. 全体的な傾向として, どちらの試験片も加熱時間が長くなるほど, 温度が上昇した. また, すべての熱電対で t=2 s 経過しても温度が上昇していることが分かった.(a)UD-CF/PPS [] 6 は T=ºC 以下であり加熱されにくいが,(b)UD-CF/PPS [/9] 6 では, 時間経過とともに顕著に加熱されることが分かった. なお,UD-CF/PPS [/9] 6 の熱電対 T7 において,t=11~12 s 付近で温度が停滞しているが, これは試験片が加熱時に熱変形し, 熱電対の接触不良が生じたためであると推察される. T1 T2 T3 T6 T (a) UD-CF/PPS [] 6 T1 T2 T3 T4 T6 T (b) UD-CF/PPS [/9] 6 Fig.11 Relationship between heating time and temperature. UD-CF/PPS [] 6 および UD-CF/PPS [/9] 6 の加熱面からの厚さ方向の距離と加熱温度の関係を Fig.12 に示す. これらの結果は, 加熱開始から t=2s 後の温度である.(a) UD-CF/PPS [] 6 では, すべての層間で温度は T=7ºC 程度でほぼ一定値を示した. 一方,(b) UD-CF/PPS [/9] 6 では,

6 616 積層板の加熱面と裏面で温度が低く, 積層板の内部では高い温度を示した. 表皮効果により, 理論的には積層板の加熱面が最も温度が高くなると予測されたが, 積層板の加熱面と裏面は空気に接しており, 放熱されるため, 積層板の内部で温度が高くなることが分かった Distance from heating face, z [mm] (a) UD-CF/PPS [] Distance from heating face, z [mm] (b) UD-CF/PPS [/9] 6 Fig.12 Relationship between distance from heating face and temperature at t=2s. 4 3 コイル高さの影響コイル高さを z c =5~12 mm まで種々変化させた際の加熱時間とパンケーキ型コイル中心部直下の積層板の表面温度の関係を Fig.13 に示す. 全体的な傾向として, いずれの試験片でも, 加熱時間が長くなり, コイル高さが減少するほど, 積層板の表面温度が上昇する傾向が見られた. (a) UD-CF/PPS [] 6 の場合では,t=2 s 後でも 1ºC 程度しか昇温されず,PPS 樹脂の融点 T m には到底達していないことが分かった. これは積層板内部の炭素繊維がすべて同一方向に配向しており, 積層板内部で誘導電流の電気回路が形成されなかったためと考えられる.(b) UD-CF/PPS [/9] 6 では,(a) UD-CF/PPS [] 6 と比較して, 顕著に加熱されるが, コイル中心部を PPS 樹脂の融点 T m 以上に昇温するためには t=2 s 以上加熱する必要があることが分かった. 一方,(c) Woven-CF/PPS では, コイル高さが z c =5 mm の場合で PPS 樹脂の融点以上に達していることが分かった. これらの結果より, コイルと積層板間の距離を小さくし, 加熱時間を長くするほど高温に加熱できると考えられる. また, 前節の熱電対による温度計測結果から, 積層板の表層よりも内部で温度が高くなる傾向が分かっているため, 母材樹脂の熱分解は積層板の内部から開始されると推察される. そのため, 積層板の母材樹脂の熱分解を防ぐために, 強制的に送風する等の何らかの冷却対策が必要であると考えられる. 8mm 1mm 12mm (a) UD-CF/PPS [] 6 8mm 1mm 12mm (b) UD-CF/PPS [/9] 6 8mm 1mm 12mm (c) Woven-CF/PPS Fig.13 Effects of coil height on surface temperature. 5 結言本研究では,CFRTP 積層板内部の炭素繊維を高周波誘導加熱して融着接合するために, 一方向および織物の炭 T d T m T g T d T m T g T d T m T g

7 CFRP 617 素繊維で強化された CFRTP 積層板を MHz 帯域で高周波誘導加熱した際の加熱挙動を評価した. ソレノイド型およびパンケーキ型の二種類の誘導コイルを用いて, 誘導加熱を試みた結果, パンケーキ型はソレノイド型と比較して積層板表面の温度が高く, コイル形状に沿って均一に加熱されるため, 平板形状の誘導融着に適していることが分かった. CFRTP 積層板の炭素繊維の繊維配向角や繊維強化形態が, 高周波誘導加熱挙動に与える影響を評価した結果, 炭素繊維が同一方向に配向している一方向の [] 6 材では, 炭素繊維の電気的異方性が強く, 電気回路が形成されにくいため, 母材樹脂の融点以上に加熱することは困難で, 誘導融着に適していないことを確認した. 一方, 一方向の [/9] 6 材や織物材では, 積層板内部の炭素繊維が交差しており, 積層板内部で電気回路が形成されやすく, 良好に加熱されることを確かめた. 誘導コイルと CFRTP の距離が小さくなるほど, 積層板は短時間で高温に加熱されるため, 融着接合時には誘導コイルと積層板の距離を可能な限り近づけることで, 高い効率で融着接合することが可能であるが, 母材樹脂の熱分解温度に注意する必要がある. 9) R. Rudolf, P. Mitschang and M. Neitzel, Induction heating of continuous carbon-fibre-reinforced thermoplastics, Composites: Part A, Vol.31, pp , (). 1) L. Moser, P. Mitschang and A. Schlarb, Induction welding of thermoplastic polymer composites using robotic techniques, SAMPE Journal, Vol. 44, No.5, pp.43-49, (8). 11) T. Bayerl, M. Duhovic, P. Mitschang and D. Bhattacharyya, The heating of polymer composites by electromagnetic induction, Composites: Part A, Vol.57, pp.27-4, (214). 12) K. Takahashi, Foundation and Application of the High Frequency, Tokyo Denki University Press, (199). 参考文献 1) M. Yamane, Technology of Carbon Fiber Reinforced Thermoplastics Material Molding Processing Recycle,Science & Technology Co., Ltd.,(215). 2) G. Gardiner, Aerospace-grade compression molding, High Performance Composites, No.7, pp.34-4, (21). 3) A. Köver, Simulation and Manufacturing of an Automotive Part for Mass Production, 2rd International Conference and Exhibition on Thermoplastic Composites (ITHEC214) Proceedings, A-3, pp.21-25, (214). 4) S. Deng, L. Djukic, R. Paton and L. Ye, Thermoplastic epoxy interactions and their potential applications in joining composite structures A review, Composites: Part A, Vol.68, pp , (215). 5) Y. Nozaki, Present and Future of the joint technology of FRP Chapter 5, the self-piercing rivet, Journal of the Japan Society for Composite Materials, Vol.39, No.3, pp.85-88, (213). 6) Y. Mizutani, Present and Future of the joint technology of FRP, Chapter 2, Welding of FRP, Journal of the Japan Society for Composite Materials, Vol.39, No.1, pp.2-6, (213). 7) D. Tanabe, K. Nishiyabu, T. Kurashiki, Electro-fusion behavior of CF/PPS laminates using Ni-Cr wire resistance heating element, Transactions of the JSME (in Japanese),Vol.8, No. 815, p. SMM189, (214). 8) D. Tanabe, K. Nishiyabu, T. Kurashiki, Effects of processing parameters on electro-fusion joining of CF/PPS composites using carbon fiber heating elements, Transactions of the JSME (in Japanese),Vol.81, No. 826, p.15-5, (215).

金型技術振興財団_第16回発表資料.indb

金型技術振興財団_第16回発表資料.indb インサート射出成形と電気式融着を用いた熱可塑性 CFRP 接合のための金型技術の開発近畿大学理工学部西籔和明大阪大学大学院工学研究科田邉大貴 1 はじめに連続した炭素繊維で強化された炭素繊維強化熱可塑性プラスチック (Carbon Fiber Reinforced Thermoplastic, CFRTP, 以下, 熱可塑性 CFRP と称す ) が航空機のスキンストリンガー構造やブラケット部品に採用され,