マグネシウム合金の曲げ延性向上に対する合金元素の影響の解明
熊本大学 先進マグネシウム国際研究センター
教授 安藤 新二（2018 年度 一般研究開発助成 AF-2018016-B2）
キーワード：結晶方位依存性，降伏応力，延性

１．研究の目的と背景鈍（673-723K,21.6ks×8 回）を行った．図１に本研究でされており，2000 年頃から，ドイツ，韓国，中国を中心用いた試験片の結晶方位を示す．前回の結果 1,2)と比較し_やすくするため,中立軸が[1120],中立面が(0001)である試__
験片を B 試験片とし，中立軸が[1120],中立面が(1100)でとして世界各国で研究が行なわれている．日本でも従来のある試験片を E 試験片とした.

近年の環境問題の観点から，各種輸送機器の軽量化のための構造材料として，軽量なマグネシウム(Mg)合金が注目３倍の強度を持つ高強度耐熱性 Mg 合金や難燃性 Mg 合金の開発やその量産化研究が進められている．ここで，Mg 合金を自動車等の構造部材や部品に加工する場合，曲げ加工性は重要な要素である．曲げでは，同時に引張と圧縮の応力が生じる．特に Mg は hcp 構造であるために，fcc や bcc構造の金属と比べると変形挙動が大きく異なる．すなわち，Mg の主要な変形機構である底面すべりは，底面に垂直もしくは平行な応力が作用する場合では活動できない．また_もう一つの活動的な変形機構である{1012}双晶は，底面に垂直な引張では容易であるが，逆に圧縮では活動しない．
このようなことから，Mg の曲げ変形に強い結晶方位依存

図１ 単結晶試験片の結晶方位性が生じると考えられる．そこで本申請者は，純 Mg 単結晶および多結晶圧延材の３点および４点曲げ変形挙動の次に Mg-(0.23,0.54,0.93)at.%Y 合金（以下 0.2Y,0.5Y,調査を行った．その結果，単結晶における結晶方位ごとの0.9Y）を鋳造後，623K で熱間圧延し，773K で 680〜980s

変形機構を明らかにした．また，多結晶圧延材の曲げ変形熱処理を行い，粒径約 50μm の圧延材を作製した．また，においても，単結晶に類似した結晶方位依存性を示し，曲比較として純 Mg も同様に圧延し，673K で 640s 熱処理し，げ変形において，中立面が曲げの外側（引張側）に大きく同様な粒径をもつ圧延材を得た．作製した圧延材の(0002)_極点図を図 2 に示す．いずれも{0001}<1120>底面集合組織移動する特異な挙動を明らかにした 1,2)．
通常 Mg は，機械的特性向上のために合金として用いらを持っているが，Y 添加により集合組織の強度は減少してれている．しかしながら，添加元素と得られる機械的性質いることがわかった．ただし，Y 添加量の違いによる強度の関係は未だ十分にわかっていない．近年，Mg 合金の室の違いはほとんどなかった．

温での延性の改善に希土類元素の添加が有効であるとされ，イットリウム（Y）の添加による研究等がなされている．しかし，これが曲げ変形特性の向上につながるかどうかの研究は行われていない．そこで本研究では，Y を添加した単結晶および多結晶圧延材を用いて曲げ試験を行い，Mg の曲げ変形挙動に対する合金元素の影響と，その特性向上の機構を明らかにすることを目的とした．

２．実験方法純 Mg(純度 99.9%)および純 Y(純度 99%)のインゴットから,高周波誘導加熱真空炉を用いて Mg-Y 合金インゴットを鋳造した.この合金から，高純度黒鉛るつぼを用いて，ブリッジマン炉により Mg-Y 合金単結晶を作製した．組成は Mg-(0.07,0.15,0.25)at.%Y（以下 0.07Y,0.15Y,0.25Y）とした．この単結晶から，約 3×3×25mm3 の角柱試験片を作製した.試験片作製後,Ar ガス雰囲気中で熱サイクル焼

図2

Mg-Y 合金圧延材の(0002)極点図

この圧延材より図 3 に示す試験片を作製した．RD,ND,TDはそれぞれ圧延方向，圧延面垂直方向，幅方向である．ここで，中立面が圧延面に平行なものを RT および TR 試験片，

中立面に対し圧延面が垂直なものを TN および RN 試験片と降伏後，直線的な加工硬化を示し，Y 添加によって加工硬した．試験片寸法は単結晶試験片と同じとした．

化率が増加することがわかった．その後，試験片と治具が接触するε=35%程度までいずれも破断しなかった．

図３ 多結晶圧延材の試験片の方位
3 点曲げ試験は単結晶，圧延材共に中央圧子半径 2.0mm,左右支持部の半径 2.5mm の治具を用い，スパン長さ L は

図5B 試験片の 3 点曲げ応力-歪曲線16mm とした．試験は室温大気中，中央圧子の押し込み速度 1.67×10-2mm/s で行った．3 点曲げ試験における曲げ応力σは式(1)で，曲げ歪εは式(2)で算出した．

σ=3PL/(2bh2)2

ε=(6dh)/L(1)(2)

ここで b は試験片幅，h は試験片高さである．また曲げ降伏応力σy は，ε=0.02%におけるσとした．
単結晶および圧延材共に，表面のすべり線や双晶をノマ
ルスキー型微分干渉顕微鏡および CCD カメラを用いて観察した．多結晶圧延材は，SEM/EBSD 装置（JEOL, JSM7001F, OIM Analysis7）を用いて結晶方位解析を行い，

図６ B 試験片の曲げ降伏応力と Y 添加量の関係変形機構を調査した．また圧延材において，曲げ中立面の位置を測定するために，図 4 に示すように，試験片表面に曲げ試験後の 0.15Y-B 試験片の形状を図 7 に示す．B

カラースプレーでドットパターンを塗布し，DIC 法によ試験片は「ひの字（Gull-shape）」状に変形し，図 7(b)にり画像解析で試験片の歪分布を求めた．
DIC には GOM 社

示すように，左右支持部間で底面すべりが観察された．この Correlate を用いた．図 4(b)のように，試験片の長手方向の歪を求め，歪が 0 となる位置を中立面とした．の挙動は純 Mg1,2)と同じであり 0.07Y も同様であった．よって Mg-Y 合金でも底面すべりで曲げ変形が生じることがわかった.

図７ 0.15Y の B 試験片の曲げ変形後の形状
図４(a)DIC 法に用いた試験片と(b)中立面の決定法

σy の増加の原因を考えるため，前回の報告 1,2)で提案した式(3)から底面上のせん断降伏応力τy を計算した.

３．実験結果および考察

τy=P/(2bh)(3)

3・1 Mg-Y 単結晶 B 試験片の 3 点曲げ試験得られた値を図８に示す．また図には，報告されている純B 試験片の代表的な曲げ応力-曲げ歪曲線を図 5 に，YMg3)および Mg-1.0at.%Y4)における底面すべりの臨界分解添加量とσy の関係を図 6 に示す．σy は 0.07Y まではあせん断応力 CRSS も示した．この結果，τy と CRSS の値がまり変わらないが 0.15Y では増加した．B 試験片は全て一つの直線に乗ることから両者は同じものであり，Y 添加といえる．また純 Mg では，底面転位が左右支持部上で堆_片は{1012}双晶によって降伏した.ここで，圧縮側で発生_した{1012}双晶の先端が引張側に達したことから,中立面積するため Gull-shape 状に変形すると報告した 1,2)．Mg-Yの移動が生じており，これを考慮した E 試験片の変形機構単結晶でも変形機構が変わらないため，Gull-shape 状にを図 12 に示す．圧縮側の曲げ応力σc および引張側の曲げ変形したといえる．

応力σt を中立面の位置を考慮すると次式で表せる．

により底面すべりの CRSS が上昇したためσy は増加した

σc=MNc/I(4)

σt=MNt/I(5)

ここで M は曲げモーメント，I は断面 2 次モーメント，Ncは圧縮側からの，Nt は引張側からの中立面の距離で，それぞれ式(6)と式(7)と表せる．

Nc=0.5h+xh(6)Nt=0.5h-xh(7)
ここで x は，h に対する中立面の移動量である．最終的に
σc およびσt は次式となる．
σc=(PL/4)(12/b{2(0.5h+xh)}3)(0.5h+xh)
図８ B 試験片における底面上のせん断応力の Y 依存性．

=σ/(1+2x)2(8)σt=(PL/4)(12/b{2(0.5h+xh)}3)(0.5h-xh)
3・2 Mg-Y 単結晶 E 試験片の 3 点曲げ試験={σ(1-2x)}/(1+2x)3(9)E 試験片の曲げ応力-曲げ歪曲線を図９に示す．いずれの組成でも，ε=4%程度まで曲線上にセレーションが現れ，ε=8%から急激に加工硬化し，き裂が生じた．図 10 に Y添加量とσy および最大曲げ歪εB の関係を示す．σy は0.07Y までは純 Mg とあまり変わらないが，それ以上では Y添加に伴い上昇した．またεB も Y 添加により増加した．

図 110.25Y-E 試験片の降伏時の曲げ変形の様子

図 12E 試験片における降伏時の曲げ変形機構

図９ B 試験片の 3 点曲げ応力-歪曲線_式(8)から圧縮側の曲げ降伏応力σcy を求め,<1120>圧_縮における双晶のシュミット因子を用いて{1012}双晶の
図 10 (a)曲げ降伏応力および(b)曲げ延性の Y 依存性
0.25Y の降伏時の中央圧子直下の様子を図 11 に示す．
_中央圧子近傍で{1012}双晶が発生し,その先端は引張側まで達しており，純 Mg1,2)と同様に他の Mg-Y 合金でも E 試験CRSS，τtwin を求めた．図 13 に Y 添加量とτtwin の関係を示す.この結果，σcy と純 Mg1,2)および Mg-Y 合金 5)におけ_る{1012}双晶の CRSS が Y 添加量と比例関係を示した．し_たがって，Y 添加により{1012}双晶の CRSS が上昇したた
め E 試験片のσy は増加したといえる．

_
図 16 に E 試験片の変形機構を示す．純 Mg では{1012}_双晶の先端に中立面があり，Mg-Y 合金では{1012}双晶と二重双晶の間に中立面が存在するとし，曲げ変形中の中立面の位置 xh を測定した．その結果，図 17 に示すように，Mg-Y 合金における中立面の移動は純 Mg に比べて小さいこ_とがわかる．Y 添加は{1012}双晶の活動応力を増加する 5)
ため，相対的に二重双晶や一次錐面すべりが引張側で活動_しやすくなる．したがって {1012}双晶の領域が狭くなり，中立面の移動が減少したといえる．

図 13 双晶の CRSS と Y 添加量の関係
図 14 および図 15 に純 Mg および 0.15Y の変形後の様子を示す．B 試験片と異なり E 試験片は「V-shape」状に変形した．純 Mg では，圧縮側から引張側に向かって多数の_{1012}双晶が発生していたが，図 15 のように Y 添加によ_り{1012}双晶の領域は減少し，0.25Y ではさら減少した．
_
また図 14 (b)および図 15 (b)に示すように, {1012}双晶内で底面すべりが観察された．これは双晶内の方位回転によるものである．さらに図 15(c)に示すように，0.15Y で__は引張側で一次錐面すべりおよび{1011}-{1012}二重双晶が活動しており，これは 0.25Y でも同様であった．

図 16

図 14 純 Mg の E 試験片における曲げ変形の様子

図 17

E 試験片における曲げ変形機構

E 試験片における中立面と Y 添加量の関係

ここで，二重双晶の面積から二重双晶により生じる引張歪を求めたところεに比べ非常に小さかった．また安藤ら
6)は，二重双晶からき裂が発生すると報告している．本研

究でも，0.07Y ではε=13%で二重双晶が発生し,約 17%でその双晶に沿ってき裂が生じた.一方 0.15Y や 0.25Y では，ε=5%で二重双晶が発生したにもかかわらず,約 20%までき裂が生じなかった．Mg-Y 合金では，図 15 (c)に示すように，引張側で一次錐面すべりが生じている．したがって，0.15Y および 0.25Y では，二重双晶周辺で発生した多数の一次錐面すべりが二重双晶の界面での応力集中を緩和したため，き裂発生を抑制したと考えられる．以上の結果より，Mg-Y 合金では，引張側における変形は一次錐面すべ
図 15 0.15Y の E 試験片における曲げ変形の様子りによって生じるといえる．

図 18 に純 Mg および 0.25Y の曲げ応力-曲げ歪曲線と中立面位置から計算したσt の関係を示す．図中の点線は,純 Mg7)および Mg-0.6at.%Y8)の一次錐面すべりの活動応力を示している.ここで,0.25Y のσt は純 Mg に比べて大きく,ε=11%～15%で増加し, 一次錐面すべりの活動応力に近くなることがわかる. またε=14%以上で一次錐面すべりが観察されている.

_以上のことから，Y 添加により{1012}双晶が起こりにくくなるため中立面の移動が減少し，それに伴って引張側の引張応力が大きくなる．その結果, 一次錐面すべりが活動できるようになるため，曲げ延性が向上したといえる．

図 20

TR 試験片の 3 点曲げ応力-歪曲線

図 18 (a)純 Mg および(b)0.25Y における応力-歪曲線と曲げ引張応力σt の関係
3・3 Mg-Y 多結晶圧延材の３点曲げ試験

図 21 圧延材における曲げ降伏応力と Y 添加量の関係

今回は 4 種類の試験片を用いて試験を行った結果，中立面と圧延面が垂直である TN と RN，中立面と圧延面が平行

図 22 に Y 添加量とεB の関係を示す．純 Mg に比べ，Mg-Yである TR と RN がそれぞれ同様の挙動を示した．そこでこ合金はいずれもεB が高くなっていることから，Y 添加はこでは，TN と TR における結果を示す．

曲げ延性の改善に効果的であるといえる．しかし，TR お

図 19 に TN における曲げ応力-歪曲線を示す． Y 添加によび RT では，εB は Y 添加量に依存せずほぼ一定となって伴いσy は増加し，加工硬化後の延性が 0.5Y まで増加した．

いるのに対し，TN および RN では Y 添加に伴って増加し，しかし 0.9Y では減少した．図 20 に TR の結果を示すが，0.5Y では約 1.5 倍の大きな値を示した．しかし，0.9Y でこちらも同様にσy は上昇し，延性は 0.9Y まで増加した．

は減少し，TR および RT と同様な値となった．

図 21 に Y 添加量とσy の関係を示す．いずれの試験片も，Y 添加量にほぼ比例してσy が増加している．ここで，純Mg および 0.9Y のσy には試験片方位による差はあまり見られないが，0.2Y および 0.5Y では，TN および RN に比べて TR および RT が 10MPa ほど高くなっている．

図 22 圧延材における曲げ延性と Y 添加量の関係
以上のように Y 添加により曲げ強度および曲げ延性が増加した理由を調べるために変形機構の調査を行った．TNにおける降伏時の変形の様子を図 23 に示す．
純 Mg では{10__12}双晶のみであったが，Mg-Y では{1012}双晶に加え底面
図 19

TN 試験片の 3 点曲げ応力-歪曲線すべりも観察された．これは Y 添加により底面集合組織の程度が弱くなり，引張方向に対する底面の傾きが大きくなったために底面すべりが起こりやすくなったといえる．さ_らに，0.9Y では{1012}双晶がほとんど観察されず，ほぼ底面すべりのみであった．この傾向は TR 試験片でも同様であった．

_
図 25 曲げ歪と圧縮側の{1012}双晶の範囲の関係

図 23

TN 試験片における降伏時の変形の様子_
いずれの試験片とも降伏時には{1012}双晶と底面すべりが活動することがわかった．Mineta ら 9)は，Mg の底面_すべりおよび{1012}双晶の CRSS が Y 添加に伴い増加する_
図 26 TN と TR における降伏時の{1012}双晶範囲の比較ことを報告している．したがって，Mg の曲げにおけるσyが増加した理由は，これらの変形機構の CRSS が Y 添加で形できないため，その分双晶領域をより広げることで曲げ増加したためといえる．

ひずみを生じさせなければならなくなる．したがって TR

図 21 に示したように，0.2Y および 0.5Y において結晶および RN では変形に高い応力が必要となりσy が高くな方位によるσy の違いがあった．そこで，0.2Y の中央圧子_付近で{1012}双晶が観察された範囲を図 24 示す．TN ではったといえる．ここで，0.9Y では方位によるσy の差がな_くなるが，0.9Y では{1012}双晶がほとんど起こらなくな半円形上に分布していたが，TR では圧子直下付近ではほり，いずれの試験片でも底面すべりおよび非底面すべりでとんど双晶が観察されず逆三角形上に分布していた．この変形するためにσy に差がなくなったといえる．

圧縮側表面ににおける双晶発生範囲を測定した結果を図次に Y 添加により曲げ延性が増加した理由について示25 に示す．測定値はばらつきがあるものの，発生範囲はす．図 27 に純 Mg および 0.5Y の TN および TR の曲げ試験

εにほぼ比例して増加し，TN および RN に比べて TR および RT の方が広くなった．前回の報告 1,2)で述べたように，後の変形の様子を示す．TN および TR は，純 Mg では圧縮_側で{1012}双晶が生じているが，TR では底面すべりも広TR および RT では中央圧子による荷重負荷方向と hcp の cい範囲で活動していた．これは，TR では単結晶の B 試験軸が平行になる結晶粒が多くなる．この負荷応力が，曲げ_圧縮応力で生じる{1012}双晶面のせん断力を打ち消すこ片と同様の方位をもつ結晶粒が多いからであり，曲げによとになる．そこで図 26 に示すように，圧子下部の双晶変0.5Y では，引張側で一次錐面すべり，二次錐面すべりお形領域は，TR および RN では試験片中央部ではほとんど変よび柱面すべりといった非底面すべりの活動が見られた．

図 24_0.2Y における圧子直下の{1012}双晶の範囲の比較り底面にせん断応力が作用するためである．これに対し

図 27 純 Mg および 0.5Y の TN，TR の曲げ変形の様子そこで，試験片中央部の引張側において，約 100 個の結験片中心にあるのに対し，TN では引張側に位置している．

晶粒のうち，非底面すべりのすべり線が観察された結晶粒

この場合，同じ曲げ歪において生じる引張歪は，図に示すの数の割合をすべりの活動頻度として測定した結果を図ように TR の方が大きくなる．TN と TR の試験片長手方向

28 に示す．ε=12%において，純 Mg では 40%以下の結晶粒は圧延方向であるため，引張応力に対しては同じ結晶方位でしか非底面すべりは活動していないが，Y 添加に伴って関係となる．そこで，いずれも一定の引張歪に達すると破活動頻度が増加し，0.9Y では 100%近い値になった．すな壊すると考えられる．したがって，破壊が生じる引張歪にわち，Y 添加により引張側の変形機構として非底面すべり達する曲げ歪は TN の方が大きくなるため，TN のεB が大が活発化したことが延性増加の原因であるといえる．

きくなったといえる．しかし，0.9Y の TN ではεB が減少し，TN と TR のεB は同程度となった．これは図 29(a)に示すように，TN での中立面の位置が試験片中心に移動したため，図 30(b)に示すように 0.5Y の時より引張歪が大きくなり，TR と同程度になることを意味している．したがって 0.9Y ではεB が減少し TR と同程度となったといえる．
_
この TN における中立面移動の減少は，
Y 添加により{1012}双晶の CRSS が増加し，活動しにくくなったためである．
_
TR においても{1012}双晶は発生しているが，結晶方位の図 28 (a)TN および(b)TR における非底面すべりの活動頻度と Y 添加量の関係．

違いにより，曲げ試験片中央部では，中央圧子の荷重と曲_げ圧縮応力の作用で{1012}双晶発生が抑制されているため，Y 添加による中立面の変化が生じなかったといえる．
以上のように Y 添加で Mg 圧延材の延性は向上するが，ここで図 22 の TR では，純 Mg に対し，0.2Y ではεB は0.5Y までは結晶方位による差が大きく異方性を示すこと急激に増加し，その後は Y 添加に対し緩やかに増加していになる．しかし 0.9Y になると延性が低下するが，結晶方る．この傾向は図 28(b)の非底面すべり活動頻度の傾向と一致している．しかし図 22 に示したように，TN ではεB位による差が少なくなり，等方的になった．これは Y 添加_が{1012}双晶の CRSS を増加させるため，双晶変形が活動は 0.5Y まで急激に増加し，その後 0.9Y では減少している．

しにくくなることが原因であるといえる．

この傾向は，図 28(a)の TN の非底面すべり活動頻度の傾向とは異なる．この原因を調べるために，DIC 法により曲げ変形中の中立面の位置を測定した結果を図 29 に示す．
TN において，純 Mg では中立面が引張側にあり，これは単_結晶 E 試験片の場合と同様に，圧縮側で発生した{1012}双晶が引張側まで広がっていることを示す．この中立面位置は，Y 添加により試験片の中心に移動するようになり，0.9Y では一般的な 3 点曲げにおける中立面の変化の挙動を示した．これに対し図 29(b)の TR では，いずれの合金でも純 Mg とほぼ同じになり，Y 添加による中立面の移動は起こっていなかった．

図 30 TN および TR における中立面位置と引張歪の関係．

この結果から，TR と TN における曲げ延性の違いを考察した結果を図 30 に示す．まず，図 30(a)に 0.5Y の TN とTR の中立面位置の模式図を示す．TR では中立面がほぼ試

４．結言
純 Mg および Mg-(0.07~0.25)at.%Y 合金単結晶，および Mg(0.7-0.9)at%.Y 合金多結晶圧延材の 3 点曲げ試験を行い，各結晶方位における曲げ変形挙動に対するイットリウムの影響を調査した．その結果を以下に示す．
4・1 Mg-Y 単結晶の３点曲げ試験_
1. 中立軸が[1120]，中立面が(0001)の B 試験片では底面すべりによって Gull-shape 状に変形し，イットリウムを 0.15at.%添加しても変形機構に変化はなかった.曲げ降伏応力は 0.15at.%のイットリウムの添加によって上昇した．これは底面すべりの CRSS 増加に

図 29 (a)TN および(b)TR における曲げ歪と中立面位置よるものである．

2.

__中立軸が[1120]であり,中立面が(1100)の E 試験片で_は圧縮側から発生した{1012}双晶によって降伏し,曲げ降伏応力はイットリウム添加に伴い上昇した.
_
これはイットリウムの添加による{1012}双晶の CRSS

以上の結果より，イットリウム添加は曲げ強度，曲げ延性を向上させることがわかった．また 0.5 at.Y では曲げ_延性に異方性が生じるが，0.9 at.Y では{1012}双晶の発生が抑制されるため，延性は等方的になることがわかった．の増加によるものである．また，曲げ延性もイット

謝

本研究は，公益財団法人天田財団の一般研究開発助成ではこれに加えて引張側で一次錐面すべりが活動すAF-2018016-B2 によって実施したものである．ここに深くるためである．

感謝する．

参考文献

4・2 Mg-Y 多結晶圧延材の３点曲げ試験
1.

中立面が圧延面に平行な TR，RT および垂直な TN, RN
において，イットリウム添加に伴い曲げ降伏応力は増加した．0.2 at.%Y と 0.5 at.%Y では，曲げ降伏応力は TN，RN より TR，RT の方が大きかった．

2.

3.

1) 安藤新二：平成 26 年度一般研究開発助成研究報告書
AF-2015037
2) H. Kitahara, M. Tsushida and S. Ando: J. Japan Inst.
Met. Mater. 80 (2016) 102-107.

いずれの試験片においても，イットリウム添加に伴_
い底面すべりおよび{1012}双晶の CRSS が増加したた

3) R. L. Bell and R. W. Cahn: Proc. Roy. Soc. A 239

め，曲げ降伏応力は増加した．

4) S. Miura, S. Imagawa, T. Toyoda, K. Ohkubo and T.

曲げ延性は，TR，RT では Y 添加に伴い増加した．こ(1957) 494-521.
Mohri: Mater. Trans. 49 (2008) 952-956.

れに対し TN，RN では，0.5 at.%Y まで増加したが 0.9

5) T. Mineta, S. Miura, T. Mukai, M. Ueda and T. Mohri:at.%Y で減少した．いずれの試験片も，イットリウム

J. Japan Inst. Met. Mater. 77 (2013) 466-472.

添加に伴い一次錐面すべりの活動が増加したため，

6) D. Ando and J. Koike: J. Japan Inst. Metals 71

曲げ延性は増加した．
4.

辞リウムの添加によって増加した．これは，純 Mg は{10_12}双晶と底面すべりによって変形するが，Mg-Y 合金

TR の中立面は中心付近にあったが，TN では引張側に移動し，その移動量はイットリウム添加に伴い減少(2007) 684-687.
7) S. Ando, K. Nakamura, K. Takashima and H. Tonda:
J. JILM 42 (1992) 765-771.

した．中立面が引張側にあるため，TN の曲げ延性は8) H. Rikihisa, T. Mori, M. Tsushida, H. Kitahara andTR よりも高くなったが，0.9 at.%Y では中立面が 0.5

S. Ando: J. Japan Inst. Met. Mater. 81 (2017)

at.%Y よりも圧縮側になったため曲げ延性は減少し，
TN と TR の曲げ延性は同程度になった．

458-466.
9) T. Mineta and S. Miura: MRS proc. 1741 (2015)
aa02-04.