まれる圧子の形状が同じであれば，準静的あるいは動的な押.

は じめにし込まれ方に関係なく，外観上はほぼ同一のへこみを形成すると考えられる．しかし，ほぼ同一のへこみを形成する中材料の機械的性質を知ることは構造部材として使用するたで，へこみ周りのひずみ分布や圧子の荷重が異なるために，めの強度計算，あるいは実環境中での材料の劣化などを機械

それらに伴う機械的性質が異なる．準静的と動的押し込み現的性質の変化として知る上で重要であることは言うまでもな

象における大きな違いは，ひずみ速度にあると考えられる．

い．実環境が高温であれば，高温環境における機械的性質を求める必要があり，技術者・研究者は多大な労力を費やして

ひずみ速度

この目的を達成してきた．しかし，求められてきた材料の機

まず，準静的な押し込みにおける金属材料のひずみ速度を械的性質の大半が準静的な機械的性質である弾性定数，降伏考えてみる．一般の単軸の引張試験において，万能試験機に点，極限強さおよび硬さであり，破壊靱性値，シャルピー衝おけるクロスヘッドの引き上げあるいは引き下げ速度を 0.5撃値などの性質は高温環境での測定は非常に難しいのが現状

mm min－1 ( 8.33 mm s－1 )とし，引張試験片の標点距離を 50である．

mm とすると，ひずみ速度はおよそ 1.67 × 10－4 ( s－1)と計算

一方で，固体粒子の衝突によるエロージョン問題を取り挙される．同じ万能試験機を用いて球形圧子の押し込み試験をげるとき，材料の高温環境中のエロージョン特性をみるため行う場合のひずみ速度は簡単には計算されない．それは，への試験はやはり難しいと言える．しかし，比較的大きな(数こみにおけるひずみは三次元的であり標点距離に相当する基mm 程度の)固体粒子を材料に衝突させ，その変形挙動を見準の長さがないためである．そこで，球形圧子のへこみではるための粒子衝突試験は高温環境で比較的簡単に行うことが式( 1 )に示すようにへこみにおけるひずみを単軸のひずみできる．粒子衝突によって材料にへこみが生じる．このへこに換算する式を用いる(1)．

みの大きさや深さを測定することによって，硬さに類似した

e＝0.2a/D(1)

機械的性質を求めることができる．ただし，通常の機械的性

ここで a はへこみの直径であり， D は球形圧子の直径であ質を測定する準静的条件ではなく，動的な条件における機械る．この式は引張試験において降伏応力の上昇と硬さの相関的性質である．本稿では球形粒子衝突によるへこみ周りの変から概略的に求められた式と解釈している．クロスヘッドの形に注目し，へこみとはどのような変形現象であるのか，球移動速度を 8.33 mm s－1 として直径 3 mm の剛体圧子を金属形粒子の衝突試験によって現在までに得られてきた機械的性材料に押し込むとすると，押し込みの初期におけるひずみ速質，また，得られた機械的性質の妥当性を概説する．

度はおよそ2.1×10－2(s－1)となる．しかし，クロスヘッドに取り付けられたロードセルで荷重を測定する場合は，ロード.

準静的および動的押し込み現象の違いセルの変位とへこみの変位が近いために実際のひずみ速度はこの値より低くなる．動的押し込みにおけるひずみ速度 ·e は剛性体の圧子の押し込みによって生じるへこみは，押し込半理論的な導出により，式( 2 )が得られている(2)．

広島大学准教授大学院工学研究院(〒7398527 東広島市鏡山 141)
Measurements of Mechanical Properties of Metallic/Coating Materials Based on Impact Phenomena of Spherical Particles; YoshinoriIsomoto(Graduate School of Engineering, Hiroshima University, HigashiHiroshima)
Keywords: dynamic mechanical properties, metals, oxide films, ceramic coatings, impact method, spherical particle
2012年 7 月 9 日受理

ま て り あ 第51巻 第11号(2012)Materia Japan

0.25/R·e＝0.18v0.5
o (3P/2r)(2)が大きくひずみ，材料によってひずみ分布が異なる．押し込は球形圧子の材料への衝突速度(m s－1)， P は押みが動的か準静的かであるかによっても，へこみ周りのひずし込まれる材料の接触圧力であり，硬さに相当する値(Pa)，み分布が異なることが分かっている(3)．図に純鉄試験片のr は衝突粒子の密度(kg m－3)，R は圧子の半径(m)である．

へこみ断面のひずみ分布を示す．ひずみ値は平面ひずみにお式( 2 )をもとに，材料の硬さ P が 2 GPa，衝突粒子の密度 rける主せん断ひずみとしている．準静的と動的のへこみ率が 8000 kg m－3 である場合の衝突速度に対するひずみ速度a / D は同じであるにも拘わらず，動的の最大のひずみの方を 3 種類の衝突粒子半径について求めると図のようにながより高い値となっている．また，へこみの渕(リップ)部の－1

ひずみ分布が動的押し込みでは複雑になっており，ひずみので試料表面に衝突するときのひずみ速度は105(s－1)であるこ蓄積が不均一である．ひずみ分布に反映し，動的押し込みでここで，voる．この図から粒子半径 45 mm の粒子が衝突速度 1 m sとが分かる．本稿で対象とする直径 1～ 5 mm の球形粒子が衝突速度 100 m s－1 以下で衝突するときのひずみ速度は 104(s－1)程度である．同じ大きさの球形圧子の準静的な押し込みによるひずみ速度に対して，粒子の衝突現象では 106倍もの高いひずみ速度ということになる．


へこみ周りのひずみ分布

へこみ周りのひずみ分布をみることは材料の変形挙動やその変形によって生じる応力状態を推察するには有効な手段である．また，ひずみ速度が大きく異なる準静的および動的押し込みによるへこみ周りのひずみ分布の違いに興味がもたれる．試験方法の詳細な記述は割愛するが，工業用純鉄および純アルミニウムの立方体ブロックを半割し，深さ方向の断面に写真製版法でおよそ 80 mm の直交格子レジストを埋め込み，貼り合わせた後に直径 3.16 mm(1/8 インチ)の球形圧子を衝突速度 100～ 200 m s－1 で押し込んだときのへこみ断面の格子変化を図(3)に示す．へこみ表面近傍では，高いひずみが生じるために直交格子が剥がれている．両材料で同様なへこみが生じているように見えるが，鋼球の押し込み中心点から下方向 0.5 ～ 1 mm 付近の格子では純アルミニウムの方

図1




式( 2 )の計算によるひずみ速度の衝突速度依存性(材料硬さ 2 GPa，粒子密度 8000 kg m－3).

図2

へこみ断面のひずみ状態(直交格子の変形)上図
純アルミニウム，下図純鉄．▼は鋼球押し込み中心点を示す．

図3

鋼球の準静的，動的押し込みによる純鉄断面のせん断ひずみ分布(変形前の鋼球接触点を原点とした)．

解説

図4

準静的，動的押し込みによる純鉄およびアルミニ
ウム断面の塑性変形領域．( a ) 準静的，純鉄( b )動的，純鉄，(c) 準静的，アルミニウム，(d) 動的，アルミニウム，いずれも a/D＝0.6～0.74.

図5

へこみ周りのひずみ分布，チタン．
●○△□◇，炭素鋼＋，球形粒子 D : 3, 6 mm

ここで F は荷重( N )， D は圧子の直径( mm )， a は(永久)へこみ直径(mm)であり，式( 3 )の分母はへこみ表面積である．
はリップの盛り上がりが大きい(3)．へこみ断面の弾・塑性領

HB の単位は式( 3 )中の0.102を用いれば kgf mm－2 の単位と域を示す写真を図(3)に示す．半割した断面のへこみ直下がなり，0.102を取り除き圧子およびへこみ直径を m の単位で押し込みにより塑性変形して盛り上がり，この断面を軽く研表せば， Pa の単位の接触圧力で表される硬さになる．この磨することによって塑性領域が現れたものである．純鉄の接触圧力は三次元的な応力値とも言える．

弾・塑性変形領域が押し込み過程で大きく異なる例である．

圧子の衝突によって生じる動的なへこみでは荷重を簡単に一方，アルミニウムでは準静的，動的で大きな変化はなく，測定できないために，式( 3 )を用いることはできない．し純鉄に比べてアルミニウムはひずみ速度の影響を受けにくい

かし，硬さの定義に準じた形で接触圧力(接触面積当たりの材料であることが分かる(3)．

荷重)を求めるために，式( 4 )を用いる(1)．

純鉄のへこみ周りの主せん断ひずみ分布をへこみの表面上で求めたところ，へこみの大きさにもよるが，へこみの底および渕に 20 もの大きなひずみが生じること分かっていf

mv 2/2＝ PAdd＝P̃V

HDB＝P̃＝mv 2/2V(4)m は圧子の質量( kg )， v は衝突速度( m s－1)， P は接触圧力る(4)(5) ．へこみの内側表面では二次元的な引張ひずみが生( Pa )， A は接触面積(へこみの投影面積にほぼ等しいとす

じ，へこみの渕では圧縮ひずみやせん断ひずみが発生している)， d はへこみ深さ( m)， V はへこみ体積(m3)である．圧る．また，ひずみ塗膜法を用いることでへこみ直径の 3 倍子は材料表面に対して直角(衝突角度90°)に衝突する場合を程度離れたところにおいても，1を超える塑性ひずみが生考える．圧子の運動エネルギーが材料の変形に費やされるとじていることが確かめられている(4)(5)．へこみ周りの表面的考えると，運動エネルギーは圧子の表面に作用する力，すななひずみをへこみからの距離に対して求めることにより，金わち接触圧力 P に接触面積 A を掛けた PA を深さ方向に積属表面のひずみ分布や機械的性質を推察することが可能にな分した値に等しい．圧子が押し込まれているときの接触圧力る．図に炭素鋼，純チタンのへこみ中心からの相対距離

P は一定とは限らないが，平均接触圧力 P̃ は圧子の運動エd/a に対する圧縮ひずみの関係を示す(5)(6)．実験的にはへこネルギーをへこみの体積で割った値となる．この平均接触圧

みの大きさや圧子の直径が異なる場合でも，中心からの相対力を動的硬さ HDB とも言う．金属材料のへこみでは，へこ距離に対する圧縮ひずみはあまり変わらないことが分かる．

みの渕のひずみは大きく，この部分で弾性回復をあまり生じ後述するように，金属表面に形成される酸化皮膜の機械的性ないが，最もへこんだ部分は弾性回復によって，僅かではあ質は，この図のひずみ分布から求められたものである．

るが浅くなっている．この僅かな弾性回復を無視すると，へこみの体積 V はへこみ深さ d または，へこみ直径 a から式

へこみ現象から硬さの導出( 5 )によって簡単に得られる(8)．

硬さにはいくつかの測定方法と定義があるが，ビッカース

V＝p(Rd 2－d 3/3)，d＝(D－ D 2－a 2)/2

(5)

硬さ，ブリネル硬さとはそれぞれの形状の異なる圧子の準静硬さの定義では，永久へこみ直径から硬さを求めるので，ブ的な押し込みによる単位接触面積当たりの荷重で表される．

リネル硬さにしてもへこみの弾性回復は無視されている．

球形圧子を用いたブリネル硬さ HB の定義式は式( 3 )で示される(7)．

以上の ように 質量 の分 かって いる 球形圧 子の衝 突角 度の衝突試験を行うことで，へこみの外周は円形となり，90°

HB＝0.102×F/(pD(D－ D 2－a 2)/2)

ま て り あ 第51巻 第11号(2012)Materia Japan(3)

へこみの直径を測定することにより比較的簡単に金属材料の機械的性質としての動的硬さを求めることが可能である．

接触圧力の変化をいくつかの材料について求めたものが図である．アルミニウムおよび焼き入れされた炭素工具鋼

.

金属の動的な機械的性質(SK3)の接触圧力は押し込み速度にあまり依存せず，ほぼ一定値をとる．動的な機械的性質の挙動がそれぞれの金属によ

金属 の動的 な機 械的性 質の 例とし て純鉄 の動 的硬 さをって異なることが分かる．

図(9) に示す．圧子として直径 3.18 mm の硬質鋼を用い，万能試験機を用いてクロスヘッドの移動(押し込み)速度を8.3×10－6 ～8.3×10－4ms

.

高温環境下の金属酸化皮膜の動的な機械的性質－1 の範囲で変化させた場合のへこみ率(a/D )に対する接触圧力挙動およびガス銃(粒子衝突試

高温環境に金属が曝されることにより金属が酸化される．

験機)を用いて衝突試験を行った場合の平均接触圧力挙動を高温環境における酸化皮膜の機械的性質を球形粒子の衝突に示している．クロスヘッドの移動速度が低い場合の純鉄の接より求めた例を紹介する．高温環境で皮膜が形成している状

触圧力は 1 GPa (Hv≒ 100 kgf mm－2)であり，押し込み速度態で球形粒子を衝突させ，皮膜の破壊挙動から機械的性質との上昇で接触圧力は僅かに上昇した．ところが，衝突試験でして皮膜の金属への密着性(付着応力)および破壊応力を求めは衝突速度の上昇とともに接触圧力は高くなり，へこみ率がるものである．873 K の加熱炉中に炭素鋼を置き，数時間酸0.2 よりも低いところで極大値をとった後に低下する特異な化させた表面に直径 3 mm のガラスビーズを 70 m s－1 で衝挙動を呈している．純鉄は押し込み速度の影響を受ける材料

突させた直後およびその後約 15 時間炭素鋼を炉中で放置しとみられる．図 6 のデータを用い，押し込み速度に対するたときのへこみの観察を図に示す(10) ．衝突直後では，へこみとその周辺に白い部分が見える．この白い部分は酸化皮膜が衝突によって破壊した部分である．衝突直後のへこみ周辺からは酸化皮膜の剥離は分かりにくい．しかし，加熱炉中に試験片を放置することにより，剥離した酸化皮膜の金属下地から新たな皮膜が成長し，これが剥離した酸化皮膜を押し上げるために酸化皮膜が浮かび上がってくる．この時に見える放射状のき裂は衝突時にできたものである．酸化皮膜の剥離と，破壊過程を図に示す(6)．へこみの中心部では，球形圧子の侵入により酸化皮膜が破壊され，へこみの形成とともに金属表面がひずみ，そのひずみで皮膜が剥離する．最後の一押しで，へこみの周辺の皮膜が破壊されるとみられる．図8 からは環境の違いにより，皮膜の破壊挙動が異なることが分かる．
球形圧子の押し込みによる皮膜の破壊や，剥離応力は上記

図6

純鉄の準静的および動的接触圧力(衝突試験および万能試験によって得られた)．

図8
図7




粒子の押し込みまたは衝突による金属材料の接触圧力に及ぼす押し込み速度の影響．

炭素鋼表面に形成される酸化皮膜への粒子衝突直後および 54 ks 後の表面観察(試験温度はいず
れも 873 K，皮膜形成時間は Wet Air : 32.4, 0.5
vol HCl : 25.2, 10 vol HCl : 7.2 ks)．

解説

図 10

図9

純ニッケル表面に形成した酸化ニッケル皮膜への粒子衝突後のへこみ観察(皮膜厚さ 16 mm ，(a) 973 K 環境，(b) 室温で粒子衝突)．

粒子衝突による酸化皮膜の破壊挙動モデル．
受けられないと推察される．高温環境における皮膜の剥離応

表1

高温環境における金属酸化皮膜の動的な機械的性質．

炭素鋼(873 K)
沸騰水蒸気
0.5 VolHCl
10 VolHCl
純チタン(973 K)
空気0.5 VolHCl
10 VolHCl
純ニッケルAir(973 K)

弾性定数
Ef(GPa)

破壊応力
sf(MPa)

剥離応力sa(MPa)213
31.9
1.095302203774.6102162

36.9
36.9
38.8

44.3
44.3
23.3

242412243

157―

力は通常の引き剥がし試験法ではなかなか得られにくい性質であるので，本知見は高温環境下の酸化皮膜の密着性の程度を示す有用なデータであろう．一方，ニッケル表面に形成された酸化皮膜の剥離は観察されず，へこみの内部からへこみ周辺に向かい放射状のき裂が観察されたことから，ニッケル基材とその表面に形成される酸化皮膜の密着性は強く，酸化皮膜の破壊のみが生じたことが分かる(図参照(13))．

.


被覆材の動的な機械的性質

動的硬さ

金属材料に比べてセラミックスは機械的強度が高い．ただし，脆い性質を有するために金属との複合材料として用いられる．セラミックコーティング複合材料の機械的性質は室温の過程の下にいくつかの仮定を用いて求められる．破壊応力における表面や断面の硬度分布を調べることで，硬さとしてや剥離応力の詳細な導出(10) は割愛するが，この試験法で得の機械的性質を得ることができる．しかし，高温環境におけられた高温環境における炭素鋼，チタン・チタン合金およびるセラミックコーティング材料の機械的性質を得ることは室ニッケルに生じる酸化皮膜の破壊応力および剥離応力を表温に比べて容易ではない．ところが球形粒子の衝突試験を応に示す．本試験法では得られた機械的性質の数値の精度は低用すれば，比較的簡単に高温環境における金属やコーティンく，まだ検討の余地がある．しかし，これらの環境で炭素鋼グ材の硬さを求めることができる．ただし，この手法を用いに形成される酸化皮膜の弾性定数についてみると，既往のデて材料表面から得られる機械的性質は動的硬さであるとともー タ 調査(11) をは じ めと し ，振 動 法 で得 ら れた Saeki ら のにコーティングと基材の複合的な性質である．一例として値(12) と比較しても同等な値とみなすことができる．ただSUS430 ステンレス鋼に炭化クロム(Cr3C2NiCr)を VPS(減し，本試験法で得られた酸化皮膜の機械的性質は動的である

圧プラズマ溶射)および HVOF(高速フレーム溶射)によりコので，対象となる酸化皮膜の準静的性質との差異はあまり見ーティングした材料表面に球形ガラス粒子を 80 m s－1 で衝

ま て り あ 第51巻 第11号(2012)Materia Japan突させた場合の表面観察を図(14) に示す．へこみの内側にーティング材厚さは 350 mm 以上であることから，へこみ深は円周方向の割れが生じ，へこみの外周にわたって放射状のさが基材に達する前の段階で，動的硬さがかなり低下するこ割れも観察される．ほぼ同じ衝突速度であっても，温度が高とが分かる．すなわち，表面硬さは基材の影響を強く受けい方のへこみは大きく，高温環境下の動的硬さは室温に比べる．セラミックコーティングおよび基材の材質が異なるて低いことが見込まれる．室温および 1073 K における深さ

PVD 窒化クロム/SUS410J1 鋼の場合でも，準静的，動的の方向の動的硬さ分布を図(14)に示す．衝突試験によって得違い，高温による硬度の低下傾向は同様とみなすことができられたへこみの幾何学的(弾性回復を考慮しない)深さを横軸る(15) ．この材料が高温環境で固体粒子の衝突によるエローに，式( 4 )で定義された接触圧力を縦軸にプロットした結ジョンを受ける場合には，固体粒子の大きさやその固体粒子果である．ステンレス鋼基材の動的硬さは準静的硬さとほとによるへこみの深さがコーティング表面からどれくらいに達んど同じであるが，硬度分布は環境温度の影響を受けて低下するかを動的硬さに基づいて推算することができるので，コする．表面近傍のコーティング材の動的硬さは準静的な硬さ

ーティング材料の硬度分布からセラミック被膜の健全性を考に比べて高い値を示す．セラミックコーティング材料では，察することが可能である．

高温環境で明らかに硬度の低下が認められる．図11, 12のコ

動的破壊靱性値

通 常 ， へ こ み 現 象 を 用 い た 準 静 的 な 破 壊 靱 性 値 は JIS
R1607 の圧子圧入法から求められる．圧子はビッカース硬度計に用いられる四角錐のダイヤモンド圧子である．圧子圧入法による破壊靱性値 KIC は式( 5 )で与えられる．
KIC＝0.018

0.5( ) (CF )
E
H(5)

1.5

ここで， E は弾性定数( GPa )， H は硬さ( GPa )， F は荷重(N )，C はき裂の長さ(mm)である．ダイヤモンド圧子の準静的な押し込みによってへこみの 4 隅から 4 本のき裂が放射状に発生する．この圧子を球形に変えて，衝突試験を行ってもへこみの外周に放射状の割れが生じることから，式( 5 )に従って球形圧子を用いた動的破壊靱性値の測定が可能ではないかと考えた．図(14) は JIS 規格通りの試験法
図 11

図 12


CrN コーティング材料における粒子衝突後のへこみ表面観察．
(衝突粒子 5 mm ガラス球，衝突速度 80 m s－1)

室温および 1073 K における基材および CrN コー テ ィ ン グ 材 の 動 的 硬 さ 分 布 ( 硬 さ SUS430 :2.20, VPS : 12.7, HVOF : 7.29 GPa).と，球形圧子を用いた試験法の比較を示している．本来はセラミック材料に適用される式( 5 )をセラミックコーティン
グ材に適用して良いかという疑問はあるが，圧子形状の異な

図 13

コーティング材( VPS )の準静的押し込みによる破壊靱性値に及ぼす圧子形状の影響．

解説限らず，高温酸化によって金属表面に形成される酸化皮膜や，セラミックコーティング材料表面の機械的性質を，同様な動的硬さとして表すことが可能である．しかし，この手法で得られる機械的性質が一般に取り扱われる準静的な性質とは異なること，測定法が特異で馴染みがない，比較的誤差を多く含んでいるなどの問題点も有すると考えられる．現時点
では実環境に耐えられる材料の開発や，現場で用いられている材料の機械的性質の比較試験としては有効であると考えている．本手法で得られた諸機械的性質が実用的に生かされるようになれば幸いである．

文

図 14

室温，高温環境における VPS, HVOF コーティ
ング材の動的破壊靱性値( SB 硬鋼球， GB ガラス球)．

る両者の試験法で大きな差は見られない．従って，球形圧子の押し込みによる破壊靱性値に妥当性はあるとみなすことができる．VPS および HVOF の炭化クロムコーティング材料に球形粒子を衝突させた場合のへこみ周りの割れ発生状況(図 11 参照)から，動的な破壊靱性値を求めた例を図に示す．高温における炭化クロムの弾性定数は分からなかったので， E / H は室温と同じであると仮定した．また，式( 5 )の荷重は衝突速度およびへこみ直径から計算される平均接触圧力に圧子の接触面積を掛けて求めた．高温における動的破壊靱性値は室温に比べて小さくなっている．これは，セラミッ
クス本来の動的破壊靱性値の低下にくわえて，高温での基材の硬度低下が影響したためと考えられる．しかし，へこみが深くなっても，すなわち荷重が大きくなっても，それに伴ってき裂が大きくなるために，動的破壊靱性値としては，大き( 1 ) D. Tabor: The hardness of Metals, Clarendon, Oxford, (1951),
6978, 115.
( 2 ) I. M. Hutchings: Proc. Sagamore Army Materials Research
Conference, E. D. John Mescall and Volker Weiss, 29 (1983),
161196.
( 3 ) Y. I. Oka, M. Matsumura and H. Funaki: Wear, 186
187
(1995), 50
55.
( 4 ) Y. I. Oka and K. Nagahashi: Wear, 254(2003), 12671275.
( 5 ) 礒本良則日本金属学会誌，71(2007) 6167.
( 6 ) 礒本良則，山部崇博，吉田統樹，津村敏則材料と環境， 55(2006), 2531.
( 7 ) JIS Z 2243 ブリネル硬さ試験―試験方法．
( 8 ) Y. I. Oka, M. Nishimura, K. Nagahashi and M. Matsumura:
Wear, 250(2001), 736743.
( 9 ) Y. I. Oka, M. Matsumura and T. Kawabata: Wear, 162
164
(1993), 688
695.
(10) 礒本良則，向井康博，津村敏則材料と環境，53(2004), 76
82.
(11) 金属学会セミナー，高温過酷環境を制する耐食材料/コーティ
ングのさらなる挑戦―最近の耐食性理論と長寿命材料の開発・実用化―，日本金属学会(2012), 75.
(12) I. Saeki, T. Ohno, O. Sakai, T. Niya and T. Sato: Corrosion
Science, 53 (2011), 458463.
(13) Y. I. Oka and T. Tsumura: Advances in Tribology Vol. 2011,
Article ID 974065, (2011), 12pages.
(14) Y. I. Oka and K. Goto: Materials Science Forum, 696 (2011),
162169.
( 15 ) 吉田統樹，礒本良則，山田義和，安井豊明材料と環境， 55(2006), 112118.
★★★★★★★★★★★★★★★★★★★★★

く変化しない結果が得られている．

.

まと1978年 広島大学工学部化学工学科卒業
株 松田ポンプ製作所 研究員
1979
1982年 1986年 東京工業大学博士号取得
現職
1992年 4 月専門分野化学工学 装置材料工学◎エロージョン，エロージョンコロージョン，腐食試
験法に関する研究に従事．

め

以上のように，球形粒子の衝突現象を利用することによっ★★★★★★★★★★★★★★★★★★★★★て，室温または高温環境における金属材料の機械的性質を動的硬さとして求めることが容易になった．また，金属材料に

ま て り あ 第51巻 第11号(2012)Materia Japan献礒本良則