JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）p. 22-27

片側スポット溶接における電流・加圧力制御プロセス技術の開発
Development ofIn-Process Welding Current and Electrode Force Control Process
for Single-Side Spot Resistance Welding
松下宗生

MATSUSHITA Muneo

JFE スチール

スチール研究所

接合・強度研究部主任研究員（課長）・Ph. D.

池田倫正

IKEDA Rinsei

JFE スチール

スチール研究所

接合・強度研究部主任研究員（部長）・博士（工学）大井健次

OI Kenji

JFE スチール

スチール研究所

接合・強度研究部長・博士（工学）

要旨
自動車分野への適用を目的に，片側からの電極アクセスによるインダイレクト抵抗スポット溶接法を開発した。
自動車の生産性，設計自由度を損なうことなく溶融ナゲット形成の促進と散り抑制を達成するため，溶接中の溶接電流と電極加圧力の最適制御プロセスを検討した。従来方法である電流・加圧力一定パターンと電流・加圧力を可変制御したパターンにける溶接現象の変化を比較するため数値シミュレーションを行なった。その結果，可変制御2パターンにおいて溶融ナゲット形成の促進と散り抑制の効果が予測された。次に，板厚 0.7 mm の 270 N/mm 級冷2間圧延鋼板，板厚 1.6 mm の 980 N/mm 級冷間圧延鋼板の重ねによる試験片を用いて溶接実験を行なった。電流・加圧力一定パターンと可変制御パターンの溶接結果を比較したところ，電流・加圧力一定パターンでは適正電流範囲が 1 kA 程度であったが，可変制御パターンでは適正電流範囲が 2.6 kA へ拡大した。以上より，可変制御パターンによる溶融ナゲット形成の促進と散り抑制の効果が確認された。

Abstract:
Indirect resistance spot welding process with single-side electrode access was developed for the automotive
applications. The variable welding current and electrode force control process during welding were studied in orderto achieve the promotion of molten nugget formation and suppression of expulsion without sacrificing the productivity
and design flexibility of automobiles. Numerical simulations were conducted to compare the difference in the welding
phenomena between the constant pattern of current and force during welding, as the conventional process, andvariable control pattern, as the developed processes. It was predicted that the variable control pattern has effects on
accelerating nugget formation and suppressing expulsion. The welding experiments were subsequently performed on2lapped test coupons of 0.7 mm thick cold-rolled steel sheet with tensile strength of 270 N/mm and 1.6 mm thick cold2

rolled steel sheet with tensile strength of 980 N/mm . When welding was performed with the constant current andforce pattern, the appropriate current range was less than 1 kA. On the other hand, it extended to 2.6 kA during
welding with the variable control pattern, confirming the fact that the variable control pattern successfully suppressed
the expulsion and acceleration of the nugget formation.

1． 緒言

溶接トーチ周辺のスパッタ除去作業など維持管理コストに課題がある。レーザ溶接は初期投資コストが大きいことが自動車車体製造においては，車体の軽量化および高剛性実適用における大きな課題である。抵抗スポット溶接では，化，もしくは生産コストの低減を目的に片側からの作業工程

シリーズ方式1-5）およびインダイレクト方式6-14）が片側溶で重ね溶接可能な溶接方法が要望されている。これに該当接が可能な方法として開発されている。どちらも通常の抵する溶接方法としては，アーク溶接，レーザ溶接，抵抗スポッ

抗スポット溶接と同程度の初期投資コストで調達可能であト溶接等が挙げられる。アーク溶接は，現状の自動車生産ることから商業的には実現性が高いため実用化の期待が高において両側からのアクセスが確保できず通常の抵抗スい。
シリーズ方式は重ね合わせた板部材に対し 2 電極を片側ポット溶接が適用不可能な部位において使用されているが，から加圧させ，電極間に通電させることにより 2 点同時に溶2014 年 2 月 3 日受付

接する方法である。電極が接触する側の部材に流れる電流－ 22 －

Copyright © 2014 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved.

片側スポット溶接における電流・加圧力制御プロセス技術の開発

Welding
current (kA)が大きくなる傾向があり，重ね合わせた 2 枚の部材間を跨って流れる電流が小さくなる。このため，部材間での発熱量が小さくなり，溶融ナゲットの形成が困難であることが報告されている2, 3）。

Electrodeforce (N)一方，インダイレクト方式は，重ね合わせた部材に対し 1本の電極を片側から押し当て，溶接点とは別の箇所に給電端子を取り付け電流を流すことにより溶接する方法である。

1st stage

2nd stage

2.0 or 4.0

5.0―9.00Time (s)600or 800

溶接点で部材間を跨った電流が流れるため抵抗発熱により0溶融ナゲットが得やすい。しかし，部材の板厚，既溶接点の存在等により分流状態が大きく変化するため，形成されるナゲット径も影響を大きく受ける

9, 11）。この課題を克服する

0.060.3

4000.06

Time (s)0.3

図 2 電流・加圧力一定パターンの溶接条件
Fig. 2 Welding conditions of constant current and force pattern

ために，溶接条件，給電端子の位置，溶接順序，鋼板を組7, 9, 10）。

Weldingcurrent (kA)合せる方法が報告されている

本報告では，インダイレクト方式の片側抵抗スポット溶接において，これまで検討されていない溶接中の電流・加圧力の可変制御に着目し新たに開発した，分流状態が変化し0Electrodeforce (N)てもナゲットを安定形成でき，散りも抑制可能という溶接プ
ロセス12-14）を紹介する。まず，数値シミュレーションの活用によりナゲット形成促進，散り抑制条件を予測した。さら力可変制御プロセスを適用することで，適正溶接条件範囲

0.3Time (s)400―8000に，実験により，分流が大きい条件において，電流・加圧0.3Time (s)

図 3 電流・加圧力可変パターンの溶接条件を拡大可能であることを明らかにした。

Fig. 3

2． 実験方法
2.1

3.0―8.0

Welding conditions variable current and force pattern

2270 N/mm 級 冷 間 圧 延 鋼 板， 下 板 が 板 厚 1.6 mm の数値シミュレーション

2980 N/mm 級冷間圧延鋼板の重ね部材の溶接とした。

®

汎 用ソフト「SORPAS 」（SWANTEC Software and Engi-

上側電極は溶接電極であり，先端曲率半径 40 mm の R 形neering ApS）を使用し，数値シミュレーションを行なった。とした。重ね合わせた板部材は，断面が凹形状の導体から2 次元軸対称モデル（熱弾塑性有限要素法）により解析を行なる物体の上に拘束のない状態で配置し，部材は端部で支なった。計算に際しては鋼板，電極材質の物理的特性（熱持した。支持間隔は 50 mm とした。給電端子となる下側電伝導率，比熱，電気伝導率，ヤング率，降伏応力，線膨張率）

極は先端を平面形状とした。電極加圧力および溶接電流は，の温度依存性を考慮した。図 1 に片側スポット溶接の数値

図 2 に示す電流・加圧力一定パターン（従来溶接），図 3 にシミュレーションモデ ル を 示 す。上 板 が 板 厚 0.7 mm の示す電流・加圧力可変制御パターン（開発溶接）を用いた。
これらの条件における通電中の溶接部の温度分布，電流密Electrode度分布の時間変化を計算し，溶融部形成プロセス，発熱形態を推定した。

Lappedsheets

2.2

溶接実験
2Supporting distance: 50 mm

上板を板厚 0.7 mm の 270 N/mm 級冷間圧延鋼板，下板

Hollow spaceを板厚 1.6 mm の 980 N/mm 級冷間圧延鋼板とし，図 4 にConductive object

2示す装置構成でインバータ直流電源を用いて片側スポット溶接を行なった。図 4 に示すように重ね鋼板の端部を 4 ヶ所，それぞれ 245 N の荷重でクランプし鋼板間の分流状態を変化させた。すなわち，クランプなしの状態では溶接点以外

Ground electrodeで電流が流れることがないため分流が小さく，クランプあり

図 1 片側スポット溶接の数値シミュレーションモデル

ではクランプ箇所にて電流が流れるため分流が大きくなる。

Fig. 1Models for numerical simulation for single-side spotwelding

溶接電極は先端曲率半径 40 mm の R 形を用いた。電極加圧力および溶接電流は，図 2 に示す電流・加圧力一定パター－ 23 －JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

片側スポット溶接における電流・加圧力制御プロセス技術の開発

150 mm0Time (s)Welding
current (kA)

0.3

800
Time (s)0Ⅳ

8.0

4.00.06

800

Time (s)0.34000 0.06

Electrode

図 4 片側スポット溶接の実験構成

1st stage
2nd stage
ⅠⅡ Ⅲ

0.3

Temperature at Time Ⅰ(0.02 s)

Powersource

Supporting distance: 50 mm

Fig. 48.00Fixture

ⅣElectrodeforce (N)Lappedsheets
70 mm

ⅠⅡ Ⅲ

Electrode Welding
force (N) current (kA)Electrode force Clamping(4 Points)

Time (s)0.3Temperature at Time Ⅰ(0.02 s)
ElectrodeSheet
Sheet

Sheet
Sheet

Temperature at Time Ⅱ(0.06 s)

Temperature at Time Ⅱ(0.06 s)

Temperature (℃)(Molten)

1 600
1 450

Experimental setup of single-side spot welding

1 300
1 150

ンおよび図 3 に示す電流・加圧力可変制御パターンを用いた。
さらに溶接現象を詳細に解析するため，溶接中の電流，電圧，

Temperature at Time Ⅲ(0.12 s)

1 000

Temperature at Time Ⅲ(0.12 s)

850700電極加圧力を測定した。電流は給電ケーブルにトロイダルコイルを装着し測定した。電圧は，溶接電極と給電端子間の電位差を測定した。電極加圧力は，溶接電極に連結する

550
400

Nugget region at Time Ⅳ(0.30 s) Nugget region at Time Ⅳ(0.30 s)

250
100

シャンク部に歪センサーを取り付け，ひずみ量の変化より測定した。また，得られた溶接部の断面より，鋼板間に形成さ1 mmれたナゲット径を測定した。さらにナゲット径が 4 t となる電流値から散り発生限界電流値までの適正電流範囲を評価(b) Variable current
and force pattern

図 5 数値シミュレーションによる溶接中の温度分布計算結果した。

Fig. 5Temperature distribution during welding predicted bynumerical simulation

3． 実験結果および考察
数値シミュレーションによる溶接現象解析示す。図 5（a）に示す電流・加圧力一定パターンの場合は，通電開始直後の 0.02 s では上板で電極近傍に偏って発熱，溶融を開始し，0.06 s では上板-下板間へと発熱・溶融部がⅠⅡⅢⅣ
8.00

ら溶融金属が飛散する表散りTime (s)0.3800

移動した。このような通電開始直後の上板での電極近傍に偏った発熱，溶融の傾向は，鋼板と電極の接触部の周辺かElectrode Welding
force (N) current (kA)

図 5 に溶接部の温度分布の数値シミュレーション結果をElectrode Welding
force (N) current (kA)

3.1

1 mm(a) Constant current
and force pattern

0Time (s)00.06

8000Electrodeの発生を示唆すると考えら

8.0

4.0

0.3

Temperature at Time Ⅰ(0.02 s)

15）

1st stage
2nd stageⅠ Ⅱ ⅢⅣTime (s)0.34000.06

Time (s)0.3Temperature at Time Ⅰ(0.02 s)
ElectrodeCur.dens. (A/mm2)れる。0.12 s では発熱領域は拡大するもののピーク温度が低

Sheet
Sheet

Sheet
Sheet

下するため溶融部が拡大しない状態になっており，0.3 s（通Temperature at Time Ⅱ(0.06 s)

Temperature at Time Ⅱ(0.06 s)

1 500
1 350

電完了）では上板-下板間に形成されるナゲット径は非常に1 200小さい結果となった。

1 050

図 6 に数値シミュレーションにより予測される溶接部のConduction path
Temperature at Time Ⅲ(0.08 s)

Conduction path
Temperature at Time Ⅲ(0.08 s)

900750電流密度分布を示す。図 6（a）に示す電流・加圧力一定パター

600ンの場合は，通電開始直後の 0.02 s では上板の電極近傍に450電流密度が著しく高い領域がみられた。一方で，電極直下

300

Nugget region at Time Ⅳ(0.12 s) Nugget region at Time Ⅳ(0.12 s)の上板-下板間では電流密度の勾配がほとんどみられず，鋼1500板間には電流が集中する部分が形成されていないといえる。
これより，図 5（a）で確認された通電初期に電極近傍に偏って発熱，溶融する現象は，電極-上板間での接触部分での発熱が支配的であり，上板-下板間の通電による発熱がごく小さいことに起因していることが確認できた。続いて 0.06 s では電極直下の上板-下板間に連続的な勾配を伴う高電流密度の領域がみられ上板-下板間に通電経路が形成された状態でJFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

－ 24 －

1 mm(a) Constant current
and force pattern

1 mm(b) Variable current
and force pattern

図6 数
 値シミュレーションによる溶接中の電流密度分布
計算結果
Fig. 6Current density distribution during welding predictedby numerical simulation

片側スポット溶接における電流・加圧力制御プロセス技術の開発6する状態へ移行したと考えられる。その後は 0.08，0.12 s で5Nugget diameter (mm)あることを示している。0.06 s では上板-下板間で発熱，溶融みられるように通電経路が拡大すると共に電流密度は低減した。このため，図 5（a）で見られたように発熱領域は拡大するもののピーク温度が低下することになり，溶融部は拡大しなかったと考えられる。
以上より推察されるように，片側スポット溶接では通電開始から終了までの時間経過において温度および電流密度分

Without clamping(Minimum shunting)With clamping(Larger shunting)

44√t

32
Open : Expulsion
Solid : No expulsion

10

布が刻々と変化するため，電流および加圧力を一定とすると345678Welding current (kA)

それぞれの時間帯で最適な条件とすることができない。そこ(a) As a function of welding current
at 400 N of electrode force

で，加圧力・電流可変制御パターンを用いることで，通電初期，後期の 2 つに区分した時間帯で最適な条件を選択し，6レーションを用いて検討した。

5Nugget diameter (mm)

散り抑制，ナゲット形成促進することが可能か数値シミュ
図 3 に示すような加圧力・電流可変制御パターンを用いることで，下記のようなメカニズムにより散り抑制効果，ナゲット形成促進効果が得られることが考えられる。第 1 段
階は低電流・高加圧力とすることで，十分な加圧力を負荷しながら鋼板を加熱する。これにより電極-上板表面間に十分な接触面積を確保し，電極近傍での過度な電流集中によOpen : Expulsion
Solid : No expulsion

434√tWithout clamping(Minimum shunting)With clamping(Larger shunting)

210200る表散りを抑制することができ，また上板-下板間において400600

800

1 000

Electrode Force (N)は密着面の形成により通電経路が確保される。その後，第 2(b) As a function of electrode force
at 7.0 kA of welding current

段階では高電流・低加圧力とすることで，第 1 段階で形成された通電経路の電流密度を高め，上板-下板間からの発熱

図 7 電流・加圧力一定パターンでの溶接結果を促進する。さらに，加圧力低減により上板-下板間の接触径拡大を回避し，電流密度の低下を抑制することで，ナゲッ

Fig. 7

Welding results of constant current and force pattern

3.2

溶接実験による検証

ト形成を促進することが可能となる。
図 5（b）に示す電流・加圧力可変制御パターンの場合の温度分布の数値シミュレーション結果を示す。第 1 段階では 0.02，0.06 s で見られるように溶融しない程度の発熱状態

図 2 に示す電流・加圧力一定のパターンにおいて重ね鋼であったが，第 2 段階開始直後の 0.12 s では上板-下板間か板のクランプ有無によって分流条件を変化させ，実際に溶らの発熱により溶融部が形成され，0.3 s では上板-下板間に接したときの電極加圧力，溶接電流，分流（クランプ有無）

5 mm 程度の大きな径のナゲットが形成される結果となっのナゲット形成への影響を図 7 に示す。図 7（a）に示すよた。

うに，加圧力 400 N では電流の増加とともにナゲット径も増

図 6（b）に電流・加圧力可変制御パターンの場合の電流加する傾向を示した。しかし，8 kA では散りの発生に伴い密度分布を示す。第 1 段階では高加圧力・低電流としていナゲット径が減少した。散り発生により溶融金属が外部にるが，0.02，0.06 s で見られるように電極近傍での電流密度飛散したためと考えられる。ナゲット径が 4 t となる電流を低く保ちながら，通電経路を形成することができている。

値から散り発生限界の電流値までの範囲を適正電流範囲と第 2 段階では低加圧力・高電流となるが，0.08 s で見られる

すると，クランプなしにおいては 5 kA 付近から 8 kA 未満まように第 1 段階で形成された通電経路に高電流密度が負荷での 3 kA 程度が適正電流範囲となった。一方，クランプあされ，上板-下板間で発熱，溶融する発熱状態となることがりにおいては，クランプなしの同じ電流値の場合と比較して示されている。さらに，0.12 s では，通電経路の拡大が抑えナゲットが小さくなる傾向を示し，適正電流範囲は 1 kA 以られ高電流密度が維持されている。これにより，溶融部が下となった。図 7（b）は電流値 7 kA で加圧力を増加させた大きく拡大したと考えられる。

ときのナゲット径を示す。加圧力 200 N においては散りが以上より，数値シミュレーションを用いて加圧力・電流可発生したため加圧力 400 N と比較してナゲット径は減少し変制御パターンによる散り抑制効果，ナゲット形成促進効

た。一方，加圧力 400 N 以上においては散りは発生しなかっ果が予測された。

たが，加圧力の増加に伴いナゲット径は減少した。これはクランプの有無によらず同様な傾向であったが，写真 1 の－ 25 －JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

片側スポット溶接における電流・加圧力制御プロセス技術の開発

64.9 mmNugget diameter (mm)Without clamping

1 mmWith clamping

3.7 mmAppropriate welding range
1.6 kA

544 t

32.6 kA2

1st Stage:
2 kA / 600 N
4 kA / 800 N

1045678910
Current of 2nd stage (kA)
Open: No Expulsion, Solid: Expulsion

1 mm

写真 1 電 流・加圧力一定パターンでの溶接部断面マクロ組織（電流 7 kA，加圧力 400 N）

図8 電 流・加圧力可変制御パターンでの溶接結果（クランプあり）

Photo 1 Cross-sectional macrostructures of the welds withconstant current and force pattern (7 kA of current and400 N of force)

Fig. 8

Welding results of variable current and force pattern (Withclamping)

断面マクロ組織に示すようにクランプありの分流が大きな状

Current/Electrode force at 1st stage態においては，ナゲットの減少が顕著であった。以上より，

2 kA and 600 N, Imax＝7.6 kA

電流・加圧力一定パターンにおいては，クランプなしの分流が小さい状態では，幅広い適正電流範囲を得ることができ良好な溶接が可能であることが示されたが，クランプあり4.6 mmの分流が大きい状態では，適正電流範囲が非常に狭くなり，良好な溶接が困難になることが確認された。

1 mm

4 kA and 800 N, Imax＝8.8 kA

図 3 に示す電流・加圧力可変制御パターンにおいて溶接したときの溶接結果を図 8 に示す。電流・加圧力可変制御
パターンとしては，第 1 段階を電流 2 kA，加圧力 600 N も5.0 mm

しくは電流 4 kA，加圧力 800 N，第 2 段階の加圧力を 400 Nとし，電流を 5～9 kA とした。また，ナゲット形成がより厳しい分流が大きい条件での評価とするため，クランプありでの溶接を行なった。適正電流範囲の下限となるナゲット径4 t を得るための電流値に関しては，第 1 段階の電流 2 kA，加圧力 600 N の場合と電流 4 kA，加圧力 800 N の場合とも1 mm

写真 2 電 流・加圧力可変制御パターンでの溶接部断面マクロ組織（クランプあり，第 2 段電流 Imax）
Photo 2 Cross-sectional macrostructures of the welds withvariable current and force pattern (With clamping,Imax of current at second stage)に 6 kA 付近となりほぼ同等であった。電流・加圧力一定パターンにおいては，図 7（a）のクランプありの条件に示す

通電初期に電極-上板表面間で発生する過度な発熱を抑えるように 7 kA をわずかに下回る電流であったことから，電流・ことで上板表面からの散りを抑えられたものと考えられる。

加圧力可変制御では，より低い電流値でナゲット径 4 t を

写真 2 は，電流・加圧力可変制御パターンにおいて第 2得ることが可能であることが示された。適正電流範囲の上段階の電流値が散り発生限界（図中 Imax と記載）のときの限となる散り発生限界の電流値に関しては，第 1 段階が電断 面 マ ク ロ 組 織 を 示 す。 第 1 段 階 の 電 流 2 kA， 加 圧 力流 2 kA，加圧力 600 N の場合では 7.6 kA であるのに対し，600 N の場合はナゲット径 4.6 mm であるのに対し，電流電流 4 kA，加圧力 800 N の場合では 8.8 kA となり散り発生

4 kA，加圧力 800 N では 5.0 mm となり，散り発生限界の電限界が大きく向上した。電流・加圧力一定パターンにおい流値が向上することでより大きなナゲット径が得られることては，図 6（a）のクランプありの条件に示すように 7 kA をが示された。

わずかに上回る程度であったことから，電流・加圧力可変適正条件範囲は，加圧力電流一定パターンのクランプあ制御は，散り発生限界電流を上昇させる効果があり，特にりの条件においては，図 7（a）に示すとおり 1 kA 程度であっ

電流 4 kA，加圧力 800 N の場合において散り発生限界が大たのに対し，加圧力電流可変制御パターンにおいては，電きく向上した。

流 2 kA，加圧力 600 N の場合が 1.6 kA，さらに電流 4 kA，以上より，電流・加圧力可変制御パターンでは上板-下板間で効果的に発熱・溶融しナゲット形成が促進され，かつJFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

加圧力 800 N の場合では 2.6 kA となり，大きく向上することが確認された。

－ 26 －片側スポット溶接における電流・加圧力制御プロセス技術の開発

以上より，数値シミュレーションで予測されたとおり，加演概要．2006, no. 79, p. 433.
4）二塚貴之，池田倫正，平井更之右，計見竜雄，竹内英世．溶接学会全国大会講演概要．2007, no. 80, p. 316.

圧力・電流可変制御パターンにより上板表面からの散り発生を抑制しつつ上板-下板間に効果的にナゲットを形成する

5）伊達亮介，平井更之右，松下宗生，池田倫正，仮屋房亮．溶接学会全ことができ，適正電流範囲の拡大が可能であることが示さ

国大会講演概要．2009, no. 85, p. 118.
6）Cho, Y-J.; Chang, I.; Lee, H. Weld. J. 2006-08, vol. 85, p. 26-29.

れた。

7）長谷川芳春，藤田浩史，近藤岳晴，藤本雅昭，田辺順也，古田正樹．
Honda R&D Technical Review. 2008-10，vol. 20, no. 2, p. 106-113.

4． 結論

8）古川一敏．溶接技．2008-03, p. 10-16.

（1）数値シミュレーションを用いた発熱・溶融挙動の解析

10）西畑ひとみ，菊池庄太，福本学，内原正人．溶接学会全国大会講演概要．
2009, no. 85, p. 117.

9）Nishibata, H.; Fukumoto, M.; Uchihara, M. Welding in the World. 2009,
vol. 53, no. 5/6, p. 15-22.

により，電流・加圧力可変制御パターンによる散り抑制効果，ナゲット形成促進効果が予測された。

11）菊池庄太，西畑ひとみ，福本学，内原正人．溶接学会全国大会講演概要．
2010, no. 87, p. 142.

（2）溶接実験から，片側スポット溶接では分流状態によりナゲット形成が顕著に変化し，従来溶接方法である電流・加圧力一定の場合では分流が大きい場合では満足なナゲット径が得られかつ散り発生しない適正溶接条件範囲が顕著に狭くなることが確認された。

12）松下宗生，池田倫正，遠藤茂．溶接学会全国大会講演概要．2011, no.
88, p. 324.
13）松下宗生，池田倫正，遠藤茂．溶接学会全国大会講演概要．2012, no.
90, p. 420.
14）松下宗生，池田倫正，大井健次．溶接学会全国大会講演概要．2013,
no. 92, p. 223.
15）松山欽一．溶接技術．2002-03, p. 93-97.

（3）溶接実験より，散り抑制効果，ナゲット形成促進効果が確認され，分流が大きい条件において，電流・加圧力可変制御パターンにより，電流・加圧力一定パターンと比較して適正電流範囲を顕著に拡大可能であることが示された。
参考文献
1）野間一浩，加藤慎也．溶接技術．2004-01, p. 10-16.
2）平井更之右，竹内英世，中垣内達也，池田倫正．溶接学会全国大会講演概要．2006, no. 79, p. 432.
3）池田倫正，中垣内達也，平井更之右，竹内英世．溶接学会全国大会講－ 27 －

松下宗生

池田倫正

大井健次

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）
Copyright © 2014 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved. 禁無断転載