技報第 29 号

2018

鉛プラグ入り積層ゴム支承（LRB）に
緩速繰返しせん断変形が及ぼす影響の評価

阪神高速道路(株)技術部技術推進室
阪神高速道路(株)技術部技術推進室
阪神高速道路(株)技術部技術推進室

篠原 聖二
高田 佳彦
西岡
勉

………………………………………………………………………………
要

旨

本検討では，LRB の変状メカニズムを明らかにするために，実橋における LRB の常時挙動の調査，鉛の外部への突出要因の推定，および，鉛プラグの分断を再現するために供試体に緩速繰返しせん断変形を与える試験を行い，き裂や分断等の鉛プラグの変状の再現と緩速繰返し変形の影響の評価を試みた．その結果，標準供試体の鉛プラグは分断しなかったが，所定の設計面圧に対して 1/10 の面圧としたケースおよび充填不足のケースの鉛プ
ラグは円弧上に分断した．これは，設計面圧 1/10 および充填不足の供試体では，部分的に引張応力が発生していたためき裂が進展したと考えられる．
キーワード:鉛プラグ入り積層ゴム支承，常時挙動調査，き裂，分断，緩速繰返しせん断変形

はじめにされており，ゴム支承の経年劣化が要因のひとつとしてあげられている．4),5),6),7),8)

平成 7 年兵庫県南部地震以降，道路橋の支承と阪神高速道路においても，15 号堺線の高架橋

してゴム支承が広く普及してきた．これは，当時に設置した，約 17 年が経過した鉛プラグ入り積の建設省より通達された「兵庫県南部地震により層ゴム支承（以下，LRB）に，鉛の突出や，鉛プ

被災した道路橋の復旧に関する仕様 1)」において， ラグにき裂や分断などの変状が確認された 9)．当ゴム支承の被災事例が少なかったことから，ゴム

該高架橋はレベル 2 地震動に相当するような強い支承を積極的に用いることが望ましいと記載され地震動は経験していないことから，LRB の鉛プラ

たこと，また，平成 8 年には，それまでの研究成

グの変状は何らかの常時の作用により生じたと考果としてとりまとめられていた免震設計マニュアえられる．常時の作用としては，外気温の日変動

2)ル(案) が，新たに道路橋示方書

3)に取り入れられたことが理由としてあげられる．一方，近年，や季節変動による，上部構造の温度伸縮に伴う緩速の繰返しせん断変形の影響が考えられる．

平成 23 年東北地方太平洋沖地震や平成 26 年熊本

今後，発生が想定される南海トラフ地震や都市地震において，平成 8 年道路橋示方書に基づいて直下型地震に備えるためには，ゴム支承が地震時レベル 2 地震動に対して設計や照査がなされたゴに水平反力の分散やエネルギー吸収等の所定の機ム支承に破断やき裂等の損傷が生じた事例が報告

能を確実に発揮する必要がある．そのためには，- 1 -写真-1 鉛プラグ入り積層ゴム支承の変状

既設のゴム支承の変状メカニズムを踏まえて，点検，診断，補修，交換等の維持管理を適切に行う手法を確立しておくことが求められる．
そこで本検討では，LRB の変状メカニズムを明らかにするために，上部構造の温度伸縮に伴う緩速の繰返しせん断変形に着目し，実橋におけるLRB の常時挙動の調査，鉛の外部への突出要因の推定を行った．さらに，鉛プラグの分断を再現するために供試体に緩速繰返しせん断変形を与える試験を行い，き裂や分断等の鉛プラグの変状の再図-1 堺 P181 の LRB の構造（単位：mm）

現と緩速繰返し変形の影響の分析を試みた．

表-1 堺 P181 の LRB の諸元
至ウォーターフロント

単位値

せん断弾性係数

項目

MPa

0.8

設計寸法

mm

330×530

鉛の変状が確認された LRB を有する高架橋は，

鉛プラグ径

mm

55

建設当初（昭和 45 年竣工）は鋼製支承で支持さ鉛プラグ本数

本

4

ゴム層厚

mm

70(14×5)

一次形状係数-6.87

二次形状係数-

4.21

１．LRB に生じた変状れた単純桁が連続していた構造であったが，平成
7 年に耐震性向上のために桁連結化および水平力
分散構造化を行ったことに伴い，支承が LRB に取り替えられ，橋長 285m の鋼 11 径間連結鈑桁橋とように配置されていた．

構造系が変化している．当該 LRB の構造を図-1

鉛の変状は，写真-1(a)に示すように，ゴム側に，諸元を表-1 に示す．被覆ゴム厚 20mm を除く

面から鉛が突出している状況が確認された．また，ゴム本体の平面寸法は 330mm×530mm，層厚は別の支承では，写真-1(b)に示すように，ゴム側14mm×5 層=70mm，上部構造の死荷重は 473kN，

面から鉛が突出するとともに，上鋼板の上面から死荷重に対する面圧は 2.7MPa，活荷重を含む全の突出も確認されている．過去の点検履歴により，

反力は 1086kN，全反力に対する面圧は 6.2MPa，損傷は平成 17 年（設置後約 10 年）にゴム側面の形状係数は一次形状係数 S1 が 6.87，二次形状係

ふくれが，平成 20 年の点検では，側面からの鉛数 S2 が 4.71 であり，地震エネルギーの減衰を目突出の変状が報告されていることから，突出が経的とする鉛プラグ（

年的に徐々に進行していったと考えられる．なお，55mm）4 本が図-1 に示す- 2 -

このような鉛の突出は，堺線以外にも，同時期にを支持する LRB と，比較のために橋長 285m の中設置された環状線や守口線など他路線においても間付近に位置する堺 P186 支承線上の同じく G3 桁確認されている．また，当該 LRB を高架橋から取を支持する LRB を対象とした．なお，LRB が平面

り出し，切断して内部の状態を確認したところ，的に回転するような挙動も想定されたことから，

写真-1(c)に示すように鉛プラグにき裂や塊状の

各 LRB の橋軸方向に対して左右 2 箇所(L 側，R

分断などの変状も確認された．

側)に変位計を設置し，移動量は L 側，R 側の平鉛の特性にはひずみ速度依存性があり，地震の均値により評価した．

ように比較的早いせん断変形に対しては弾塑性体

日変動については平成 27 年 8 月 18 日に 24 時として安定したエネルギー吸収が期待できる．一間の経時変化を計測し，季節変動については，春方，緩やかなせん断変形に対しては反力が小さく， 夏秋冬の変動を評価するために，平成 27 年 8 月
ほとんど抵抗せずにクリープ変形を起こすので，

18 日を基準日とし，10 月 28 日，平成 28 年 1 月

温度変化による主桁の伸縮に伴う不静定力の低減

29 日，4 月 28 日，7 月 19 日の計 5 回にわたり計の効果が得られる．金属素材が塑性変形を受けた測を実施した．

後，加熱されるとその歪んだ結晶構造が歪みのな
い新たな結晶粒になることを再結晶と呼び，それ2-2 計測結果に必要な温度を再結晶温度と呼ぶ．金属の再結晶

外気温，構造物の温度，および堺 P181 と堺は鉛特有ではなく，再結晶温度は，例えば鉄がP186 の LRB の水平変位の日変動の経時変化を図-450℃であるのに対して，鉛は 20℃未満と常温に

3 に，日変動の水平変位の最大値，最小値，平均近い温度である．そのため，鉛の降伏は鋼材と異値（正側および負側の絶対値の平均値），および

なり疲労が進行しないので，大変形領域でも安定

平均値に相当するせん断ひずみを表-2 に示す．

10)

．しかし

中間支点の堺 P186 では，LRB に平均で 1.3mm のながら，高架橋に設置した LRB については，外気

水平変位（せん断ひずみ 1.8%）しか生じていな

温の日変動や季節変動による，上部構造の温度伸いのに対して，端支点の堺 P181 では，5.9mm の縮に伴うせん断変形の影響を常時受けると考えら

水平変位（せん断ひずみ 8.4%）が生じていた．

れ，そのように継続的にせん断変形を受ける場合

また，季節変動の水平変位の 5 回の計測結果およの鉛プラグの再結晶化の特性は明らかになっていび同様に，最大値，最小値，平均値（正側およびない．

負側の絶対値の平均値）および平均値に相当する

した履歴特性を示すと言われている

せん断ひずみをを表-3 に示す．日変動同様に，季節変動についても，中間支点の堺 P186 では，

２．LRB の常時挙動の調査

平均で 3.6%のせん断ひずみしか生じていないのに対して，端支点の堺 P181 では，29.3%のせん断

実際に変状が生じた高架橋の LRB の支承線を対ひずみが生じていた．なお，このせん断ひずみ

象に，どの程度の日変動や季節変動による支承変

29.3%という値は，ゴム支承の設計上の常時の許位が生じていたのか評価するために，現地で常時

容せん断変位 70%に対して，半分以下の値である．
計測結果より，日変動，季節変動ともに，LRB挙動の計測を行った．

の変状が生じた端支点堺 P181 上では，中間支点
堺 P186 上より大きな水平変位が繰り返し生じて2-1 計測方法
調査対象とした堺線の 11 径間連結鈑桁橋を図-いたことが示された．

2 に示す．常時計測の対象箇所は，LRB の変状が確認された端支点である堺 P181 支承線上の G3 桁

- 3 -

図-2 調査対象橋梁の概要（単位：mm）
40
外気温

支承変位・水平方向（mm）

構造物温度

温度（℃）

35
30
25
横軸：測定時刻
20
12

15

18

21

00

03

06

09

10
8
6
4
2
0
‐2 12
‐4
‐6
‐8
‐10

堺Ｐ１８１

15

堺Ｐ１８６

18

21

00

03

06

09

12

横軸：測定時刻

12(b)水平変位の日変動(a)構造物温度および外気温の日変動

図-3 構造物温度，外気温および水平変位の日変動
表-2 LRB の日変動の計測結果
対象

単位

最大値

最小値

平均値

外気温

℃

33.1

27.1

30.1

-

P181

mm

4.9

-6.9

5.9

8.4%

P186

mm

0.7

-1.9

1.3

1.8%

表-3

せん断ひずみLRB の季節変動の計測結果

1

2

3

4

5

8/18

10/28

1/29

4/28

7/19

対象

単位

最大値

最小値

平均値 せん断ひずみ

外気温

℃

32.9

21.4

9.6

20.5

33.4

33.4

9.6

21.5

-

P181

mm

0.0

-6.0

-28.0

-10.0

13.0

13.0

-28.0

20.5

29.3%

P186

mm

0.0

-2.0

-2.0

-1.0

3.0

3.0

-2.0

2.5

3.6%

から鉛が上部に突出したと考えられる．

３．鉛の外部への突出要因の推定

ゴム側面からの鉛突出については，図-4(b)に示すように，当該 LRB は縁端距離（鉛プラグ中心

鉛の変状としては，写真-1 に示したように，

からゴム側面までの距離）が現在の規定の 1.5 d

鉛の外部への突出と鉛プラグの分断という 2 種類

（ここで，d は鉛プラグの直径）を下回る 1.0 dの変状が認められたが，ここでは，鉛の外部へのであった．縁端距離が小さい場合，その方向の拘突出要因について推定する．

束圧が相対的に小さくなり，LRB がせん断変形を鉛突出の推定メカニズムを図-4 に示す．当該受けると鉛が拘束力の小さい側へ押し出され，そLRB は，前述したように，鋼鈑桁を支持する鋼製

れが繰り返されることにより最終的にはゴムを破支承の代わりに設置されたものであり．図-4(a)って側面から突出したものと考えられる．

に示すように，鋼鈑桁の下フランジの幅が狭く，
ソールプレートがフランジ幅に合わせられたため，鉛プラグ上面の一部が露出した状態で設置されていた．したがって，ソールプレートを介して上載荷重が作用することにより，鉛プラグに発生する
荷重分布が不均一になり，鉛プラグ上面の露出部

- 4 -

橋軸方向
上面からの突出

橋軸方向

側面からの突出

鉛プラグ
未覆蓋部

鉛プラグ
未覆蓋部

(a)平面図ソールプレート(b)側面図

図-5 供試体の形状（単位：mm）

主桁
フランジ幅

ソールプレート幅
縁端距離 鉛プラグ直径d25012.5 未覆蓋部幅55
55
ソールプレート
せん断キー
鉛プラグ
積層ゴム
下プレート
せん断キー
275
鉛プラグ端部間長さ
鉛プ ラ グ中心位置
積層ゴム側面位置

表-4 供試体の諸元

未覆蓋部幅 12.5

（ 鋼板端部）(a)上面からの突出(b)側面からの突出

単位値

せん断弾性係数

項目

MPa

1.0

設計寸法

mm

120×120

鉛プラグ径

mm

30

鉛プラグ本数

本

1

ゴム層厚

mm

25(5*5)

一次形状係数-6.0

二次形状係数-4.8

図-4 鉛突出の推定メカニズム（単位：mm）
表-5 緩速繰返しせん断変形の試験条件
Case名
Case1-4.4%
Case1-11%
Case1-22%
Case2
Case3

面圧
[MPa]
6.0
6.0
6.0
0.6
6.0

せん断ひずみ
[%]
4.4
11
22
22
22

載荷速度
[mm/s]
0.002
0.005
0.01
0.01
0.01

せん断ひずみ速度
[%/s]
0.01
0.02
0.04
0.04
0.04

周期
[s]
3600
3600
3600
3600
3600

備考
標準
標準
標準
1/10面圧
充填不足

ように設定した．各 Case の試験条件を表-5 に示

４．鉛プラグに緩速繰返しせん断変形が及ぼす影響の評価す．標準供試体（Case1）については，作用させる最大せん断ひずみの大きさの影響を評価するた
めに 4.4%，11%，22%の 3 パターン（Case1-4.4%，

鉛プラグの分断の要因については，前述したよ

11%，22%）を設定した．また，鉛プラグに生じる

うに当該高架橋はレベル 2 地震動に相当するよう圧縮力が及ぼす影響を評価するため，設計面圧はな強い地震動は経験していないことから， LRB

Case1 と同じ 6.0MPa のまま，緩速試験中の面圧の鉛プラグの変状は何らかの常時の作用により生を 設 計 面 圧 の 1/10 の 0.6MPa と し た ケ ー ス

じたと考えられる．そこで本検討では，LRB の供（Case2）を設定した．さらに，当該高架橋では，試体に緩速繰返しせん断変形を与える試験を行い， LRB の鉛プラグの一部の外部への流出が確認されき裂や分断等の鉛プラグの変状の再現と緩速繰返たことから 8)，鉛プラグの充填量を標準供試体よし変形の影響の評価を試みた．

りも予め減少させたケース（Case3）を設定した．
通常，ゴム支承に設ける鉛プラグ孔の体積を超え4-1 試験方法

る体積の鉛を鉛プラグとして充填するが，Case3

供試体の形状を図-5 に，諸元を表-4 に示す．供については，鉛プラグ孔相当の充填量に留めてい試体の諸元は，道路橋支承便覧 11)（以下，支承る．

便覧と称す．）に規定されている条件を満足する- 5 -

緩速載荷試験機を図-6(a)に示す． LRB に正弦表-6 緩速繰返しせん断変形の試験結果

波パターンの正負繰返し変形を変位制御により与える載荷を行った．加振周期は，既往の研究 12)におけるせん断応力とせん断ひずみ速度の関係から，鉛プラグの変形が緩速の領域にあると考えられる 1 サイクル 1 時間の周期とした．なお本試験では，後述するように最大 10024 回の緩速繰返し試験を行っており，この試験を行うために 418 日間を要した．
試験機には図-6(b)に示すように同じ供試体 4基を同時にセットし，所定の繰返し回数に達した
供試体を取り出し，せん断特性試験によるエネル
ギー吸収性能の変化の評価および断面切断による鉛プラグの状態の確認を行った上で，また新たな供試体をセットして，緩速載荷試験を継続する手
順を繰り返した．緩速繰返しせん断試験後の LRB

図-6 緩速繰返しせん断試験セットアップのエネルギー吸収性能の変化の評価は，JIS K

断面の鉛プラグの状態の関係を表-6 に示す．せ6411-201213)のせん断特性試験を参考にせん断ひん断ひずみ振幅の大きさが鉛プラグへ与える影響

ずみ 175%の基本特性試験とせん断ひずみ 250%の評価を目的とした標準供試体シリーズ（Case1-の地震時特性試験により行った．なお，エネルギ

4.4%， 11% ， 22% ）では，せ ん断ひずみ 22% でー吸収性能は，第 5 サイクルのせん断力－せん断

10024 回まで繰返し載荷を行ったが，き裂の進展

ひずみの履歴ループの切片荷重により評価した．

は認められなかった．一方，設計面圧に対して

断面切断による鉛プラグの状態の確認は，載荷方1/10 の面圧とした Case2 の供試体は，790 回加振

向と平行に切断して，目視によりき裂や分断の状した場合に初めて鉛プラグの分断が確認された．

態を確認した．

鋼板とゴム層の境界付近の鉛プラグ表面から分断が始まっており，円弧を描く様に分断していた．

4-2 試験結果

また，設計面圧 1/10 試験における最多回数の

緩速繰返し変形試験での繰返し回数と供試体切

5001 回の載荷を行った供試体では，上下鋼板部- 6 -の対称な 2 箇所の位置に円弧状の分断を確認した． 鉛の外部への突出要因の推定，および，鉛プラグ
仮に，表-1 の堺 P181 の日変動移動量(8.4%)を用の分断を再現するために供試体に緩速繰返しせん

いて，緩速繰返し試験において分断が生じた累積

断変形を与える試験を行い，き裂や分断等の鉛プ

せん断変形量に達する使用年数を算出すると，1ラグの変状の再現と緩速繰返し変形の影響の評価

箇所目の分断が確認された 790 回は 5.7 年に，2を試みた．以下に得られた主な知見を示す．

箇所の分断が確認された 5001 回は 35.9 年に相当

(1) LRB の変状が生じた高架橋を対象に，LRB のする．

挙動を計測した結果，日変動，季節変動とも

Case3 の鉛プラグの充填量が少ない供試体は，に，LRB の変状が生じた端支点では，中間支1152 回加振した場合に初めて鉛プラグの分断が点より大きな水平変位が繰り返し作用してい確認された．また，Case3 における最多回数のたことが示された．

5021 回の載荷を行った供試体でも，Case2 同様，(2) LRB に生じた変状のうち，上面からの外部へ

上下対称な 2 箇所の位置に分断を確認した．ただの突出については，鉛プラグ上面の未覆蓋部

し，分断位置は Case2 が上下鋼板に囲まれてた範から流出し，ゴム側面からの外部への突出に

囲において円弧状に分断したのに対して，Case3

ついては，鉛プラグ側方のゴム厚が十分ではでは，内部鋼板に囲まれた範囲において円弧状になかったため，LRB の常時の繰返しせん断変

分断していた．なお，Case2 同様に，表-1 の堺形により，鉛プラグがゴムを破り，外部へ突P181 の日変動移動量(8.4%)を用いて，緩速繰返出したものと考えられる．

し試験において分断が生じた累積せん断変形量に(3) 鉛プラグの分断については，LRB 供試体によ達する使用年数を算出すると，1 箇所目の分断がる緩速繰返しせん断変形試験の結果，標準供確認された 1152 回は 8.3 年に，2 箇所の分断が試体の鉛プラグは分断しなかったが，所定の確認された 5021 回は 36 年に相当する．標準供試

設計面圧に対して 1/10 の面圧としたケース

体（Case1）の鉛プラグは分断しなかったが，設および充填不足のケースの鉛プラグは円弧状

計面圧 1/10 の供試体（Case2）と充填不足の供試に分断した．

体（Case3）の鉛プラグは分断した．これは，鉛(4) 標準供試体はせん断変形中も鉛プラグ内に面

プラグ内の応力場の状態の相違が要因として考え

圧作用による圧縮応力場が形成されていたのられる．標準供試体の場合，6.0MPa の面圧作用に対して，設計面圧 1/10 および充填不足のにより鉛プラグはせん断変形中も圧縮応力場が維供試体では，部分的に引張応力が発生してい持されるため，き裂が進展しづらい状態であった

たためき裂が進展したと考えられる．

と考えられる．これに対し，Case2 の鉛プラグは

一般に，支承の設計面圧は死荷重反力に活

面圧が 0.6MPa と小さいため，Case3 の鉛プラグ

荷重反力を加えた全反力となる．一方，実際は周囲に隙間があり十分な拘束効果が得られなかに支承に常時作用しているのは死荷重反力のったため，共にせん断変形中に引張応力が生じやみであり，設計面圧よりも小さな面圧しか作

すい状態にあったため，き裂が進展し分断に至っ

用していない状態となる．今回，堺線で見らた可能性が考えられる．

れたような鉛プラグの分断の現象が他の路線で発生していないか，抜き取り調査が必要であると考えられる．

５．結論
謝辞：本検討は，阪神高速道路株式会社とオイレ
本検討では，LRB の変状メカニズムを明らかに

ス工業株式会社との「鉛プラグ入り積層ゴム支承するために，実橋における LRB の常時挙動の調査， の耐久性に関する共同研究」の成果の一部である．

- 7 -

また，検討にあたっては一般財団法人阪神高速道
路技術センター主催の「劣化した LRB の性能検証に関する検討会（主査：京都大学防災研究所 五7)

十嵐晃教授）」の委員各位から貴重なご意見を頂いた．ここに記して謝意を表する．
8)

参考文献
1)
2)
3)
4)

5)

6)

建設省道路局：兵庫県南部地震により被災した道路橋の復旧に係る仕様，1995．
(財)土木研究センター： 建設省道路橋の免震設計
法マニュアル（案），1992．
(社)日本道路協会：道路橋示方書・同解説 V 耐震設計編，1996．
国土交通省国土技術政策総合研究所，独立行政法人
土木研究所：平成 23 年（2011 年）東北地方太平洋沖地震土木施設災害調査速報，国土技術政策総合研
究所資料第 646 号/土木研究所資料 4202 号，2011．
曽田信雄，山田金喜，木水隆夫，広瀬剛，鈴木基行：東北地方太平洋沖地震により破断した積層ゴム
支承の性能試験，構造工学論文集，(公社)土木学会，
Vol.59A，pp.516-526，2013．
山田金喜，曽田信雄，木水隆夫，広瀬剛，名古屋和

9)

10)

11)
12)

13)

史，鈴木基行：東北地方太平洋沖地震により被災した東部高架橋のゴム支承に関する解析的検討，構造工学論文集，(公社)土木学会，Vol.59A，pp.527539，2013．
篠原聖二，星隈順一：地震により損傷した鉛プラグ
入り積層ゴム支承の特性評価に関する実験的研究，
土木学会論文集 A1（構造・地震工学）Vol.71, No.4,[特]地震工学論文集, Vol.34，pp.I_587-I_599，
2015.9．
国土交通省 国土技術政策総合研究所，国立研究開
発法人 土木研究所：平成 28 年（2016 年）熊本地震
土木施設被害調査報告，国土技術政策総合研究所資料第 967 号，土木研究所資料第 4359 号，2018.3．
林訓裕，足立幸郎，甲元克明，八ツ元仁，五十嵐晃，
党紀，東出知大：経年劣化した鉛プラグ入り積層ゴ
ム支承の残存性能に関する実験的検証，土木学会論文集 A1 Vol.70 No.4(地震工学論文集第 33 巻),2014．
（公社）土木学会地震工学委員会地震防災技術普及小委員会：実務者のための耐震設計入門別冊，
2001.10．
（社法）日本道路協会：道路橋支承便覧，2004．
W.H.Robinson ： LEAD-RUBBER HYSTERETIC BEARINGSSUITABLE FOR PROTECTING STRUCTURES DURING
EARTHQUAKES,
EARTHQUAKEENGINEERINGANDSTRUCTURAL DYNAMICS, VOL10, 593-604, 1982．
JIS K 6411:道路橋免震用ゴム支承に用いる積層ゴ
ム 試験方法，2012．

EVALUATION OF LOW-CYCLE FATIGUE BEHAVIOR OF PURE LEAD FOR
INVESTIGATION OF DURABILITY OF RUBBER BEARINGS WITH LEAD PLUGS (LRB)
Masatsugu SHINOHARA, Yoshihiko TAKADA and Tsutomu NISHIOKATo evaluate the mechanical properties of lead plugs used in lead rubber bearings subjected to cyclic
deformation, uniaxial low-cycle fatigue tests and tensile deformation tests of pure lead were conductedunder various strain rate and temperature conditions. The effects of the strain rate and temperaturedependencies on the low-cycle fatigue behavior of pure lead were determined from these test results. In
addition, the result of a finite element analysis of lead rubber bearings under shear deformation suggested
that the stress induced in the lead plugs during cyclic deformation would fall within the compression
range if an axial compressive stress of 6 MPa was applied to a bearing sufficiently filled with lead. It issurmised that the rate of fatigue crack growth under this condition is remarkably lower than that under thetensile stress condition.

篠原 聖二

阪神高速道路株式会社
技術部 技術推進室
Masatsugu Shinohara

高田 佳彦

西岡 勉

阪神高速道路株式会社
技術部
Yoshihiko Takada

阪神高速道路株式会社
技術部 技術推進室
Tsutomu Nishioka- 8 -