JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）p. 64-70

プラズマ・アークハイブリッド溶接技術
Plasma-Arc Hybrid Welding Technology
片岡時彦

KATAOKA Tokihiko

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）・博士（工学）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）要旨
溶接部の耐久性は，引張りの残留応力を低減するとともに溶接ビード止端部の形状を滑らかにし，応力集中を緩和することによって向上すると考えられている。溶接の生産性，コストの制約を受けることなく溶接継手の疲労強度向上を達成することができる溶接プロセスとして，プラズマ溶接とガスシールドアーク溶接（GMAW）を複合化したプラズマ・アークハイブリッド溶接技術を開発した。特に，先行極のアーク溶接および後行極のプラズマ溶接がともにワイヤマイナス（EN）である時，アークは互いに引き合い内向きとなり，アーク間で堰止められた溶融金属は横に広がり，溶接ビードは広く高さの低い平滑なビード形状が得られる。さらに，後行極のプラズマ溶接電極をオフセットすることで溶融金属の流れを制御し，オフセット側の止端側形状をより滑らかにすることが可能であ2る。その結果，板厚 3.2 mm の 780 N/mm 級高張力鋼板の重ね隅肉溶接において従来の CO2 アーク溶接の約 2 倍の疲労強度が得られた。

Abstract:
Fatigue proper ties of weld joint can be enhanced by mitigating the stress concentration at weld toe withsmotherning the profile, as well as managing the residual stress at the weld toe. In order to achieve the desireble weld
toe profile without deteriorating the productivity of manufacturing processes, welding process consisting of the gas
metal arc welding (GMAW) as the leading electrode and plasma welding as trailing electrode was developed. Whenthe leading GMAW and the trailing plasma welding are both electrode negative (EN), the arcs are attracted eachother and the molten metal was dammed up between those arcs, facilitating the sideward flow, which resulted in awide and low profile of the weld bead with the obtuse edge of weld toe. Moreover, offsetting the trailing plasma
welidng was effective on the smoothening the weld toe profile on the offset side, deliverately limitting the flow of
2molten metal on the offset side. The effect was verified with the lap-fillet welding of 3.2 mm thick 780 N/mm gradesteel sheet. The developed welding process exhibited the improved weld toe profile, in terms of the carvature radiusand frank angle, and the fatigue strength approximately twice as much as that of conventional CO2 gas shielded arc
welding.

1． はじめにinert gas）なめ付け処理など止端部形状を平滑化する処理により緩和することができる。また，（2）溶接部の引張残留応

近年，高張力鋼板の適用拡大による自動車の車体軽量化力は，応力除去焼鈍熱処理により低減することができ，鉄が進んでおり，ボディー部材だけでなくシャシー部材への適鋼の溶接ではマルテンサイト変態時の膨張により溶接部に用に関しても検討が開始されている。シャシー部材に要求さ圧縮残留応力を導入し疲労強度を向上する溶接材料が開発れる重要な特性の一つとして溶接継手の疲労特性が挙げらされているれる。一般に材料の疲労強度は静的強度に比例する傾向を従来の方法は，煩雑な工程の増加もしくは高価な材料が必示すが，溶接継手を含む部材の疲労強度は溶接部からの破要となるため生産性，コストの制約が大きく，自動車の生産1-6)。しかし，上記の継手の疲労強度を向上する壊に支配されるため，母材の静的強度向上は継手の疲労強には適用が困難である。そこで，JFE スチールでは生産性，度向上に必ずしも寄与しない。溶接部から疲労破壊が発生

コストの制約を受けず，溶接継手の疲労強度向上を達成すする主な要因としては，（1）溶接ビード止端部の応力集中，ることができる溶接プロセスとして，プラズマ溶接と CO2（2）溶接部の引張残留応力が挙げられる。
（1）溶接ビードアーク溶接を複合化したプラズマ・アークハイブリッド溶接

止端部の応力集中は，グラインダー処理，TIG（Tungsten技術を開発した7-9)。本報ではプラズマ・アークハイブリッ

ド溶接における溶接ビード形成現象と止端部形状の平滑化
2014 年 1 月 14 日受付

2効果，さらに，板厚 3.2 mm の 780 N/mm 級高張力鋼板の－ 64 －Copyright © 2014 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved.

プラズマ・アークハイブリッド溶接技術

重ね隅肉溶接継手に本技術を適用した場合の溶接ビード止2.1

端部形状および継手疲労強度について報告する。

溶接アーク現象

アークの複合化は電磁力によって互いのアークに干渉が2． プラズマ・アークハイブリッド溶接技術生じる。写真 1 はプラズマ・アークハイブリッド溶接を行なった時の CO2 アークとプラズマの溶接アークの相互作用と溶

図 1 にプラズマ・アークハイブリッド溶接の構成を示す。

融池の挙動を高速度ビデオを用い観察した結果である。溶プラズマ・アークハイブリッド溶接法は，先行極に溶極式の接条件を表 1 に示す。板厚 9 mm の熱間圧延鋼板へのビー

CO2 アーク溶接を，後行極に非溶極式プラズマ溶接を配置ドオンプレート溶接とした。
CO2 アーク溶接およびプラズマ溶接がともに極性ワイヤした溶接法であり，CO2 アーク溶接により形成された溶融状態の溶接金属（溶融プール）とその周囲をプラズマによマイナスの場合は，写真 1（a）から分かるように CO2 とプり再加熱することで，溶接ビードの形状を制御する溶接法でラズマのアークが引き合い，後行プラズマ溶接のアークはある。プラズマ溶接はタングステン電極の耐久性の観点か前方（先行）の CO2 アーク溶接に向かって傾斜した。これ

ら極性ワイヤマイナス（Electrode negative：EN）に限定さより，CO2・プラズマ間にはプラズマのアークにより堰き止れる。一方，極性ワイヤマイナス（EN）の CO2 アーク溶接められた溶融金属の湯溜りが確認された。一方，先行極の®には安定したアークとスパッタの低減が可能な「J-STAR10-12)

Welding」

CO2 アーク溶接がワイヤプラス（Electrode positive：EP），後行極プラズマ溶接がワイヤマイナス（EN）の場合は，写を用いる。

真 1（b）から分かるように CO2 とプラズマのアークが互いに反発し合い，プラズマのアークは後方へ傾斜し，CO2・プ
Welding direction

ラズマ間の溶融金属は，さらに後方へと押し流される様子が確認された。

DETrail.
plasmaDos

Lead.
CO2 arc

2.2

DE: Electrode. distanceDos: Offset

写真 2 にビードオンプレート溶接部の断面マクロ組織を示す。CO2 アーク溶接が極性ワイヤマイナスの場合は，写真 2（a）から分かるように幅が広く高さが抑えられた平滑

Bead-on-plate welding

なビード形状が得られた。一方，先行 CO2 アーク溶接がワ

図 1 プラズマ・アークハイブリッド溶接法の模式図
Fig. 1

溶接ビード形状制御

Illustration of setup for plasma-arc hybrid welding

イヤプラスでは，写真 2（b）から分かるように幅が細く顕著な凸形のビード形状となった。図 2 にプラズマ・アークArc: EN

Arc: EP

Plasma: EN

Welding direction

Plasma: ENMolten metalis dammed up(a) Electrode negative for CO2 arcand electrode negative for plasma

EN: Electrodenegative
EP: Electrodepositive

Molten metal isWelding direction pushed backward(b) Electrode positive for CO2 arcand electrode negative for plasma

写真 1 プラズマ・アークハイブリッドビードオンプレート溶接のアーク現象と溶融金属の流れ
Photo 1

Arc phenomena and molten metal flow of plasma-arc hybrid welding with bead-on-plate (Plasma offset, DOS: 0 mm)
表 1 ビードオンプレート溶接条件
Table 1

Welding conditions for bead-on-plate welding

Current(A)Voltage(V)

Offset, DOS
Shield. gas Polar.
(mm)

320

30

Leading: CO2 Arc welding
Shield. gasPolar.

Ar20％ CO2EN**or EP*

Trailing: Plasma welding

0，3100％ ArEN

Elec. dist., DE(mm)Weld. speed(mm/min)2225600

EN: Electrode negative**

Current(A)

Voltage(V)

150*－ 65 －EP: Electrode positive

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

プラズマ・アークハイブリッド溶接技術

3 mm

3 mm

(a) Electrode negative for CO2 arcand electrode negative for plasma(b) Electrode positive for CO2 arcand electrode negative for plasma

写真 2 プラズマ・アークハイブリッドビードオンプレート溶接部の断面マクロ組織
Photo 2Macrostructures in transverse section of welds for plasma-arc hybrid welding with bead-on-plate (Plasma offset, DOS:0 mm)
Welding direction

Welding direction
Arc: EN

Plasma: EN

Plasma: EN

Attracting

Arc: EP
Repulsing

EN: Electrodenegative
EP: Electrodepositive: Arc force: Metal flow(a) Electrode negative for CO2 arcand electrode negative for plasma(b) Electrode positive for CO2 arcand electrode negative for plasma

図 2 プラズマ・アークハイブリッド溶接のアーク現象と溶融金属の流れの模式図
Fig. 2Interaction of arc phenomena and molten metal flow of plasma-arc hybrid welding (Plasma offset, DOS: 0 mm)

ハイブリッド溶接における先行 CO2 アーク溶接と後行プラ

Arc: EN

ズマ溶接の極性の組合わせが，溶接アークの相互作用，溶Plasma: EN

融池における溶融金属の挙動，そして溶接ビード形状に及Centerline

ぼす影響について模式的に示す。先行 CO2 アークおよび後行プラズマがともに EN の場合は，CO2 アークとプラズマのDOSアークが引き合い，双方のアーク力は CO2 アーク─プラズマ

SlagWelding direction

間の内側に作用するため，CO2 アーク─プラズマ間で溶融金(a) Arc phenomena and molten metal flow

属がぶつかり合い湯溜りを形成する。結果として，横方向への溶融金属の流動が生じビード形状は広く平滑となる。

CenterlineDOS

一方，先行 CO2 が EP，後行プラズマが EN では，CO2 アー
クとプラズマのアークが反発し，双方のアーク力は CO2 アー
ク─プラズマ間の外側に作用するため，CO2 アーク─プラズ

3 mm

マ間の溶融金属はプラズマのアーク力によりさらに後方へと押し退けられ，後方への流動を助長する。よって，凝固により形成された溶接ビードのさらに上方へ溶融金属を押し上げるため，ビード形状は細く凸になる。
さらに，後行プラズマ溶接電極のオフセットによる溶接止端部の形状制御を検討した。写真 3（a）はプラズマ電極を溶接線と直角方向に 3 mm オフセットした時のアークと溶融(b) Macrostructures in transverse section

写真 3 オ フセット 3 mm におけるプラズマ・アークハイブリッド溶接
Photo 3 Result of plasma-arc hybrid welding with offset, DOS:
3 mm (Bead-on-plate, Electrode negative for CO2 arcand electrode negative for plasma)

池の挙動を観察した結果である。先行 CO2 アークがワイヤマイナス（EN）では，オフセット 0 mm の場合と同様に，を形成し，さらに，オフセットしたプラズマが，溶融止端部プラズマのアークが前方へ傾斜し，CO2 アーク─プラズマ間の溶融領域を広げる様子が確認された。また，写真 3（b）は，にプラズマのアークにより堰き止められた溶融金属の湯溜りプラズマ・オフセット 3 mm の断面マクロ組織である。プラ

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

－ 66 －

プラズマ・アークハイブリッド溶接技術

ズマ・オフセット側のビード幅がより広く平滑となることがク溶接にはワイヤマイナス（EN），鋼板には板厚 3.2 mm の確認された。以上のように，プラズマ・アークハイブリッド

780 N/mm 級高張力鋼板を用いた。得られた溶接ビードは，

2溶接において，先行 CO2 アークおよび後行プラズマがともレーザ変位計を用いて止端部の形状を測定し，フランク角に EN では，プラズマ・オフセットなしの場合と同様に CO2（Frank angle, q（rad））と曲率半径（Curvature radius, r（mm））

アークとプラズマのアークが引き合い，双方のアーク力はを求めた。さらに（1）式

CO2 アーク─プラズマ間の内側に作用するため，CO2 アー

concentration factor, Kt）を求めた。

ク─プラズマ間で溶融金属がぶつかり合い湯溜りを形成する。さらに，プラズマ溶接電極のオフセットにより，プラズマのアーク熱でオフセット側のビード幅がさらに広くなり，かつアーク力の作用で溶融金属はオフセットの反対側へ流動しオフセット側の流動は大きく制限され広く平滑とするこ13)

を用いて応力集中係数（Stress( )41 r  T 
T− 1 4  0.13 + 0.65 1 − t 
1 − exp −0.9 h (p − q )  t
Kt = 1 + 
·  · tanh 1r 3
 1− r   1 − exp −0.9 T p  t  h 2  
t{{}( )}()()…………………………………………………… （1）とができる。
以上のように，後行プラズマ溶接電極のオフセッ

ここで T は重ね部の板厚（mm），t は下板の板厚（mm），トにより溶接ビード形状を制御することができる。

h は溶接ビードの高さ（mm）である。

3． 自動車シャシー部材への適用検討

写真 4，5 は，プラズマ溶接電極オフセット 4 mm とした
場合の重ね隅肉溶接継手のビード外観と断面マクロ組織で高張力鋼板の適用拡大による自動車の車体軽量化はボある。

ディー部材だけでなくシャシー部材への適用も進んでいる。

溶接線方向に安定なビード形状が得られ，かつプラズマこのシャシー部材への適用を想定して重ね隅肉溶接の止端をオフセットした重ね隅肉継手の下板側では平滑なビード部形状制御と疲労強度について検討した。

止端部形状が得られた。

3.1

重ね隅肉溶接ビード止端形状の制御

表 2 に重ね隅肉溶接の溶接条件を示す。先行極 CO2 アーhTθρtθ : Frank angle ( °)ρ: Curvature radius (mm)
T: Thickness of lap joint (mm)t: Thickness of lower sheet (mm)h: Bead height (mm)Unstable weld bead

1.6

写真 4 プラズマ・アークハイブリッド溶接の外観
Photo 4

Bead appearance of plasma-arc hybrid weld (Offset,
DOS: 4 mm)

1.4

160

1.2

Curvature radius, ρ155

1150

CO2 Arc
welding

0.81450.6

1400.41350.21301253 mm0

写真 5 プ ラズマ・アークハイブリッド溶接の溶接線垂直方向の断面マクロ組織
Photo 5165
Frank angle, θFrank angle, θ (°)

Curvature radius, ρ (mm)10 mm

Macrostructures in transverse section of welds forplasma-arc hybrid welding (Offset, DOS: 4 mm)

24Offset, DOS (mm)6

図 3 オフセットと止端形状パラメータの関係
Fig. 3Relationship between weld toe shape parameters andoffset

表 2 重ね隅肉溶接条件
Table 2Welding conditions for lap-fillet welding

Leading: CO2 Arc welding

Trailing: Plasma welding

Elec.
Weld.
Trans. angle.,
Current Voltage Trans. angle., Offset,
Current Voltage dist., DE speed
Shield. gas Polar.
Shield. gas Polar.
(mm) (mm/min)
qA(°)
(A)
(V) qP(°) DOS (mm)
(A)
(V)
30

100％ CO2EN*

300-325 26-27

83-5100％ ArEN*

200-220 24-26

25

1 200

*EN: Electrode negative－ 67 －JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

プラズマ・アークハイブリッド溶接技術

図 3 はプラズマ・オフセット量と止端部形状パラメータ

3.2の関係を示す。一般的な CO2 アーク溶接のフランク角およ7-9)

び曲率半径（q＝125゜，r＝0.41 mm）

重ね隅肉溶接継手の疲労特性に対してプラズマ・

表 3 の溶接条件によりプラズマ・アークハイブリッド溶

アークハイブリッド溶接のフランク角および曲率半径を大き接（plasma-arc hybrid weld：HYB），MAG（Ar-20％ CO2）

く増加させることが可能である。さらに，止端部のフランク溶接（Metal active gas welding：MAG），CO2 アーク溶接（CO2角および曲率半径はプラズマ・オフセットとともに増加する

gas shielded arc welding：CO2）の溶接継手を作製した。写傾向を示した。

真 6 に得られた溶接継手の断面マクロ組織を示す。表 4 は各溶接継手止端部の曲率半径 r，フランク角 q および（1）式より求めた応力集中係数 Kt を示す。曲率半径およびフラ

表 3 重ね隅肉溶接疲労試験片の溶接条件
Table 3Weldsample
HYB

Leading: CO2 Arc welding
Welding
wire

CO2CO2Heat input (kJ/mm)
Arc Plasma Total

250

274

1802325850

0.480.290.77**

320

28―

―――

1 2000.45―0.45**

22020――――

6000.44―

0.44EP

CO2Electrode Weld.
distance, speed
DE (mm) (mm/min)*ENYGW15 Ar-20％ CO2
YGW11

Trailing: Plasma welding

Current Voltage Offset,Current Voltage
Polar.
(A)(V) DOS (mm)(A)
(V)

Shield. gas

YGW11MAG

Welding conditions of lap-fillet weld fatigue test specimensEP

HYB: Plasma-arc hybrid welding
MAG: MAG Welding***
EN: Electrode negative
EP: Electrode positive

CO2: CO2 Arc welding

3 mm

3 mm

3 mm
(c) CO2 Arc welding (CO2)(b) MAG Welding (MAG)(a) Plasma-arc hybrid welding (HYB)

写真 6 重ね隅肉溶接疲労試験片の溶接線垂直方向の断面マクロ組織
Macrostructures in transverse section of welds for lap-fillet weld fatigue test specimens

2 mm

Welding bead

ProfileStress concentration factor, Kt022m)

22mm)

ne (oe lild tg welon
nce aProfile0aDist

21.5

10.502 mm

Welding beadStress concentration factor, Kt

Photo 65101520Distance along weld toe line (mm)(a) Plasma-arc hybrid welding

2ld tog welon
nce aaDist

1.5

10.505101520Distance along weld toe line (mm)(b) CO2 Arc welding

図 4 疲労試験片の応力集中係数 Kt の分布
Fig. 4

Profile of stress concentration factor, Kt, along the weld toe line of fatigue test specimen

JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

－ 68 －e (me linプラズマ・アークハイブリッド溶接技術

Fatigue strength (N/mm2) (Refer to Fig. 5)

表 4 重ね隅肉溶接疲労試験片の応力集中係数 Kt
Table 4 Stress concentration factor, Kt of lap-fillet weld fatigue
test specimens
Curvature Radius, rWeld sample(mm)Flank Angle, q( °)

Kt

HYB

0.97

161

1.17

MAG

0.46

143

1.5

CO20.41125

1.72

HYB: Plasma-arc hybrid welding
CO2: CO2 Arc welding

MAG: MAG Welding

HYBMAG400CO2
Refer to Table 3300

200

1001.01.21.4

1.61.8Stress concentration factor, Kt (Refer to Table 4)40

図 6 応力集中係数 Kt と疲労強度の関係

30Weld22500

1690Fig. 6Fatigue test specimen
unit: mm

1 000

Relationship between stress concentration factor, Kt andfatigue strength

中係数 Kt は減少し，それに伴い疲労強度は向上した。以上
より，プラズマ・アークハイブリッド溶接において，プラズ

Stress range (N/mm2)

マ溶接電極のオフセットにより溶接ビード止端形状制御が可能であり，適正化によりビード止端部への応力集中低減

500375400300200

HYB230MAG190

による継手疲労強度の向上が可能であることが明らかとFatiguestrength(N/mm2)なった。

4． おわりに

CO2
Refer to Table 3100104105

Fig. 5プラズマ・アークハイブリッド溶接技術を開発した。先行106107

極アークと後行極プラズマをともに極性ワイヤマイナス

Number of cycles to failure（EN）とし，さらに，プラズマ溶接電極をオフセットするこ

図 5 溶接継手疲労試験の結果とで溶融金属の挙動を適正に制御することができ，広く平滑

Results of fatigue test for weld joints

なビード形状を得ることが可能である。これにより，プラズ
2

マ・アークハイブリッド溶接は，板厚 3.2 mm の 780 N/mm級熱間圧延鋼板の重ね隅肉溶接継手の疲労試験において，
ンク角は，CO2 アーク溶接（CO2），MAG 溶接（MAG），プ

CO2 アーク溶接の約 2 倍の疲労強度を得た。複合化によりラズマ・アークハイブリッド溶接（HYB）の順で増加し，装置が大型となり，溶接方向などの施工上の制約が生じる

応 力 集 中 係 数 Kt は CO2 の 1.72，MAG の 1.50 に 対 し てが施工能率を落とすことなく溶接継手特性の大幅な向上がHYB では 1.17 にまで減少した。図 4 に疲労試験片の溶接ビー可能であり，自動車シャシー部材の組立て溶接などでの活ド止端部の形状測定結果と溶接線方向の応力集中係数 Kt の用が期待される。

分布を示す。プラズマ・アークハイブリッド溶接継手の応力集中係数は，CO2 アーク溶接継手と比較して，低くかつば参考文献らつきが小さい。

久保高宏．低変態温度溶接材料を用いた角回し溶接継手の疲労強度向上．溶接学会論文集．2000, vol. 18, no. 1, p. 141-145.
2）太田昭彦；前田芳夫；NGUYEN, T. N.；鈴木直之．低変態温度溶接材料を用いた箱型断面溶接部材の疲労強度向上．溶接学会論文集．2000,

図 5 に溶接継手疲労試験の試験片形状と疲労試験結果を示す。疲労試験は，シェンク式平面曲げ疲労試験機を用いて完全片振りで実施し，繰返し数 200 万回を疲労強度とした。
プラズマ・アークハイブリッド溶接（HYB）の疲労強度は，2CO2 アーク溶 接（CO2）の 190 N/mm に対して約 2 倍の2375 N/mm が得られた。図 6 は応力集中係数 Kt と疲労強度の関係を示す。CO2 アーク溶接（CO2），MAG 溶接（MAG），プラズマ・アークハイブリッド溶接（HYB）の順で応力集－ 69 －1）太田昭彦，渡辺修，松岡一祥，志賀千晃，西島敏，前田芳夫，鈴木直之，vol. 18, no. 4, p. 628-633.
3）太田昭彦，渡辺修，松岡一祥，前田芳夫，鈴木直之，久保高宏．低変態温度溶接材料を用いた角回溶接継手の疲労強度向上―溶接後熱処理による 3 倍加―．溶接学会論文集．2001, vol. 19, no. 2, p. 373-376.
4）毛利雅志，阪野賢治，荒川幸次，久保高宏，森影康．低変態温度溶接材による荷重非伝達型十字継手の疲労強度改善．溶接学会論文集．
2002, vol. 20, no. 2, p. 282-286.
5）太田昭彦，鈴木直之，前田芳夫．重ね溶接継手の疲労強度向上―低変JFE 技報 No. 34（2014 年 8 月）

プラズマ・アークハイブリッド溶接技術

態温度溶接材料により圧縮残留応力を導入して実現―．自動車技術会

11）片岡時彦，池田倫正，安田功一．極低スパッタ CO2 アーク溶接技術

論文集．2002, vol. 33, no. 3, p. 91-96.
6）鈴木直之，太田昭彦，前田夫．低変態温度溶接材料を用いた角回し溶「J-STAR Welding」の開発．JFE 技報．2007, no. 16, p. 50-53.
12）片岡時彦，池田倫正，小野守章，安田巧一，平田好則．スプレー移行

接継手の補修による疲労強度向上．溶接学会論文集．2002, vol. 20, no. 2,を可能にした CO2 アーク溶接技術「J-STAR Welding」の開発．まてりあ．

p. 62-67.
7）松下宗生，片岡時彦，池田倫正，小野守章，安田功一．プラズマ・アー

2008, vol. 47, no. 2, p. 99-101.
13）西田正孝．応力集中．1 st ed., 1967, p. 47,638.

クハイブリッド溶接技術の開発（第 1 報）―溶接ビードの形成現象と止端部形状制御―．溶接学会全国大会講演概要集．2007, vol. 80, p. 1213.
8）松下宗生，片岡時彦，池田倫正，小野守章，安田功一．プラズマ・アー
クハイブリッド溶接技術の開発（第 2 報）―ハイテン重ね隅肉溶接継手の止端部形状制御による疲労強度の向上―．溶接学会全国大会講演
概要集．2007, vol. 80, p. 14-15.
9）松下宗生，片岡時彦，池田倫正，遠藤茂．プラズマ・アークハイブリッ
ド溶接技術の開発．溶接学会論文集．2012, vol. 30, no. 1, p. 77-85.
10）片岡時彦，池田倫正，小野守章，安田功一，平田好則．炭酸ガスアー
ク現象に及ぼすワイヤへの REM 添加の影響．溶接学会論文集．2008,vol. 26, no. 1, p. 37-41.

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片岡時彦

松下宗生

池田倫正