JPWO2003048758A1 - 超音波探知装置及びそれを使用した超音波探知方法 - Google Patents

Abstract

発信探触子と受信探触子との間隔を一定に保ちながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段が設けられている。また、ｊをｎＡ以下の自然数とし、各加算平均を時間の関数Ｇｊ（ｔ）で表現した場合に、その関数Ｇｊ（ｔ）に対し所定の時系列フィルタを乗じることにより、所定の数式の演算を行う時系列フィルタリング手段が設けられている。更に、時系列フィルタ手段に含まれる変数毎に表示する表示装置が設けられている。時系列フィルタは、所定値ｔＴ及びΔｔに対し、ｔ＝ｔＴで最大値１．０、ｔ＝ｔＴ−Δｔ以前の時刻及びｔ＝ｔＴ＋Δｔ以降の時刻で０となる正弦関数である。

Description

技術分野
本発明は、コンクリートに埋め込まれた鉄筋等の埋め込み物を検知するのに好適な超音波探知装置及びそれを使用した超音波探知方法に関し、特に、探知精度の向上を図った超音波探知装置及びそれを使用した超音波探知方法に関する。
背景技術
近時、コンクリート構造物の耐震補強方法の１つとして、橋梁の柱及びトンネルの内壁等を鉄皮又はコンクリート製のかた板等で巻き、これと既設コンクリートとの間にモルタル又はコンクリートを抽入する方法がある。この方法で重要なことは、モルタル等が完全に充填されることである。現状では、鉄皮等の表面をハンマー等で打撃し、その打撃音の変化を工事作業員が確認することで、完全に充填されているか否かの判断がされている。
しかしながら、このような方法では、工事作業員の判断における個人差があるため、正確な充填確認が行われるとはいえない。また、モルタル等の充填度、即ち充填の疎密の判断は打音検査ではほとんど不可能である。
そこで、帯域が広い超音波をモルタル等の被探知体に入力し、その近傍で超音波を得ることにより、充填度等を検知する方法が検討されている。この方法では、超音波を任意の周期で連続して発振し、発振波毎に得る受信波から加算平均波を求めている。この従来の超音波探知方法では、探触子の走査方法、被探知体の音速、使用探触子の直径、探触子が１個であるか２個であるか、及び探知距離の組み合わせに応じて、探知妨害波の強度が最も小さく、かつ探知目標物を経由した波が最も大きく励起する超音波の周波数がある。そして、このような周波数を最適周波数と名付け、これを理論的に特定可能な新たなる探知法が巨視的探知理論として認知され始めている。前記最適周波数を中心にして、前記加算平均波から探知目的に応じて、狭帯域又は広帯域成分波を抽出すれば、探知目標物からの反射波又は回折迂回波を特定できるわけである。
しかしながら、探知目標物によっては、上述のような従来の探知方法のみでは、探知することができないか、できたとしても極めて困難になる場合がある。例えば、極めて薄い鉄皮の厚さ並びにこの下に存在する空隙及びモルタルの厚さを同時に測定する際に、上述のような不具合が生じる。また、積層材境界の剥離の有無の探知の際にも、上述のような不具合が生じる。
図１に示すかぶり厚２３ｃｍで径１９ｍｍの鉄筋の探知において振動子径φ＝４０ｍｍ、共振振動数５００ｋＨｚよりなる１対の発信及び受信探触子を用い、２５ｃｍ長さのライン走査を行った結果を図２に示す。探触子間隔を６０ｍｍに保守しながら、鉄筋直上で探触子を鉄筋長手方向に移動させ、この移動の間連続して超音波をコンクリートに入力し、１０００個の受信波を収録し、これら受信波の加算平均波Ｇ（ｔ）より１００ｋＨｚを中心周波数とする狭帯域成分波ＧＡ（ｔ）を取り出しＧＡ^２（ｔ）表示したものである。なお、発信探触子内の振動子に積荷する電圧はステップ関数型とし、広帯域超音波が出力できる探触子を用いた。
ｃが鉄筋、ｄが厚さに関する反射波である。ａは発信と受信探触子との間でコンクリート表面を伝達するたて波及び、表面波と直接波の重畳波である。ｂはコンクリート内を深くもぐって伝達する直接波である。さて、一般に探知目標波の路程は未知量である。これより、ａ及びｂが妨害波なのか、有意の反射波なのかの判断は不可能ではないが、専門的工学的思考を要する。この判断を容易に行い得る方法が、コンクリートの内部探知を正確に行う上で必要とされている。
本発明はかかる問題点に鑑みなされたものであって、コンクリート等の内部探知を高精度に行うことができる超音波探知装置及びそれを使用した超音波探知方法を提供することを目的とする。
発明の開示
本発明に係る第１の超音波探知装置は、発信探触子と受信探触子との間隔を一定量ずつ変更しながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、前記発信探触子と前記受信探触子との中心を結ぶ線分上における前記発信探触子及び受信探触子の被探知体に接する部位の幅をφ、探触子間距離に依存する補正係数をα、被探知体におけるたて波の音速をＶとしたときに、数式ｆ_０＝α×Ｖ／φの演算を行う周波数演算手段と、ｊをｎ

合に、任意の第１及び第２の周波数フィルタＡ_１ ^ｎ１（ｆ）及びＡ_２ ^ｎ２（ｆ）に対して、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）（ｎ１は２又は４、ｎ２は０以上の整数）のスペクトルの中心周波数が前記ｆ_０となるように前記ｎ１及びｎ２の値を決定する乗数決定手段と、決定されたｎ１及びｎ２に基づいて数式

、ＧＡ_ｊ（ｔ）とＧＡ_ｊ＋１（ｔ）との位相差Δｔ_ｉ及び外部から与えられた重み係

行う平均化手段と、前記平均化手段により得られた結果を自然数乗して表示する表示装置と、を有することを特徴とする。
本発明に係る第２の超音波探知装置は、発信探触子と受信探触子との間隔を一定量ずつ変更しながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、前記加算平均手段により得られたｎＡ個の加算平均の総加算平均をＧ_０（ｔ）として求める総加算平均手段と、ｊをｎＡ以下

任意の第１及び第２の周波数フィルタＡ_１ ^ｎ１（ｆ）及びＡ_２ ^ｎ２（ｆ）に対して、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_０（ｆ）（ｎ１は２又は４、ｎ２は０以上の整数）のスペクトルの中心周波数が予め設定された値となるように前記ｎ１及びｎ２の値を決定する乗数決定手段と、決定されたｎ１及びｎ２に基づいて数式

前記フーリエ変換手段により得られた結果を自然数乗して表示する表示装置と、を有することを特徴とする。
本発明に係る第３の超音波探知装置は、発信探触子と受信探触子との間隔を一定量ずつ変更しながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、被探知体における表面波とたて波との音速比をβ_Ｌ、前記発信探触子及び受信探触子の間隔の変更量をΔａ、被探知体におけるたて波の音速をＶとしたときに、数式ｆ_Ｒ１＝β_Ｌ×Ｖ／（２×Δａ）の演算を行う周波数演算手段と、ｊを１又は２とし、前記各加算平均を

ルタＡ_１ ^ｎ１（ｆ）及びＡ_２ ^ｎ２（ｆ）に対して、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）（ｎ１は２又は４、ｎ２は０以上の整数）のスペクトルの中心周波数がｆ_Ｒ１となるように前記ｎ１及びｎ２の値を決定する乗数決定手段と、決定されたｎ１

行うフーリエ変換手段と、前記フーリエ変換手段により得られた結果を自然数乗して表示する表示装置と、を有することを特徴とする。
本発明に係る第４の超音波探知装置は、発信探触子と受信探触子との間隔を一定に保ちながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、前記発信探触子と前記受信探触子との中心を結ぶ線分上における前記発信探触子及び受信探触子の被探知体に接する部位の幅をφ、探触子間距離に依存する補正係数をα、被探知体におけるたて波の音速をＶとしたときに、数式ｆ_０＝α×Ｖ／φの演算を行う周波数演算手段と、ｊをｎＡ以下

任意の第１及び第２の周波数フィルタＡ_１ ^ｎ１（ｆ）及びＡ_２ ^ｎ２（ｆ）に対して、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）（ｎ１及びｎ２は０以上の整数）のスペクトルの中心周波数が前記ｆ_０となるように前記ｎ１及びｎ２の値を決定する乗数決定手段と、決定されたｎ１及びｎ２に基づいて数式

、前記ＧＡ_ｊ（ｔ）に対し所定の時系列フィルタＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）（ｎ５は自然数）を乗じることにより、数式

タリング手段と、前記_ｎ５ＦＡ_ｊ（ｆ）を前記ｎ５毎に表示する表示装置と、を有し、前記時系列フィルタは、所定値ｔ_Ｔ及びΔｔに対し、ｔ＝ｔ_Ｔで最大値１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ−Δｔ以前の時刻及びｔ＝ｔ_Ｔ＋Δｔ以降の時刻で０となる正弦関数であることを特徴とする。
本発明に係る第５の超音波探知装置は、発信探触子と受信探触子との間隔を一定に保ちながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、前記発信探触子と前記受信探触子との中心を結ぶ線分上における前記発信探触子及び受信探触子の被探知体に接する部位の幅をφ、探触子間距離に依存する補正係数をα、被探知体におけるたて波の音速をＶとしたときに、数式ｆ_０＝α×Ｖ／φ及び数式ｆ_ｓ＝Ｖ／（π×φ）の演算を行う周波数演算手段と、数式ｎ×ｆ_ｓ＜ｆ_０を満たす最大の自然数ｎを決定するｎ値決定手段と、ｊをｎＡ以下の自然数とし、前記各加算平均を

ルタＡ_１ ^ｎ１（ｆ）及びＡ_２ ^ｎ２（ｆ）に対して、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）（ｎ１及びｎ２は０以上の整数）のスペクトルの中心周波数が前記ｆ_０又はｆ_ｓとなるように前記ｎ１及びｎ２の値を決定する乗数決定手段と、決定されたｎ１

行うフーリエ変換手段と、前記ＧＡ_ｊ（ｔ）に対し所定の時系列フィルタＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）（ｎ５は自然数）を乗じることにより、数式

タリング手段と、前記ＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）・ＧＡ_ｊ（ｔ）及び_ｎ５ＦＡ_ｊ（ｆ）を前記ｎ５毎に表示する表示装置と、を有し、前記時系列フィルタは、所定値ｔ_Ｔ及びΔｔに対し、ｔ＝ｔ_Ｔで最大値１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ−Δｔ以前の時刻及びｔ＝ｔ_Ｔ＋Δｔ以降の時刻で０となる正弦関数であることを特徴とする。
本発明に係る第６の超音波探知装置は、発信探触子と受信探触子との間隔を一定に保ちながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、ｊをｎＡ以下の自然数とし、前記各加算平均を

）に対して、ｎ２を１０以下の自然数として、数式

（ｔ）に対し所定の時系列フィルタＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）（ｎ５は自然数）を乗じる

行う時系列フィルタリング手段と、前記_ｎ５ＦＡ_ｊ（ｆ）を前記ｎ５毎に表示する表示装置と、を有し、前記時系列フィルタは、所定値ｔ_Ｔ及びΔｔに対し、ｔ＝ｔ_Ｔで最大値１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ−Δｔ以前の時刻及びｔ＝ｔ_Ｔ＋Δｔ以降の時刻で０となる正弦関数であることを特徴とする。
本発明に係る第７の超音波探知装置は、発信探触子と受信探触子との間隔を一定に保ちながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、ｊをｎＡ以下の自然数とし、前記各加算平均を

列フィルタＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）（ｎ５は自然数）を乗じることにより、数式

リング手段と、前記_ｎ５ＦＡ_ｊ（ｆ）を前記ｎ５毎に表示する表示装置と、を有し、前記時系列フィルタは、所定値ｔ_Ｔ及びΔｔに対し、ｔ＝ｔ_Ｔで最大値１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ−Δｔ以前の時刻及びｔ＝ｔ_Ｔ＋Δｔ以降の時刻で０となる正弦関数であることを特徴とする。
本発明に係る第８の超音波探知装置は、発信探触子と受信探触子との間隔を一定に保ちながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、前記発信探触子と前記受信探触子との中心を結ぶ線分上における前記発信探触子及び受信探触子の被探知体に接する部位の幅をφ、探触子間距離に依存する補正係数をα、他の補正係数をα_２、補正係数α２を求めたときの被探知体の音速（標準音速）をＶ_ＳＴ、被探知体におけるたて波の音速をＶとしたときに、数式ｆ_０＝α×Ｖ／φ及び数式ｆ_Ｄ＝α_２×Ｖ／Ｖ_ＳＴの演算を行う周波数演算手段と、ｆ_０＜ｆ_Ｄの場合に（ｆ＜＋ｆ_Ｄ）／２で与えられる値をｆ_ｗとし、ｆ_０≧ｆ_Ｄの場合にｆ_Ｄをｆ_ｗとする中心周波数決定手段と、ｊをｎＡ以

、任意の第１及び第２の周波数フィルタＡ_１ ^ｎ１（ｆ）及びＡ_２ ^ｎ２（ｆ）に対して、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）（ｎ１及びｎ２は０以上の整数）のスペクトルの中心周波数が前記ｆ_ｗとなるように前記ｎ１及びｎ２の値を決定する乗数決定手段と、決定されたｎ１及びｎ２に基づいて数式

、少なくとも前記フーリエ変換手段により得られたＧＡ_１（ｔ）及びＧＡ_２（ｔ）を自然数ｎｐ乗することにより、ＧＡ_１ ^ｎｐ（ｔ）及びＧＡ_２ ^ｎｐ（ｔ）として表示する表示装置と、を有することを特徴とする。
本発明に係る第１の超音波探知方法は、上述の第４の超音波探知装置を使用した超音波探知方法において、コンクリートに互いに平行に埋め込まれた鉄筋のかぶり厚をｄ_Ｒとしたとき、前記発信探触子と前記受信探触子との間隔を３×ｄ_Ｒ以上とし、１回の加算平均を得るために前記発信探触子と前記受信探触子と結ぶ線分を前記鉄筋の長手方向と平行になるように位置させ、加算平均毎に前記線分を前記鉄筋の長手方向に対して垂直な方向に平行移動させて前記発信探触子及び受信探触子の位置を配置し直す工程と、を有することを特徴とする。
本発明に係る第２の超音波探知方法は、上述の第４の超音波探知装置を使用した超音波探知方法において、コンクリートに埋め込まれた鉄骨のかぶり厚をｄ_Ｓとしたとき、前記発信探触子と前記受信探触子との間隔を３×ｄ_Ｓ以上とし、１回の加算平均を得るために前記発信探触子と前記受信探触子と結ぶ線分を前記鉄骨上に位置させ、加算平均毎に前記線分上で前記発信探触子及び受信探触子の位置を変更することを特徴とする。
発明を実施するための最良の形態
以下、本発明の実施例に係る超音波探知方法について、添付の図面を参照して具体的に説明する。
先ず、各実施例で用いる３種の周波数フィルタを定義する。
第１の周波数フィルタＡ_１（ｆ）は、数式１で表される任意の関数Ｐ（ｔ）に対して、数式２で表される関数ＰＡ（ｔ）を作成するためのフィルタであり、図３に示すように、分析周波数の上限をｆｍａｘとする正弦関数である。

ここで、ｎ１は自然数である。
第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）は、数式１で表される任意の関数Ｐ（ｔ）に対して、数式３で表される関数ＰＡ（ｔ）を作成するためのフィルタであり、図３に示すように、分析周波数の上限をｆｍａｘとする余弦関数である。

ここで、ｎ２は自然数である。
第３の周波数フィルタＡ_３（ｆ）は、数式１で表される任意の関数Ｐ（ｔ）に対して、数式４で表される関数ＰＡ（ｔ）を作成するためのフィルタであり、図４に示すように、周波数ｆ_Ａ、２ｆ_Ａ、ｆ_Ａ、…、ｎｆ_Ａで最大値１．０となる正弦関数の絶対値で表される。

ここで、ｎ３は自然数である。
なお、上述の関数ＰＡ（ｔ）は、次のような演算処理により短時間で求めることができる。
第１の周波数フィルタＡ_１（ｆ）については、Δｔ＝１／（２×ｆｍａｘ）として、数式５乃至数式７から関数Ｐ_ｎ１（ｔ）を求め、これを関数ＰＡ（ｔ）とすることができる。

第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）については、Δｔ＝１／（２×ｆｍａｘ）として、数式８乃至数式１０から関数Ｐ_ｎ２（ｔ）を求め、これを関数ＰＡ（ｔ）とすることができる。

第３の周波数フィルタＡ_３（ｆ）については、Δｔ＝１／（２×ｆ_Ａ）として、数式１１乃至数式１３から関数Ｐ_ｎ３（ｔ）を求め、これを関数ＰＡ（ｔ）とすることができる。

次に、本発明の第１の実施例について説明する。図５は本発明の各実施例に使用する超音波探知装置を示すブロック図である。
この超音波探知装置には、ステップ型電圧を外部に印加するステップ型電圧発生器１、このステップ型電圧発生器１から印加されたステップ型電圧を受け被探知材に超音波を発信する発信探触子２ａ、被探知材内部からの反射波等を受信しこれを電気信号に変換する受信探触子２ｂ、この受信探触子２ｂにより得られた電気信号を解析する解析装置４及びこの解析装置４による解析結果及びステップ型電圧発生器１により発生されたステップ型電圧の波形を表示する表示装置５が設けられている。
ステップ型電圧発生器１には、ステップ型電圧を発生するステップ電圧発生回路１ａ、制御された間隔でステップ電圧発生回路１ａに電流を供給する電流供給回路１ｂ及びステップ型電圧をステップ型電圧発生器１の外部に送り出すステップ電圧駆動回路１ｃが設けられている。なお、ステップ型電圧発生回器１からは、例えば５００Ｖのステップ型電圧が発生される。
また、解析装置４には、受信された電気信号を増幅するアンプ回路４ａ、増幅された信号にフィルタをかけるフィルタ回路４ｂ、フィルタをかけられた信号を変換するアナログ／デジタルコンバータ（ＡＤＣ）４ｃ、ゲートアレイ（加算平均器）４ｄ及び中央処理装置（ＣＰＵ）４ｅが設けられている。ゲートアレイ４ｄは受信波の加算平均を受信毎に行うものである。ＣＰＵ４ｅは、後述の各実施例用のプログラムを実行する。
更に、電流供給回路１ｂの電流供給間隔、アンプ回路４ａのアンプレンジ、フィルタ回路４ｂの動作、ＡＤＣ４ｃの収録インターバル及び収録データ長並びにゲートアレイ４ｄの加算回数の各制御を行うコントロール回路４ｆが解析装置４に設けられている。なお、コントロール回路４ｆはＣＰＵ４ｅ又は外付けのノート型パーソナルコンピュータにより制御される。
なお、図１に示す本実施例に係る超音波探知装置では２探触子法で表現しているが、１探触子法を採用してもよい。この場合には、１個の探触子が発信探触子及び受信探触子として機能する。
また、コンクリート材等の多孔質材の厚さ及び鉄筋等の検知においては、超音波がその内部で大きく減衰し、受信波に含まれる探知目標からの反射波が微弱となりやすい。このため、超音波探知装置は、電気的雑音、特に定常的な雑音が極力混入しない構成となっていることが好ましい。
次に、上述のように構成された超音波探知装置を使用した超音波探知方法について説明する。図６乃至図９は第１の実施例を使用した超音波探知方法を示すフローチャートである。第１の実施例による探知方法は、コンクリート内に埋め込まれた鉄筋の探知において、１対の発信探触子及び受信探触子を結ぶ線分を探知する鉄筋の長手方向とし、前記１対の探触子の距離を一定値Ｌに保持したまま、前記線分上で前記１対の探触子を移動させながら、加算平均波Ｇ（ｔ）を得る計測である。この計測にあたっては、ａ_１及び増分量Δａを設定し、ａ＝ａ_ｊの時のＧ（ｔ）をＧ_１（ｔ）、ａ＝ａ_１＋Δａの時のＧ（ｔ）をＧ_２（ｔ）、・・・、ａ＝ａ_１＋（ｎＡ−１）Δａの時のＧ（ｔ）をＧ_ｎＡ（ｔ）とする多点計測波Ｇ_ｊ（ｔ）を比較表示することで、探知目標波と妨害波とを識別し、確実に鉄筋と前記線分との最短距離を測定する方法である。
先ず、加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）（ｊはｎＡ以下の自然数）を取得する（ステップＳ１−１）。加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）は、下記数式１４で表すことができる。

次いで、被探知材であるコンクリートの表面が粗いか否かを判断し（ステップＳ１−２）、粗い場合には、Ｆ_ｊ（ｔ）を１．０に設定する（ステップＳ１−３）。
次に、Ｇ_ｊ（ｔ）において妨害波としての表面波及び直接波等の勢力が最小となる周波数を下記数式１５に基づいて求める（ステップＳ１−４）。

ここで、α（ｌ）は多くの計測実験で得られた補正係数、ｌは探知路程、_ｃＶ_ｐはコンクリートのたて波音速値、φは振動子径である。
次に、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸとするＡ_１（ｆ）及びＡ_２（ｆ）を用い、ｎ_１及びｎ２を自然数として、下記数式１６の演算を行う（ステップＳ１−５）。このとき、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）の平均的中心周波数がｆ_０となるように、ｎ１及びｎ２の値を自動的に制御する。

次に、表示装置に、自然数ｎｐについてＧＡ_ｊ ^ｎｐ（ｔ）を比較表示する（ステップＳ１−６）。つまり、例えばｊ＝４であれば、４つの波を表示する。
次に、直線的に起生時刻が変化する波が出現したかを確認する（ステップＳ１−７）。
そのような波が出現している場合、表示装置に、自然数ｎｐｐについてｎｐｐ・ＧＡ_ｊ ^ｎｐ（ｔ）を比較表示する（ステップＳ１−８）。
次に、直線的に起生時刻が変化する波でＧＡ_１（ｔ）波の起生時刻より遅い同一の時刻ｔ_ｈにおいて、ｎｐｐ・ＧＡ_ｊ ^ｎｐ（ｔ）波の全てで波の起生があるかを確認する（ステップＳ１−９）。
次に、時刻ｔ_ｈをｔ_Ｔに代入し、ｔ_Ｔを極大値を与える時刻とする正弦波状のＦｉＬＴ（ｔ）を作成する（ステップＳ１−１０）。
次に、下記数式１７の演算を行う（ステップＳ１−１１）。

但し、ｎ５は自然数でオペレータにより制御される。
次に、ＧＢ_ｊ（ｔ）の最大振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ_ｊ｜とし、下記数式１８で表される波を表示装置に比較表示する（ステップＳ１−１２）。

また、ステップＳ１−７において、直線的に起生時刻が変化する波が出現していない場合には、表示装置に、自然数ｎｐｐについてｎｐｐ・ＧＡ_ｊ（ｔ）を比較表示する（ステップＳ１−１３）。
次に、任意の時刻ｔ_ｈにおいて、全てのｎｐｐ・ＧＡ_ｊ（ｔ）波で波の起生があるかを確認する（ステップＳ１−１４）。
波の起生が確認された場合、ｊの値が大きくなるにつれてｎｐｐ・ＧＡ_ｊ（ｔ）波が２又は３の波に分離してくるかを確認する（ステップＳ１−１５）。
そして、波が分離してくる場合には、時刻ｔ_ｈを鉄筋と探触子とを結ぶ線分の最短伝達時刻と特定する。
なお、ステップＳ１−９又はＳ１−１４で波の起生が確認できない場合、及びステップＳ１−１５で波が分離しない場合には、その位置での探知は不能であるとして、１対の探触子を結ぶ線分を鉄筋の長手方向と平行にしたまま探触子の位置を変化させた後、ステップＳ１−１の操作を行う。
次に、第１の実施例に基づく具体的な探知例について説明する。この探知では、図１に示すかぶり厚が２３ｍｍの直径が１９ｍｍの丸鋼の探知を行う。
表１に、探触子間隔（ａ_ｊ）毎に図１０中で示す走査方向におけるライン走査計測で得た１０００回の加算平均波を整理して示す。

この探知では、Ｎｏ．１乃至Ｎｏ．４について、数式１９の関係を維持した。

上記走査で得られるＧ_ｊ（ｔ）において妨害波としての表面波及び直接波等の勢力が最小となる周波数は数式２０で表される。

この数式２０において、α（ｌ）＝１．０、_ｃＶ_ｐ＝４３００（ｍ／秒）、φ＝４０（ｍｍ）として、ｆ_０＝１０７．５ｋＨｚを中心周波数とする狭帯域成分で取り出した成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）から得られた波ＧＡ_ｊ ^３（ｔ）を図１１に示す。
なお、図２に示す成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）の取り出しにおいては、受信した波Ｇ（ｔ）を数式１のように表し、そのＦ（ｆ）に対して、分析の上限振動数をｆｍａｘ＝２５００ｋＨｚとし、第１の周波数フィルタＡ_１（ｆ）を４回、第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）を７００回乗じ、数式２１の演算を行った。

一方、図１１に示す成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）の取り出しにおいては、受信した波Ｇ（ｔ）を数式１のように表し、そのＦ（ｆ）に対して、分析の上限振動数をｆｍａｘ＝２５００ｋＨｚとし、第１の周波数フィルタＡ_１（ｆ）を４回、第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）を１５４０回乗じ、数式２２の演算を行った。なお、図１１には、ＧＡ_ｊ（ｔ）を３乗したものである。

図１１において，左から並べたＮｏ．１乃至Ｎｏ．４の成分波において、最初の波の起生時刻が直線３０１で示すように、直線的に変化している。一方、Ｎｏ．１乃至Ｎｏ．４の計測では、数式１４のように、探触子間隔を直線的に変化させていた。従って、これらの最初に起生している波はコンクリート表面を伝達する妨害波と判断することができる。
なお、これらの波の起生時刻ｔ_ｈ，ｊは、数式２３により求めることができる。

但し、Ｃ_ｊ＝ａ_ｊ−φ、_ｃＶ_ｐ＝４３００（ｍ／秒）である。
また、図１１のＮｏ．１乃至Ｎｏ．３の成分波においては、カーソル３０２で示す位置に起生波が確認できる。図１２は図１１における波の振幅を４倍程度に拡大したものである。カーソル位置での波の起生時刻がほとんど同一である。これが図１中のｃの鉄筋からの反射波である。一方、Ｎｏ．５の波では、妨害波が除去されており、カーソル位置に鉄筋からの反射波を確認できる。図１３はこのカーソル位置で最大値１．０となる時系列フィルタ５０１を波ＧＡ_ｊ（ｔ）に乗じて得た波を示し、その振幅を各々最大表示している。全ての成分波で鉄筋からの反射波を明りょうに確認することができる。説明するまでもなく、Ｎｏ．１の波の起生時刻が最も高精度に鉄筋かぶり厚を与えることとなる。
なお、図１２のＮｏ．５の成分波によれば、妨害波が除去され、鉄筋及びコンクリート厚に関する反射波が特定されているため、Ｎｏ．１乃至Ｎｏ．４の成分波の比較検討が必要ないとも考えられる。しかしながら、コンクリートの材質は一定でなく、且つ、コンクリートには経年変化が生じる。このため、超音波の透過度が極端に劣悪なコンクリートの存在も稀ではない。このようなコンクリートの場合、妨害波４０１の残存が探知路程の長い目標波（この例では鉄筋かぶり厚に関する反射波）の振幅より相対的に大きくなる場合が多い。この結果、妨害波４０１を有意な反射波と誤認することとなる。
これに対し、Ｎｏ．１乃至Ｎｏ．４の成分波による比較検討を行えば、妨害波を有意の反射波と誤認することを回避することができ、コンクリート内部の探知が可能となる。なお、この比較検討の対象は４つに限定されるものではなく、より多数であってもよい。
上述の探知方法は、測定対象物の埋め込み位置が深く、かつ反射強度が小さい鉄筋等のかぶり厚の探知を行うものである。次に、鉄筋が浅く埋め込まれている場合の比較計測について説明する。
図１の計測において、コンクリート底部から、鉄筋直下位置より超音波を入力する計測（鉄筋かぶり厚：１０ｍｍ）で、前述と同様の比較測定を行った結果を図１４に示す。
図１４には、最適周波数を前述のｆ_０＝１０７．５ｋＨｚ付近として、これを中心周波数とする狭帯域成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）から得られた波ＧＡ_ｊ ^３（ｔ）を示す。具体的には、受信した波Ｇ_ｊ（ｔ）を数式１のように表し、そのＦ_ｊ（ｆ）に対して、分析の上限振動数をｆｍａｘ＝２５００ｋＨｚとし、第１の周波数フィルタＡ_１（ｆ）を４回、第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）を４００回乗じ、数式２４の演算を行った。

図１４においては、Ｎｏ．１では、残存する妨害波の起生の後に大きく励起する波を確認できる。Ｎｏ．２では、妨害波及びこの大きな振幅の波が分離している。更に探触子間隔を広くしたＮｏ．３及びＮｏ．４の成分波では、妨害波が消滅し２つの波が起生している。このような２つの波が生ずるのは、図１０において、探触子間隔ａ_ｊが大きくなると、反射経路７０３のたて波の強度が小さくなるとともに、往路をたて波（よこ波）、復路をよこ波（たて波）とする伝達波７０４が相対的に大きく励起してくるためである。
図１１に示すような成分波が得られる場合、即ち最初の起生波の起生時刻が計測時の探触子間隔距離に比例して変化する場合、この最初の起生波を妨害波と認識する。
一方、図１４に示す如き成分波が得られる場合、即ち最初の振幅の大きい波の起生時刻が図１１の場合に比してＮｏ．１乃至Ｎｏ．４の間でほとんど変化せず、探触子間隔が広くなってくると、最初１つの波だったものが、２つの波の起生に変化してくる場合、これらの波は妨害波でなく、有意の反射波と断定する。鉄筋のかぶり厚が更に浅くなると、３つの波が起生する場合もある。この場合、３番目の波は、往路及び復路ともによこ波で伝達する波である。
以下に、第１の実施例の動作を示す。
先ず、探触子間隔毎に加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）を取得する。例えば、発信探触子から５ｍ秒又は１０ｍ秒間隔で広帯域超音波を発信し、この間、連続して受信探触子で超音波を受信する。そして、これらの受信波の加算平均を求める。この加算平均を行っている間、受信探触子及び発信探触子の中心間距離をａ_ｊに保持したまま、発信探触子及び受信探触子を、図１０で示すように、探知対象物の上方でそれが延びる方向、例えば鉄筋の配筋方向に平行に走査する。このような加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）の取得を複数回（ｎＡ回）行い、表２に示すように、ｎＡ種の加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）を得る。

このとき、以降の分析を容易にするために、数式４で示すように、探触子間隔ａ_ｊは線形的に変化させることが好ましい。
次に、鉄筋かぶり厚等の探知の場合、数式１５で示す最適周波数を中心周波数とする狭帯域成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）を加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）毎に演算する。これらの成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）を探触子間距離の短い順に並べて比較すると図１１又は図１４に示すような関係が得られる。そして、図１１に示すような波形が得られた場合には、直線３０１で示すように、直線的にその起生時刻が変化する波は妨害波であると判断し、図１４に示すような波形が得られた場合には、カーソル６０１の位置に生ずる波を探知目標からの反射波と判断する。
次いで、図１１に示すような波形が得られた場合、ＧＡ_０（ｔ）波をオペレータコントロールで増幅表示すると、図１２に示す時系列波が得られる。斜カーソル３０１の後方に起生時刻ｔが同一の波がカーソル３０２に示すように生じてくる。このｔをｔ_Ｔとして、ｔ＝０で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝２ｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数状フィルタＦｉＬＴ（ｔ）を用い、ＧＢ_ｊ（ｔ）＝ＦｉＬＴ^３（ｔ）・ＧＡ（ｔ）を計算し、ＧＢ_ｊ（ｔ）の各々の振幅を表示画面に最大表示したものが図１３である。
一方、図１４に示すような波形が得られた場合には、Ｎｏ．１の成分波の起生時刻を用いて鉄筋かぶり厚を確定できる。
このような第１の実施例によれば、起生波が有意の反射波であるか妨害波であるかを認識することができる。また、探知対象が内部割れ、コンクリート厚その他の反射源の場合でも、この方法を同様に適用することができる。第１の実施例は、例えば、内部割れ、ジャンカ及び空胴等の探知にそのまま利用できる。但し、探知目的に対応して最適な探触子走査法を選定する必要がある。コンクリート内部の探知目標と走査法との関係を整理して表３に示す。

次に、第２の実施例について説明する。第１の実施例では、分析にあたって工学的判断が必要とされる。即ち、２３ｃｍのかぶり厚の探知の場合の図１１乃至図１３では、７０ｋＨｚの狭帯域成分波を用いた。一方、１０ｃｍのかぶり厚の探知の場合の図１４では、１１０ｋＨｚの狭帯域成分波を用いた。従って、どのような周波数で取り出せばよいかの判断が必要とされ、この判断をオペレータに依存したのでは、誤計測が生じかねない。第２の実施例は、このような判断を必要としない分析方法及び分析結果の高精度化のための処理を可能にするものである。
第２の実施例に係る超音波探知装置を使用した探知方法について説明する。第２の実施例は、第１の実施例における波ＧＡ_ｊ（ｔ）又はＧＢ_ｊ（ｔ）を用い、所定の数式で算定される重み係数ρ_ｊ及び波ＧＡ_ｊ（ｔ）と波ＧＡ_ｊ＋１（ｔ）との時刻ずれΔｔ_ｊを用いて、加算平均波ＧＡ_０（ｔ）又はＧＢ_０（ｔ）を求め、高い精度で探知目標物を探知する方法である。図１６乃至図１８は第２の実施例に係る超音波探知方法を示すフローチャートである。
第２の実施例では、第１の実施例におけるステップＳ１−１０の後、数式１６の演算を行う（ステップＳ２−１）。
次に、ＧＢ_ｊ（ｔ）の最大振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ_ｊ｜とし、下記数式２５で表される波を表示装置に比較表示する（ステップＳ２−２）。

次に、下記数式２６で表される演算を行うことにより、重み付けを行い、その結果として（ＧＢ_０（ｔ））^ｎｐを表示装置に表示する（ステップＳ２−３）。

また、第１の実施例におけるステップＳ１−７において、直線的に起生時刻が変化する波が出現していない場合には、表示装置に、自然数ｎｐｐについてｎｐｐ・ＧＡ_ｊ（ｔ）を比較表示する（ステップＳ２−４）。
次に、任意の時刻ｔ_ｈにおいて、全てのｎｐｐ・ＧＡ_ｊ（ｔ）波で波の起生があるかを確認する（ステップＳ２−５）。
波の起生が確認された場合、ｊの値が大きくなるにつれてｎｐｐ・ＧＡ_ｊ（ｔ）波が２又は３の波に分離してくるかを確認する（ステップＳ２−６）。
次に、ｎｎｐ・ＧＡ_１（ｔ）波に基づき、探知目標波の起生時刻ｔ_１を特定する。この特定はオペレータにより行われてもよく、自動処理により行われてもよい。
次に、探知対象である路程の概略を下記数式２７に基づいて求める（ステップＳ２−８）。

次に、ｎｐｐ・ＧＡ_ｊ＋１（ｔ）及びｎｐｐ・ＧＡ_ｊ（ｔ）から探知目標波の起生時刻の差Δｔ_ｊ（＝ｔ_ｊ＋１−ｔ_ｊ）を算定する（ステップＳ２−９）。ｔ_ｊ＋１及びｔ_ｊは数式２８及び２９で与えられる。

次に、ＧＡ_ｊ（ｔ）波の加算において、加算するｊの最大値（ｎＢ）を決定する（ステップＳ２−１０）。この決定は、オペレータによる値の入力でもよく、自動計算によるものでもよい。
次に、ＧＡ_１（ｔ）波のｔ_１乃至ｔ_１＋（２×１０^６／ｆ）の時刻内での波の振幅の最大値の絶対値を｜_ｍａｘＰ_１｜とし、ＧＡ_１（ｔ）波の数式３０で表す時刻内での波の振幅の最大値の絶対値を｜_ｍａｘＰ_ｊ｜として、数式３１で表される重みを演算する。

次に、重みを用いて数式３２の演算を行う（ステップＳ２−１２）。

次に、自然数ｎｐについて、ＧＡ_０ ^ｎｐ（ｔ）を表示装置に最大表示する。
なお、ステップＳ１−９又はＳ２−５で波の起生が確認できない場合、及びステップＳ２−６で波が分離しない場合には、その位置での探知は不能であるとして、第１の実施例と同様に、１対の探触子を結ぶ線分を鉄筋の長手方向と平行にしたまま探触子の位置を変化させた後、ステップＳ１−１の操作を行う。
次に、第２の実施例に基づく具体的な探知例について説明する。先ず、第１の実施例と同様に、探触子間距離毎に加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）を算出する。
次いで、数式２０に基づいて最適周波数ｆ_０を算出し、この最適周波数を中心周波数とする狭帯域成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）を加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）毎に取り出す。
図１９は表２においてｋを８とし、数式１８においてａ_ｊを６０ｍｍ、Δａを１０ｍｍとしたときの図１１（鉄筋かぶり厚：２３ｃｍ）に対応する加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）を示し、図２０は同様な計測における図１４（鉄筋かぶり厚：１０ｃｍ）に対応する加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）を示す。
図１９では、図１１の場合で説明したように、数式１８のΔａに応じてその起生時刻が変動する波の起生が直線２１０１で示すように確認できる。この波は探触子間でコンクリート表面を伝達する表面波等である。この波の後方のカーソル位置に探知目標波の起生が確認できる。一方、図２０では、図１４の場合で説明したように、カーソルで示した位置に大きな振幅の探知目標波の起生が確認できる。
このように、数式２０による最適周波数を用いて取り出した成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）の変わりに、加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）をそのまま用いても、最初に生ずる振幅の大きい波が妨害波なのか、探知目標波なのかの判断を容易に行うことができる。但し、補正係数α（ｌ）は探知路程によって図２１のように変化する。この補正係数α（ｌ）の値は、数多くの一般的コンクリートを用いた計測により確定したものであり、探知路程ｌの関数である。図１９のカーソル２１０２、図２０のカーソル１２０２の位置近傍に探知目標があることより、最適周波数ｆ_０の値は次のようにして求めることができる。
図１９に示すものでは、探知路程が２３乃至２４ｃｍと読みとれるので、図２１より補正係数は０．９となる。従って、数式３３により最適周波数は１００ｋＨｚとなる。

一方、図２０に示すものでは、探知路程が１０ｃｍ前後と読みとれるので、図２１より補正係数は１．１０となる。従って、数式３４により最適周波数は１２４ｋＨｚとなる。

図２２は図１９に示す加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）から求めた成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）を示す。具体的には、受信した波Ｇ_ｊ（ｔ）を数式１のように表し、そのＦ_ｊ（ｆ）に対して、分析の上限振動数をｆｍａｘ＝２５００ｋＨｚとし、第１の周波数フィルタＡ_１（ｆ）を４回、第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）を７４０回乗じ、数式３５の演算を行った。このとき、Ａ_１ ^４（ｆ）・Ａ_２ ^７４０（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）の中心周波数の平均値がｆ_０＝１００ｋＨｚとなるようにした。

図２３は図２０に示す加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）から求めた成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）を示す。具体的には、受信した波Ｇ_ｊ（ｔ）を数式１のように表し、そのＦ_ｊ（ｆ）に対して、分析の上限振動数をｆｍａｘ＝２５００ｋＨｚとし、第１の周波数フィルタＡ_１（ｆ）を４回、第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）を４８０回乗じ、数式３６の演算を行った。このとき、Ａ_１ ^４（ｆ）・Ａ_２ ^４３０（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）の中心周波数の平均値がｆ_０＝１２４ｋＨｚとなるようにした。

図１０に示すような鉄筋探知の場合の走査法では、探知路程が短いと、換言すれば鉄筋かぶり厚が浅いと、超音波指向角θが大きくなり、この指向方向の超音波強度が小さくなる。加えて、探触子間距離ａ_ｊが大きくなればなるほど、図２３に示すように、鉄筋からの反射強度が小さくなってくる。
図２４及び図２５は、夫々図２２、図２３の各成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）の最大振幅を最大表示したものである。但し、図２４ではｔ_Ｔ＝１０４μ秒付近で図示する時系列フィルタＴ．Ｇ．Ｃを各成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）に乗じて得たＧＢ_ｊ（ｔ）＝Ｔ．Ｇ．Ｃ．×ＧＡ_ｊ（ｔ）をＧＢ_ｊ ^２（ｔ）を表示している。また、図２５でも、各成分波に対して波ＧＡ_ｊ ^３（ｔ）を表示している。Ｔ．Ｇ．Ｃ．の具体的形状は、ｔ＝０で０、ｔ＝ｔ_Ｔ＝１０４μ秒で１．０とする直線的増加関数、ｔ_Ｔ＝４００μ秒以降の時刻で０、ｔ＝１０４乃至４００μ秒の間を余弦関数状のフィルタとする。
図２４では、カーソルで示す位置に２３ｃｍの深さの鉄筋からの反射波が成分波ＧＡ_ｊ ^２（ｔ）の全てで一様に生じている。一方、鉄筋かぶり厚が１０ｃｍと浅い図２５では、図１４を用いて説明したように、測定位置Ｎｏ．４乃至Ｎｏ．８において、鉄筋からの反射波として、たて波とモード変換波とが重畳して生じていることを確認できる。図２５に表示している３本のカーソルのうち最上段のカーソルが、往路復路をたて波で伝達する反射波の起生時刻を示し、その次のカーソルが往路をたて波（よこ波）、復路をよこ波（たて波）とする反射波の起生時刻を示し、その次の３本目のカーソルが往路及び復路ともによこ波とする理論的反射波の起生時刻を示す。なお、図２５では、よこ波とたて波の音速比を０．５９として、３本のカーソルを記載している。
更に、図２５では、ａ_ｊの値の変化に伴って、各波に若干の位相差が生じていることが確認できる。ここで、互いに隣り合う成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）の位相差について検討する。Ｎｏ．１の波形でその起生時刻をｔ_１とすれば、成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）と成分波ＧＡ_ｊ＋１（ｔ）との間の位相差Δｔ_ｊは、図２６に示す幾何学的関係より数式３７乃至数式４０により求めることができる。
つまり、鉄筋のおおよそのかぶり厚ｄａは、数式３７で表される。

また、成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）における起生時刻ｔ_ｊは数式３８で表され、成分波ＧＡ_ｊ＋１（ｔ）における起生時刻ｔ_ｊ＋１は数式３９で表される。

従って、起生時刻の差Δｔ_ｊは数式４０で表される。

従って、第２の実施例では、超音波探知装置に重み付け手段を設け、この重み付け手段により、次のような重み付けを加味して加算平均波ＧＡ_０（ｔ）を得る。
ｎＡ番目の測定により得られた加算平均波を数式４１で表す。

次いで、数式４２で表される加算平均波ＧＡ_０（ｔ）を算出する。

ここで、ρ_ｊ＋１は（ｋ＋１）番目の測定により得られた加算平均波に対する波の重みであり、次のようにして求めることができる。
図２５等に示す成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）は最適周波数値を中心周波数とする狭帯域成分として、受信した波Ｇ_ｊ（ｔ）から取り出したものである。この成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）の１周期は概略１０^６／ｆ_０μ秒となる。また、成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）と成分波ＧＡ_ｊ＋１（ｔ）の成分波の時刻ｔ_１で示すカーソル位置にある探知目標波の起生時刻差Δｔ_ｊは数式３８乃至数式４０から求めることができるので、これらの目標とする波の初めの第１波及び第２波の起生時刻は数式４３で示す時間帯内にある。

従って、この時間帯での波ＧＡ_ｊ（ｔ＋ΣΔｔ_ｊ）の最大振幅を｜_ｍａｘＰ_ｊ｜とすれば、重みρ_ｊは、数式４４で求められる。

つまり、重みρ_ｊは波ＧＡ_ｊ（ｔ）の探知の目標とする波の振幅を波ＧＡ_１（ｔ）のそれと同一とするものである。このようにして得られる加算平均波ＧＡ_０（ｔ）では、探知目標とする波の増幅の度合が極端に大きくなり、かつ妨害波が位相差の存在のために更に小さなものとなる。
これらの処理を行っても、かぶり厚の深い鉄筋の探知等の場合、最初に生じている表面波等のコンクリート表面を探触子間で伝達する妨害波等が残存する場合がある。従って、このような場合には、図２４に示すように、探知目標波の概略起生時刻で、最大値１．０となる時系列フィルタＦｉＬＴ（ｔ）を用いて、数式４５で示す演算を行う。

このような時系列フィルタＦｉＬＴ（ｔ）を用いた演算を行うことにより、残存する表面波等の妨害波を見かけ上除去することができる。
また、数式４２に示す加算平均波の演算においては、ｎＡの値が探知精度に大きな影響を与える。図２４のように深いかぶり厚の鉄筋探知の場合には、ｎＡの値を大きくすることが好ましく、図２５のように浅いかぶり厚の鉄筋探知の場合には、ｎＡの値を小さくすることが好ましい。例えば、図２５のような波形が得られた場合には、オペレータの判断で、ｎＡの値を３又は４とすれば、波ＧＡ_０（ｔ）又はＧＢ_０（ｔ）より、モード変換波が除去される。この結果、たて波反射波が大きく励起した波ＧＡ_０（ｔ）又はＧＢ_０（ｔ）を得ることができる。
このような処理では、ｎＡの値の設定をオペレータに依存するが、超音波探知装置にｎＡ値設定手段を設け、このｎＡ値設定手段により、この処理を自動的に行ってもよい。
なお、オペレータがｎＡの値を設定する場合には、先ず、表３で設定したｎＡの値を用いて、数式４２に基づいて、加算平均を行い、波ＧＡ_０（ｔ）又はＧＢ_０（ｔ）の起生状況を確認する。
そして、探知目標とする波（たて波）の後方にモード変換波が生じている場合には、ｎＡの値を１つずつ減じながら波ＧＡ_０（ｔ）又はＧＢ_０（ｔ）を再演算で求め、視認していく。この経緯の中で、モード変換波が生じなくなった時の波ＧＡ_０（ｔ）又はＧＢ_０（ｔ）を探知波形とする。
なお、モード変換波の起生の認識は、よこ波とたて波の音速比をε_２＝０．５９として、図２５に示すように、３本のカーソルを表４に示す時刻に表示し、第１カーソルを最初の波の起生時刻に合致させたときに第２及び第３カーソルの位置に大きな振幅の波が生じればこれをモード変換波と断定することができる。

このような自動処理によれば、図２４及び図２５に示すような波ＧＡ_ｊ（ｔ）及びＧＢ_ｊ（ｔ）の波形を求める必要がない。
ところで、図１１乃至図１４、図１９及び図２０並びに図２２乃至図２５は加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）を用いて所定の中心周波数ｆ_０で狭帯域成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）又は所定の時系列フィルタＦｉＬＴ（ｔ）を用いてＦｉＬＴ（ｔ）・ＧＡ_ｊ（ｔ）を示すものである。これに対し、加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）を数式１のように表現し、そのときのＦ_ｊ（ｔ）に対して、数式４６及び数式４７の演算を行い、その結果得られた波ＨＡ_ｊ（ｔ）と波ＧＡ_ｊ（ｔ）とを置換しても、図１１乃至図１４、図１９及び図２０並びに図２２乃至図２５と同様の結果が得られる。

図２７に図２５に対応する波ＨＡ_ｊ（ｔ）を示す。具体的には、数式４７で分析の上限振動数ｆｍａｘを２５００ｋＨｚ、ｎ１を４、ｎ２を７００として、１２６ｋＨｚを中心周波数とする波ＨＡ_ｊ（ｔ）を求め、これに対して波ＨＡ^３ _ｊ（ｔ）の各々でその最大振幅を最大表示している。
次に、第３の実施例について説明する。
第１及び第２の実施例は、１対の発信探触子及び受信探触子を図６に示すように、探触子間隔ａ_ｊを一定に保ちながら、矢印で示すように、鉄筋配筋方向に平行に走査するものである。しかしながら、一般的コンクリートにおいて、その走査面は粗状態であり、かつ凸凹などが生じている場合が稀ではない。
このようなコンクリートでは、前記走査の間、超音波発信毎に得る受信波はその強度が大きく変動する。これより、有意の受信波を取得できない場合も生じうる。第３の実施例は、このような場合に対処する測定を可能にするものである。
第３の実施例は、表面波等の妨害波を除去し、探知目標物を明敏に取り出す探知法として、１対の発信探触子及び受信探触子の中心間距離をａとした加算平均波Ｇ_１（ｔ）及び増分量Δａを定義し、前記ａをａ＋Δａとしたときの加算平均波Ｇ_２（ｔ）から数式４８で表される振動数又はその近傍の振動数を中心周波数とする狭帯域成分波を夫々ＧＡ_１（ｔ）及びＧＡ_２（ｔ）とし、前記ＧＡ_ｊ（ｔ）と重み付け加算してＧＡ_０（ｔ）波を求める方法である。なお、ｒ（ｆ）は、例えば図２８に示すグラフから求めることができる。ｒ（ｆ）は多くの計測実験で得た音速補正係数である。

図２９及び図３０は第３の実施例に係る超音波探知方法を示すフローチャートである。第３の実施例では、第１の実施例と同様に、先ず、加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）（ｊはｎＡ以下の自然数）を取得する（ステップＳ３−１）。
次いで、被探知材であるコンクリートの表面が粗いか否かを判断し（ステップＳ３−２）、粗い場合には、Ｆ_ｊ（ｔ）を１．０に設定する（ステップＳ３−３）。
次に、数式４８の演算を行う（ステップＳ３−４）。
次いで、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸとするＡ_１（ｆ）及びＡ_２（ｆ）を用い、ｎ１及びｎ２を自然数として、数式１６の演算を行う（ステップＳ３−５）。このとき、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）の平均的中心周波数がｆ_Ｒとなるように、ｎ１及びｎ２の値を自動的に制御する。
次に、表示装置に、自然数ｎｐについてＧＡ_ｊ ^ｎｐ（ｔ）を比較表示する（ステップＳ３−６）。
次に、妨害波の位相がＧＡ_１（ｔ）とＧＡ_２（ｔ）とで１８０度ずれているか判断する（ステップＳ３−７）。
位相が１８０度ずれていない場合には、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸとするＡ_１（ｆ）及びＡ_２（ｆ）を用い、オペレータがｎ２の値を増減させながら、妨害波の位相が１８０度ずれるｎ２の値を特定し、そのときのＡ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）の平均的中心周波数をｆ_Ｒと特定する（ステップＳ３−８）。
ステップＳ３−７において位相が１８０度ずれている場合、及びステップＳ３−８で中心周波数ｆ_Ｒを変更した後、ＧＡ_１（ｔ）の最大振幅の絶対値｜_ｍａｘＰ_１｜とＧＡ_２（ｔ）の最大振幅の絶対値｜_ｍａｘＰ_２｜のうち大きい方を｜_ｍａｘＰ｜として、数式４９の演算を行う。

そして、表示装置に、自然数ｎｐについてｎｐ・ＧＡ_０ ^ｎｐ（ｔ）を表示する（ステップＳ３−１０）。
次に、第３の実施例に基づく具体的な探知例について説明する。図３１は図２６に示す鉄筋の測定において、径が１９ｍｍの丸鋼がかぶり厚を１００ｍｍとして埋め込まれている場合の測定結果を示す。細線で示す波は図２６の探触子間距離ａ_１を８０ｍｍとし、１対の探触子を鉄筋直上に固定配置した計測で、前記広帯域超音波を連続してコンクリート表面より直下に入力して得た３００個の広帯域受信波を加算平均した波Ｇ_１（ｔ）より１１０ｋＨｚの狭帯域成分波ＧＡ_１（ｔ）を抽出して示したものである。一方、太線で示す波は前記探触子間距離をａ_２＝ａ_１＋１５ｍｍ＝９５ｍｍとして得た加算平均波Ｇ_２（ｔ）より、細線で示す波と同様の処理で得た１１０ｋＨｚ狭帯域成分波ＧＡ_２（ｔ）である。これらの２つの成分波を比較すると、早い時刻で生ずる図１０に示す７０１、７０２経路の妨害波は半波（１８０度）だけその位相がずれている。また、カーソル位置より、その振幅が大きく励起する波は、殆どその位相が変化していない。これらの２つの波を加算したものを図３２において太線で表示している。図３２中の細線で示す波は図３１の細線で示す波をそのまま表示したものである。なお、図３１及び図３２中の細線、太線で示す成分波はいずれも、その最大振幅を最大表示したものである。図３２中のカーソル２００１の位置が鉄筋からの反射波の概略起生時刻である。図３１に示す成分波では、成分波の抽出周波数をｆ_Ｒ＝１１０ｋＨｚとしている。これは波の取り出し周波数を５０乃至１５０ｋＨｚの間で徐々に変動させたときに、波の早い時刻に生ずる７０１、７０２の妨害波の重畳波に半波の位相ずれが生じ、かつその後方に生ずる波の中でその位相が殆ど変化せず、かつその振幅が相対的に最も大きくなったと表示装置の波形表示画面で視認した時の周波数が１１０ｋＨｚだったからである。
ところで、このｆ_Ｒの値はコンクリート音速Ｖ_ｐ、探触子距離変化量Δａ及び音速補正係数γを用いて数式５０のように表される。

なお、γは周波数により変化する。多くの測定実験によれば、図２８に示すように、１００ｋＨｚ前後の成分波ではγ＝０．７４、１７５ｋＨｚ前後の成分波ではγ＝０．６３、２５０ｋＨｚ前後の成分波ではγ＝０．５３となる。このように、γの値が周波数に応じて変動するのは、以下の物理的現象による。
図２６の直接波とよばれる７０２経路の妨害波はたて波、よこ波の混存したものになる。また、７０１経路の妨害波の支配的成分は表面波である。これらの直接波及び表面波の相対強度は周波数で大きく変化する。多くの測定例によれば、低周波になればなるほど探触子間距離が短いことも原因して、前記相対強度は直接波の方が大きくなり、高周波になると、逆に表面波の方が大きくなる。
従って、表面波及びその表層を浅く又は深く潜って伝達する直接波による合成波がコンクリート表面を伝達するとみなすと、γ×Ｖ_ｐの値はこの場合の等価音速と考えることができる。
低周波成分波の場合、直接波に含まれる音速の早いたて波成分が増大し、結果として、γの値が大きくなる。一方、高周波になると、直接波成分が相対的に小さくなり、表面波とたて波の音速比をε_１＝０．５３として、γ×Ｖ_ｐが表面波の音速（ε_１×Ｖ_ｐ）に漸近する。従って、本実施例では、数式５０にΔａ＝１５ｍｍ、Ｖ_ｐ＝４５００ｍ／秒及びγの仮定値（例えば０．６）を代入すると、数式５１によりｆ_Ｒは９０ｋＨｚとなる。

図２８からγの値を読み取ると、γの値は０．７４程度である。これよりｆ_Ｒの値を再計算すると、数式５２のようになる。

このｆ_Ｒを中心周波数としてＧ_１（ｔ）、Ｇ_２（ｔ）波より夫々狭帯域成分波ＧＡ_１（ｔ）、ＧＡ_２（ｔ）を取り出せば、図３１に示すように、妨害波の位相が半波ずれ、かつ探知目標波（鉄筋からの反射波）においては位相の変動が殆どない相対的に大きく励起した比較波形を得ることができる。具体的には、受信した波Ｇ_ｊ（ｔ）（ｊは１又は２）を数式１のように表し、そのＦ_ｊ（ｆ）に対して、分析の上限振動数をｆｍａｘ＝２５００ｋＨｚとし、第１の周波数フィルタＡ_１（ｆ）を４回、第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）を５２０回乗じ、数式５３の演算を行った。

ＧＡ_１（ｔ）及びＧＡ_２（ｔ）の加算平均波ＧＡ_０（ｔ）であれば、妨害波がその半波の位相ずれのために除去され、探知目標波のみが大きく励起した波となる。図３２の太線で示す波がこの場合のＧＡ_０（ｔ）波に相当する。
次に、第４の実施例について説明する。第４の実施例は、コンクリート内に埋め込まれた鉄筋の径の探知において、１対の発信探触子及び受信探触子を鉄筋の長手方向に平行に、且つ鉄筋の直上のコンクリート表面に配した計測で探触子の中心間距離をΔａずつ変更して得られる加算平均波Ｇ_１（ｔ）、Ｇ_２（ｔ）、Ｇ_３（ｔ）、・・・、Ｇ_ｎＡ−１（ｔ）に対し、更にこれらの加算平均を数式５４のようにして求め、このＧ_０（ｔ）波について波形分析することにより、鉄筋の径を求める方法である。

図３３及び図３４は第４の実施例に係る超音波探知方法を示すフローチャートである。第４の実施例では、第１の実施例等と同様に、先ず、加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）（ｊはｎＡ以下の自然数）を取得する（ステップＳ４−１）。
次に、加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）に対して、数式５４の加算平均の演算を行う（ステップＳ４−２）。
次いで、被探知材であるコンクリートの表面が粗いか否かを判断し（ステップＳ４−３）、粗い場合には、Ｆ_０（ｔ）を１．０に設定する（ステップＳ４−４）。
次に、数式５５の演算を行う（ステップＳ４−５）。

次いで、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸとするＡ_１（ｆ）及びＡ_２（ｆ）を用い、ｎ１及びｎ２を自然数として、数式５６の演算を行う（ステップＳ４−６）。このとき、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_０（ｆ）の平均的中心周波数がｆ_Ｒとなるように、ｎ１及びｎ２の値を自動的に制御する。

次に、表示装置に、自然数ｎｐについてＧＡ_０ ^ｎｐ（ｔ）を表示し、オペレータが鉄筋上端からの反射波の特定及びその起生時刻ｔ_ｈ１の特定を行う（ステップＳ４−７）。
次に、ＧＡ_０（ｔ）波に対するＡ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_０（ｆ）のスペクトルの中心周波数を４００乃至８００ｋＨｚの間で、例えば５０ｋＨｚずつ変化させ、その都度ＧＡ_０（ｔ）を表示装置に表示させる（ステップＳ４−８）。この結果、図３６乃至図４１に示すように、振幅が大きい３つの波が表示される。
そして、数式５７又は５８で示す演算を行うことにより、鉄筋の径φを算定する（ステップＳ４−９）。

次に、第４の実施例に基づく具体的な探知例について説明する。第３の実施例は数式５０で示す探触子間隔の変化量Δａを１５ｍｍとしたものであった。Δａのが大きいため、図３２中のカーソル位置の時刻とコンクリート音速Ｖ_ｐで算定される鉄筋かぶり厚は、その精度が低くなる。第４の実施例では、このかぶり厚及び鉄筋径をより高い精度で測定することができる。
図３６はａ_１＝８０ｍｍ、Δａ＝５ｍｍとして、ａ_ｊ＝ａ_１＋（ｊ−１）×Δａとし、ｊの値を１乃至４として、各々で１対の発信探触子及び受信探触子を図１０に示すように、鉄筋直上に配し、両探触子を走査せず、その位置を固定したまま３００個の受信波を収録し、これの加算平均波より２３８ｋＨｚを中心周波数とする狭帯域成分波を抽出することで作成した波である。具体的には、受信した波Ｇ_ｊ（ｔ）（ｊは１乃至４）を数式１のように表し、そのＦ_ｊ（ｆ）に対して、分析の上限振動数をｆｍａｘ＝２５００ｋＨｚとし、第１の周波数フィルタＡ_１（ｆ）を４回、第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）を１２２回乗じ、数式５９の演算を行った。

図３６中、細線で示す波はａ_１＝８０ｍｍの場合の成分波ＧＡ_１（ｔ）であり、太線で示す波はａ_１乃至ａ_４の場合の成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）を更に加算平均し、数式６０で表される波をＧＡ_０ ^２（ｔ）表示したものである。

ＧＡ_０ ^２（ｔ）波では、探知妨害波が見かけ上、完璧に除去され、超音波発信後、鉄筋上端からの反射波起生時刻がカーソル位置（４４．５６μ秒）に示すように特定される。
このコンクリートモデルの音速Ｖ＝４５００ｍ／秒を適用すると、図１０の７０３の伝達距離ｄａが数式６１より、２０．０５ｃｍと求められる。

また、かぶり厚ｄは、ａ_１＝８０ｍｍ及び探触子径＝４０ｍｍを考慮すると、下記数式６２のように求めることができる。実値は９．９ｃｍである。

なお、２３８ｋＨｚの周波数は、数式６３に示すように、数式５０から求めた値である。

図２８においては、２３８ｋＨｚの振動数ｆでγの値が０．５３になっている。
また、図３６に示す波では、カーソルでその起生位置を示した鉄筋上端からの反射波より後方に、鉄筋の存在に関連して生ずる複数の波が混在している。これらの波には、例えば鉄筋下端からの反射波、鉄筋円周上で鉄筋内を迂回する回折波（たて波、よこ波）、鉄筋円周上でコンクリート内を迂回する回折波（たて波、よこ波）及び鉄筋上端からのモード変換波等が含まれている。
これらの各波の形状は周波数の変化に伴ってその強度が大きく変動する。図３７乃至図４１は、この変動状況を示したものである。夫々Ｇ（ｔ）波より３７０、４４０、５６０、７７０、８１０ｋＨｚの中心周波数をもつ中帯域成分波ＧＡ_０（ｔ）を抽出しＧＡ_０ ^３（ｔ）表示したものである。
具体的には、加算平均波Ｇ_０（ｔ）を数式６４のように表し、そのＦ_０（ｆ）に対して、分析の上限振動数をｆｍａｘ＝２５００ｋＨｚとし、第１の周波数フィルタＡ_１（ｆ）をｎ１回、第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）をｎ２回乗じ、数式５６の演算を行った。

ｎ１及びｎ２の値は、図３７に示す３７０ｋＨｚ中心周波数の場合ｎ１＝４、ｎ２＝１６とし、図３８に示す４４０ｋＨｚ中心周波数の場合ｎ１＝１０、ｎ２＝６０とし、図３９に示す５６０ｋＨｚ中心周波数の場合ｎ１＝１６、ｎ２＝６０とし、図４０に示す７７０ｋＨｚ中心周波数の場合ｎ１＝１８、ｎ２＝６０とし、図４１に示す８１０ｋＨｚ中心周波数の場合ｎ１＝２０、ｎ２＝６０とした。また、成分波のスペクトルのすそは中心周波数±３００ｋＨｚであった。
夫々図３７、図３８に示す３７０ｋＨｚ、４４０ｋＨｚの成分波では、鉄筋円周上でコンクリート内を迂回するたて波回折波３３０２が大きく卓越している。波３３０１は鉄筋上端からの反射波であり、波３３０３は波３３０２と同一の伝達経路の波であるが、コンクリート表面から鉄筋上端までの往路をたて波、同復路をよこ波、鉄筋廻りコンクリート内をよこ波で伝達する波である。
更に高周波方向へ波の取り出しを移行していくと、徐々に鉄筋上端からの反射波が卓越してくる。この状況を示したものが図３９及び図４０の５６０ｋＨｚ及び７７０ｋＨｚの成分波である。
一方、更に成分波の取り出しを高周波へ移行していくと、図４１に示すように、鉄筋廻りを回折する他のいくつかの波が生じてくる。鉄筋径の測定において、図３９又は図４０の起生波を用いれば、測定処理が繁雑とはならない。
鉄筋径φの算出は図４０に示す波３３０１のカーソル位置であるｔ_１、波３３０２のカーソル位置であるｔ_２、波３３０３のカーソル位置であるｔ_３、及びコンクリート音速Ｖ_ｐ、よこ波とたて波との音速比ε_２＝０．５９を数式６５又は数式６６に適用すればよいことが、多くの測定実験で確かめられている。

波３３０１及び３３０２の各起生時刻から鉄筋径を計算すると、実値が１９ｍｍであるのに対し、数式６７に示すように、１８．６ｍｍとなる。

また、波３３０１及び３３０３の各起生時刻から鉄筋径を計算すると、数式６８に示すように、１８．９ｍｍとなる。

数式６４又は６５を用いて鉄筋径を算定する場合、数多くの同種の測定結果によれば、ｎ１を２又は４とした場合で、ＧＡ_０（ｔ）波の中心周波数を４００乃至８００ｋＨｚとすればよいと判明している。
次に、第５の実施例について説明する。第５の実施例は、１対の発信探触子及び受信探触子の中心間距離をａとし、両探触子の中心を結ぶ線分を鉄筋の長手方向直上のコンクリート表面に配した計測で、前記探触子を前記線分上で移動させながら得た受信波を移動の都度加算平均して数式６９の波を得る。そして、数式６９中のＦ（ｆ）を１．０又は１／Ｆ（ｆ）に置換した数式７０又は７１に示す波を用いて鉄筋径を測定する方法である。

先ず、第５の実施例に基づく具体的な探知例について説明する。この探知例では、浅く埋め込まれた鉄筋の径の探知で、共振現象を低減又は除去するものであり、図１の下側コンクリート面からの探知で、１０ｃｍの深さに埋め込まれた径が１９ｍｍの鉄筋径の探知を行う。
鉄筋直下のコンクリート面で２０００ｋＨｚの共振振動数を持つ振動子径４０ｍｍの１対の発信探触子及び受信探触子を、その中心位置を結ぶ線分が配筋方向に平行になるように配した。そして、探触子間隔を６０ｍｍに固定し鉄筋配筋にそって１０ｃｍの移動走査を行いながら１０００回分の加算平均波Ｇ（ｔ）を求め、数式２０を用いて鉄筋かぶり厚等の探知の場合の最適周波数ｆ_０を求める。補正係数α（１）＝１．１、コンクリートの音速４５００ｍ／秒、及び探触子径４０ｍｍを適用すると、最適周波数ｆ_０は１２４ｋＨｚとなる。この１２４ｋＨｚを中心周波数とする狭帯域成分波を取り出すと、図４２に示すような成分波が得られる。具体的には、ｆｍａｘを２５００ｋＨｚとし、Ａ_１（ｆ）を４回、Ａ_２（ｆ）を４８０回乗じて作成したものである。カーソル２３０１で示す時刻（４５．２１μ秒）を用いると、探知目的とする鉄筋のかぶり厚は、数式７２に示すように、実値が１００ｍｍであるのに対し、１０１．２ｍｍと算定される。

径の測定で分析精度を向上のためには、高周波領域の成分波を用いる必要がある。
図４３乃至図４５に１４００ｋＨｚを中心周波数とする広帯域成分波を示す。加算平均波を数式６９のように表現したとき、このＧ（ｔ）を用いて成分波ＧＡ（ｔ）を取り出したものが図４３である。また、数式７３を用いて成分波ＨＡ（ｔ）を取り出したものが図４４であり、数式７４を用いて成分波ＲＡ（ｔ）を取り出したものが図４５である。

具体的には、ｆ_ｍａｘを２５００ｋＨｚとして、成分波ＧＡ（ｔ）については、Ｆ（ｆ）にＡ_１（ｆ）を１０回、Ａ_２（ｆ）を６回乗じ、成分波ＨＡ（ｔ）については、Ｆ／Ｆ（ｆ）にＡ_１（ｆ）を８回、Ａ_２（ｆ）を６回乗じ、成分波ＲＡ（ｔ）については、１／Ｆ（ｆ）にＡ_１（ｆ）を２４回、Ａ_２（ｆ）を１４回乗じることにより、得たものである。
なお、１４００ｋＨｚの選定は、成分波の取り出しの中心周波数をＡ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ（ｆ）の計算の経緯の中で、図４５又は後述の図４６の波の起生状況の変化を分析画面で視認し、最も明敏に起生波が得られたと判断することで行った。かぶり厚に関する反射波の起生時刻の概略は図４２の１２４ｋＨｚ成分波でカーソル２３０１として特定されている。図４３及び図４４に示すａ〜ｆのカーソルは、理論的に算定される同一鉄筋からの他の反射波又は迂回波の起生時刻を示すものである。ａは鉄筋上端からの反射波を示し、ｂは鉄筋下端からの反射波を示し、ｃは鉄筋円周上で鉄筋内を伝達する迂回波（たて波）を示し、ｄは鉄筋円周上でコンクリート内を伝達する迂回波（たて波）を示し、ｅは鉄筋円周上で鉄筋内を伝達する迂回波（よこ波）を示し、ｆは鉄筋円周上でコンクリート内を伝達する迂回波（よこ波）を示す。
上記の波において、図４３乃至図４５の３種の手法で共通に出現している波として、ｆの波が確認できる。しかしながら、Ｇ（ｔ）を用いて取り出した成分波ＧＡ（ｔ）では、鉄筋の存在に関する他の波の起生が確認できない。また、Ｈ（ｔ）を用いて取り出した成分波ＨＡ（ｔ）では不正確であり、若干他の経路波とそれぞれのカーソルが一致しているように見えるが、これらの経路波をカーソルが全て特定しているとはいえない。一方、図４５のＲ（ｔ）波より抽出した成分波ＲＡ（ｔ）はｂのカーソルを除き他の全てのカーソルが各起生波の起生時刻に合致している。図４３は加算平均波Ｇ（ｔ）をそのまま用い成分波ＧＡ（ｔ）を取り出したものであった。コンクリート内で大きく起生する散乱波においても、共振現象が存在する。このため中心周波数１４００ｋＨｚという高周波成分波ＧＡ（ｔ）波では探知目標波と上記共振散乱波とが混在し、探知目標波を認識し難くなる。また、図４４は、位相解析のため、共振波と非共振波とが混在したものとなる。このため、散乱波の共振が低減され、ある程度探知目標波の起生が確認できたわけである。
一方、図４５は非共振波を用いた解析結果である。この成分波ＲＡ（ｔ）からは散乱現象による共振波が完全に除去されたものとなる。従って、高い精度で鉄筋の存在に起因する波の起生位置と対応するカーソルとが合致している。図４５のＲ（ｔ）波を用いた場合、更に上記の波の起生を特定しやすくなる理由がある。図４３乃至図４５は１４００ｋＨｚを中心周波数とする超広帯域成分波である。このような高周波の場合、コンクリート内を伝達する超音波は大きく減衰することより、微細な電気的雑音も探知結果に多大なる悪影響を与える。図４５の非共振波では、スペクトルの逆スペクトルを用いていることより、この電気的雑音に起因するスペクトルも除去されるという物理現象の存在である。
図４６では、最も左に位置するカーソルから第４番目のカーソル位置ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝０で０、ｔ＝２ｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数ＦｉＬＴ（ｔ）と図４５のＲＡ（ｔ）波よりＦｉＬＴ^４（ｔ）・ＲＡ（ｔ）として作成している。ｔ_Ｔの具体的な決定法は、図４２の鉄筋上端からの反射波の起生時刻ｔ_ｈ＝４５．２μ秒を用い、ｔ_Ｔ＝ｔ_ｈとし、Δｔ＝２μ秒とし、ｊの値を１乃至ＪＡとして、ｔ_Ｔ＝ｔ_ｈ＋（ｊ−１）Δｔ毎に（ＦｉＬＴ^４（ｔ）・ＲＡ（ｔ））^２波を演算して表示装置で視認し、ＪＡが６となった時のものである。ｂの鉄筋下端からの反射波を除いて、他の起生波が全てカーソル位置と明敏に合致している。なお、各カーソル位置は鉄筋径φを１９ｍｍとして、次のようにして求めた。ａのカーソルは、図４２に示す狭帯域成分波で確定した鉄筋上端からの反射波起生時刻ｔ_ｈ＝４４．３μ秒付近で大きく起生する波の起生時刻ｔ_ｈａに合致させたものである。また、ｂ乃至ｆのカーソルは、夫々数式７５〜７９により求めた。

なお、ｓＶｐは鉄筋たて波音速であり、ｃＶｐはコンクリートたて波音速である。
以上、数式７５乃至７９を用いて鉄筋径を算定する場合、数多くの同種の測定結果によれば、ｎ１を２又は４とした場合で、ＧＡ（ｔ）、ＨＡ（ｔ）又はＲＡ（ｔ）波の中心周波数が１２００乃至１４００ｋＨｚとすればよいと判明している。
次に、図４７乃至図４９に示すフローチャートに基づいて第５の実施例について説明する。
先ず、１対の発信探触子及び受信探触子の中心間距離をａとし、両探触子の中心を結ぶ線分を鉄筋の長手方向直上のコンクリート表面に配した計測で、前記探触子を前記線分上で移動させながら、数式６９で示す加算平均波Ｇ（ｔ）を取得する（ステップＳ５−１）。
次に、第３の実施例等に基づいて鉄筋かぶり厚ｄを測定する（ステップＳ５−２）。
次いで、分析法を選択し（ステップＳ５−３）、Ｇ（ｔ）波を選択した場合にはＦ（ｆ）をそのままＦ（ｆ）とし（ステップＳ５−４）、Ｈ（ｔ）波を選択した場合にはＦ（ｆ）を１．０とし（ステップＳ５−５）、Ｒ（ｔ）波を選択した場合にはＦ（ｆ）を１／Ｆ（ｆ）とする（ステップＳ５−６）。
次に、最適周波数ｆ_０を１２００ｋＨｚとする（ステップＳ５−７）。
次に、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸとするＡ_１（ｆ）及びＡ_２（ｆ）を用い、ｎ１及びｎ２を自然数として、数式８０の演算を行う（ステップＳ５−８）。このとき、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ（ｆ）の中心周波数がｆ_０となるように、ｎ１及びｎ２の値を自動的に制御する。

次に、ｔＴ＝２・ｄ／_ｃＶ_ｐ及びｊ＝１と設定する（ステップＳ５−９）。
次に、数式８１で表される波ＧＢ（ｔ）に対してＧＢ^ｎｐ（ｔ）を表示装置に表示させる（ステップＳ５−１０）。

次に、ｔ_Ｔよりも後方に大きな振幅の波が生じているか判断し（ステップＳ５−１１）、生じていない場合には、ｊが６以上であるか判断する（ステップＳ５−１２）。そして、ｊが６以上の場合、ｆ_０が１４００ｋＨｚ以上か判断し（ステップＳ５−１３）、ｆ_０が１４００ｋＨｚ以上ではない場合、ｔ_Ｔをｔ_Ｔ＋２（μ秒）、ｊをｊ＋１として、ステップＳ５−１０に戻る。
ステップＳ５−１３でｆ_０が１４００ｋＨｚ以上となっている場合、探知は不可能である。また、ステップＳ５−１２でｊが６未満の場合には、中心周波数ｆ_０を、オペレータによるか、又は自動制御により、ｆ_０＋Δｆ_０に変更した上で、ステップＳ５−８に戻る。また、ステップＳ５−１１で振幅が大きな波が生じている場合には、ｊ１を１とし、更に数式８２及び８３の演算を行う（ステップＳ５−１５）。

次に、鉄筋径が設定されたテーブルＢＴ（ｊ）を用い、オペレータ処理で任意のｊに対応する鉄筋径ＢＴ（ｊ）を読み出し、φ−ＢＴ（ｊ）としａのカーソルの位置を前記ｔ_ｈａとし、数式７５乃至７９の演算を行うことにより、ｂ乃至ｆのカーソルの位置を特定する（ステップＳ５−１６）。表５にテーブルの内容の例を示す。

次に、ＧＢ^ｎｐ（ｔ）を表示した画面に上述のカーソルを表示させる（ステップＳ５−１７）。
次に、第６番目のカーソルｆが大きな波の起生と合致しているかをオペレータが判断し（ステップＳ５−１８）、合致している場合には、第２乃至第５番目のカーソルｂ〜ｅが他の起生波と概略合致しているかをオペレータが判断する（ステップＳ５−１９）。そして、合致していると判断した場合には、そのときのＢＴ（ｊ）の値が鉄筋径であると特定する（ステップＳ５−２０）。
一方、ステップＳ５−１８で合致していないと判断した場合には、テーブルＢＴ（ｊ）のカウントを上げ、他のテーブルを採用した上でステップＳ５−１６に戻る。また、ステップＳ５−１９で合致していないと判断した場合には、Ｒ（ｔ）波を選択しているか判断し（ステップＳ５−２１）、Ｒ（ｔ）波を選択している場合には、測定位置を変更して再度計測を行う（ステップＳ５−２２）。また、Ｒ（ｔ）波を選択していない場合には、Ｒ（ｔ）波の分析に変更し、ｆ_０の値を１２００ｋＨｚに設定した上でステップＳ５−８に戻る。
次に、第６の実施例について説明する。例えば表面から２０ｃｍ以上の深さに深く埋め込まれた鉄筋の径の探知では、鉄筋の存在に関連して生ずる波はその強度が微弱なものとなり、探知妨害波の中に埋もれてしまう。第６の実施例は、妨害波も共振現象を表すため、この共振現象を低減させ、前記鉄筋の存在に関連する反射波及び回折波を抽出することにより、鉄筋径を測定するものである。
先ず、第６の実施例に基づく具体的な探知例について説明する。この探知例では、深く埋め込まれた鉄筋径の探知において、共振現象を低減させる。
図２は図１の２３ｃｍの深さに埋め込まれた径が１９ｍｍの鉄筋のかぶり厚を探知した結果である。１対の探触子に内蔵された振動子の共振振動数は５００ｋＨｚｚ、径は４０ｍｍである。探触子走査法は第５の実施例の１０ｃｍのかぶり厚さの鉄筋径探知の場合と同一である。
１０００回の加算平均波Ｇ（ｔ）より、数式２０に_ｃＶ_ｐ＝４５００ｍ／秒、φ＝４０ｍｍ、α＝０．９を適用して得た最適周波数ｆ_０＝１００ｋＨｚを中心周波数とする狭帯域成分波ＧＡ（ｔ）をＧＡ^２（ｔ）表示したものである。具体的には、ｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとして、Ｆ（ｆ）にＡ_１（ｆ）を４回、Ａ_２（ｆ）を７００回乗じて作成したものである。
第１の実施例に関して説明したように、図２中のａ、ｂは探知妨害波であり、ｃが鉄筋、ｄがコンクリート厚に関する反射波である。図２の１００ｋＨｚ狭帯域成分波ＧＡ（ｔ）を得た加算平均波Ｇ（ｔ）より数式７３を用いて得るＨ（ｔ）波より、中心周波数１０４９ｋＨｚの広帯域成分波ＨＡ（ｔ）を取り出した後、ＨＡ（ｔ）に図示するＴ．Ｇ．Ｃ処理で後述のＨＢ（ｔ）を作成し、ＨＢ^３（ｔ）表示したものが図５０である。具体的には、Ｈ（ｔ）にｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとしたＡ_１ ^４（ｆ）及びＡ_２ ^６（ｆ）を乗じ、数式８４の演算を行い、更に後述の時系列フィルタ処理を行った。

理論的には解明できていないが、コンクリートのような多孔質材の音速は、低周波より高周波の場合が若干遅くなり、また、探知路程が長くなればなるほど、上記変動が大きくなる。多くの一般的コンクリートを用いた計測検討によれば、探知路程が２０ｃｍ程度で、１００乃至２００ｋＨｚ前後の音速（Ｖ_{１００〜２００}）と１０００ｋＨｚ前後の音速（Ｖ_１０００）との間には、数式８５のような関係がある。

図２の１００ｋＨｚ成分波により鉄筋からの反射波の起生時刻が１０２．５μ秒と判断できる。これより、１０００ｋＨｚを中心周波数とする超広帯域成分波の場合の起生時刻は、１０２．５／０．９３＝１１０μ秒付近になるはずである。また、鉄筋径を２２０ｍｍ程度と仮定すると、コンクリート内を鉄筋円周上で迂回するたて波の起生が１１０＋２０π／（０．９４×４．５）＝１２５（μ秒）となるはずである。従って、Δｔ_Ｔ＝１００（μ秒）、ｔ_Ｔ＝１２５（μ秒）としｔ＝ｔ_Ｔ−Δｔ_Ｔ以前の時刻で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ＋Δｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数ＦｉＬＴ（ｔ）を用いて、ｎ５＝１０としてＨＢ（ｔ）＝ＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）・ＨＡ（ｔ）を計算した。
図５０で径が１９ｍｍの丸鋼の場合を想定した複数のカーソルを発生させている。左からの第１カーソルが鉄筋上端、第２カーソルが下端、第３及び第４カーソルが鉄筋円周上を迂回する波で、前者が鉄筋内を後者がコンクリート内を伝達するたて波である。第５カーソルが鉄筋円周上で鉄筋内を迂回するよこ波、第６カーソルが鉄筋円周上でコンクリート内を迂回するよこ波である。多くの測定実験によれば、本実施例のように深い位置に埋め込まれた鉄筋の探知の場合、１０００ｋＨｚ前後の広帯域成分波でその振幅が大きく卓越する鉄筋経路波は第１、第４及び第５カーソルに対応する波である。カーソルの発生では、第１カーソルを最初の波の起生時刻に合わせた後、９ｍｍ、１３ｍｍ、１６ｍｍ、・・・のように、各々の径の場合で、相当する複数のカーソルを数式７５乃至７９を用いて発生させ、これらのカーソルのうち、第１、第４及び第５カーソルが前述の卓越する起生波の起生時刻と一致する径をさがすという処理を用いた。径が１９ｍｍのときの第１、第４及び第５カーソルが前記起生波の起生時刻と合致していることから、この鉄筋径が１９ｍｍと断定できる。なお、中心周波数１０４９ｋＨｚは、ｎ１及びｎ２の値をコントロールすることで行った。前記中心周波数を低周波から高周波方向へ変化させ、図５０に示すように、第１、第４及び第５カーソル位置に明敏な波が生ずるのを分析画面で視認することでｎ１＝４及びｎ２＝６が特定された。
次に、図５１及び図５２に示すフローチャートに基づいて第６の実施例について説明する。
先ず、１対の発信探触子及び受信探触子の中心間距離をａとし、両探触子の中心を結ぶ線分を鉄筋の長手方向直上のコンクリート表面に配した計測で、前記探触子を前記線分上で移動させながら、数式６９で示す加算平均波Ｇ（ｔ）を取得する（ステップＳ６−１）。
次に、第１の実施例等に基づいて深い位置に埋め込まれた鉄筋かぶり厚ｄを測定する（ステップＳ６−２）。
次に、Ｆ（ｆ）を１．０に変更する（ステップＳ６−３）。
次に、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸとするＡ_１（ｆ）及びＡ_２（ｆ）を用い、ｎ１を２、３又は４、ｎ２を自然数として、数式８０で表されるＧＡ（ｔ）波の中心周波数が１０００ｋＨｚ前後になるように、ｎ２の値を自動的に制御する（ステップＳ６−４）。
次に、鉄筋径予測値をφ_Ｂとして、数式８６で求められるｔ_Ｔに対するＦｉＬＴ（ｔ）を求め、数式８１の演算を行い、ＧＢ（ｔ）波を計算する（ステップＳ６−５）。

次に、数式８１で表される波ＧＢ（ｔ）に対してＧＢ^ｎｐ（ｔ）を表示装置に表示させる（ステップＳ６−６）。
次に、ａカーソルの位置ｔ_ｈａを計算する（ステップＳ６−７）。
次に、鉄筋径テーブルＢＴ（ｊ）のｊを１とする（ステップＳ６−８）。
次に、ｂ乃至ｆのカーソル位置を数式７５乃至数式７９を用いて算定する（ステップＳ６−９）。
次に、ＧＢ^ｎｐ（ｔ）波の上に前記ａ乃至ｆのカーソルを重ね描きする（ステップＳ６−１０）。
次に、第１、第４及び第５番目のカーソルｂ、ｄ及びｅが大きな振幅の波と合致しているかをオペレータが判断し（ステップＳ６−１１）、合致している場合には、そのときの鉄筋径がそのテーブルのものに一致すると特定する（ステップＳ６−１２）。
一方、ステップＳ６−１１で合致していないと判断した場合には、テーブルのカウントを上げ他のテーブルを採用した上でステップＳ６−９に戻る。
次に、第７の実施例について説明する。第７の実施例は、極端に埋め込み深さの浅い鉄筋の径の探知において、共振波を用いるか、又は共振現象を低減若しくは除去する方法である。
図５３は共振振動数２０００ｋＨｚ、径が４０ｍｍの振動子を内蔵した探触子を用い、径が１９ｍｍの丸鋼がかぶり厚１５．５ｍｍに埋め込まれた場合で、探触子中心間距離を６０ｍｍに固定し鉄筋直上に沿って１０ｃｍ移動させながら、収録した前述探触子走査法による１０００回の加算平均波を示す。かぶり厚が浅いために、コンクリートの表面と鉄筋との間で重複反射が生じ、共振現象を起こしている。
図５３中のカーソル位置が鉄筋からの反射波の起生時刻を示すが、これを鉄筋からの反射波と断定するのは困難である。このような場合でも、鉄筋のかぶり厚及びその径を容易に探知し得る方法について説明する。図５４は図５３の時系列波に対応するスペクトルである。表示するカーソルは最左のカーソル位置をｆ_１とし、順に２ｆ_１、３ｆ_１、・・・のようになっている。
そして、最も左側に位置するカーソルから第１、第２及び第３番目のカーソルが大きなスペクトルピークと合致している。これはコンクリートの表面と鉄筋上端との間で重複反射している波の共振スペクトルである。重要なこととして、この波はよこ波である。発信探触子よりコンクリートの表面の直下に入力されたたて波により、よこ波が自然発生する。かぶり厚の浅い鉄筋の探知の場合、発信探触子、鉄筋及び受信探触子の順の伝達経路で前記よこ波の強度が非常に大きくなる。但し、この現象はかぶり厚に比し、径の大きい探触子を用いた２探触子計測の場合に発生する現象である。測定例として示さないが、小径の探触子を用い同様の計測を行えば、相対的にたて波スペクトルが卓越した結果が得られる。また、１探触子計測であれば、たて波スペクトルの方が大きく卓越してくる。いずれの方法によっても、共振振動数を容易に特定できる。
振動子径４０ｍｍの発信探触子及び同径の受信探触子を用いた本実施例（図５４）によれば、コンクリートの表面と鉄筋上端との間の反射波の１次共振振動数がｆ_１＝７３．３ｋＨｚと測定されている。これより、鉄筋かぶり厚ｄは、数式８７で求められる。

ε_２はコンクリートのよこ波とたて波の音速比である。このコンクリートモデルの音速_ｃＶ_ｐは３８００ｍ／秒であり、ε_２は０．５９である。従って、数式８８より鉄筋かぶり厚ｄは１５．３ｍｍとなる。実値は１５．５ｍｍであるため、高い精度で探知が行われているといえる。

次に、この場合の鉄筋径を測定する方法について説明する。
図５５はＧ（ｔ）波を用いた１２７８ｋＨｚを中心周波数とする広帯域成分波ＧＡ（ｔ）に、図示する最左から第２番目のカーソル位置ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝０で０、ｔ＝２ｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数ＦｉＬＴ（ｔ）を用いてＧＢ（ｔ）＝ＦｉＬＴ（ｔ）×ＧＡ（ｔ）を計算して得たものである。第１カーソルの位置をｔ_ｈａ＝２×ｄ／_ｃＶ_ｐとし、第２及び第３のカーソルを、夫々数式７５及び７６を用い、鉄筋径φが１９ｍｍとして算定して表示すると、第１カーソルの鉄筋上端からの反射波、第３カーソルの鉄筋内をその円周上で迂回するたて波のみが大きく励起している。鉄筋下端からの反射波は、第２カーソル位置にその痕跡を確認できるのみである。一方、数式７３によるＨ（ｔ）波及び数式７４によるＲ（ｔ）波を用いて鉄筋経路波を抽出した結果を、夫々図５６、図５７に示す。図５３に示す時系列波に、夫々Ｔ．Ｇ．ＣフィルタＦｉＬＴ（ｔ）３７０１及び３８０１を乗じ、１１００ｋＨｚ及び１０００ｋＨｚを中心周波数とする広帯域成分波を取り出したものである。１９ｍｍの径に対応して、数式７５乃至７９を用いて算定される６本のカーソルにおいて、最左から３本（ａ、ｂ、ｃ）が夫々大きく起生する波と合致している。これより径が１９ｍｍの鉄筋と特定することができる。なお、探触子間距離ａが鉄筋かぶり厚ｄと比して著しく大きい場合、解析例としては示さないが、ｔ_ｈａの計算式を変更する必要がある。この場合、探触子中心間距離をａ、探触子内振動子径をφとして、ｔ_ｈａ＝２×（ｄ^２＋（（ａ−φ）／２）^２）^１／２／_ｃＶ_ｐとすればよい。ところで、図５５、図５６、図５７の波形は各々の成分波をＧＡ（ｔ）、ＨＡ（ｔ）、ＲＡ（ｔ）として、夫々にＦｉＬＴ（ｔ）を乗じ、ＧＢ（ｔ）、ＨＢ（ｔ）、ＲＢ（ｔ）を計算し、ＧＢ^３（ｔ）、ＨＢ^３（ｔ）、ＲＢ^３（ｔ）を表示している。
ＧＡ（ｔ）、ＧＢ（ｔ）、ＨＡ（ｔ）、ＨＢ（ｔ）、ＲＡ（ｔ）、ＲＢ（ｔ）波は、夫々１２８０ｋＨｚ、１１００ｋＨｚ、１０００ｋＨｚをｆ_ＡとしたＡ_３ ^ｎ３（ｆ）を夫々Ｆ（ｆ）、Ｆ／Ｆ（ｆ）、１／Ｆ（ｆ）に乗じて数式８９乃至９４式を用いて得たものである。

ＧＡ（ｔ）の作成ではｎ３＝１６、ＨＡ（ｔ）の作成ではｎ３＝１０、ＲＡ（ｔ）の作成ではｎ３＝８とした。また、ｎ５＝１とし、図５５、図５６、図５７で、夫々ｔ_Ｔを１５．９、１２．２、１２．２μ秒とした。また、１２８０、１１００、１０００ｋＨｚの周波数はｆ_Ａを７００ｋＨｚから２０ｋｚ間隔で増大させ、その都度得られるＧＢ^３（ｔ）、ＨＢ^３（ｔ）、ＲＢ^３（ｔ）を視認し、最も明敏に、図５５、又は図５６、又は図５７の起生波が得られたと判断した時の周波数である。
次に、第８の実施例について説明する。第８の実施例は、数式７３及び７４で示す波を用い、材質が異なる積層材の構造物を用いた場合の実施例である。
図５８は、既存のコンクリートの表面に厚さが２４ｍｍの鉄皮を置き、この鉄皮とコンクリートとの間に１００ｍｍ厚のモルタルを抽入し硬化させたものである。測点１、２，・・・５の計測で図１５（ｂ_１＝２０（ｍｍ））における矩形の走査領域を設定し、共振振動数５００ｋＨｚｚ、径が４０ｍｍの振動子よりなる１対の発信探触子及び受信探触子を、その間隔を６０ｍｍに固定し、図示するように、前記走査領域内を自在に移動させながら、各測点で１０００回分の加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）（ｊ＝１乃至５）を得た。
第８の実施例は、数式７３に示すＨ（ｔ）波を用い、図５８に示す充填モルタル厚を測定する方法である。図５９は図５８の測点３の加算平均波Ｇ（ｔ）を数式７３に適用し、８６０ｋＨｚを中心周波数とする広帯域スペクトルを取り出したものである。具体的には、ｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとしたＡ_１（ｆ）及びＡ_２（ｆ）を用いて、図５９に示すスペクトルＡ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ／Ｆ（ｆ）を、ｎ１＝４、ｎ２＝１２として作成したものである。中心周波数は８６０ｋＨｚであった。対応する成分波ＨＡ（ｔ）をＨＡ^３（ｔ）表示して図６０に太線で示す。図６０中の細線は図５８の測点３の加算平均波Ｇ_３（ｔ）である。図６０では、波５４０１及び５４０２が大きく励起している。波５４０１は図６１中の経路４２０２の表面波であり、波５４０２は経路４２０４のモルタル底部からの反射波である。経路４２０１の鉄皮上下面で重複反射する波の起生が、図６０のＨＡ^３（ｔ）表示では確認できないが、これは、次の理由による。
第１に、数式７３のＦ／Ｆ（ｆ）で表されるペクトルは全周波数にわたって共振及び非共振スペクトルを１．０となるスペクトル値としていることにほかならない。このような共振成分波のスペクトル値を相対的に大きく低減させた波では、図６１に示す鉄皮上下面間の重複反射波（４２０１）の強度が、その反射回数が増すに従い縮小していく。即ち伝達経路４２０１の波は指向角θが小さく多数回の重複反射を繰り返し、受信探触子に達する波の強度が大きく縮小していく。また、指向角θは、中心周波数が高周波になればなるほど小さくなるため、ＨＡ（ｔ）波の取り出しを高周波方向へ移行していくと、重複反射波４２０１は消滅していく。
第２に、図６１の重複反射のない経路４２０４の波は、モルタル内での超音波の散乱減衰があるものの、鉄皮内を多数回重複反射する波と比して相対的に大きく励起する。
第３に、数多くの計測実験によれば、ＨＡ（ｔ）波を用いた成分波では、探触子間で被探知体表面を伝達する波（図６１中の４２０２及び４２０３）の強度が相対的に大きく卓越してくる。
これらの物理的現象により、図６０に示す太線の成分波が得られたわけである。従って、広帯域成分波（太線）の波５４０１は探触子間で鉄皮表面を伝達する表面波であり、波５４０２は図６１の経路４２０４のモルタル底部からの１回目の反射波である。図６０で、例えば時刻ｔ_Ｔ＝６６．０μ秒で１．０、ｔ＝０で０、ｔ＝２ｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数状フィルタＦｉＬＴ（ｔ）をＨＡ（ｔ）に乗じ、ＨＢ（ｔ）＝ＦｉＬＴ^４（ｔ）・ＨＡ（ｔ）を作成し、ＨＢ^３（ｔ）表示したものが図６２である。
実際に用いた演算処理は、モルタル厚の概略厚さを１００ｍｍ前後とし、モルタル音速を４３００ｍ／秒とし、モルタル底部からの反射波起生時刻ｔ_Ｍをｔ_Ｍ＝２×１００／４．３＝４６μ秒付近と予測し、Δｔ_Ｔ＝２μ秒、ｔ_Ｔ＝ｔ_Ｍとしてｔ_Ｔ＝ｔ_Ｔ＋（ｋ−１）×Δｔ_Ｔでｋの増分の都度得られるｔ_ＴでＦｉＬＴ（ｔ）・ＨＡ（ｔ）を演算したものである。図６２はｋ＝１０の時の結果である。
前記モルタル底部からの１回目の反射波の後方に鉄皮内重複反射に起因する鉄皮下面からモルタル層へ連続して入力する超音波パルスのモルタル底部からの反射波の起生が確認できる。当然、これ等の波の起生時刻間隔は鉄皮厚２４ｍｍ、鉄の音速５９００ｍ／秒として算定されるモルタルへの超音波入力間隔（２×２４（ｍｍ）／５．９（ｍｍ）／μ秒≒８．１４μ秒）と等しくなる。なお、８６０ｋＨｚという振動数は、ｎ１及びｎ２の値をコントロールし、ＨＡ（ｔ）波の中心周波数を７００乃至１４００ｋＨｚの範囲で変化させ、図６０中の太線で示す波のように、明敏な起生波が分析画面で得られたとオペレータが判断した時の特定値である。
次に、第９の実施例について説明する。第９の実施例は、図５８に示す鉄皮下空隙の有無の探知に関し、第８の実施例をさらに発展させたものである。第９の実施例の分析で用いる演算式を数式９５乃至１００として示す。

図６３は、図５８の厚さ２４ｍｍの鉄皮の下に１００ｍｍ厚のモルタル層があり、その下側にコンクリートが存在する構造物の測点１乃至５で測定した１０００回分の加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）のスペクトルを重ね描きして示したものである。但し、測点２及び測点４に空隙が存在している。このＧ_ｊ（ｔ）波は第８の実施例と同様の測定条件で収録されたものである。
図６３に示すカーソル８３０１はＧ_ｊ（ｔ）波の１次の共振振動数ｆ_１＝１１９．８ｋＨｚである。２次乃至５次のカーソルも表記しているこのスペクトル比較図からは空隙の有無は解らない。
加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）を数式９５のように表現したとき、数式９６を用いてＨ_ｊ（ｔ）を演算し、数式９７において分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとする第１の周波数フィルタＡ_１（ｆ）、２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）及び第３の周波数フィルタＡ_３（ｆ）を用いて、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ａ_３ ^ｎ３（ｆ）・Ｆ_ｊ／Ｆ_ｊ（ｆ）を求めＨＡ_ｊ（ｔ）を演算し、鉄皮厚ｄ_ｓ＝２４ｍｍと鉄の音速_ｓＶ＝５９００ｍ／秒を数式９８式に適用し、数式１０１の演算を行った。

そして、Δｔ_Ｔ＝１００μ秒としてｔ_Ｔ−Δｔ_Ｔ＝−９１．８６μ秒以前の時刻で０、ｔ_Ｔ＝８．１４で最大値１．０、ｔ_Ｔ＋Δｔ_Ｔ＝１０８．１４μ秒以降の時刻で０となる正弦関数ＦｉＬＴ（ｔ）を数式９９に適用し、ｎ５＝１として、数式１０２で表される波を作成し、そのＦＡ_ｊ（ｆ）を比較して表示したスペクトルが図６４である。

但し、ｎ１の値を０、ｎ２の値を６、ｎ３の値を０として演算した結果である。また、ｊａを自然数、Δｔ_ａ＝２μ秒としてｔ_Ｔを時刻歴後方へｔ_Ｔ＝ｔ_Ｔ＋ｊａ×Δｔ_ａのように、徐々に移動させていく経緯の中で演算されたＦＡ_ｊ（ｆ）の比較図を示したものが夫々図６５及び図６６である。なお、ｔ_Ｔの値は、図６５では５２．１４μ秒とし、図６６では７８．１４μ秒とした。
図６５及び図６６においては、カーソル位置８５０１及び８５０２でスペクトルの形に大きな変化が生じているのが確認でき、ｔ_Ｔが時刻歴後方の図６６で、この変化がより明敏になっている。
カーソル位置８５０１及び８５０２に生じているスペクトルは、それぞれ鉄皮の表と裏で重複反射するたて波の１次及び２次共振スペクトルである。この共振スペクトルの１次振動数ｆ_１は数式９８を用いると、数式１０３のように表現される。

従って、ｆ_１＝１０^３／８．１４＝１２２．８ｋＨｚとなり、カーソル位置の振動数と概略一致している。数式１００を用い、ｎ１１＝０、ｎ２１＝０として、図６６のＦＡ_ｊ（ｆ）に２ｆ_１付近のカーソル位置８５０２での振動数をｆ_Ａとする第３の周波数フィルタＡ_３（ｆ）をｎ３１＝４００回乗じ、Ａ_３ ^４００（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）を比較表示したスペクトルが図６７である。図６７では、周波数軸（横軸）を図６４乃至図６６と比して、１／４に縮小表示している。
図６７ではカーソル位置８５０２以外の位置にもスペクトルが生じている。位置８５０２のスペクトルのみを取り出すために、数式１００を再度用い分析周波数の上限ｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとする第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）をｎ２１＝１００回、図６７のＡ_３ ^４００（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）に乗じたＡ_２ ^１００（ｆ）・Ａ_３ ^４００（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルを比較して示したものが図６８である。
図６７のスペクトルに対応する数式１００で示すＨＨ_ｊ（ｔ）波をＨＨ_ｊ ^２（ｔ）で比較表示したものが図６９である。
図６８のスペクトルに対応する数式１００で示すＨＨ_ｊ（ｔ）波をＨＨ_ｊ ^２（ｔ）で比較表示したものが図７０である。
図７０のＨＨ_ｊ ^２（ｔ）波の比較表示によれば、測点直下に空隙のある測点２及び４で鉄皮の表面と裏面で重複反射する波の起生が明敏に確認できる。
図６６のスペクトル比較図でカーソル位置８５０１の振動数ｆ_１で測点２のスペクトルが大きく生じ、カーソル位置８５０２の振動数２ｆ_１で、測点２及び４のスペクトルが大きく生じている。このようにカーソル位置８５０１で測点４のスペクトルが大きく生じないのは、測点２での空隙の平面的広がりが２０ｃｍ×２０ｃｍと広く、測点４での空隙の平面的広がりが１０ｃｍ×１０ｃｍと狭いことより生じた現象である。
図５８の鉄皮の表面と裏面での重複反射を図７０に示すように取り出した分析法を、鉄皮下側のモルタルとコンクリートとの境界からの反射波を取り出すことに適用すると、次のようになる。モルタルとコンクリートとの境界からの反射波は測点１、３及び５で生じ、測点２及び４では鉄皮下側に空隙が存在するため、ほとんど生じないはずである。境界からの反射波の最初の起生時刻ｔ_ｈは鉄皮厚ｄ_Ｓ、モルタル厚ｄ_ｍとし、それぞれの音速を_ＳＶ、_ｍＶとしたとき、ｄ_Ｓ＝２４ｍｍ、ｄ_ｍ＝１００ｍｍ、_ＳＶ＝５９００ｍ／秒、_ｍＶ＝４０００ｍ／秒を数式１０４に代入し、ｔ_ｈ＝８．１４＋５０≒５８．０μ秒となる。

一方、鉄皮下面からモルタルへの入力超音波は図４７の鉄皮厚に依存する共振振動数位置を示すカーソル位置８５０１及び８５０２の付近で、その勢力が大きくなっているはずである。そこで、カーソル位置８５０２の付近で、モルタルとコンクリートとの境界からの反射波を抽出することを考える。
図６５及び６６を求めた数式９７の演算では、ｎ１＝０、ｎ２＝６及びｎ３＝０としたが、カーソル位置８５０２の振動数２ｆ_１付近でのスペクトルの変化を見やすくするために、ｎ１＝０、ｎ２＝６及びｎ３＝２として、数式９７を用いた再演算でＨＡ_ｊ（ｔ）を作成し、このＨＡ_ｊ（ｔ）波に数式９９式の処理を増分量Δｔ_ａ、ｊａを自然数、ｔ_ｈ＝５８．０をｔ_Ｔの初期値とし、ｔ_Ｔ＝ｔ_Ｔ＋ｊａ×Δｔ_ａのように徐々に変化させながら、ｔ＝ｔ_Ｔ−１００（μ秒）以前の時刻で０，ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ＋１００（μ秒）以降の時刻で０となる正弦関数状フィルタを作成してＨＢ_ｊ（ｔ）を求める演算を繰り返し行い、この繰り返し処理の中で得られたＦＡ_ｊ（ｆ）のスペクトルを比較表示したものが図７１である。
図７１を得た他の処理条件として、数式９８の鉄皮厚に関連する時刻ｔ_Ｔ＝８．１４μ秒の変わりに、数式１０４の鉄皮とモルタル厚で算定されるｔ_Ｔ＝５８．０μ秒を用いた。また、ｎ５＝２とし、Δｔ_ａ＝２μ秒としてｔ_ＴをΔｔ_ａずつ時間軸後方へ移動させる毎に数式９９式の処理の再計算を繰り返し、ＦＡ_ｊ（ｆ）を求めた。この繰り返し演算で求めた図７１以外のＦＡ_ｊ（ｆ）を図７２及び図７３に示す。なお、ｔ_Ｔの値は、図７１では７８μ秒、図７２では１０６μ秒、図７３では１６８μ秒である。
図７１乃至図７３のスペクトル比較図の変化の様相を分析すると、ｔ_Ｔが時間軸後方へ移動するに従い位置８５０２にある鉄皮厚に関する共振スペクトルが消滅していき、位置８５０２の振動数近傍のカーソル９３０１の振動数ｆ_ｍ＝１９８ｋＨｚに大きなスペクトルが生成してくる。これが、鉄皮の表面及び裏面で重複反射する毎にモルタルに入力する超音波により励起されたモルタル厚に関する共振スペクトルの１つである。
図７４は数式９９で求めた図７３のスペクトルＦＡ_ｊ（ｆ）に対応する時系列波の比較図である。この時系列波は数式１０５で表される。

測点１、３及び５の波が測点２及び４の波より若干その振幅が大きいように判断できる。
図７５は、図６９を求めた分析法にならい、数式１００を用いて、ｎ２＝０とし、ｆ_ｍ＝１９８ｋＨｚをｆ_Ａとする第３の周波数フィルタＡ_３（ｆ）をｎ３１＝２００回だけＦＡ_ｊ（ｆ）に乗じ、数式１０６の演算の結果を表示したものである。

数式１０６中のＡ_３ ^２００（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）のスペクトルには、図６７中のカーソル８５０３、８５０４で示すような余計なスペクトルも混存している。このような余計なスペクトルを除去するために、分析周波数の上限をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとする第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）をｎ２１＝１００として、Ａ_３（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）に乗じ、数式１００のＨＨ_ｊ（ｔ）を再演算し、ＨＨ_ｊ ^２（ｔ）表示した比較波形が図７６である。測点１、３及び５にモルタルとコンクリートとの境界からの分析処理で改変された反射波が明敏に確認できる。なお、図７６の波形振幅はＨＨ_ｊ（ｔ）において、最も大きい振幅値の絶対値を｜_ｍａｘＰ｜とし、ＨＨ_ｊ（ｔ）の各々の波の最大振幅値の絶対値を｜_ｍａｘＰ_ｊ｜としたとき、｜_ｍａｘＰ_ｊ｜≧｜_ｍａｘＰ｜／βを満足するＨＨ_ｊ（ｔ）波を表示画面に最大表示している。本実施例の場合、β＝１．５であった。
次に、第９の実施例について、図７７乃至図８０に示すフローチャートに基づいて説明する。
先ず、鉄皮厚に関する共振波を取り出すことで鉄皮の下の空隙の有無を確認する方法（図７７及び図７８）について説明する。
先ず、数式１４で示す加算平均波を取得する（ステップＳ９−１）。
次に、鉄皮表面が粗いか否かを判断し（ステップＳ９−２）、粗い場合にはＦ_ｊ（ｆ）を１．０とする（ステップＳ９−３）。
次に、数式１０７の演算を行う（ステップＳ９−４）。

次に、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸとするＡ_１（ｆ）及びＡ_２（ｆ）を用い、ｎ１を０、ｎ２を２乃至１０の自然数として、数式１０８の演算を行う（ステップＳ９−５）。

次に、ｔ_Ｔ＝２・ｄ_ｓ／_ｓＶ、ｆ_１＝_ｓＶ／（２・ｄ_ｓ）と設定し（ステップＳ９−６）、ＦｉＬＴ（ｔ）を自動的に作成する（ステップＳ９−７）。
次に、ｎ５を自然数として、数式１０９の演算を行う（ステップＳ９−８）。

次に、表示装置に、自然数ｊ（ｊ＝１〜ｎＡ）についてＦＡ_ｊ（ｔ）を比較表示する（ステップＳ９−９）。
次に、ｎｆ_１の振動数で大きなスペクトル値をもつスペクトルが生じたか否かをオペレータが確認する（ステップＳ９−１０）。
そして、そのようなスペクトルが生じている場合、ｆ_Ａ＝ｎｆ_１と設定して（ステップＳ９−１１）、数式１１０の演算を行う（ステップＳ９−１２）。

次に、表示装置に、自然数ｎｐについてＨＨ_ｊ ^ｎｐ（ｔ）を比較表示する（ステップＳ９−１３）。
一方、ステップＳ９−１０において、スペクトルが確認できない場合には、ｔ_Ｔをｔ_Ｔ＋Δｔ_ａに変更し（ステップＳ９−１４）、ｔ_Ｔがｔ_ＭＡＸ以上であるか判断し（ステップＳ９−１５）、ｔ_ＭＡＸ以上の場合には、鉄皮の下に空隙がないと判断する（ステップＳ９−１６）。また、ｔ_ＭＡＸ未満の場合には、ステップＳ９−７に戻る。
次に、モルタル底部からの反射波を確認することで鉄皮の下の空隙の有無を確認する方法について説明する（図７９及び図８０）。
先ず、数式１４で示す加算平均波を取得する（ステップＳ９−２１）。
次に、コンクリートの表面が粗いか否かを判断し（ステップＳ９−２２）、粗い場合にはＦ_ｊ（ｆ）を１．０とする（ステップＳ９−２３）。
次に、数式１０７の演算を行う（ステップＳ９−２４）。
次に、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸとするＡ_１（ｆ）、Ａ_２（ｆ）及びＡ_３（ｆ）を用い、ｎ１及びｎ３を０、ｎ２を２乃至１０の自然数として、数式１０８の演算を行う（ステップＳ９−２５）。
次に、ｔ_Ｔ＝２・ｄ_ｓ／_ｓＶ＋２・ｄ_ｍ／_ｍＶ、ｆ_１＝_ｓＶ／（２・ｄ_ｓ）と設定し（ステップＳ９−２６）、ＦｉＬＴ（ｔ）を自動的に作成する（ステップＳ９−２７）。
次に、数式１０９の演算を行う（ステップＳ９−２８）。
次に、表示装置に、自然数ｊ（ｊ＝１〜ｎＡ）についてＦＡ_ｊ（ｔ）を比較表示する（ステップＳ９−２９）。
次に、ｎｆ_１の前後の振動数ｆｗで大きなスペクトル値をもつスペクトルが生じたか否かをオペレータが確認する（ステップＳ９−３０）。
そして、そのようなスペクトルが生じている場合、数式１１０の演算を行う（ステップＳ９−３１）。
次に、表示装置に、自然数ｎｐについてＨＨ_ｊ ^ｎｐ（ｔ）を比較表示する（ステップＳ９−３２）。
一方、ステップＳ９−３０において、スペクトルが確認できない場合には、ｔ_Ｔをｔ_Ｔ＋Δｔ_ａに変更し（ステップＳ９−３３）、ｔ_Ｔがｔ_ＭＡＸ以上であるか判断し（ステップＳ９−３４）、ｔ_ＭＡＸ以上の場合には、鉄皮の下が全て空隙であると判断する（ステップＳ９−３５）。また、ｔ_ＭＡＸ未満の場合には、ステップＳ９−２７に戻る。
次に、第１０の実施例について説明する。第１０の実施例１０は、プレストレスコンクリート（ＰＣ）梁又は床版内のシース管内セメントミルクの充填度の探知である。
ＰＣ橋梁の梁及び床版においては、コンクリート内部に鉄製又はポリエチレン製シース管を配し、その管内にあるＰＣ鋼棒を緊張し、長径間構造物を構成している。既設又は新設の橋梁において、前記ＰＣ鋼棒の緊張後、シース管内にセメントミルクが充填されている。その充填の程度を簡便な測定で把握する方法の確立は、当該建設物の保守保全の観点より最も重要なテーマの１つとなっている。
このような探知テーマに対しても、所定の探触子移動領域で発受信供用の探触子又は１対の発信探触子及び受信探触子を、固定配置、連続移動走査、又は離散化移動走査する間、超音波を探触子より連続的に発信して受信した加算平均波Ｇ（ｔ）又は数式７３で定義されるＨ（ｔ）波に、前記第１、第２及び第３の周波数フィルタ並びに所定のＴ．Ｇ．Ｃフィルタ（ＦｉＬＴ（ｔ））を組み合わせ適用することで、前記充填度の探知が可能となる。
図８１は配筋されたＰＣ床版の断面を示すものである。３本のポリエチレン製シース管（細径外径：８０ｍｍ、肉厚：３ｍｍ）がコンクリート面より２７０ｍｍ（シース管中心）位置に埋め込まれている。すべてのシース管内にＰＣ鋼棒が存在するが、セメントミルクが最右のシース管内に１００％、真中のシース管には５０％充填されている。最左のシース管内にはセメントミルクは充填されていない。
第５の実施例に基づいて、５００ｋＨｚの共振振動数を持つ振動子径７５ｍｍの１対の発信探触子及び受信探触子をその中心位置を結ぶ線分が図８１のシース管５５０２の直上になるようにし、且つその間隔を９５ｍｍに固定し、前記線分上にそって２００ｍｍの移動走査を行い、１５００回分の加算平均波を求めＧ（ｔ）とする。コンクリート音速_ｃＶ_ｐ＝４３５６ｍ／秒として、数式２０の最適周波数を用いて数式１１１で求められた周波数を中心周波数とする狭帯域成分波ＧＡ（ｔ）をＧ（ｔ）から取り出し、ＧＡ^２（ｔ）を示したものが図８２である。

波５６０１は５１ｍｍのかぶり厚で埋め込まれた径が１３ｍｍの異形鉄筋からの反射波であり、波５６０２はシース管表面からのたて波反射波である。波５６０３はシース管表面からの反射波である往路又は復路をたて波、復路又は往路をよこ波とする波と、シース管回りを回折する波が偶然重畳して生じたものである。また、波５６０４はシース管表面からの反射波である往路、復路共よこ波とする波とＰＣ梁等の厚さに関する反射波とが偶然に重畳して現れたものである。従って、本実施例で用いるコンクリートモデルはその内部探知が比較的困難なものである。一方、図８３は図８１の３本のシース管直上で、図８２の場合と同様に計測した多点計測結果ＧＡ_ｊ（ｔ）である。但し、探触子中心間距離を９５〜１３５ｍｍの間で変動させた計測である点で、図８２の場合異なっている。
測定位置Ｎｏ．１の波がシース管５５０１直上、測定位置Ｎｏ．２の波がシース管５５０２直上、測定位置Ｎｏ．３の波がシース管５５０３直上での結果である。具体的には、ｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとして、第１の周波数フィルタＦ_１（ｔ）を４回、第２の周波数フィルタＦ_２（ｔ）を１２００回、Ｇ_ｊ（ｔ）に乗じ、８０ｋＨｚを中心周波数とする狭帯域成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）を取り出しＧＡ_ｊ ^２（ｔ）表示したものである。
各計測波で、波形振幅が大きく変動している。これは探触子走査面におけるコンクリート表面が凸凹していることから生じたものである。一般に、コンクリート表面の粗さ加減が各測点で異なる。この場合、Ｇ（ｔ）波の変わりに数式７３に示すＨ（ｔ）波を用いると、この問題が解決される。数式９７を用いｎ３＝０として、Ｈ（ｔ）波に、ｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとして、第１の周波数フィルタＦ_１（ｔ）を４回、第２の周波数フィルタＦ_２（ｔ）を１４００回乗じ、８０ｋＨｚを中心周波数とする狭帯域成分波ＨＡ_ｊ（ｔ）を取り出し、ＨＡ_ｊ ^２（ｔ）表示したものを図８４に示す。
図８４によれば、探触子直下にシース管と平行に径が１３ｍｍの鉄筋のないＨＡ_１（ｔ）、ＨＡ_３（ｔ）と、鉄筋のあるＨＡ_２（ｔ）波を比較すると、カーソル位置５８０１で起生するシース管上端からの反射波の強度が異なっている。
即ち、ＨＡ_１（ｔ）、ＨＡ_３（ｔ）の前記シース管からの反射波の強度は同一であり、ＨＡ_２（ｔ）の反射波のみがシース管直上にある１３ｍｍの異形鉄筋で超音波が一部遮断されることより、その強度が小さくなっている。以後の分析は図８４のＨＡ_ｊ（ｔ）波を用いて行う。もちろん、コンクリート表面が平滑で、図８３に示すＧＡ_ｊ（ｔ）波が、図８４に示すようになる場合、ＨＡ_ｊ（ｔ）波でなくＧＡ_ｊ（ｔ）波を以後の分析で用いても一向に構わない。
実際のＰＣ梁及び床版の測定では、その厚さは既知である。もし、不明であるとしても、シース管等がその直下にない位置で計測する加算平均波Ｇ（ｔ）より、図８２を得たと同様の処理により、ＧＡ（ｔ）波を取り出せば、この厚さを測定できる。図８４のカーソル位置５８０２は、数式１１２により以下のように算定したものである。

この数式１１２に、梁背ｄ＝３７ｃｍ、_ＣＶ_Ｐ＝４３５９ｍ／秒、ｆ_０＝８０ｋＨｚ、β_２＝１．０を適用すると、ｔ_Ｔ＝１６９．７６＋１２．５≒１８２．３μ秒となる。
数式９７で求められたＨＡ_ｊ（ｔ）波（図８５）に、ｔ_Ｔ＝１８２．３μ秒で最大値１．０、ｔ_１＝０で０、ｔ_２＝２×１８２．３＝３４６．６μ秒以降で０となる正弦関数ＦｉＬＴ（ｔ）をｎ５＝４として、数式９９を用いて演算したＨＢ_ｊ（ｔ）波を図８６に示す。
図８７の各スペクトルに図８１の計測図の測定番号に対応した番号を付している。スペクトル６６０１が測点１波のＨＢ_１（ｔ）＝ＦｉＬＴ^４（ｔ）・ＨＡ_１（ｔ）のスペクトルであり、スペクトル６６０２が測点２波のＨＢ_２（ｔ）＝ＦｉＬＴ^４（ｔ）・ＨＡ_２（ｔ）のスペクトルであり、スペクトル６６０３が測点３波のＨＢ_３（ｔ）＝ＦｉＬＴ^４（ｔ）・ＨＡ_３（ｔ）のスペクトルである。
図８１に示すモデルにおいては、測点１直下のシース管５５０１ではその内部にセメントミルクが充填されていない。測点２直下のシース管５５０２ではその内部にセメントミルクが５０％の比率で、図８１に示すように、管内下部にのみ充填されている。測点３直下のシース管５５０３ではその内部にセメントミルクが１００％充填されている。
探触子をシース管直上に配置した計測であるため、すべての測点でのＨＢ_ｊ（ｔ）波では版厚反射経路の波の伝達が、このシース管の存在により遮断される。しかしながら、シース管内セメントミルクの充填度により、この遮断の程度は変化する。測点１及び２直下のシース管内には空気層があることより、シース管内を透過して、床版底部に達る超音波強度は極めて微弱となる。一方、測点３直下のシース管内にはセメントミルクが１００％充填されているため、シース管の超音波透過量は測点１及び２の場合に比して著しく大きくなる。
図８６のＨＢ_ｊ（ｔ）波に対応する図８７のスペクトルＦＡ_ｊ（ｆ）の比較で、測点３のスペクトル値６１０３が測点１のスペクトル値６１０１、及び測点２のスペクトル値６１０２より著しく大きくなる振動数ｆ_Ｅは、カーソルで示すように、ｆ_Ｅ＝７０ｋＨｚ付近と特定できる。
このｆ_Ｅをｆ_Ａとして、数式１００を適用し、図８７のスペクトルに第３の周波数フィルタＡ_３ ^ｎ３（ｆ）を乗じて得たスペクトルが図８８である。ここでｎ２＝０、ｎ３＝２００としている。
図８８に示すスペクトルは、上述のフィルタリング処理で、図８７のスペクトルより切り出されたものと解することができる。図８８のスペクトルに対応する時系列波ＨＨ_ｊ（ｔ）を図８９に示す。
図８６に示すＨＢ_ｊ（ｔ）＝ＦｉＬＴ^４（ｔ）・ＨＡ_ｊ（ｔ）波には、シース管を透過して得られる床版底部からの反射波に他の何らかの原因で生ずる波（妨害波）が重畳している。本実施例では、図８６の波形でも、測点３直下のシース管内にセメントミルクが１００％充填されているため、床版底部からの反射波が大きく起生している状態を確認できる。しかしながら、現場計測においては、前記妨害波の強度が大きく起生する場合もある。この場合、測点３の起生波の振幅が測点１及び２における振幅より小さくなることもある。このような場合でも、図８７を用いて説明した同図のカーソル位置（振動数ｆ_Ｅ）の特定と、この振動数ｆ_Ｅでスペクトルを取り出す数式１００を用いた第３のフィルタによる処理によれば、前記妨害波を完璧に除去して、シース管を透過する床版反射波ＨＨ_ｊ（ｔ）のみを取り出すことが可能となる。図８９に示す波がこの結果である。
図８９によれば、測点３直下のシース管にセメントミルクが完全に充填されており、測点１及び２のシース管内はその充填が不完全であると容易に判断できる。ところで、このようなｆ_Ｅの値のテーブルを作成しておけば、現場での探知計測でコンクリート音速_ｃＶ_ｐ、シース管径φ_ｓ、梁背又は床版厚を既知として、対応するｆ_Ｅの値をそのテーブルにより特定し、ｆ_Ｅ×_ｃＶ_ｐ／Ｖ_ＳＴを新たなｆ_Ｅとすれば、ｆ_Ｅを自動的に特定することができる。このｆ_Ｅの値の付近（ｆ_Ｅ１）で前記ＦＡ_ｊ（ｆ）のいずれかのスペクトルにおいて大きなスペクトルピークが生じたとき、対応するシース管にセメントミルクが１００％充填されていると判断し、このｆ_Ｅ１をｆ_Ａとして前記ＨＨ_ｊ（ｔ）を取り出せばよい。しかしながら、測点１及び２のシース管内のセメントミルク充填度は解らない。この充填度の分析法について説明する。
図８９は加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）をＧ_ｊ ^２（ｔ）表示したものである。カーソル位置を図８２で確定したシース管表面からのたて波反射起生時刻に設定している。図８３の場合のＧＡ_ｊ（ｔ）波と同様、測点１の加算平均波Ｇ_１（ｔ）は測点２及び３の加算平均波に比し、各測点での超音波の透過度の違いによりその強度が小さくなっている。
図９１は図９０の各測点でのＧ_ｊ（ｔ）波を各々その表示画面で最大振幅表示したものである。カーソル位置を、前記管表面からの反射波の下側に生ずる波の起生位置ｔ_Ｔ付近に設定している。本測定モデルの場合、この付近の波は、上述のように、シース管表面からの反射波の内、往路（復路）をたて波、復路（往路）をよこ波とするモード変換波とシース管外周廻りのコンクリート内を伝達する回折波が偶然に重畳したものとなっている。
前記モード変換波と回折波の卓越度は周波数に依存して変動する。図９２は図９１のＧ_ｊ（ｔ）波より数式９６を用いてＨ_ｊ（ｔ）波を作成し、次に数式９７を適用して、Ｆ_ｊ／Ｆ_ｊ（ｆ）に、ｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとした第１の周波数フィルタＡ_１ ^ｎ１（ｆ）及びＡ_２ ^ｎ２（ｆ）を乗じて求めたＨＡ_ｊ（ｔ）に対し、ＨＡ_ｊ ^２（ｔ）表示したものである。具体的にはｎ１＝４、ｎ２＝２２００、ｎ３＝０とすることで、成分波の中心周波数が７０ｋＨｚとしている。図９２によれば、測点１及び２のＨＡ_ｊ（ｔ）において前記カーソル位置（ｔ_Ｔ＝１４４．８３μ秒）に波の起生が確認できる。
このカーソル位置の波がシース管回りを回折する波である。この回折波にはシース管円周上を回折する波、シース管外側コンクリートを回折する波、シース管内側コンクリートをシース管円周にそって回折する波の３種の波がある。これらの波の相対強度は成分波の振動数で大きく変動する。多くの同種の測定例によれば、５０〜７０ｋＨｚの中心周波数を持つ狭帯域成分波では前記３種の回折波のうち、シース管外側コンクリートをシース管円周にそって伝達する回折波が支配的となる。また、前記シース管外周コンクリート内を伝達する回折波強度はシース管内セメントミルク充填度によっても大きく変化する。シース管内が未充填の場合、その強度が最も大きく、充填が成されるに従い、その強度が徐々に小さくなってくる。更に、シース管内が未充填及び小量充填の場合、シース管円周長を用いて、数式１１３に基づいて算定される振動数ｎ×ｆ_ｓ成分が共振現象により相対的に大きく励起してくる。

但し、φはシース管直径、ｎは１以上の整数（自然数）である。
数式９９を用いて前記ｔ_Ｔ位置で最大値１．０、ｔ＝０で０、ｔ＝２×ｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数ＦｉＬＴ（ｔ）を図９２のＨＡ_ｊ（ｔ）波に１００回乗じ、ＨＢ_ｊ（ｔ）＝ＦｉＬＴ^１００（ｔ）×ＨＡ_ｊ（ｔ）を作成する。図９３がＨＢ_ｊ（ｔ）波である。対応するスペクトルを図９４に示す。図９３のスペクトルと図９４の切り出し波との間では、スペクトル６８０１は測点１の切り出し波ＨＢ_１（ｔ）に対応し、スペクトル６８０２は測点２の切り出し波ＨＢ_２（ｔ）に対応し、スペクトル６８０３は測点３の切り出し波ＨＢ_３（ｔ）に対応している。
上述の実験則及び物理現象によれば、数式１１３で算定されるｎ・ｆ_ｓでのスペクトル値の大きさがスペクトル６８０１で最も大きく、次にスペクトル６８０２が大きく、スペクトル６８０３が最も小さくなるはずである。図９４にカーソル６８０４をｎ×ｆ_ｓの位置に示している。但し、ｆｓは数式１１４のようにし、ｎ＝３、ｎ×ｆ_ｓ＝５３ｋＨｚとした。

しかしながら、ｎ×ｆ_ｓにおけるスペクトル値は、スペクトル６８０２、スペクトル６８０１、スペクトル６８０３の順に小さくなっており、前記上述のような、スペクトル６８０１、スペクトル６８０２、スペクトル６８０３の順に大きくなるという関係にはなっていない。
これは、ｔ_Ｔ付近の時刻の波には、上述のようなシース管表面で反射する往路（復路）をよこ波、復路（往路）をたて波とする伝達波及び他の何らかの原因で生じた妨害波が、シース管外周コンクリートを回折する波に重畳しているためである。
前記妨害波とシース管外周コンクリートを回折する伝達波の強度比は、数式９９による図９３を求めた処理（ＦｉＬＴ^１００（ｔ）・ＨＡ_ｊ（ｔ））において、カーソル位置ｔ_Ｔを時間軸後方に移動していくことで徐々に変化していく。
図９５乃至図９７は、図９２の時刻ｔ_Ｔを１４４．８３μ秒として、夫々ｔ_Ｔ＝１４４．８＋１０＝１５４．８μ秒、１４４．８＋２０＝１６４．８μ秒、１４４．８＋３０＝１７４．８μ秒としたときのＦｉＬＴ^１００（ｔ）・ＨＡ_ｊ（ｔ）波のスペクトルを比較表示したものである。
ｎ×ｆ_ｓ＝５３ｋＨｚ付近で、スペクトル６８０１、スペクトル６８０２、スペクトル６８０３の各スペクトル値が順に大きくなっている。また、そのスペクトルの形状も似たものとなる時刻ｔ_Ｔは、図９６のｔ_Ｔ＝１６４．８μ秒の場合である。即ち、ｔ_Ｔ＝１６４．８μ秒付近の波では、シース管外周コンクリート回りを回折する波に比し、前記妨害波の強度が相対的に小さくなっている。
これより、図９６のカーソル位置で示す振動数ｎ×ｆ_ｓ＝３×１７．３５＝５２ｋＨｚをｆ_Ａとする第３の周波数フィルタＡ_３（ｆ）を用い、数式１００を適用しｎ１１＝０、ｎ２１＝０として、Ａ_３ ^３１・ＦＡ_ｊ（ｆ）なる演算を行い表示したのが図９８のスペクトルである。ここで、ｎ３１＝２００とした。対応する波形（数式１１５）をＨＨ_ｊ ^２（ｔ）示したものが図９９である。

探知妨害波（シース管表面からのモード変換波及び他の何らかの原因で発生する波）が除去され、上述の実験則及び物理現象を明解に示す結果となっている。即ち、改変されたシース管外周コンクリートを回折する伝達波がシース管内セメントミルク未充填の測点１の分析波の場合で最も大きく、シース管内セメントミルクが５０％充填の測点２の分析波の場合でその次に大きく、シース管内セメントミルクが１００％充填の測点３の分析波の場合で最も小さくなった。従って、図９９に示す波の比較で、シース管内セメントミルクの充填度が確認できる。
なお、図９８及び図９９のシース管外周コンクリートを回折する波の取り出しでは、若干の技術的判断が必要とされる。つまり、図９５、図９６、図９７のいずれのスペクトルより図９４のスペクトルを第３の周波数フィルタ処理で取り出すべきかの判断が必要とされる。次に、このような判断を要しない分析について説明する。
コンクリート内に埋め込まれたシース管において、管内部にセメントミルクが充填されていない場合、シース管自体がシース管に入力する超音波によって共振現象を起す。セメントミルクの充填度によって、この共振現象は大きく変化する。即ち、充填度が高くなるに従い共振は小さなものとなっていく。
図９２の時刻ｔ_Ｔを徐々に大きくし、カーソル位置を時刻軸後方へ移動させながら図９４乃至図９７を取り出す方法を、さらに継続していくと、誤ることなくシース管内セメントミルク充填度を探知できる。
図１００は、数式９９を用いて図９２のＨＡ_ｊ（ｔ）波に、ｔ_Ｔ＝２５２μ秒で１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ−１００＝１５２μ秒以前の時刻で０、ｔ＝ｔ_Ｔ＋１００＝３５２μ秒以降の時刻で０とする正弦関数を２０回乗じたスペクトルの比較図である。波７４０１が直下のシース管の充填度が０％の場合の結果を示し、波７４０２が充填度５０％の場合の結果を示し、波７４０３が充填度１００％の場合の結果を示し、夫々測点１、測点２、測点３における測定結果に対応する。波７４０１及び波７４０２のスペクトルがほとんど一致している。更に、時刻ｔ_Ｔの値を１．０μ秒ずつ増加させ、図１００を得るときと同様の処理を繰り返すと、スペクトルの比較図が少しずつ変動していく。
図１０１乃至図１０３は、この変動の比較図（数式９９の右辺ＦＡ_ｊ（ｆ））であり、ｔ_Ｔは、図１０１では２８１μ秒、図１０２では２９９μ秒、図１０３では３０８μ秒である。
図１００乃至図１０３の比較図について検討すると、波７４０１のスペクトルの形状はｔ_Ｔが増加してもほとんど変化していない。波７４０２のスペクトル形状は、最初波７４０１のスペクトル形状とほとんど同一であるが、ｔ_Ｔの増加に伴って変化し、且つそのスペクトル値が漸減していく。そして、図１０３では、この波７４０２のスペクトルは、波７４０３のスペクトルとその形状及びスペクトル強度が似たものとなっている。
また、波７４０１のスペクトルの最大値位置を示す振動数は、前記ｔ_Ｔの増分の間、ほとんど変化せず一定値となっている。
前記スペクトル比較図の変化の特徴は、シース管に入力する超音波によって生ずるシース管の振動挙動としての共振現象を端的に示すものである。波７４０１のスペクトルの前記変化の特徴については、測点１のシース管内セメントミルクが０％充填であるため、前記共振波が長時間継続することを示している。波７４０２のスペクトルの変化の特徴については、測点２のシース管内セメントミルクが５０％充填であるため、前記共振波が測点１の場合に比しより早く減衰消滅している。波７４０３のスペクトルの変化の特徴については、測点３のシース管内セメントミルクが１００％充填であるため、波７４０１及び７４０２の場合に比し、前記共振現象が存在しない。上述のような共振現象を端的に示すこと以外に、波７４０２のスペクトルが最初波７４０１のスペクトルとほとんど同一であり、時刻ｔ_Ｔの値が増加していくと、徐々に波７４０３のスペクトルに漸減していく。
図１０３のスペクトルに対応する数式９９のＨＢ_ｊ（ｔ）波のｔ_Ｔ＝３０８μ秒における切り出し波を図１０４に示す。
図１０４に示す波では、前記共振波が測点１で大きく生じ、測点２及び３では同程度の波の強度を示すように見える。しかしながら、コンクリートの内部探知では、一般的に、予期し得ぬ探知妨害波が度々生ずる。例えば測点２の切り出し波で、前記探知妨害波が前記がシース管の存在で生ずる共振波と重畳していることも稀ではない。
図１０４の切り出し波は前記時系列フィルタＦｉＬＴ（ｔ）を２０回にわたりＨＡ_ｊ（ｔ）に乗じ、ＦｉＬＴ^２０（ｔ）・ＨＡ_ｊ（ｔ）を示すものである。このＦｉＬＴ^２０（ｔ）・ＨＡ_ｊ（ｔ）の代わりに数式９９による再計算で、ｎ５＝１としたＨＢ_ｊ（ｔ）＝ＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）・ＨＡ_ｊ（ｔ）の切り出し波を図１０５に示す。図１０５のＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）・ＨＡ_ｊ（ｔ）波に対応するスペクトルＦＡ_ｊ（ｆ）を図１０６に示す。ＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）・ＨＡ_ｊ（ｔ）においてｎ５＝２０、ｎ５＝１の場合で測点１（ｊ＝１）のシース管内セメントミルク充填度が０％の場合のスペクトルの最大値位置をそれぞれ図１０３のカーソル７７０４、図１０６のカーソル８００４で示している。
カーソル７７０４及び８００４が示す振動数はそれぞれ４６．６ｋＨｚ、４６．４ｋＨｚとまったく変動していない。図１００乃至図１０３のｔ_Ｔの増分毎のＦｉＬＴ^２０（ｔ）・ＨＡ_ｊ（ｔ）波のスペクトルのうち、測点１のシース管が空の場合のＦＡ_１（ｆ）スペクトルもこのカーソル位置の振動数はほとんど変化していない。
これは、これらのカーソル７７０４、８００４の振動数（４６．４ｋＨｚ）が、前記内部にセメントミルクがないコンクリート内に埋め込まれたシース管の共振振動数であることが原因して生じた現象である。ＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）・ＨＡ_ｊ（ｔ）波（ｎ５＝１）に対応するスペクトルを示す図１０６によれば、カーソル位置に大きな振幅のスペクトルが立ち上がっている。これが前記シース管の共振に伴うスペクトルである。カーソル位置より左側（低周波方向）及び右側（高周波方向）に幾つかのスペクトルの起生が確認できる。これらは何らかの原因で生じた妨害波のスペクトル群である。
図１０５の数式１１６で表される波に数式１００を適用し、図１０６のカーソル８００４の共振振動数４６．４ｋＨＺをｆ_Ａとする第３の周波数フィルタＡ_３ ^ｎ３１（ｆ）を用い、ｎ２１＝０として、数式１１５を演算し、その右辺に示す（Ａ_３ ^ｎ３１（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ））を示したものが図１０７のスペクトルである。ここで、ｎ３１＝４００である。

測点１での成分波８１０１、測点２での成分波のスペクトル８１０２及び測点３での成分波８１０３のスペクトルがそのスペクトル値の大小関係を鮮明にして求められている。
図１０７のスペクトルに対応する時系列波ＨＨ_ｊ（ｔ）を示したものが図１０８である。前記Ａ_３ ^ｎ３１（ｆ）を用いたフィルタリングで改変されたシース管に生ずる共振波が抽出されている。０％充填の測点１で最も大きい共振波が得られ、５０％充填の測点２でその次に大きい共振波が得られている。１００％充填の測点３では測点１及び２の場合に比し、ほとんど前記共振波の起生を確認することができない。
図８３のＧ_ｊ（ｔ）波においても、図８４のように、Ｈ_ｊ（ｔ）波の比較図となる場合には、前記分析で用いたＨ_ｊ（ｔ）をＧ_ｊ（ｔ）に置き換えても、同様の分析結果を得ることができる。
図１０９及び図１１０は第１０の実施例としてシース管の埋め込まれたコンクリート床版においてシース管の真上のコンクリート表面で得た加算平均波を用いて、床版の反射波に注目してシース管内部のセメントミルクの充填度を探知する方法を示すフローチャートである。なお、ステップＳ１０−６における中心周波数は図１１１のように求めることができる。また、中心周波数ｆ_０の値は、１対の発信探触子及び受信探触子の振動子径をφ、コンクリートの音速を_ｃＶ_ｐ、探触子の中心間距離の変動量をΔ１としたとき、数式１１７で求められる。

また、図１１２乃至図１１４は第１０の実施例としてシース管に埋め込まれたコンクリート床版においてシース管の直上のコンクリート表面で得た加算平均波を用いて、シース管を回るコンクリート内回折波に注目すると共に、シース管の共振特性に注目してシース管内部のセメントミルクの充填度を探知する方法を示すフローチャートである。なお、ステップＳ１０−２５における中心周波数は図１１１のように求めることができる。また、中心周波数ｆ_０の値は５０乃至７０ｋＨｚとする。更に、ステップＳ１０−２８におけるｎ５の値は、自然数とする。更にまた、ステップＳ２９におけるｆ_Ｅの値は、自動処理で特定してもよい。なお、ｆ_Ｅの値は、ＰＣ床版の建設の前に、図８１のような校正供試体を作成し、この供試体を用いて得たＧ（ｔ）波にこの探知方法を適用することで予め求めておいてもよい。また、実際の現場計測においては、シース管内部がからのときのＧ（ｔ）波をＧ_ｊ（ｔ）の中に校正用の波としてＧ_ｊ＝ｊＢ（ｔ）の中に混在させておくことが好ましい。また、Ｇ（ｔ）波の取得は、測定現場でシース管内へのセメントミルクの注入前に計測しておくか、図８１のような校正用の供試体を作成し、この供試体を用いて計測することにより、行うことができる。
なお、実施例としては示さないが、第９及び第１０の実施例の探知法はジャンカ、内部空洞、剥離等の探知及び材質の異なる多層樹脂材等の剥離探知にも、そのまま適用可能である。
次に、第１１の実施例について説明する。コンクリートは打設後の養成等によっては、その表面に亀の子状のフェアークラックが多量に生ずる場合がある。超音波を用いてこのようなコンクリートに埋め込まれた鉄筋の探知を行っても、その平面的位置の確認も不可能となる場合がある。第１１の実施例は、受信及び発信共用の探触子を用いて、このような場合の計測を行う方法である。
図１１５は、フェアークラックが多量にある場合の鉄筋の探知結果を示す。測点３、測点８及び測点１３の位置にかぶり厚５０ｍｍの深さに径が１９ｍｍの丸鋼が埋め込まれている。これらの鉄筋の配筋ピッチは１５０ｍｍである。互いに隣り合う測点の間隔は３０ｍｍとしている。径が４０ｍｍ、共振振動数が５００ｋＨｚの振動子を内蔵した発信及び受信共用の探触子を用い、探知対象鉄筋の配筋方向に２００ｍｍ移動させながら各々の測点で２０００回の受信波を収録し、前記受信波の加算平均波をｊを測点番号としてＧ_ｊ（ｔ）を作成し、数式９６を用いて、Ｈ_ｊ（ｔ）波を演算し本コンクリートモデルの音速_ＣＶ＝３９００ｍ／秒、α（ｆ）＝１．０として、数式２０に基づいてｆ_０＝９７．５ｋＨｚを求め、このｆ_０値を中心周波数とする狭帯域成分波ＨＡ_ｊ（ｔ）をＨＡ^２ _ｊ（ｔ）表示したものである。具体的には、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとするＡ_１（ｆ）フィルタ及びＡ_２（ｆ）フィルタを用い、数式９７でｎ１＝４、ｎ２＝８００、ｎ３＝０としてＨＡ_ｊ（ｔ）を計算した。図１１５のＨＡ_ｊ（ｔ）波の比較図によれば、鉄筋が直下にある測点３、８及び１３を探知できていない。これは、上述のような多数の亀の子状のフェアークラックの存在によるものである。
鉄筋のかぶり厚ｄ＝５０ｍｍ、コンクリート音速_ＣＶ_Ｐ＝３９００ｍ／秒、β_１＝１／２及びｆ_０＝９７．５ｋＨｚを数式１１２に適用すると、数式１１８のようになる。

そして、数式９８の代わりに、ｔ_Ｔ＝ｔ＝３０μ秒として、ｔ＝ｔ_Ｔ−１００以前の時刻で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ＋１００以降の時刻で０となる正弦ｎ関数ＦｉＬＴ（ｔ）をｎ５＝１０として、ＨＡ_ｊ（ｔ）波に乗じ、数式９９の演算を行い、ＨＢ_ｊ（ｔ）の比較波形をＨＢ_ｊ ^２（ｔ）表示したものが図１１６である。対応するＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルの比較図を示したものが図１１７である。
図１１７のスペクトルに対し、数式１００を用い、ｎ３＝０として、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとする第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）をＦＡ_ｊ（ｆ）に多数回（ｎ２１）乗じていく経緯の中で、Ａ_２ ^ｎ２１（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）のスペクトルの中で、Ｓｉｎ^ｎｎ（ｆ）状のスペクトルが浮び上ってくる。ｎｎは自然数である。更に、Ｓｉｎ^ｎｎ（ｆ）状のスペクトルの最大値位置が同一となってくるｎ２１の値がある。図１１８がこの状況を示したものであり、ｎ２１＝１０００として、（Ａ_２ ^ｎ２１（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ））のスペクトル値を３乗して表示したものである。図１１８中、スペクトル１００３が測点３のＡ_２ ^ｎ２１（ｆ）・ＦＡ_３（ｆ）であり、スペクトル１００８が測点８のＡ_２ ^ｎ２１（ｆ）・ＦＡ_８（ｆ）であり、スペクトル１０１３が測点１３のＡ_２ ^ｎ２１（ｆ）・ＦＡ_１３（ｆ）スペクトルである。スペクトル値に大小の差はあるが、鉄筋が測点直下にあるｊ＝３、８、１３のスペクトルのみ、Ｓｉｎ^ｎｎ（ｆ）状にかつその最大値を示す振動数（ｆ＝７５．７ｋＨｚ）が一致している。前記ｆ＝７５．７ｋＨｚを特定する自動化処理は容易である。前記Ａ_２ ^ｎ２１（ｆ）・ＦＡ（ｆ）スペクトルにおいて、ｎ２１の値を徐々に大きくしていくとき、Ａ_２ ^ｎ２１（ｆ）・ＦＡ（ｆ）スペクトルの中でｓｉｎ^ｎｎ（ｆ）状のスペクトル群の出現を自動認識すると共に、前記ｓｉｎ^ｎｎ（ｆ）状スペクトル群の中心周波数が概略同一となったとき、Ａ_２ ^ｎ２１（ｆ）・ＦＡ（ｆ）の更なる演算を停止すればよい。更に、数式１００を用いて、ｆ＝７５．７ｋＨｚをｆ_Ａとする第３の周波数フィルタＡ_３（ｆ）をＡ_２ ^ｎ２１（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）に２００回乗じて、７５．７ｋＨｚを中心周波数とする超狭帯域成分波を演算し（数式１１９）、ｎ２１＝１０００、ｎ３１＝２００として示したものが図１１９である。

対応するＨＨ_ｊ（ｔ）波の中で最も大きい振幅の絶対値を｜Ｐ_ｍａｘ｜とし、測点毎のＨＨ_ｊ（ｔ）波の最大値の絶対値を｜_ｊＰ_ｍａｘ｜としたとき、｜_ｊＰ_ｍａｘ｜≧｜Ｐ_ｍａｘ｜／β_ａとなるＨＨ_ｊ（ｔ）を（｜Ｐ_ｍａｘ｜／｜_ｊＰ_ｍａｘ｜）×ＨＨ_ｊ（ｔ）と置き換え、ＨＨ_ｊ（ｔ）をＨＨ_ｊ ^４（ｔ）表示したものが図１２０である。β_ａ＝１．２とした。図１１５及び図１１６では鉄筋の存在位置を読み取ることはできないが、図１２０のＨＨ_ｊ ^４（ｔ）表示した波では、直下に鉄筋が存在する測点３、８及び１３のみで数式９５乃至数式１００の演算で改変された鉄筋からの反射波を明敏に確認できる。
また、図１２１乃至図１２２は第１１の実施例としてコンクリート表面に微細なフェアークラックが多数存在する場合の鉄筋の探知方法を示すフローチャートである。なお、ステップＳ１１−８におけるｎ５及びステップＳ１１−９におけるｎｐは自然数であり、ステップＳ１１−１０におけるｎｓは１、２又は３である。
次に、第１２の実施例について説明する。第１乃至第１１の実施例では、数式２０に示す最適周波数ｆ_０又は数式５０に示す周波数ｆ_Ｒを中心周波数とする成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）又はＨＡ_ｊ（ｔ）を加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）を用いて作成するものである。これらの周波数ｆ_０及びｆ_Ｒは探知妨害波の強度が最小になり、相対的に探知目標波が大きくなる周波数を示すものである。つまり、周波数ｆ_０及びｆ_Ｒは探知目標波強度を最大とするものではない。探知目標の強度が最も卓越する周波数（ｆ_Ｄ）は、標準音速（Ｖ_ＳＴ）、被探知体音速（Ｖ）、探知路程（ｌ）の関数α_２（ｌ）を用いて、数式１２０のように定義できる。

α_２（ｌ）はＶ_ＳＴ探知対象毎に決まる探知路程の関数である。また、α_２（ｌ）は、被探知体の音速をＶ_ＳＴとしてまとめられる実験計測で得る係数である。第１２の実施例では、ｆ_０及びｆ_Ｄの値を用いる。
図１２４は、５０ｍｍのかぶり厚に埋め込まれた径が２０ｍｍの異形鉄筋の探知結果である。図１１４は、次のようにして得たものである。先ず、音速が４４００ｍ／秒のコンクリートの表面に共振振動数５００ｋＨｚ、径が４０ｍｍの振動子を内蔵した１対の発信探触子及び受信探触子を、その中心を結ぶ線分が探知対象鉄筋の長手方向と平行になるように配置し、探触子の中心間距離を７０ｍｍに保持したまま、前記線分上を２００ｍｍの間移動させながら１０００回の受信波を収録し、これらの受信波の加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）を取得した。数式１１２にβ_２＝１．５、鉄筋かぶり厚ｄ＝５０ｍｍ、コンクリート音速_ＣＶ_Ｐ＝４４００ｍ／秒及び数式２０で算定される最適周波数を、α（ｆ）＝１．２４として、数式１２１から１３６ｋＨｚとし、ｔ_Ｔを数式１２２から３３．８μ秒と算定した。

更に、数式１２３を用い、ｎ１＝ｎ２＝ｎ３＝０として、ＧＡ_ｊ（ｔ）を演算し、ｔ＝ｔ_Ｔ−１００μ秒以前の時刻で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ＋１００μ秒以降の時刻で０となる正弦関数ＦｉＬＴ（ｔ）を数式１２４の演算を行った。そして、ｎ５＝５７としたＧＢ_ｊ（ｔ）波をＧＢ_ｊ ^２（ｔ）表示した。

鉄筋直下５０ｍｍの位置に存在する測点２及び６で大きな振幅の波の起生が確認できる。図１２４のＧＢ_ｊ（ｔ）波の比較図に対応するＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルをＦＡ_ｊ ^２（ｆ）で比較表示したものが図１２５である。図１２５中のスペクトル１１５２が測点２のＧＢ_２（ｔ）波のスペクトルであり、スペクトル１１５６が測点６のＧＢ_６（ｔ）波のスペクトルである。
図１２５のスペクトル１１５２及び１１５６の最大値を示す位置がカーソル１１５１で示すように一致している。このカーソル１１５１が示す振動数９５ｋＨｚが、数式１２０で求められるｆ_Ｄの値である。本実施例の場合、標準音速Ｖ_ＳＴを４４００ｍ／秒としてα_２（ｌ）の値を求めれば、数式１２０よりα_２（ｌ）＝９５となる。なお、探知路程が深くなれば、α_２（ｌ）の値も変化する。音速が４４００ｍ／秒のコンクリートの場合で、厚さ５００ｍｍの版厚探知の場合、ｆ_Ｄの値は解析例として示さないが、６３ｋＨｚ前後となる。これより、この場合のα_２（ｌ）はα_２（ｌ）＝６３となる。例えば音速が４０００ｍ／秒のコンクリートの場合、厚さ５００ｍｍの版厚探知のｆ_Ｄの値は６３×４０００／４４００より５７．３ｋＨｚとなる。
更に、標準音速が４４００ｍ／秒のコンクリートの場合で、厚さ３００ｍｍの版厚探知の場合、ｆ_Ｄの値は９３ｋＨｚ前後となる。
図１２６はＧ_ｊ（ｔ）波に数式１２３で、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとして、ｎ１＝４、ｎ２＝４２０、ｎ３＝０を適用したときのＧＡ_ｊ（ｔ）を用い、数式１２２で得られるｔ_Ｔを鉄筋かぶり厚ｄ＝５０ｍｍとして得たｔ_Ｔ＝３３．８μ秒、ｔ＝ｔ_Ｔ−１００以前の時刻で０、ｔ＝ｔ_Ｔの時刻で１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ＋１００以降の時刻で０となる正弦関数ＦｉＬＴ（ｔ）を用い、数式１２４の演算を行い、ＧＢ_ｊ（ｔ）＝ＦｉＬＴ^１００（ｔ）・ＧＡ_ｊ（ｔ）を求め、対応するスペクトルＦＡ_ｊ（ｆ）をＦＡ_ｊ ^２（ｆ）表示したものである。図１２６中の全てのスペクトルの平均的振動数ｆ_０をカーソル１１６１で示している。カーソル１１６１の位置は数式２０に、α_１（１）＝１．２４、Ｖ＝４４００ｍ／秒、φ＝４０ｍｍを適用して、ｆ_０＝１３６ｋＨｚを求め、ｎ１及びｎ２の値をコントロールして得たものである。カーソル１１６１の位置がｆ_０＝１３６ｋＨｚになるようにしている。
図１２６のカーソル１１６２及び１１６６が夫々直下に鉄筋が埋め込まれた測点２及び６のＧＢ_ｊ（ｔ）波のスペクトルＦＡ_２（ｆ）、ＦＡ_６（ｆ）である。他のスペクトルは、鉄筋が存在しない他の測点での探知妨害波スペクトルの残存である。図１２６に対応するＧＢ_ｊ（ｔ）の波を示したものが図１２７である。数式２０を用いて得た図１２６のカーソル１１６１の位置で示す最適周波数ｆ_０＝１３６ｋＨｚから数式１２０で算定されるｆ_Ｄ＝９５ｋＨｚへ取り出しスペクトルの中心周波数を変更したものが図１２８である。具体的には、ｎ２１＝１６０、ｎ３＝０として、数式１２５に対して数式１２５−１の演算を行い、Ａ_２ ^１６０（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）を（Ａ_２ ^１６０（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ））^２表示したものである。

測点２のスペクトル１１８２及び測点６のスペクトル１１８６について、それらのスペクトル強度は異なるが、その最大値を示す振動数が９５ｋＨｚ（ｆ_Ｄ）で完全に一致している。
図１２８のＡ_２ ^１６０（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルの比較図で鉄筋からの反射波のｆ_Ｄの値が９５ｋＨｚと決定した。ｆ_Ａ＝ｆ_ＤとするＡ_３（ｆ）を用い、数式１２５においてｎ１＝０、ｎ２＝１６０、ｎ３＝２００としたＧＣ_ｊ（ｔ）の演算を行い、各ＧＣ_ｊ（ｔ）波の中で最も大きい振幅値の絶対値を｜_ｊＰ_ｍａｘ｜とし、｜_ｊＰ_ｍａｘ｜のｊ＝１乃至ｎＡの中で最も大きい振幅値の絶対値を｜Ｐ_ｍａｘ｜としたとき、｜_ｊＰ_ｍａｘ｜≧｜Ｐ_ｍａｘ｜／β_ａとなるＧＣ_ｊ（ｔ）を｜Ｐ_ｍａｘ｜／｜_ｊＰ_ｍａｘ｜×ＧＣ_ｊ（ｔ）と置き換えて比較表示したものを図１２９に示す。なお、図１２９はβ_ａ＝１．１、ｎｐ＝３として、ＧＣ_ｊ ^ｎｐ（ｔ）表示したものである。
数式９６に示すＨ_ｊ（ｔ）波を用いた同様の分析でも、分析例として示さないが、第１０の実施例で示したように、同一の効果を得ることができる。
次に、ｆ_Ｄ値の共振振動数をもつ振動子を内蔵した発信及び受信共用の探触子を備え、振動子にパルス型電圧を載荷する超音波装置を用いて得る加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）に、同様の処理を行った場合の作用について説明する。
このような超音波装置を用い、図１２４を得た測定を行う。共振振動数を１００ｋＨｚ、径４０ｍｍの振動子を内蔵した発信及び受信共用の探触子を探知対象鉄筋長手方向に平行に２００ｍｍの間移動走査させながら１０００回分の受信波を収録し、これらの受信波の加算平均波をＧ_１（ｔ）とし、探触子位置を３７．５ｍｍずつ前記鉄筋長手方向と直角方向に探触子位置を変更し、前記移動走査を行い、Ｇ_２（ｔ）、Ｇ_３（ｔ）…Ｇ_７（ｔ）を得た。ｊ＝１乃至７としてのＧ_ｊ（ｔ）において、図１２４を得たときとと全く同一の処理を行い、数式１２４の演算を行い、ＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルを表示したものが図１３０である。測点２及び６直下にかぶり厚５０ｍｍで径１９ｍｍの異形鉄筋が存在している。中心周波数８８ｋＨｚのスペクトル１２０２及び１２０６のが対応する測点２及び測点６のＧＢ_ｊ（ｔ）波のスペクトルである。一方、低周波方向にスペクトルの起生がある。探触子が発信及び受信共用であるために、生じた妨害波のスペクトルである。
図１２４及び図１２５は数式１２３を用いるＧＡ_ｊ（ｔ）の算定をｎ１＝ｎ２＝ｎ３＝０として行ったものである。図１３０ではｎ１＝ｎ２＝ｎ３＝０とし、ＧＡ_ｊ（ｔ）を算定することで、上述の妨害波のスペクトル１２０３が生じているが、ｎ１、ｎ２、ｎ３の値をコントロールすれば、妨害波のスペクトル１２０３を除去できる。
ｎ１＝４、ｎ２＝４６、ｎ３＝０として求めたＧＡ_ｊ（ｔ）波に、ｔ_Ｔ＝３３．８μ秒とするフィルタＦｉＬＴ（ｔ）を用い、ｎ５＝５７として数式９９の演算で求めた同式右辺のＦＡ_ｊ（ｆ）をＦＡ_ｊ ^２（ｆ）で表示した図１３１が、妨害波のスペクトル１２０３を除去したものである。なお、図示しないが、図１３０に示すＧＢ_ｊ（ｔ）の右辺スペクトルＦＡ_ｊ（ｆ）を数式１２５に適用し、ｎ２１＝０、ｎ３１を１以上の整数、ｆ_Ａ＝８８ｋＨｚとして数式１２５の右辺中のＡ_２ ^ｎ２１（ｆ）・Ａ_３ ^ｎ３１（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルを求めても、図１３１のスペクトル図と概略同一となる。また、探知対象であるコンクリートの表面が粗である場合には、前述までの実施例と同様に、Ｆ_ｊ（ｆ）＝１．０とした位相解析に前記処理を置き換えても同様の結果を得ることができる。
また、上述のような超音波探知装置の探触子は、ｆ_Ｄの共振振動数を備えた振動子を内蔵した１対の発信探触子及び受信探触子を備えたものであっても、特に測定例として示さないが、図１２５又は図１２８に示すスペクトル比較図を得ることができ、結果として、図１２４又は図１２９に示すような探知結果を得ることができる。
このように、受信探触子と発信探触子とが共用となっていない超音波装置を用いても、同様の鉄筋の探知が可能である。探知対象が定まっている供試体内部の健全性チェックの探知のように、ｆ_Ｄの値が確定している場合、このｆ_Ｄ値を共振振動数とする振動子を内蔵する探触子を用いた健全性探知専用装置として、超音波探知装置を利用することができる。
なお、上述の超音波探知装置は発信探触子内の振動子にパルス電圧を印加するものであるが、説明するまでもなく、他の実施例のように、ステップ関数型電圧を印加する場合であっても、前記ｎ１、ｎ２及びｎ３の値をコントロールすることで、図１３１とほぼ同一のスペクトル比較図を得ることができる。
鋼材の溶接部のキズの探知では、探触子を鋼材表面でその位置を徐々に変化させ、その変化の都度得られる受信波をリアルタイム表示することで、溶接部のキズの有無及びその位置を容易に確認できる。第１２の実施例で説明した探知目標波が最も大きく励起する振動数ｆ_Ｄを中心周波数とする狭帯域成分波を用いれば、前記溶接部のキズの探知と同様の探触子移動走査によるリアルタイム波形の視認で、コンクリート内部の探知が可能となる。
図１３２乃至図１３４は第１２の実施例として探知目標波が最も大きく生ずるｆ_Ｄの値を利用した探知方法を示すフローチャートである。また、図１３５乃至図１３７は第１２の実施例として探知対象毎に専用化された超音波探知装置においてその探知対象に固有のｆ_Ｄの値を共振振動数とする振動子を内蔵した発信及び受信共用の探触子又は１対の発信探触子及び受信探触子をもつ超音波探知装置を用いた探知方法を示すフローチャートである。なお、ステップＳ１２−３５におけるｆ_Ｄは探知対象のコンクリート標準音速Ｖ_ＳＴでのｆ_Ｄの値を示し、ステップＳ１２−３６におけるｆ_Ｓは振動子の共振振動数を示し、ステップＳ１２−３８におけるｄａは探知目標までの概略路程を示す。
次に、第１３の実施例について説明する。第１２の実施例で示した鉄筋の探知を探触子移動走査リアルタイム計測で行う。音速が４４００ｍ／秒のコンクリートの表面に共振振動数５００ｋＨｚ、径が４０ｍｍの振動子を内蔵する１対の発信探触子及び受信探触子をその中心を結ぶ線分が探知対象鉄筋の長手方向と平行になるように配し、且つ探触子の中心間距離を７０ｍｍとしたとき、探触子位置を同一とする１００回分の受信波を収録し、その受信波の加算平均波をＧ（ｔ）とする。
図１３８は、１対の発信探触子及び受信探触子が鉄筋直上にある場合の数式１２３に示すＧＡ（ｔ）波である。第１２の実施例で得た５０ｍｍの深さに埋め込まれた鉄筋からの反射波が最も大きく励起する周波数ｆ_Ｄ＝９５ｋＨｚを中心周波数とする狭帯域成分波で示している。具体的には、数式１２３において分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとするＡ_１（ｆ）フィルタ及びＡ_２（ｆ）フィルタを用い、ｎ１＝４、ｎ２＝８８０、ｎ３＝０としてＡ_１（ｆ）・Ａ_２（ｆ）・Ｆ（ｆ）を求めている。リアルタイムでの波形表示であるため、数式１２３の演算は高速処理が要求される。このため、数式１１２の右辺Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ（ｆ）の演算の代わりに、これと等価な時系列Ｇ（ｔ）の演算を数式５乃至１０に基づいて行った。
図１３９及び図１４０中の太線で示す波は、夫々両探触子を結ぶ線分を探知対象鉄筋の長手方向と平行にしたまま、鉄筋と探触子とを結ぶ線分の平面的距離を３７．５ｍｍ及び７５．０ｍｍ（隣り合う探知対象鉄筋の中間位置）としたときに、全く同一の処理で得たＧＡ（ｔ）波をＧＡ^２（ｔ）表示したものである。なお、図１３９及び図１４０中の細線で示す波は鉄筋直上計測で得たＧＡ^２（ｔ）波である。
図１３８乃至図１４０のＧＡ^２（ｔ）波の比較によれば、図１３８を得た測点位置の直下に鉄筋が存在することを容易に判断できる。実際の計測では、探触子の中心を結ぶ線分を探触対象である鉄筋の長手方向と平行にしたまま、探触子を前記線分と直角方向へ徐々に移動させながら、図１３８乃至図１４０に示すように、ｎｐを１以上の整数としてＧＡ^ｎｐ（ｔ）波の強度変化の推移を視認すればよい。即ち、図１３８のようなＧＡ^ｎｐ（ｔ）波を得たとき、その測定直下に鉄筋があると判断すればよい。
図１３９及び図１４０では、細線で示す波が鉄筋直上の計測でのＧＡ_２ ^２（ｔ）波であり、太線で示す波が直下に鉄筋のない計測でのＧＡ_１ ^２（ｔ）波であるが、鉄筋がある計測点位置の特定を容易にするために、実際の測定では、ＧＡ_１ ^ｎｐ（ｔ）波の最大振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ_１｜及びＧＡ_２ ^ｎｐ（ｔ）波の最大振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ_２｜としたとき、次のような表示を行うことが好ましい。｜_ｍａｘＰ_１｜≧｜_ｍａｘＰ_２｜の場合、１／｜_ｍａｘＰ_１｜・ＧＡ_１ ^ｎｐ（ｔ）及び１／｜_ｍａｘＰ_１｜・ＧＡ_２ ^ｎｐ（ｔ）を、最大振幅値を１．０とする波形表示画面に波形表示する。一方、｜_ｍａｘＰ_１｜＜｜_ｍａｘＰ_２｜の場合、１／｜_ｍａｘＰ_２｜・ＧＡ_１ ^ｎｐ（ｔ）及び１／｜_ｍａｘＰ_２｜・ＧＡ_２ ^ｎｐ（ｔ）を、最大振幅値を１．０とする波形表示画面に波形表示する。
探知目標波が最も大きく励起する振動数ｆ_Ｄ以外の振動数で図１４０を得たときと同一の処理を行ったリアルタイム表示の波ＧＡ^２（ｔ）の一例を図１４１に示す。
４５ｋＨｚを中心周波数とする波である。細線で示す波が鉄筋直上位置、太線で示す波が隣り合う探知対象である鉄筋の中間位置でのＧＡ^２（ｔ）波である。図１３９及び図１４０のように、鉄筋の存在位置を確認することはできない。測定例として示さないが、ｆ_Ｄ＝９５ｋＨｚより高周波、例えば１３５ｋＨｚで同一の処理を行っても、図１４１と同様、鉄筋の存在位置を確認することはできない。
リアルタイム処理で鉄筋存在位置を確認できる他の条件として使用する探触子の径の大きさが重要である。例えば径２０ｍｍの探触子を用いた場合、１対の発信探触子及び受信探触子間でコンクリート表面を伝達する表面波等の妨害波の強度が最小となる振動数は、α（１）＝１．２４のとき、数式２０よりｆ_０＝２７０ｋＨｚとなる。この場合、ｆ_Ｄの値が９５ｋＨｚであるため、ｆ_Ｄ＜＜ｆ_０となり、ｆ_Ｄ振動数帯では妨害波の強度が大きくなり、例えｆ_Ｄを中心周波数とするＧＡ（ｔ）波を抽出しても、勢力の大きい妨害波と鉄筋からの反射波が重畳し、図１３８乃至図１４１に示すように、鉄筋の存在位置を確認し得なくなる。
従って、リアルタイム計測による鉄筋探知を可能ならしめる条件として、ｆ_０とｆ_Ｄの値にあまり差のない探触子径φ又は超音波発信及び受信面の被探知体に接する部位の径φ、又は発信面と受信面の中心を結ぶ線分上の発信及び受信面の幅φを選定すべきである。ｆ_Ｄ＝９５ｋＨｚの場合、数式２０より、α（ｌ）＝１．０として、φを求めると、φ＝４４００／９５＝４６ｍｍとなる。このため、φ＝４６ｍｍ以上の径又は幅を採用すれば、ｆ_Ｄの値を中心周波数とする狭帯域成分波の抽出で誤ることなく、鉄筋の存在位置を確認できる。多くの計測実験によっても数式φ≧_ｃＶ_ｐ／ｆ_Ｄが満足できる数式として確認されている。
もし、使用する探触子発信又は受信面の径φ等が数式１２５を満足しない場合は、１対の探触子の距離をａ_１乃至ａ_２間で変動させる探触子走査計測を行い、数式２０の代わりに数式１２６を採用し、且つα（ｌ）＝１．０として数式１２７となるように、ａ_１及びａ_２の値を設定すれば、リアルタイム計測が可能である。

図１４２乃至図１４５は第１３の実施例として広帯域の加算平均受信波Ｇ（ｔ）より、中心周波数ｆ_ｅの狭帯域成分波を抽出し、リアルタイムに被探知体内部の状態を探知する方法を示すフローチャートである。なお、ステップＳ１３−２におけるｌは概略探知路程であり、α_２（ｌ）は標準音速Ｖ_ＳＴに対するｆ_Ｄの値であり、ステップＳ１３−３におけるα（ｌ）は補正係数である。また、ステップＳ１３−４におけるＧｊ（ｔ）は１００回程度の加算平均波である。また、ステップＳ１３−１２において時系列フィルタを使用するとした場合、ステップＳ１３−２０における判断が容易となる。
次に、第１４の実施例について説明する。第１４の実施例では、第１３の実施例を拡張して、コンクリートスラブ内に埋め込まれた配管のリアルタイム測定を行う。コンクリートスラブ厚２００ｍｍ、スラブ上下面よりかぶり厚３０ｍｍで径１０ｍｍの異形鉄筋が井桁状に配筋されている。上段及び下段の井桁に配筋された鉄筋の平面的位置は同一である。また、配管は外径２５ｍｍの塩化ビニル管がかぶり厚１００ｍｍで埋め込まれている。コンクリート音速_ＣＶ_Ｐは４３１７ｍ／秒である。第１３の実施例と同一の発信探触子及び受信探触子を用いた。
図１４６は探触子直下に鉄筋も配管もない位置で、１対の探触子位置を固定配置し、その間隔を６０ｍｍとしたときの１０００回の加算平均波Ｇ（ｔ）を示したものである。カーソル１２６１をコンクリートスラブ厚２０ｃｍに相当する時刻より若干後方ｔ_Ｔ＝１１１μ秒に示している。ｔ＝ｔ_Ｔ−１００＝１１μ秒以前の時刻で０、ｔ＝ｔ_Ｔ＝１１１．０μ秒で１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ＋１００＝２１１μ秒以降の時刻で０となる正弦関数状のフィルタＦｉＬＴ（ｔ）と、数式１２３でｎ１＝ｎ２＝ｎ３＝０として得たＧＡ_ｊ＝１（ｔ）を用い、ｎ５＝２４として取り出した数式１２４の右辺のＦＡ_ｊ＝１（ｆ）を示したものが図１４７のスペクトルである。カーソル１２７１で示す振動数８４ｋＨｚが数式１２０に示すｆ_Ｄの値である。即ち、探触目標をスラブ厚とした時のｆ_Ｄの値である。
この測定例の場合、探知妨害波の強度が最も小さくなる下限の周波数は、数式２０より、α（ｌ）＝１．０としてｆ_０＝１０７．５ｋＨｚとなる。ｆ_Ｄ＝８４ｋＨｚとｆ_０値は若干ずれている。図示しないが、配管からの反射波のｆ_Ｄの値は、その路程が版厚の１／２であるため、ｆ_Ｄ＝８４ｋＨｚより大きくなる。このため、本実施例では、ｆ_Ｄの値を数式１２８に基づいて９５ｋＨｚに置き換え、版厚及び配管反射波の双方が比較的大きく励起する周波数を選定して行う。９５ｋＨｚはｆ_０＝１０７．５ｋＨｚともあまり差がないため、妨害波の混入も小さなものとなる。

図１４６のＧ（ｔ）波より、ｆ_Ｄ＝９５ｋＨｚを中心周波数とする狭帯域成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）を数式１２３を用いて後述するように抽出したものが図１４８である。一方、図１４９中の太線で示す波は、図１５０（ａ）に示すように、発信探触子の超音波発信面が直下の配管の平面投影面に、探触子径の１／４が重なり、受信探触子の中心と配管中心線の距離を６４ｍｍとしたときに同一の処理で抽出したＧＡ_ｊ（ｔ）波である。版厚反射波１２７１以外に、配管からの反射波１２７２が大きく生じている。
一方、図１５０（ｂ）に示すように、１対の探触子の双方共を配管の直上に配置したときに前記と同一の処理で抽出したｆ_Ｄ＝９５ＫＨｚを中心周波数とする狭帯域成分波は次のようになる。
図１５１が数式１２３の演算により得られたＧＢ（ｔ）波である。超音波が配管で遮断され、版厚反射波が消滅し、配管からの反射波が大きく生じている。
このように、図１４８、図１４９及び図１５１に示す成分波は、探触子位置を任意に移動させる毎に探触子位置を固定する計測で得られる加算平均波Ｇ（ｔ）を得る毎に、第１３の実施例で示したように、超高速にＧＡ（ｔ）又はＧＢ（ｔ）波を抽出及び表示するというリアルタイム処理で取得することができる。従って、探触子位置直下に配管が有るか無いかを容易に確認可能することができる。
なお、ＧＡ（ｔ）波の抽出は数式１２３を用いて行われているが、具体的には、ｎ１＝４、ｎ２＝１３００、ｎ３＝０として夫々９５ｋＨｚの狭帯域成分波を求めることで行われたものである。また、抽出したリアルタイム表示波形を見やすくするために、時刻の早い時点で生ずる妨害波等を時系列フィルタＦｉＬＴ（ｔ）を用いて縮小してもよい。つまり、図１４９及び図１５１に示す波は数式１２３を用いて版厚反射波の起生する付近の時刻ｔ_Ｔを前記１１１μ秒とし、ｔ＝０μ秒で０、ｔ＝ｔ_Ｔ＝１１１μ秒で１．０、ｔ＝２×ｔ_Ｔ以上の時刻で０となる正弦関数状のフィルタＦｉＬＴ（ｔ）をｎ５＝１としてＧＡ（ｔ）に乗じ、ＧＢ^２（ｔ）＝（ＦｉＬＴ（ｔ）・ＧＡ（ｔ））^２を示したものである。細線で示す波が直下に配管のない場合のＧＢ_１（ｔ）であり、太線で示す波が直下に配管のある場合のＧＢ_２（ｔ）である。なお、図１４８に示す波はｎ５＝０としてＧＢ^２（ｔ）（＝ＧＡ^２（ｔ））表示したものである。
実施例としては示さないが、ＧＡ（ｔ）又はＧＢ（ｔ）波を用いる代わりに、数式９７によるＨＡ（ｔ）波又は数式９９式によるＨＢ（ｔ）波を用いれば、第１０の実施例のように、被探知体であるコンクリートの表面が粗く、コンクリートの表面と発信及び受信探触子面とが具合よく密着しない場合でも、図１４８、図１４９及び図１５１に示すようなリアルタイム探知が可能となる。
なお、実際の計測現場では各測定位置で超音波の透過度が大きく異なる場合がある。このような問題に対処するためにＧＢ_１ ^ｎＰ（ｔ）及びＧＢ_２ ^ｎＰ（ｔ）、又はＧＡ_１ ^ｎＰ（ｔ）及びＧＡ_２ ^ｎＰ（ｔ）、又はＨＡ_１ ^ｎＰ（ｔ）及びＨＡ_２ ^ｎＰ（ｔ）、又はＨＢ_１ ^ｎＰ（ｔ）及びＨＢ_２ ^ｎＰ（ｔ）のそれぞれの波をＰ_１ ^ｎＰ（ｔ）及びＰ_２ ^ｎＰ（ｔ）と表現し、Ｐ_１ ^ｎＰ（ｔ）及びＰ_２ ^ｎＰ（ｔ）のそれぞれの最大振幅を表示画面に最大表示している。図１４９及び図１５１の比較計測ではｎｐ＝２、ｎ５＝１としてＧＢ_１ ^２（ｔ）（細線）、ＧＢ_２ ^２（ｔ）（太線）を夫々の最大振幅で表示画面に最大表示したものである。
図１５２乃至図１５５は第１４の実施例として広帯域の加算平均受信波Ｇ（ｔ）より、中心周波数ｆ_ｅの狭帯域成分波を抽出し、リアルタイムに被探知体内部の状況を探知する方法を示すフローチャートである。
次に、第１５の実施例について説明する。第１５の実施例は、コンクリート表面に多量のクラックがある場合の内部に埋め込まれた鉄筋の探知を行う。つまり、コンクリート打設後、その養生によってはその表面に亀の子状の微細な割れが多量に生ずる場合があり、このようなコンクリートに埋め込まれた鉄筋の探知を第１、第２又は第１２の実施例で示した方法で行っても、鉄筋の存在を確認できない場合がある。このような場合の探知法として、第１５の実施例では、図１５６に示すように、鉄筋上を臨界屈折波としてｂ、ｃ、ａの順に経路の波を取り出す。
図１５７はコンクリート表面より５ｃｍの深さに１５ｃｍピッチで径１９ｍｍの丸鋼が配筋された測定波の例である。発信探触子及び受信探触子の中心間隔を２６０ｍｍに固定し両探触子の中心を結ぶ線分が、丸鋼の配筋方向と平行となるようにした１３ヶ所の測定点での測定波を並べて示したものである。隣接する測定の間隔は３０ｍｍとしている。測定波のうち、Ｎｏ．２、Ｎｏ．７、Ｎｏ．１２の波が探触子の中心を結ぶ線分が配筋された丸鋼の直上位置で得たものである。径を４０ｍｍ、共振振動数５００ｋＨｚとする振動子を内蔵する発信探触子及び受信探触子を用い、発信探触子内の振動子に５００Ｖのステップ関数型電圧を１０００回連続して載荷し、この載荷の都度得る受信波を加算平均し、加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）を求め、本コンクリートモデルの音速_ＣＶ_Ｐ＝４０００ｍ／秒と、前記振動子径φ＝４０ｍｍ及び補正値α＝１．０を数式２０に適用し、ｆ_０＝１００ｋＨｚを算定し、このｆ_０を中心周波数とする成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）を前記Ｇ_ｊ（ｔ）より抽出したものが図１５７のｊ＝１乃至１３の波の比較図である。対応するスペクトルとしてｊ＝２の場合のものを図１５８に示す。
なお、図１５７及び図１５８の抽出の具体的方法は、前記加算平均波を数式１４のように表現し、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとする第１の周波数フィルタＡ_１（ｆ）及び第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）を用い、数式１６の演算に基づいて行った。ｎ１及びｎ２の値は、夫々４、３００とした。また、ＧＡ_ｊ（ｔ）（ｊ＝１乃至１３）の波の中での最大振幅を表示画面に最大表示する比較表示とした後、各ＧＡ_ｊ（ｔ）波を７倍の振幅で表示している。
ｊ＝２、７、１２の直下に丸鋼が埋め込まれた測点で、カーソル９０１の位置より比較的振幅の大きい波の起生が確認できる。なお、測定にあたって発信探触子及び受信探触子の中心間距離ｌ_Ｂの値が短い場合、図１５６のｂ、ｃ、ａの順に伝達する経路の波より、コンクリート表面を伝達する波１２６１の方が早く受信される場合がある。このような場合、ｌ_Ｂの値を大きくした上でＧ_ｊ（ｔ）波を再計測して再分析すればよい。
図１５９はカーソル９０１の時刻（ｔ_Ｔ＝５９．１μ秒）で最大値１．０、ｔ_１＝０で０、ｔ_２＝２×ｔ_Ｔ以上の時刻で０となる正弦関数ＦｉＬＴ（ｔ）を前記ＧＡ_ｊ（ｔ）に乗じＦｉＬＴ^ｎ５・ＧＡ_ｊ（ｔ）を表示したものである。ｎ５は２７である。ｔ_Ｔより若干後方に波の起生を確認できる。この場合のスペクトルの比較図を示したものが図１６０である。ｊ＝２、７、１２に対応するスペクトルのスペクトル値が大きくなっている。
図１６１は、ＦｉＬＴ（ｔ）におけるｔ_Ｔを若干後方（カーソル１３０１）へ移動し、前記ＦｉＬＴ^２７・ＧＡ_ｊ（ｔ）を作成し直したものである。対応するスペクトルの比較図を図１６２に示す。
ＧＢ_ｊ（ｔ）を数式１２９のように表現し、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとする第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）を用いて数式１３０の演算を行い、そのスペクトルの比較図を示したものが図１６２及び図１６３である。ｎ２１の値が大きくなるとスペクトルが低周波方向へ移動している。

ｎ２１の値は、図１６２では２００、図１６３では１６００とした。図１６３によれば、ｊ＝２、７及び１２の測点でのスペクトルが大きく生じている。図１６３に対応する成分波の比較図を図１６４に示す。図１６４によれば、ｊ＝２、７及び１２の成分波以外に隣接するｊ＝３、ｊ＝６及びｊ＝１１でも比較的大きい振幅の波が生じている。ｊ＝２、７及び１２の測点直下に鉄筋が埋め込まれた成分波のみ明敏に取り出せれば、誤ることなく鉄筋の存在位置を確認できる。従って、更に分析処理を行う。
図１６３のスペクトル及び図１６４の成分波を示す数式１３０（ｎ２１＝１６００）において、図１６３のカーソル１６０１で示す振動数ｆ_Ｄ１をｆ_Ａとする第３の周波数フィルタＡ_３（ｆ）を用いて数式１３１の演算をｎ３１＝３０として演算したスペクトルの比較を示したものが図１６５だったわけである。

測点２、７及び１２の直下に鉄筋がある位置でのスペクトル位置が大きく生じ、隣接する測点３、６及び１１でのスペクトル値が測点２、７及び１２のスペクトル値の約半分になっている。上述のＧ_ａＣ_ｊ（ｔ）をＧ_ａＣ_ｊ ^３（ｔ）で表示したものが図１６６である。鉄筋が直下にある測点ｊ＝２、７及び１２の成分波のみが大きく励起している。
また、上述の解析でｎ１、ｎ２、ｎ２１を０としても、図１６６に示す波とほとんど同一の分析結果を得ることができる。この場合のＧＣ_ｊ（ｔ）波のスペクトルＦＡ_ｊ（ｆ）を図１６７に示す。
なお、分析例として示さないが、数式１４で示す加算平均波を数式９６に置き換えても、前記と同一の波形分析で、鉄筋の明敏な探知が図１６６の場合と同様に可能である。
図１６８乃至図１７０は第１５の実施例としてコンクリート表面に亀の子状のフェアークラックが多量に生じている場合においてその内部にある鉄筋の平面的位置の探知を鉄筋上を伝達する臨界屈折波に注目して行う方法を示すフローチャートである。
次に、第１６の実施例について説明する。第１６の実施例では、コンクリートに埋め込まれた鉄骨の破断の有無の探知を行う。図１７１に示すように、１対の発信探触子及び受信探触子をその間隔をＬとして固定配置し、発信探触子よりコンクリート面直下に超音波を入力すると、自然発生する斜方向超音波が鉄骨に達り鉄骨表面上を臨界屈折波として伝達する波が発生する。この臨界屈折波２２１とコンクリート表面を伝達する波２２２の重畳波を受信探触子で受信することとなる。波２２１にはたて波及び表面波があり、波２２２にもたて波及びよこ波がある。コンクリートのたて波音速（_ｃＶ_ｐ）を３６２０ｍ／秒、鉄のたて波音速（_ｓＶ_ｐ）を５９００ｍ／秒としたとき、Ｌの値の変化で、波２２１及び２２２の最も速く伝達するたて波の伝達時刻を数式１３２乃至数式１３４等を用いて算定すると、表６のようになる。

図１７２は、Ｌが４００ｍｍの場合の測定で、３０００回の加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）を得て、Ｇ_ｊ（ｔ）より１２０ｋＨｚ付近の狭帯域成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）を抽出し、振幅を１０倍に拡大して示したものである。具体的には、ｎ１＝４、ｎ２＝３２０、ｎ３＝０として、数式１２３を用いて求めている。図１７３は図１７２のＧＡ_ｊ（ｔ）波、及びｔ＝０で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝２ｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数ＦｉＬＴ（ｔ）を数式１２４に適用し、ｎ５＝２として得たＧＢ_ｊ（ｔ）波をＧＢ_ｊ ^２（ｔ）表示したものである。
図１７４に示す波はＬ＝５００ｍｍのときの上述の処理によりえら得たＧＢ_ｊ ^２（ｔ）波である。この波に対応するスペクトルを図１７５に示す。測点１及び測点２の鉄筋が破断していない位置でのスペクトルが大きくなっている。カーソル１４３１の位置がこの場合のｆ_Ｄ１値（７８ｋＨｚ）を示す。ｆ_Ｄ１をｆ_Ａとする第３の周波数フィルタＡ_３（ｆ）を用い、ｎ２１＝０、ｎ３１＝１００としたときのＧＣ_ｊ（ｔ）をＧＣ_ｊ ^２（ｔ）表示して図１７６に示す。測点１、２に、上述の解析で改変された鉄骨表面を臨界屈折波として伝達する波の起生を確認できるが、鉄骨が破断している測点３及び４では波の起生を確認できない。
測点ｊ＝１及び２において鉄骨が健全な場合、測点３及び４に鉄骨が破断している場合のものを並べて示している。図示しないが、Ｌ＝３００ｍｍ又は５００ｍｍの場合も全く同一の分析処理で同様の比較波形ＧＣ_ｊ ^２（ｔ）を得た。カーソル位置と表６のＬ＝４００ｍｍの波２２１のたて波の起生時刻が合致している。
一方、図１７３、１７４及び１７７は、表６の波２２２のたて波の起生時刻をｔ_Ｔとして得たＧＢ_ｊ ^２（ｔ）波である。鉄骨が破断していない測点１及び２で波２２２の臨界屈折波が大きく励起している。Ｌの値が５００ｍｍと最も大きい図１７２のＧＢ_ｊ ^２（ｔ）波で、速度の遅いよこ波での臨界屈折波の起生が確認できる。同一の測定法で鉄筋の破断測定も可能である。
なお、図１７３、１７４及び１７７では、測点１及び２で健全部、測点３及び４で鉄骨破断部のＧＢ_ｊ（ｔ）を示しているが、実際の測定では測点ｊ＝１で健全部、ｊ＝２で健全／破断検討部としてもよい。また、探触子の中心間距離を、初期値Ｌ_Ｂに設定し、ＧＢ_ｊ ^ｎｐ（ｔ）の波が図１７４のｊ＝１又は２のように明敏になるまでＬ_Ｂの値を大きくしＬ_Ａに変更してもよい。
図１７８乃至図１８１は第１５の実施例としてコンクリートに埋め込まれた鉄筋又は鉄骨の破断の探知を鉄筋又は鉄骨上を臨界屈折波として伝達する波に注目して行う方法を示すフローチャートである。なお、ｊ＝１は鉄骨／鉄筋健全部の測定を示し、ｊ＝２は破断／健全を評価する位置の測定を示す。
次に、第１７の実施例について説明する。第１７の実施例では、被探知体の内部の劣化程度を定性的に探知する。図１８２は厚さ３０ｃｍ×幅２５ｃｍ×長さ１００ｃｍのコンクリート供試体を用い、発信と受信探触子の間隔ａを６０ｃｍとして配し、発信探触子１４４１から直下にたて波超音波１４４３を発信したときに受信探触子１４４２で受信する波の伝達経路を図示したものである。波１４４４は、コンクリート表面に発生する微弱な強度のたて波である。波１４４５は、コンクリート表面に発生する強度の大きい表面波である。波１４４６は、往路及び復路をたて波とする供試体底部からの反射波である。波１４４７は、往路をたて波、復路をよこ波、又は往路をよこ波、復路をたて波とする供試体底部からの反射波である。波１４４８は、往路及び復路をよこ波とする供試体底部からの反射波である。波１４４９は、直接波である。以下、発信探触子１４４１から超音波発信後、受信探触子１４４２で受信する時刻を、波１４４４の場合Ｌ_１、波１４４５の場合Ｌ_２、波１４４６の場合Ｍ_０、波１４４７の場合Ｍ_１、波１４４８の場合Ｍ_２、波１４４９の場合Ｓと定義する。
探触子の発信及び受信子の径を４０ｍｍとして、図１８２の測定で得る受信時刻予測値は、供試体たて波音速４１００ｍ／秒、及びよこ波とたて波の音速比０．５９及び表面波とたて波の音速比０．５３を用いると、上述の各時刻は数式１３５乃至１３９のようになる。

共振振動数５００ｋＨｚ、径４０ｍｍの振動子を内蔵した探触子を用い、振動子に１５０Ｖのステップ関数型電圧を載荷したときの測定波ＧＡ_ｊ（ｔ）の１例を図１８３に示す。Ｇ_ｊ（ｔ）（ｊ＝１乃至４）に数式１２３を適用し、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとして、ｎ１＝４、ｎ２＝５６００、ｎ３＝０を適用してｆ_０＝４３ｋＨｚとして求めたものである。ｊ＝１乃至４の測定波Ｇ_ｊ（ｔ）は図１８２の供試体の裏側の劣化度を変化させて測定している。前記劣化度の１つにコンクリート表面からは目視し得ない裏側のひび割れがある。図１８２の供試体には、図１８４に示すように、幅２ｍｍの割れが形成されている。また、割れの深さｄは、ｊ＝１では０ｍｍ、ｊ＝２では５０ｍｍ、ｊ＝３では１５０ｍｍ、ｊ＝４では２５０ｍｍとしている。
割れの深さｄが大きくなるに従い、波１４４６、１４４７及び１４４８等における超音波の遮断量が大きくなっていく。
図１８３では、ＧＡ_ｊ（ｔ）波の比較図で４本のカーソルを示している。上段から時刻Ｌ_１、Ｍ_０、Ｍ_１、Ｍ_２を示している。数式１１２に準じて、Ｌ_１、Ｍ_０、Ｍ_１、Ｍ_２の時刻をｔ_ｈと表示して、ｆ_Ｄの値を５０ｋＨｚ程度と仮定して、ｆ_０にこの５０ｋＨｚを適用し、数式１４０の演算を行い、更にＬ_１、Ｍ_０、Ｍ_１、Ｍ_２毎に、数式１２４の演算を行って得られるＧＢ_ｊ（ｔ）波又はＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルについて明する。

但し、数式１２３のＧＡ_ｊ（ｔ）の算定においては、特に示す場合を除き、ｎ１＝ｎ２＝ｎ３＝０としている。また、数式１２４のＧＢ_ｊ（ｔ）の演算においては、ＦｉＬＴ（ｔ）をｔ＝ｔ_Ｔ−１００以前の時刻で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ＋１００以降の時刻で０となる正弦関数とした。
図１８３の数式１２３でｎ１＝４、ｎ２＝５６００、ｎ３＝０として求めた平均的中心周波数が４３ｋＨｚのスペクトルをもつＧＡ_ｊ（ｔ）波では第１カーソルのＬ_１＝１３７μ秒に波の起生を確認できない。これは、路程１４４４のたて波はその強度が微細なためである。振幅を１０倍に増幅表示した図１４６では、Ｌ_１＝１３７μ秒で路程１４４４の波の起生を確認できる。
このＬ_１＝１３７μ秒を数式１４０に適用し、ｔ_Ｔ＝１７２μ秒と計算し、ｎ５＝５として求めた数式１２４のＧＢ_ｊ（ｔ）波を図１８６に示す。対応するスペクトルＦＡ_ｊ（ｆ）を示したものが図１８７である。カーソル１４８１及び１４８２の位置にスペクトルの極大値が生じている。ひび割れのないｄ＝０の場合のスペクトルがｊ＝１で、ｄ＝５０ｍｍのスペクトルがｊ＝２で、ｄ＝１５０ｍｍのスペクトルがｊ＝３で、ｄ＝２５０ｍｍのスペクトルがｊ＝４の場合である。
ｊ＝１及びｊ＝２のスペクトルはｄ＝０及びｄ＝５０ｍｍとひび割れ深さが浅いために生ずる路程１４４９の直接波であり、３５ｋＨｚの振動数の波として求められている。一方、ｊ＝３及びｊ＝４のスペクトルはｄ＝１５０ｍｍ及び２５０ｍｍとひび割れ深さが深いため、前記直接波が遮断され、表面を伝達するたて波成分波がｆ_Ｄの値を５９ｋＨｚとしたスペクトルとして求められたと解することができる。
数式１４０に示すｔ_ＴをＭ_０、Ｍ_１、Ｍ_２について計算すれば、Ｍ_０の場合、ｔ_Ｔ＝２００＋２０＝２２０μ秒、Ｍ_１の場合、ｔ_Ｔ＝２７０＋２０＝２９０μ秒、Ｍ_２の場合、ｔ_Ｔ＝３３９＋２０＝３５９μ秒となる。ＧＡ_ｊ（ｔ）をｎ１＝ｎ２＝ｎ３＝０として求め、ｔ_Ｔを用い、ｔ＝ｔ_Ｔ−１００μ秒以前の時刻で０、ｔ＝ｔ_Ｔμ秒で１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ＋１００μ秒以降の時刻で０となる正弦関数ＦｉＬＴ（ｔ）を作成し、ｎ５＝７として、数式１２４の演算を行い、ＦＡ_ｊ（ｆ）をＦＡ_ｊ ^２（ｆ）表示したものが図１８８乃至図１９０である。
図１８８がＭ_０の場合の底部たて波反射波である波１４４６のスペクトルである。ｄ＝０のｊ＝１及びｄ＝５０ｍｍのｊ＝２の場合のスペクトルのみ大きく生じている。ｄ＝１５０ｍｍ及び２５０ｍｍと大きいひび割れのｊ＝３及びｊ＝４のスペクトルのスペクトル値は小さなものになっている。これは、深いひび割れの存在で、波１４４６の伝達波が遮断されたためである。ｆ_Ｄの値は、ｊ＝１の場合で４２ｋＨｚ、ｊ＝２の場合で３７ｋＨｚ、ｊ＝３の場合で３３ｋＨｚとなっている。劣化度が増すと、つまりｄの値が大きくなると、低周波に移動している。
図１８９がＭ_１の場合の波１４４７のスペクトルである。３３ｋＨｚと４８ｋＨｚにｆ_Ｄの値が生じている。３３ｋＨｚスペクトルのスペクトル値はｄ値の大きさに約反比例しており、４８ｋＨｚスペクトルのスペクトル値はｄ＝０で最大値を持ちｄ＝５０ｍｍで約１／２の値である。
図１９０がＭ_２の場合の波１４４８のスペクトルである。ｆ_Ｄの値は３３ｋＨｚと読み取れる。ｄ＝０でスペクトル値が最大となり、ｄ＝５０ｍｍで３／４の値である。ｄ＝１５０ｍｍ、２５０ｍｍでは、スペクトル値が微小である。
このように、第１７の実施例によれば、被探知体内部の劣化度を定性的及び定量的に探知可能である。即ち、劣化度に伴いｆ_Ｄの値が変化し、ｆ_Ｄの値でのスペクトル値が大きく変動するという現象を利用することにより、劣化度を探知することができる。
なお、本実施例ではＬ_２の場合については、時刻Ｌ_２と時刻Ｍ_１がおおよそ合致したため、測定例として示していないが、探触子間距離ａ＝６００ｍｍを、例えば１０００ｍｍというように変更すれば、Ｌ_２の場合でも、図１８８乃至図１９０のように、スペクトルの比較図を得ることができる。
なお、図１８９及び図１９０はＦＡ_ｊ（ｔ）をＦＡ_ｊ ^２（ｔ）表示したものであるが、図１８７及び図１８８では、以下の比較表示を行っている。各ＦＡ_ｊ（ｔ）で最も大きいスペクトル値の絶対値を｜_ｊＳ_ｍａｘ｜とし、｜_ｊＳ_ｍａｘ｜のｊ＝１乃至ｎＡの中で最も大きい振幅値を｜Ｓ_ｍａｘ｜としたとき、｜_ｊＳ_ｍａｘ｜≧｜Ｓ_ｍａｘ｜／β_ａとなるＦＡ_ｊ（ｔ）を｜Ｓ_ｍａｘ｜／｜_ｊＳ_ｍａｘ｜×ＦＡ_ｊ（ｔ）と置き換えた重み付け比較で示している。このような重み付け比較で、コンクリート内の劣化度に伴うｆ_Ｄの値の変化を容易に確認できる。また、図１８７ではβ_ａを１．１としたＦＡ_ｊ（ｔ）を前記の重み付けで表示し、図１８８ではβ_ａを１．２としたＦＡ_ｊ ^２（ｔ）を前記の重み付けで表示している。
図１９１乃至図１９３は第１７の実施例として被探知体の内部の劣化度を表面波又は版厚反射波等の振動数の変化及びスペクトル値の増減等により探知する方法を示すフローチャートである。なお、ｊ＝１はコンクリート内部が健全の場合を示し、ｊ＝２乃至ｎＡはコンクリート内部の劣化度を評価する位置の測定を示す。また、ステップＳ１７−２５では、ＦＡ_ｊ（ｆ）のＦＡ_ｌ（ｆ）とのスペクトル比較でＦＡ_ｊ（ｆ）のｆ_Ｄの値の変化及びｆ_Ｄの値に関するスペクトル値の大小を指標にコンクリート内部の劣化度を予測する。
次に、第１８の実施例について説明する。第１８の実施例は第１２の実施例を拡張した方法である。図１２４乃至図１３１は鉄筋からのたて波反射波を抽出するものであった。つまり、ｆ_Ｄの値はたて波反射波に対応するものである。具体的には、このｆ_Ｄの値にはよこ波反射波に対応するものもある。
図１９４は図１２４乃至図１３１と同様の計測で、測定間隔を広くし、測点数を少なくしたＧ_ｊ（ｔ）波である。計測条件として異なる点は、１対の発信探触子及び受信探触子の間隔をａ＝１２０ｍｍとしたことである。測点２及び４にかぶり厚ｄ＝５０ｍｍで径が２０ｍｍの異形鉄筋が埋め込まれている。ａ＞２×ｄ以上になると、鉄筋から受信する反射波は、コンクリート内で自然発生するよこ波成分が卓越してくる。
図１９４に示すカーソル１１１０１の位置をＧ_ｊ（ｔ）波の起生の最初の時刻ｔ_Ｔ（２７．６μ秒）としてｔ＝０で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝２×ｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数状フィルタＦｉＬＴ（ｔ）を最初のフィルタとして、数式１２３のｎ１、ｎ２、ｎ３を夫々０として、数式１２４でｎ５＝２として演算したＧＢ_ｊ（ｔ）の１部を示したのが図１９５である。Δｔａ＝０．２μ秒として、ｔ_Ｔの値をΔｔａずつ増分した場合にｔ_Ｔ＝４９．２μ秒となったときのＧＢ_ｊ（ｔ）波である。対応するスペクトルを図１９６に示す。
スペクトル１１３０１及び１１３０４は測点直下に鉄筋がある場合のものであり、スペクトル１１３０２及び１１３０３は直下に鉄筋のない場合のものである。その極大値を示す振動数が概略全てのスペクトルで一致するカーソル１１３０６のスペクトルが探知妨害波スペクトルであり、また、カーソル１１３０５でスペクトル１１３０１及び１１３０４が極大値となっている。従って、カーソル１１３０５の振動数が、この測定におけるよこ波反射波のｆ_Ｄの値と判断でき、ｆ_Ｄ＝７０ｋＨｚと特定できる。
一方、この計測の場合、１対の探触子の間隔が広いため、コンクリート表面を探触子間で伝達する妨害波は表面波が支配的となる。このため、数式２０の_ｃＶ_ｐを表面波音速０．５３_ｃＶ_ｐに変更した数式２０−１を用いて、ｆ_０の値を計算すると、α（ｌ）＝１．０として、数式１４１のように５３ｋＨｚとなる。

ｆ_０＜ｆ_Ｄとなるため、数式１２４及び１２５を用いてｆ_Ｄ＝７０ｋＨｚを中心周波数とする狭帯域成分波ＧＣ_ｊ（ｔ）をＧ_ｊ（ｔ）波より抽出する。ｎ１１＝４、ｎ２１＝１６００、ｎ３１＝０として演算した７０ｋＨｚを中心周波数とする狭帯域成分波のスペクトルＡ_１ ^ｎ１１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２１（ｆ）・Ａ_３ ^ｎ３１（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）をスペクトル値の２乗表示で図１９７に示す。
カーソル１１４０１（７０ｋＨｚ）に大きなスペクトル値を持つ測点１及び２のスペクトルを見ることができる。対応する成分波ＧＣ_ｊ（ｔ）において、全成分波の最大振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ｜とし、各成分波ＧＣ_ｊ（ｔ）毎の最大振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ_ｊ｜としたとき、｜_ｍａｘＰ｜／β_ａ≦｜_ｍａｘＰ_ｊ｜を満足するＧＣ_ｊ（ｔ）波をＧＣ_ｊ ^２（ｔ）表示で表示図面に最大表示したものが図１９８である。β_ａ＝１．５として表示している。測点１及び４にのみ大きな振幅の鉄筋からの反射波をカーソル１１５０１の位置に確認できる。カーソル１１５０１の位置のｔ_Ｔを用い、ｔ＝０で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝２×ｔ_Ｔ以降の時刻で０とする正弦関数状フィルタＦｉＬＴ（ｔ）を用い、ｎ５＝０として求めた数式１２５のＧＣ_ｊ（ｔ）波をＧＣ_ｊ ^２（ｔ）で表示したのが図１９９である。図１９８の表示と同様、β_ａ＝１．５として示している。
図２００乃至図２０２は第１８の実施例として被探知体にたて波超音波を入力したときに被探知体内で自然発生するよこ波に注目した探知の方法を示すフローチャートである。
次に、第１９の実施例について説明する。第１９の実施例では、被探知体の音速を高精度に測定する。
超音波によるコンクリート等の内部探知に必要な基本的データの１つに、そのコンクリートの音速がある。構造物によっては透過法による音速測定が不可能なものもある。例えば、トンネル巻厚の測定等では、その表面に１対の発信探触子及び受信探触子の中心間隔を１として配した図２０３に示す測定で、発信探触子よりその表面直角方向にたて波超音波を発信し、自然発生する微弱なたて波１０１を受信探触子で受信し（以下、表面配置計測とよぶ）、この受信時刻ｔ_ｈと振動子径φ、補正係数βを用いて、数式１４２のように、たて波音速_ＣＶ_Ｐを求めている。

しかし、この方法には２つの問題点がある。第１に、上述のたて波はその強度が微弱であるため、電気的及び機械的な雑音の中に埋もれやすい。第２に、数式１４２で用いる補正係数βを従来確定する方法が未解明である。従来、β_Ｓ＝０又はβ_Ｓ＝１．０として、たて波音速を評価している。
このような状況の下、従来の表面配置計測では、コンクリート表面を伝達するたて波音速を正確に測定することができず、また、コンクリートの表面を伝達する表面波の音速等の測定はほとんど不可能である。
第１９の実施例では、表面配置法計測でたて波及び表面波音速を高精度に測定すると共に、数式１４２のβ_Ｓの値を確定する。また、第１９の実施例を図２０４に示す斜め透過法計測で得られる受信波に適用することにより、コンクリート内を伝達するよこ波の速度を測定することもできる。
図２０５は厚さ５０ｃｍのコンクリート平板を用い、図２０３に示す表面配置計測で得た受信波の１例である。図２０６は図２０５に対応するスペクトルである。径が４０ｍｍで共振振動数が５００ｋＨｚの振動子が内蔵された外径６０ｍｍの１対の発信探触子及び受信探触子をｌ＝１４０ｍｍで配し、発信探触子内振動子１５８４にステップ関数型の５００Ｖの電圧を載荷し、受信探触子１５８５で得られる受信波を、電圧の載荷の都度、計１００回受信し、加算平均した波Ｇ（ｔ）に数式１２３に示す演算を行った波ＧＡ（ｔ）である。具体的には、加算平均波Ｇ（ｔ）を数式１２３に適用し、ｎ１＝２、ｎ２＝２０、ｎ３＝０として、ｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとする第１の周波数フィルタＡ_１（ｆ）及び第２の周波数フィルタＡ_２（ｆ）を用いて、数式１４３の演算を行ったものである。

図２０６は０乃至５００ｋＨｚの広帯域スペクトルとなっている。対応する波ＧＡ（ｔ）を振幅を４倍に増幅して図２０５に表示している。たて波１５８１が超音波発信後に起生するであろう理論的時刻付近にカーソル１６０１を示している。
しかし、カーソル１６０１の前後に電気的及び機械的な雑音が重畳し、たて波１５８１の起生位置を確認することができない。一方、図２０７は加算回数を徐々に増加させていくことで得た前記ＧＡ（ｔ）波である。加算回数が増していくに従い、カーソル１６０１付近の電気的及び機械的な雑音が消滅している。図２０７の波ＧＡ（ｔ）は３０００回の加算平均波より、数式１２３に示す演算でｎ１＝２、ｎ２＝２０、ｎ３＝０として求めたものである。なお、加算回数の最適値は一義的に決め得るものではない。計測現所の電源及び交通事情からの外乱の受信波への混入程度で、この加算回数の最適値は大きく変動する。このため、図２０５、図２０７、図２０８に至るＧＡ（ｔ）波の変化を加算回数が増すに従い視認でき、かつオペレータの判断で加算回数の増加を装置に指示できる機能を具備させることが好ましい。
また、ＧＡ（ｔ）波の振幅の増幅表示機能は重要である。図２０８に示すＧＡ（ｔ）波は図２０７のＧＡ（ｔ）波の振幅を２０倍に増幅して表示したものである。カーソル１６３１が経路１５８１のたて波の起生時刻を明敏に特定している。図２０７のＧＡ（ｔ）波は振幅増幅せず、そのまま表示したものである。図２０７では、カーソル１６２１の時刻をたて波１５８１の伝達時間ｔ_ｈと誤認する虞がある。
従って、先ず、広帯域超音波装置を用い、図２０３の表面配置計測で指定された回数ｎ_ｋの受信波を取得し、これらの加算平均波Ｇ（ｔ）を得る機能を設ける必要がある。また、数式１２３を用いてＧ（ｔ）波より図２０６に示すような０乃至５００ｋＨｚ程度の帯域のＧＡ（ｔ）波を演算する機能を設ける必要がある。また、ＧＡ（ｔ）波を増幅表示して、例えば図２０５に示すように、視認させる機能を設ける必要がある。また、オペレータの判断で、加算回数ｎ_ｋを増加させ得るコントロール処理機能を設ける必要がある。更に、これらの処理を繰り返し行い得る機能を設ける必要がある。なお、前記オペレータの判断には、必ず、例えば図２０８の位置１６３１の波の最初の振幅をＰ_Ａ、その前方にある雑音の振幅をＰ_Ｂとしたとき、しきい値Ｒ_Ｐを用いて、Ｐ_Ｂ≦Ｐ_Ａ／Ｒ_Ｐとなったとき、加算平均を終了すればよい。これらの機能を超音波探知装置設けることにより、数式１４２のたて波速度算定式における超音波伝達時間ｔ_ｋを高精度に特定できる。
但し、これらの方法では、数式１４２のβの値を特定することはできない。次に、このβ値の特定を必要としない音速の測定方法について説明する。
図２０９は、図２０３の表面配置計測において、探触子中心間距離１を１ずつ変化させて測定した図２０７に対応するＧＡ_ｊ（ｔ）波をそれぞれ後述する演算処理を行い、並べて示したものである。各波に付したＮｏ．は以下のようである。但しΔｌは２０ｍｍとした。Ｎｏ．１では、ｌ＝２００ｍｍ、Ｎｏ．２では、ｌ＝２００−Δｌ（ｍｍ）、Ｎｏ．３では、ｌ＝２００−２×Δｌ（ｍｍ）、・・・、Ｎｏ．６では、ｌ＝２００−５×Δｌ（ｍｍ）。
演算処理は、図２０９の波形の表示最大スケールを１．０とし、各波ＧＡ_ｊ（ｔ）の最大振幅の絶対値｜_ＭＡＸＰ_ｊ｜を用いて、ＧＡ_ｊ（ｔ）／｜_ＭＡＸＰ_ｊ｜表示した後、図２０５及び図２０７の波の表示と同様に、オペレータの指示により波形振幅を徐々に増幅表示した。
図２０９ではΔｌが一定値であるため、斜めのカーソル１６４１が各ＧＡ_ｊ（ｔ）／｜_ＭＡＸＰ_ｊ｜波の起生時刻で合致している。このような斜めカーソルの発生はオペレータの指示で行われる。最初、図２０９に対応する分析画面に水平カーソルが自動発生され、本装置をオペレーションすることで、カーソルの回転及び上下方向移動を容易に行えるようにしてある。カーソルは、図２０９のよこ軸をＸ、たて軸をＹと表現すれば、Ｙ＝ｂ_１Ｘ−ｂ_２となる。
上述の計測において、径が４０ｍｍの振動子を内蔵した場合と、径が２０ｍｍの振動子を内蔵した場合とでは、ｂ_１及びｂ_２の値は次のようになった。径が４０ｍｍの振動子では、ｂ_１が０．２２８、ｂ_２が８．０４２、径が２０ｍｍの振動子では、ｂ_１が０．２２９、ｂ_２が４．１２０であった。
ｂ_１の値の逆数は、たて波１５８１の音速と一致する。従って、径が４０ｍｍの振動子を用いた場合には、数式１４４より、音速は４３８６（ｍ／秒）となる。

従って、β_Ｓ値を用いないでも、たて波の音速の測定が可能となる。
なお、上述の_ｃＶ_ｐ＝４３８６（ｍ／秒）を用いてたて波音速算定式のβ_ｓを容易に求めることができる。数式１４２に_ｃＶ_ｐ及び使用した探触子の振動子径φ＝４０ｍｍ及びｌ_０＝２００ｍｍ（Ｇ_１（ｔ）波）の場合の起生時刻ｔ_ｈ＝３７．４６μ秒を適用すれば、４．３８６＝（２００−β_ｓ×４０）／３７．６４となる。従って、β_ｓは０．８７となる。この計算はＧ_１（ｔ）波を用いた場合のものであるが、他の波Ｇ_ｊ（ｔ）を用いても同様にして、β_ｓを求めることができる。また、測定例としては示さないが、振動子径が２０ｍｍの場合、β_ｓは若干異なり、０．８９程度となる。
前述のように、探触子の中心間距離の同一の変化量Δｌ毎に測定したＧＡ_ｊ（ｔ）波を用いて音速評価を行う方法は、従来、その測定が不可能であった図２０３の表面波１５８２の音速も、図２０４の斜透過法計測の場合で自然発生するよこ波の音速も極めて高い精度で測定することが可能である。
図２１０は図２０３の測定でｌ＝３００ｍｍとし、Δｌ＝２０ｍｍとし、ｌ＝２００ｍｍまで変化させたときの表面波１０２の音速を求めた結果である。図２０９ではＧＡ_ｊ（ｔ）波を縦方向に並べていたが、図２１０ではよこ方向に並べている。
図２０９のたて波音速を求めた処理とは以下の点で異なる。表面波１５８２の振幅はたて波１５８１の振幅に比して極めて大きい。また、この性質は低周波の成分波になればなるほど顕著となる。この性質を利用すると、容易に表面波の音速を測定できる。すなわち、数式１２３においてｎ３＝０とし、ｎ１、ｎ２の値をコントロールし、ＧＡ_ｊ（ｔ）波を取得し、ＧＡ_ｊ（ｔ）／｜_ＭＡＸＰ_ｊ｜の代わりに、ｎｐを１以上の整数としてこれをｎｐ乗したもの（（ＧＡ_ｊ（ｔ）／｜_ＭＡＸＰ_ｊ｜）^ｎｐ）をｊ＝１至６まで並べて表示し、その振幅を徐々に増幅していくことで得たものである。図２１０の比較図ではｎｐ＝３としている。なお、この場合でもｆ_Ｄ値が存在する。即ち、表面波の強度が最も大きく卓越する振動数を、図１９９を求めた方法に従って求めると、図示しないが、６０ｋＨｚ前後である。従って、ｎ１＝４、ｎ２＝２４として、中心周波数が６０ｋＨｚとなる狭帯域成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）を求め、図２０９の場合と同様に、自動発生したカーソルをオペレータ指示で回転及び左右方向へ移動させ、カーソルがすべての（ＧＡ_ｊ（ｔ）／｜_ＭＡＸＰ_ｊ｜）^ｎｐ波の起生位置と合致するようにしたものである。
Ｎｏ．１の波のカーソル位置ｔ_ｈ，１は８１．９μ秒、Ｎｏ．１の波のカーソル位置ｔ_ｈ，６は１２３．９μ秒である。従って、表面音速_ＣＶ_Ｌは数式１４５より２３８１（ｍ／秒）となる。

表面波とたて波との音速比はε_１＝_ｃＶ_Ｌ／_ｃＶ_ｐとなる。図１６５のカーソルの傾きｂ_１の逆数１／ｂ_１が表面波の音速であることは以下の処理で証明される。図２０３に示したたて波１５８１と表面波１５８２の強度は後者の方が極めて大きい。このため、（ＧＡ_ｊ（ｔ）／｜_ＭＡＸＰ_ｊ｜）^ｎｐ波ではたて波１５８１は消滅する。また、図２０３に示した直接波１５８３が表面波１５８２より早く受信される可能性は否定できない。しかしながら、もし直接波１５８３が早く受信されたとすれば、直接波の伝達機構上、その伝達距離の変分が直線的とはならないため、カーソルＹ＝ｂ_１Ｘ−ｂ_２上にすべての（ＧＡ_ｊ（ｔ）／｜_ＭＡＸＰ_ｊ｜）^ｎｐ波の起生時刻が合致しなくなる。
図２１１は図２１０の中心周波数を６０ｋＨｚとするＧＡ（ｔ）波に数式１２３を再度適用し、ｎ２の値を２４からさらに増大したときのＧＡ_ｊ（ｔ）／｜_ＭＡＸＰ_ｊ｜波を表示したものである。ｎ２の値を徐々に大きくしていくと、図２１０に示す斜カーソル１６５１の若干後方位置に、各ＧＡ_ｊ（ｔ）／｜_ＭＡＸＰ_ｊ｜波の時間軸と交差し傾きがカーソル１６５１の傾きと一致してくる中心周波数の狭帯域成分波がある。本実施例の場合、この中心周波数は４３ｋＨｚであった。
図２１１の斜カーソル１６６１は時間軸の後方位置に図２１０のカーソル１６５１を平行移動したものである。カーソル１６６１と４３ｋＨｚの狭帯域成分波の傾きとがほぼ一致している。これは、このような低周波においては、図２０３１５８に示す伝達波１５８１、１５８２及び１５８３のうち、表面波１５８２の強度が他の波の強度と比して、極めて大きくなるという物理現象より生じたものである。
図２０４の斜透過法計測においても、同様な現象がある。即ち、低周波成分波になると、図２０４の測定の場合、受信波に含まれるよこ波成分がたて波成分に比し卓越してくる。この現象を利用して、図２０４の斜透過法計測で、コンクリートのよこ波音速を測定する事例について説明する。
図２１２は図２０４の斜透過法で得た３０００回の受信波を加算平均した波Ｇ_ｊ（ｔ）より２３８ｋＨｚの狭帯域成分波として数式１６の演算を行い、ＧＡ_ｊ（ｔ）の各々で最大振幅の絶対値を｜_ＭＡＸＰ_ｊ｜とし、ＧＡ_ｊ（ｔ）／｜_ＭＡＸＰ_ｊ｜の振幅値を１７倍に拡大表示したものである。使用した探触子は径が４０ｍｍ、共振振動数が５００ｋＨｚの振動子を内蔵し外径が６０ｍｍのものである。ｊは１〜６までとし、図２０４の探触子の受発信面の中心を結ぶ線分長を１_ｊ＝１５０＋（ｊ−１）×２０（ｍｍ）とした。なお、ＧＡ_ｊ（ｔ）の作成にあたっては、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚ、ｎ１＝４、ｎ２＝８、ｎ３＝０として演算した。
図２１２において、表示する斜カーソル１６７１が全てのＧＡ_ｊ（ｔ）波の起生位置と合致している。このカーソルの傾きを計算すると、１００ｍｍ×１０^３／（５０−２６．８６）μ秒＝４３２１（ｍ／秒）となる。図２０４の発信探触子及び受信探触子間を最も早く伝達する波はたて波であるため、たて波音速が_ＣＶ_Ｐ＝４３２１（ｍ／秒）と判断できる。
また、よこ波音速についても、図２１１の表面配置計測で示した表面波音速を測定する方法を用いて特定することが可能である。
図２１２を得たＧＡ_ｊ（ｔ）波を用い数式１２３で表される狭帯域成分波ＧＡ_ｊ（ｔ）をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚ、ｎ１＝４、ｎ２＝１６００、ｎ３＝０として、中心周波数３０ｋＨｚとする狭帯域成分波を抽出したものが図２１３である。
図２１３は図２１２と比してよこ軸（時間軸）を１／２に縮小表示している。低周波成分波になると、斜透過法においては、よこ波成分がたて波成分より著しく強度が大きくなるため、図２１２のたて波１６７１の起生位置より後方に、振幅が大きく、且つ波形の時間軸と交差する位置がｊ＝１〜６の順で直線的に変化する。
カーソル１６８１で、時間軸と交差する位置を特定している。このカーソル１６８１の傾きは１００ｍｍ×１０^３／（１０５−６５．５）μ秒＝２５３２（ｍ／秒）である。従って、よこ波音速_ＣＶ_Ｓは_ＣＶ_Ｓ＝２５３２（ｍ／秒）となる。このコンクリートモデルのよこ波とたて波の音速比ε_２は２５３２／４３２１＝０．５８６と特定される。
以上より、表面を伝達する微細なたて波音速_ｃＶ_ｐ等が何らかの原因で精度よく求められない場合であっても、勢力の大きい表面波音速_ｃＶ_Ｌ及びよこ波音速_ＣＶ_Ｓを求め、たて波音速_ｃＶ_ｐを_ｃＶ_ｐ＝_ｃＶ_Ｌ／又ε_１は_ｃＶ_ｐ＝_ｃＶ_Ｓ／又ε_２として求めることもできる。
図２１４乃至図２２２は第１９の実施例として透過法による音速測定が不可能な構造物に対し、１対の発信探触子及び受信探触子を被探知体の表面に両探触子の中心間距離１_０で配する表面配置法又は斜透過法計測において超音波の音速を測定する方法を示すフローチャートである。特に、図２１４は使用する振動子の径をφ、超音波の発信後に受信する波の起生時刻をｔ_ｈとして、たて波超音波の音速を数式１４２として測定する方法であって、振動子の径φ毎に決まるβ_ｓの値を用いて、たて波音速を求める方法を示す。図２１５乃至図２１７は探触子の中心間距離をｎＡ回変化させた計測で得るＧ_ｊ（ｔ）の波形を分析して得られる成分波の超音波発信後の起生時刻ｔ_ｈｊが直線的に変化する物理現象を利用して、直線的変化の傾きが被探知体のたて波音速_ｃＶ_ｐ又は前記たて波音速_ｃＶ_ｐの逆数となることを利用した計測、並びに任意のＧ_ｊ＝ｋ（ｔ）波とその起生時刻ｔ_ｈ，ｋとして図２１４に示す方法で用いるβ_ｓの値を求める方法を示す。また、図２１８及び図２１９はＧｊ（ｔ）波を波形分析して、表面波の音速_ｃＶ_Ｌを求め、たて波音速を算定する方法を示す。そして、図２２０乃至図２２２は斜透過法として探触子の中心間距離をｎＡ回変化させた計測で得るＧ_ｊ（ｔ）の波形を分析して得られるよこ波の音速_ｃＶ_ｓを求め、たて波音速を算定する方法を示す。
次に、第２０の実施例について説明する。第２０の実施例では、探知された対象物が鉄筋又は埋設管の判断、埋設管の場合には、鉄管又は塩化ビニル管の判断を行う。
図２２３は１０ｃｍのかぶり厚で埋め込まれた径が２５ｍｍの鉄筋の探知結果である。径が４０ｍｍ、共振振動数が５００ｋＨｚの１対の発信探触子及び受信探触子を、その中心間距離を７０ｍｍとして鉄筋直上に配した計測で１０００回の加算平均波Ｇ（ｔ）を作成し、数式１２３で分析の上限をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとし、ｎ１＝５、ｎ２＝８００、ｎ３＝０として数式１６の演算を行い、ＧＡ^２（ｔ）表示したものである。数式１１２のｔ_Ｔを図２２３のカーソルが示す９７．１７μ秒とし、ｔ＝０で０、ｔ＝ｔ_Ｔ＝６７．１７で１．０、ｔ＝２ｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数ＦｉＬＴ（ｔ）を定義し、数式１２４の演算を行うことにより、ＦＡ（ｆ）スペクトルを示したものが図２２４である。２つのスペクトルの起生を確認できる。これらのスペクトルの振動数は７０ｋＨｚ、１１２ｋＨｚである。
図２２５のスペクトル比較図では、ｊ＝１が鉄筋、ｊ＝２が径２５ｍｍかぶり厚１００ｍｍの鉄筋、ｊ＝３が径２５ｍｍかぶり厚１００ｍｍの塩化ビニル管の場合でのスペクトルを示す。即ち、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとし、ｎ１＝４、ｎ２＝１８００、ｎ３＝０として数式９９の演算を行い、数式９８のｔ_Ｔを若干時刻前方へ移動させ、ｔ_Ｔ＝５４．２μ秒とし、ＦｉＬＴ（ｔ）をｔ＝ｔ_Ｔ−１００以前で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ＋１００以降の時刻で０とした。更に、ｎ５＝１１として数式９９の演算を行い、ｊ＝１の鉄筋からの反射波スペクトルＦＡ_１（ｆ）、ｊ＝２の鉄筋からの反射波スペクトルＦＡ_２（ｆ）、ｊ＝３の塩化ビニル管からの反射波スペクトルＦＡ_３（ｆ）を比較表示したものが図２２５である。各スペクトルの起生状況は互いに相違している。
図２２４における鉄筋反射波のｆ_Ｄの値の１つである７０ｋＨｚで、鉄筋、鉄管及び塩化ビニル管からの反射波のスペクトルを比較表示し、図２２５に示したことになる。なお、鉄管及び塩化ビニル管では、その内部は空洞となっている。
第１０の実施例で説明したように、中空の配管においては、配管の構造に関する共振スペクトルが反射波スペクトルに重畳する。本実施例における鉄筋と埋設管とのＦＡ_ｊ（ｔ）スペクトルの比較では、埋設管の場合の方が、鉄筋の場合と比較すると、スペクトルの幅が大きくなり、スペクトルのピークを示す振動数について、鉄筋の場合にはｆ_Ｄの値が１つであるが、埋設管の場合には複数になり、特に、鉄管の場合には、塩化ビニル管と比較するとスペクトル強度が大きくなっている。
図２２５は数式９９のＨＢ_ｊ（ｔ）を用いて得たものであるが、数式１２４のＧＢ_ｊ（ｔ）を用いた同様の分析によっても、分析結果を特には示さないが、同様のスペクトル比較図を得ることができる。
このように、ＨＢ_ｊ（ｔ）又はＧＢ_ｊ（ｔ）のスペクトルを比較することにより、即ち上述のスペクトルの変化の特徴を検討することにより、被探知体が鉄筋、鉄管又は塩化ビニル管のいずれであるかを判断できる。
但し、このようなスペクトルの比較では、工学的判断が必要とされる場合がある。この判断を自動的に行うには、判断条件が少ないほど好ましい。
図２２４は図２２３に示すカーソル（ｔ_Ｔ＝６７．１７μ秒）に基づいてｔ_Ｔ＝６７．１７とするＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）を用いて径２５ｍｍの異形鉄筋からの反射波のスペクトルをｎ５＝１８として取り出したものである。このｔ_Ｔを数式１１２を準用して、ｄ＝１０ｃｍ、コンクリートの音速を_ｃＶ_ｐ＝４３１７ｍ／秒のときの径２５ｍｍ、かぶり厚１０ｃｍの鉄筋のｆ_Ｄ（１０９ｋＨｚ）を用いて、数式１４６のように、５４．２μ秒と特定した。

そして、数式１２４の演算を行ってもＦＡ（ｆ）スペクトルは図２２４のスペクトルとほぼ同一なものとなる。なお、７０ｋＨｚを中心周波数とするスペクトルは異形鉄筋のリブの存在により、鉄筋に入力するたて波がモード変換を生じ、よこ波に変換されて生じたものである。
次に、上述の現象を利用した探知方法について説明する。たて波反射波のｆ_Ｄとよこ波反射波のｆ_ＤＳとの間に数式１４７の関係が成り立つものとする。

そして、ｆ_Ｐ＝ｆ_Ｄ・（１＋ε_２）／２を中心周波数とする狭帯域成分波の取り出しについて検討する。
図２２５に示すスペクトル比較図を得たＨＡ_ｊ（ｔ）及びＨＢ_ｊ（ｔ）において、ｎ２の値を１８００から順次低くし、ｎ５＝２７の数式１２４のＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルの中心周波数がｆ_Ｐと等しくなるようにしたスペクトル比較図が図２２６である。ｊ＝１の鉄筋からの反射波スペクトルにたて波及びよこ波の２つの成分が含まれているため、２つのピークが生じている。埋設管の反射波スペクトルにはたて波成分の１つのピークのみが含まれている。ｊ＝２及び３の鉄管及び塩化ビニル管のスペクトルの比較では、鉄管の場合の方が広帯域となっている。
図２２６はＨＢ_ｊ（ｔ）を用いて示したものであるが、ＧＢ_ｊ（ｔ）を用いた分析でも、図示しないが、全く同様の比較図を得ることができる。但し、鉄筋及び塩化ビニル管の場合での帯域幅の相違は図２２６ほどは顕著にならない。
上記の判別法によれば、加算平均波Ｇ_ｊ（ｔ）及びＨ_ｊ（ｔ）を波形分析することで、探知物が鉄筋か埋設管であるかを容易にできる。また、埋設管と判断した場合には、それが鉄管なのか塩化ビニル管なのかを同様の波形分析によって判断することが可能である。埋設管はその内部が中空であるため、超音波が入力されると、管のもつ共振特性に基づいて共振現象が生じ、この共振波が反射波に重畳して受信される。このような共振は、鉄管の方が高周波で生じる。
先ず、塩化ビニル管の探知について説明する。図２２５のスペクトル比較図を得たＨＡ_ｊ（ｔ）及びＨＢ_ｊ（ｔ）において、Ｆ_ｊ／Ｆ_ｊ（ｆ）をＦ_ｊ（ｆ）に置き換え、ｎ２の値を徐々に大きくし、ｎ５＝２７の数式１２４におけるＦＡ_ｊ（ｔ）スペクトルの中心周波数が５０ｋＨｚ付近になるようにしたときの比較図が図２２７である。ｊ＝３の塩化ビニル管の場合のＦＡ_３（ｔ）スペクトルが広い帯域のスペクトルとして生じている。ｊ＝１及び２の鉄筋又は鉄管の場合とスペクトルの形状が著しく相違している。ｊ＝３のような正弦関数状の比較的帯域幅が広いスペクトルが得られたときに探知物を塩化ビニル管と断定すればよい。
但し、注意が必要がこともある。図２２７はＦ_ｊ（ｆ）を使用したときの解析結果であり、Ｆ_ｊ／Ｆ_ｊ（ｆ）を使用したときの位相情報のみを用いた同様の分析法によれば、コンクリート表面を探触子間で伝達する表面波が大きな勢力の妨害波として低周波帯域に生じてくる。例えば、５０ｋＨｚから４０ｋＨｚまでＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルの中心周波数を移動させると、ｊ＝１乃至３の場合のスペクトルが概略同一形状の妨害波スペクトルとして現れるようになる。Ｆ_ｊ（ｆ）又はＦ_ｊ／Ｆ_ｊ（ｆ）のいずれを採用しても図２２７のような比較図を得るために、５０ｋＨｚが特定されている。
次に、鉄管の探知について説明する。図２２５のスペクトル比較図を得たＨＡ_ｊ（ｔ）及びＨＢ_ｊ（ｔ）において、Ｆ_ｊ／Ｆ_ｊ（ｆ）をＦ_ｊ（ｆ）に置き換え、ｎ２の値を徐々に小さくし、ｎ５＝２７の数式１２４におけるＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルの中心周波数がｆ_Ｄ付近になるようにしたときの比較図が図２２８である。ｊ＝２の鉄管の場合のＦ_２（ｆ）スペクトルが他のスペクトルと比して、広い帯域を示している。ｊ＝１及び３の鉄筋、塩化ビニル管では、多少帯域幅に相違が見られる程度である。
これらの３種の判別法を組み合わせることにより、鉄筋、鉄管及び塩化ビニル管の判断を高度な工学的判断を必要とせずに自動的に行うことが可能となる。
なお、上述の判断では、スペクトル形状及びその帯域の２つのパラメータを基礎としている。スペクトルの強度もパラメータの１つとして考えられるが、コンクリートの表面の粗さ加減等で計測の再現性への影響が極めて大きいため、本実施例ではパラメータに含まれていない。従って、図２２５乃至２２８では、ＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルのｊ毎の最大スペクトル値を１．０に標準化している。
図２２９乃至図２３３は第２０の実施例としてコンクリートに埋め込まれた鉄筋、鉄管、塩化ビニル管の種別を特定の振動数を中心周波数とするスペクトルの形状及び帯域幅の変化で判断する方法を示すフローチャートである。なお、ステップＳ２０−８においては、ｎ５の値は、ＦＡ（ｆ）スペクトルの変化を視認、しながら、オペレータによる制御で変動させる。また、ステップＳ２０−９においては、１）のようなスペクトルが得られたときに探知物体を鉄筋と判断し、２）のようなスペクトルが得られたときに探知物体を埋設管と判断し、例えばＡ_１ ^ｎ１１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２１（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルは、ｊ毎に最大スペクトル値を１．０に標準化して表示することができる。また、ステップＳ２０−１１においても、例えばＡ_１ ^ｎ１１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２１（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルは、ｊ毎に最大スペクトル値を１．０に標準化して表示することができ、塩化ビニル管の場合、５０ｋＨｚ付近で広帯域スペクトルが出現し、鉄筋の場合、比較的狭帯域のスペクトルが出現する。更に、ステップＳ２０−１３においても、例えばＡ_１ ^ｎ１１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２１（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルは、ｊ毎に最大スペクトル値を１．０に標準化して表示することができ、鉄管の場合、_ｊｆ_Ｄを中心とするスペクトルが塩化ビニル管及び鉄筋の場合のスペクトルと比して広帯域となる。
なお、鉄筋が異形鉄筋ではなく丸鋼の場合、振動数ε_１・_ｊｆ_Ｄでスペクトルは生じない。このため、上述の方法で鉄筋であるか埋設管であるかを判断することは困難である。しかし、鉄筋、塩化ビニル管及び鉄管の場合には、スペクトルの比較表示に基づいて塩化ビニル管又は鉄管であるかを認識することができれば、その他のものを丸鋼鉄筋と判断することができる。
次に、第２１の実施例について説明する。第１２、第１３、第１４及び第１８の実施例は、探知目標波が大きく励起する振動数ｆ_Ｄを用いた分析法である。これに対し、第２１の実施例は、このｆ_Ｄ値を用いた分析法を高度化させたものである。図２３４に示すコンクリートモデルを用いて説明する。このコンクリートモデルは３０ｃｍ×３０ｃｍ×３０ｃｍの立法体でありコンクリート上面及び下面から５ｃｍのかぶり厚で径が１９ｍｍの異形鉄筋をその間隔を１５０ｍｍとして配筋している。また、Ｄ１３鉄筋をピッチ２００ｍｍで井桁状に配筋している。発信探触子よりコンクリートにたて波超音波を入力し、版厚反射波を受信探触子で得る計測である。コンクリートモデルの音速は別途４４００ｍ／秒と計測されている。径４０ｍｍ、共振振動数５００ｋＨｚの１対の発信探触子及び受信探触子をその中心間距離を１２０ｍｍとしてコンクリート面に配置した測定である。１０００回分の加算平均波Ｇ（ｔ）を作成した。本測定におけるｆ_Ｄの値は多くの計測実験の結果として約９０ｋＨｚである。この９０ｋＨｚを中心周波数とする狭帯域成分波を抽出するために、数式１２３で分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚ、ｎ１＝４、ｎ２＝８００、ｎ３＝０として数式１６の演算を行った後、数式１１２のｄをコンクリート厚３００ｍｍとしてβ_２＝０として求めたｔ_Ｔ＝２×３００／４．４＝１３６μ秒を用いて位置ｔ＝０で０、ｔ_Ｔ＝で１．０、ｔ＝２ｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数ＦｉＬＴ（ｔ）を定義し、ｎ５＝２とした数式１２４の演算結果を図２３６に示す。図２３６の右下に対応するＦＡ（ｆ）スペクトルの形状を示す。中心周波数が９０ｋＨｚである。カーソル１７７１が版厚反射の理論的起生位置であるが、その前方に大きな振幅の波が生じている。この波は下側鉄筋からのいくつかの反射波が重畳した波である。図２３６の計測においては、１対の発信探触子及び受信探触子をコンクリート上面側に配筋された鉄筋位置とずらして配置した計測で得た加算平均波Ｇ（ｔ）を用いたものである。一般に、コンクリートにはその粒形が１又は２ｃｍから大きいものでは３ｃｍの砕石が多数含まれている。探触子直下にあるこの砕石の状況によっては、図２３５に示すように、この砕石で指向方向が変じた超音波がコンクリート下面側に配筋された井桁状鉄筋に到達し、これらの鉄筋からの多数の反射経路波１７６１が受信子に到達した結果得られた分析波が図２３６に含まれている。探知対象をコンクリート厚とする場合、この鉄筋からの反射波１７６１は妨害波である。この妨害波は探触子の配置位置が微小に変化しても、その強度は極端に大きく変化する。図２３７は探触子の中心間距離を１２０ｍｍに固定したまま、その配置位置を若干（２〜３ｃｍ）変化させた加算平均波Ｇ（ｔ）より前記と全く同一の分析処理で得た分析波ＧＢ^２（ｔ）である。経路１７６１の妨害波が全く消滅し、コンクリート厚に関する反射波１７６２のみが大きく起生している。対応するスペクトルＦＡ（ｆ）をＦＡ^２（ｆ）表示したものを図２３８に示す。カーソル位置の振動数は８４ｋＨｚである。本モデルにおける正確な版厚反射波のｆ_Ｄ値を８４ｋＨｚと特定したことになる。被探知体がコンクリートの場合、材質が部位によって異なるためｆ_Ｄの値は測定位置の変化で若干異なってくる。図２３８のスペクトルでこの８４ｋＨｚを中心周波数とする更なる狭帯域成分波を数式１２５を用いてｎ１１、ｎ２１を０としてｆ_Ａ＝ｆ_Ｄ＝８４ｋＨｚとするＡ_３（ｆ）を用い、ｎ３１＝１０として取り出したＡ_３ ^１０（ｆ）・ＦＡ（ｆ）を２乗表示したものが図２３９である。対応するＧＣ（ｔ）を２乗表示した波形が図２４０である。図２３７の反射波に比し、波数が波の前後に増えた波となっている。図２４１はＡ_３ ^１０（ｆ）・ＦＡ（ｆ）スペクトルを３乗表示したものである。見かけ上、８４ｋＨｚのスペクトル値のみが大きくなっている。図２４２は対応するＧＣ（ｔ）を３乗表示したものである。図２４１と図２４２との関係を数式で表現すれば、数式１４８のようになる。

このようにして、超狭帯域スペクトルからなる概略時系列波を求めることができる。図２３８で得られたｆ_Ｄ（８４ｋＨｚ）の値は唯一のものではない。ｆ_Ｄの値は複数ある。更に高周波方向のｆ_Ｄの値を特定するために数式１２５を用い、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸ＝２５００ｋＨｚとするＡ_１（ｆ）フィルタ、Ａ_２（ｆ）フィルタを用い、ｎ２１＝２、ｎ２２＝１２０、ｎ３１＝０とする演算を行い、Ａ_１ ^ｎ１１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２１（ｆ）スペクトルを２乗表示で示したものが図２４３である。カーソル１８４１の位置に大きなスペクトルが生じている。振動数１３３ｋＨｚと読み取れる。この１３３ｋＨｚがもう１つの高周波位置におけるｆ_Ｄの値である。対応するＧＣ（ｔ）を２乗表示したのが図２４４である。ｆ_Ｄ＝８４ｋＨｚの場合の図２３７では、カーソル１７８１で示す版厚反射の起性時刻を正確に特定できなかったが、ｆ_Ｄ＝１３３ｋＨｚの成分波を示す図２４４では、波形前方に妨害波が生じているが、カーソル１８５１に示すように、高精度にその版厚反射の起性時刻を特定できる。
なお、ｆ_Ｄの値は前述のように２つとは限らない。更に高周波方向に多数のｆ_Ｄの値が存在する。高振動数のｆ_Ｄの値を用いた分析事例について説明する。
図２４５は版厚３０ｃｍのコンクリートにかぶり厚２３ｃｍで径１９ｍｍの異形鉄筋をピッチ１５０ｍｍで配筋した場合の測定図である。測点１の位置に１対の発信探触子及び受信探触子をその中心間距離を８０ｍｍに固定して配筋長手方向に平行に配置した場合の加算平均波をＧ_１（ｔ）とし、測点２の位置に探触子を測点１の計測の場合と同様に配置した場合の加算平均波をＧ_２（ｔ）とし、Ｇ_ｊ（ｔ）波よりＧＢ_ｊ（ｔ）を求め、比較表示した結果を図２４６に示す。ＧＢ_ｊ（ｔ）の具体的作成法は、２０ｃｍかぶり厚の鉄筋の標準音速時（Ｖ_ＳＴ＝４４００ｍ／秒）でのｆ_Ｄの値が多くの実験計測で、７８ｋＨｚ前後と測定されているため、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）スペクトルの平均的中心周波数が７８ｋＨｚ前後となるように、分析の上限周波数をｆ_ＭＡＸとするＡ_１（ｆ）及びＡ_２（ｆ）を用い、ｎ１＝４、ｎ２＝１４００、ｎ３＝０としてＧＡ_ｊ（ｔ）を求め、鉄筋かぶり厚ｄ＝２３ｃｍよりｔ_Ｔ＝２×２３０／４．４＝１０４．５μ秒とし、ｔ＝０で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝２ｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数状のフィルタＦｉＬＴ（ｔ）を用いて、数式１２４（ｎ５＝２）の演算を行った。
更に、図２４６のＧＢ_ｊ（ｔ）波の表示法について説明すると、ｊ＝１及び２のＧＢ_ｊ（ｔ）の各々で最大振幅を最大表示するとともにＧＢ^２ _ｊ（ｔ）表示している。カーソル１８７１の位置から生じる大きな振幅の波は鉄筋からの反射波である。実線で示す波が図２４５の経路１８６１及び１８６２の反射波の重畳波である。破線で示す波が鉄筋直上に探触子を配置した測点２のときの経路１８６３の反射波である。図２４６のＧＢ_ｊ（ｔ）の比較波を見る限り、鉄筋かぶり厚の概略値はカーソル１８７１が示す時刻で特定可能であるが、鉄筋の平面的位置の特定はできない。
一方、図２４７はＧＢ_ｊ（ｔ）の作成においてｎ５＝９として、ＧＢ_ｊ（ｔ）＝ＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）・ＧＡ_ｊ（ｔ）で演算した波を並列にそのまま何らの重みづけもせず比較表示したものである。このとき、対応するＦＡ_ｊ（ｔ）スペクトルの比較図を図２４８に測点１の場合を実線、測点２の場合を破線で示している。カーソル位置１８９１の振動数は８９ｋＨｚとなっている。この探知モデルの正確なｆ_Ｄの値は８９ｋＨｚと特定できる。
このように、図２４６及び図２４７では鉄筋の平面的位置の特定は不能となり、ｆ_Ｄは複数あることを前述した。高振動数のｆ_Ｄの値を利用した分析を行うと、鉄筋の平面的位置が容易に特定可能となる。この方法について説明する。
図２４５において斜め方向の経路波１８６１及び１８６２はコンクリートの表面の直下に入力する超音波が高周波になればなるほど、超音波入力方向との相対強度が小さくなる。これは、超音波の直進性及び指向性が高くなる現象から生じる物理現象である。この物理現象を利用するためにＧＢ_ｊ（ｔ）の波を高周波方向へ徐々に移動していくと、例えば図２４９に示すようなスペクトル比較図を得ることができる。図２４９の比較図の取得を具体的に説明すると、分析の上限振動数をｆ_ＭＡＸとするＡ_１（ｆ）及びＡ_２（ｆ）を用いて、ｎ１１＝２、ｎ２１＝６、ｎ３１＝０として数式１２５の演算を行った。破線のスペクトルが測点２の探触子が鉄筋直上のある場合のスペクトルであり、実線のスペクトルが探触子が鉄筋と鉄筋の中間にある測点１の場合のスペクトルである。カーソル１９０１の振動数は１３４ｋＨｚである。８９ｋＨｚをｆ_Ｄ１とすれば、この１３４ｋＨｚが第２のｆ_Ｄであり、ｆ_Ｄ２と特定されたことになる。図２４９のスペクトルに対応する成分波の比較図をなんらの重みづけもせず、ＧＣ^３ _ｊ（ｔ）表示したものが図２５０である。
このように、ｆ_Ｄは複数存在する。第２０の実施例までで用いたｆ_Ｄはｆ_Ｄ１であったわけである。本実施例では、超音波の直進性及び指向性が超音波の振動数に関連して変化する現象を利用する探知法としてｆ_Ｄ２又はｆ_Ｄ３等を上述の方法で特定し、探知の分析精度を向上させることができる。更に本実施例では、版厚探知のみならず鉄筋の探知、内部割れ、ジャンカ、その他の探知を行うこともできる。解析例として示さないが、探触子を設置するコンクリート表面が粗い場合、数式１６の加算平均波Ｇ（ｔ）の右辺のＦ（ｆ）を１．０としても、他の実施例と同様に、本実施例が適用可能である。
また、低周波における数式１２０は多くの計測実験より標準音速値Ｖ_ＳＴ＝４４００ｍ／秒として、図２５１のように、横軸を探知路程として整理される。数式１２０中の係数α_２（ｌ）は、鉄筋リアルタイム計測、版厚リアルタイム計測の各場合について示している。また、リアルタイム計測における探知路程毎に振動子径４０ｍｍの１対の発信探触子及び受信探触子の中心間距離の推奨値は探知概略路程毎に表７のようになる。

コンクリートの版厚測定等で内部の微細な割れ及び密に配された鉄筋等からの反射波が探知妨害波として生じ、探知が不可能、又は探知の再現性が低くなる場合がある。図２５２乃至図２５８は第２１の実施例として、このような場合でも、探知対象からの反射波が大きく起生する複数のｆ_Ｄを利用して探知を行う方法を示すフローチャートである。特に、図２５２乃至図２５５は鉄筋コンクリートの版厚探知の方法を示し、図２５６乃至図２５８はかぶり厚の深い鉄筋の探知の方法を示す。なお、ステップＳ２１−６及びＳ２１−２７においては、ＧＡ（ｔ）及びＧＢ（ｔ）の算定を数式１４９及び１５０のようにしてもよい。

図２５９乃至図２６１は前述の第７の実施例として埋め込み深さが極めて浅い鉄筋のかぶり厚及び径の探知において共振波を用いるか、又は共振現象を低減若しくは除去した方法を示すフローチャートである。
また、既存のコンクリート構造物の補強方法の１つにそのコンクリートに鉄皮を巻き付け、この鉄皮とコンクリートとの間にモルタル等を挿入する方法がある。図２６２乃至図２６４は前述の第８の実施例として鉄皮の表面に探触子を配した計測で、鉄皮の厚さ及びモルタルの厚さを測定する方法を示すフローチャートである。
次に、前述の第１３の実施例について、更に説明する。図２６５は鉄筋のリアルタイム測定の比較波形である。図１３８の波形を得たときと同様の計測条件で、鉄筋直上のコンクリート表面に探触子を配置して得た２つの成分波を示している。加算平均波をＧ（ｔ）とし、図２５１より、標準音速Ｖ_ＳＴ＝４４００（ｍ／秒）のときのｆ_Ｄの値を鉄筋かぶり厚５０ｍｍと仮定し、１００ｋＨｚと読み取り、このｆ_Ｄ＝１００ｋＨｚを中心周波数とする成分波を取り出したものである。一般に、鉄筋は異形であり、図２６６に示すように、その表面にリブが形成されている。このような鉄筋が任意の角度θでコンクリート内に埋設されている。
図２６５は図２６６の角度θが異なる鉄筋の直上のコンクリート表面で得た１００ｋＨｚ成分波による鉄筋からの反射波の比較図である。波の強度が大きく相違している。角度θの変化により、このような強度変化が生じている。図２６５に示す比較図の具体的な抽出方法について説明する。鉄筋かぶり厚の予測値をｄ＝５０ｍｍとし、数式１１２でｄ＝５０ｍｍ、β_２＝１．０、ｆ_０＝ｆ_Ｄ＝１００ｋＨｚ、_ｃＶ_ｐ＝４４００ｍ／秒として、ｔ_Ｔ＝３２．７μ秒を算出した。次いで、ｔ＝０で０、ｔ＝ｔ_Ｔ＝３２．７μ秒で１．０、ｔ＝２ｔ_Ｔ＝６５．７μ秒以降の時刻で０となる正弦関数状フィルタＦｉＬＴ（ｔ）を用い、ｎ５＝２として数式１４９の演算を行い、更にｎ１及びｎ２を１以上の自然数として、数式１５０の演算を行った。このとき、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・ＦＡ（ｆ）スペクトルの中心周波数がｆ_Ｄ＝１００ｋＨｚになるようにｎ１及びｎ２の値を自動制御して得たものが図２６５である。この自動制御は、ｎ１を４とし、ｎ２の値を大きくしていくことにより行った。図２６５を得たときのｎ２の値は１４００である。
図２６７に図２６５の成分波に対応するＡ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・ＦＡ_ｊ（ｆ）スペクトルを示す。説明を容易にするために、図２６５の鉄筋上の成分波１９５１及び１９５２のスペクトルを同一符号で示している。また、スペクトル１９５３は鉄筋が直下にない位置での上述と同一の処理で得た成分波のスペクトルである。角度θの相違により、鉄筋からの反射波１９５１及び１９５２のスペクトル値も大きく変動している。また、波１９５１及び１９５２のｆ_Ｄの値は同一とはなっていない。図２６７のスペクトル比較図に対応する成分波ＧＢ_ｊ（ｔ）を図２６８に示す。図２６５、図２６７及び図２６８の比較で対応をとるために、全ての図中に、符号１９５１乃至１９５３を付している。図２６８によれば、成分波１９５１及び１９５２が鉄筋直上の計測で得たものと判断することができる。
しかし、測定例として示さないが、例えば成分波１９５２において、この位置でのコンクリートに何らかの欠陥があると、例えば微細なフェアークラックがあったり、コンクリートの表面が粗であったりすると、図２６８における成分波１９５２は波１９５３の直下に鉄筋がない場合の成分波と比較してもその相違を見出せない場合がある。
次に、このような場合でも成分波１９５２が鉄筋直上での測定波であると断定できる分析法について説明する。多くの同種の測定例によれば、角度θの相違があるか、又はコンクリート何らかの欠陥がある場合でも、鉄筋直上計測でのＡ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・ＦＡ（ｆ）スペクトルの中心周波数をｆ_Ｄから徐々に低周波側へ移行すると、角度θの相違及びコンクリートの欠陥による成分波強度への影響が緩和されてくる。このような現象を利用すると、容易且つ正確に鉄筋の存在を確認することができる。
図２６７に示すｎ１＝４、ｎ２＝１４００のＡ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・ＦＡ（ｆ）スペクトルにおいて、ｎ２の値を大きくしたときのスペクトル比較図を図２６９及び図２７０に示す。ｎ２の値は、図２６９では１６００、図２７０では１８００である。図２６９によれば、鉄筋が直下にあるスペクトル１９５１及び１９５２がほとんど一致している。これらに対応するＧＢ（ｔ）を図２７１に示す。鉄筋が直下にある成分波１９５１及び１９５２について、同一の強度となり、直下に鉄筋がない成分波１９５３の強度は微弱になっている。
前記ｎ２の値は容易に自動コントロールできる。即ち、スペクトル形状が略同一となり、且つスペクトル値も略同一になったとき、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・ＦＡ（ｆ）の演算を停止すればよい。
このような方法を超音波探知装置に実行させるためには、次のようなソフトウェアが必要である。
第１に、１対の探触子を鉄筋の長手方向に配した計測で得る加算平均波Ｇ（ｔ）からｆ_Ｄを中心周波数とするＧＢ^ｎｐ（ｔ）をオペレータに視認させ、表示画面に映し出す。
第２に、探触子を鉄筋の長手方向に対して垂直な方向に移動配置する探触子走査の都度、この場合のＧＢ^ｎｐ（ｔ）と上述のＧＢ（ｔ）とを比較表示する。このような測定の繰り返しで、ＧＢ^ｎｐ（ｔ）の振幅の変化を視認する。ＧＢ^ｎｐ（ｔ）の振幅が最も大きくなったと視認したとき、この時点での探触子配置位置の直下に鉄筋が存在すると判断する。
第３に、上述の探触子走査で鉄筋の存在する平面的位置が確認された場合、この時点でのＧＢ^ｎｐ（ｔ）波を表示画面上のＧＢ^ｎｐ（ｔ）と置き換える。
第４に、第２の走査を行い、この移動の度に新たなＧＢ^ｎｐ（ｔ）を作成し、上述の最新のＧＢ^ｎｐ（ｔ）と比較表示する。
第５に、オペレータの判断により鉄筋の位置を判断する。具体的には、比較表示では、探触子の移動に伴ってＧＢ^ｎｐ（ｔ）波の振幅が最新のＧＢ^ｎｐ（ｔ）波と比較したとき一旦小さくなるが、更に探触子移動を継続していくと再度ＧＢ^ｎｐ（ｔ）波が増幅する。そして、次の２つの判断をオペレータに行わせる。先ず、ＧＢ^ｎｐ（ｔ）波の振幅が最も大きくなると判断できる探触子位置をその位置を僅かに移動させることで確認する。次に、最新のＧＢ^ｎｐ（ｔ）波と映し出されているＧＢ^ｎｐ（ｔ）波とで振幅が異なっていても、その形状が相似であること及び位相が同一であることを確認する。
第６に、上述のようにして特定された探触子の直下に鉄筋があることを確認するために、オペレータの処理又は自動処理により、最新のＧＢ^ｎｐ（ｔ）波及び現在のＧＢ^ｎｐ（ｔ）波の中心周波数をｆ_Ｄから徐々に低周波側へ変化させる。もし、この探触子の位置に鉄筋が存在する場合には、両ＧＢ^ｎｐ（ｔ）波の振幅の相違が緩和される。このような波形の変化を視認することで鉄筋の有無に関する探知での誤計測を回避することができる。
図２７２乃至図２７６は第１３の実施例として鉄筋のリブ及び鉄筋埋め込み位置コンクリートの劣化が探知結果に及ぼす悪影響を除去したコンクリート内鉄筋の平面的位置をリアルタイム計測で測定する方法を示すフローチャートである。
なお、これらの実施例においては、ｔ_Ｔを探知対象路程の概略予想値ｄ等を用いて、例えば数式１１２等の算定式を用いて行っているが、この予測値が大きく異なっている場合でも、分析の波の視認の下で、オペレータによる予測値の変更操作を行えばよい。例えば、第２１の実施例の版厚探知を例としてこの処理方法について説明する。
図２７７は図２３７を得たときと同様のリアルタイム探知で予測値を４５０ｍｍとしたときのＧＢ^２（ｔ）波である。カーソル１９３１の位置に最初の波の起生が確認できる。オペレータの指示によりｔ_Ｔの位置をカーソル１９３１に変更したときのＧＢ^２（ｔ）波を図２７８に示す。図２７８は図２３７と全く同一になっている。このように、予測値が実値と異なっていても、オペレータの判断により高い精度の探知が可能である。
産業上の利用可能性
以上詳述したように、本発明によれば、従来困難とされているコンクリート構造物及びその中に埋め込まれた鉄筋等の検知を容易且つ正確に行うことが可能である。従って、トンネル等の劣化の程度の検知等において本発明を利用することにより、高い効果が得られる。
【図面の簡単な説明】
図１は探知対象物の例を示す模式図である。
図２はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（従来例）。
図３はフィルタＡ_１（ｆ）及びＡ_２（ｆ）を示すグラフ図である。
図４はフィルタＡ_３（ｆ）を示すグラフ図である。
図５は本発明の実施例で使用する超音波探知装置を示すブロック図である。
図６乃至図９は第１の実施例を示すフローチャートである。
図１０は第１の実施例における探知対象を示す模式図である。
図１１は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１の実施例）。
図１２は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１の実施例）。
図１３は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１の実施例）。
図１４は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１の実施例）。
図１５は発信探触子及び受信探触子の移動状況を示す模式図である。
図１６乃至図１８は第２の実施例を示すフローチャートである。
図１９は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第２の実施例）。
図２０は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第２の実施例）。
図２１は探知路程と補正係数αとの関係を示すグラフ図である。
図２２は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第２の実施例）。
図２３は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第２の実施例）。
図２４は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第２の実施例）。
図２５は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第２の実施例）。
図２６は第２の実施例における被探知体に関する幾何学的関係を示す模式図である。
図２７は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第２の実施例）。
図２８は振動数とγ（ｆ）との関係を示すグラフ図である。
図２９及び図３０は第３の実施例を示すフローチャートである。
図３１は時系列波を示すグラフ図である（第３の実施例）。
図３２は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第３の実施例）。
図３３及び図３４は第４の実施例を示すフローチャートである。
図３５はｔ_ｈ１、ｔ_ｈ２及びｔ_ｈ３を示す図である。
図３６は時系列波を示すグラフ図である（第４の実施例）。
図３７は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第４の実施例）。
図３８は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第４の実施例）。
図３９は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第４の実施例）。
図４０は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第４の実施例）。
図４１は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第４の実施例）。
図４２は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第４の実施例）。
図４３は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第４の実施例）。
図４４は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第４の実施例）。
図４５は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第４の実施例）。
図４６は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第４の実施例）。
図４７乃至図４９は第５の実施例を示すフローチャートである。
図５０は時系列波を示すグラフ図である（第５の実施例）。
図５１及び図５２は第６の実施例を示すフローチャートである。
図５３は時系列波を示すグラフ図である（第７の実施例）。
図５４はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第７の実施例）。
図５５は時系列波を示すグラフ図である（第７の実施例）。
図５６は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第７の実施例）。
図５７は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第７の実施例）。
図５８は充填されたモルタルの厚さを示す模式図である。
図５９はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第８の実施例）。
図６０は時系列波を示すグラフ図である（第８の実施例）。
図６１は被探知体を示す模式図である。
図６２は時系列波を示すグラフ図である（第８の実施例）。
図６３はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第９の実施例）。
図６４は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第９の実施例）。
図６５は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第９の実施例）。
図６６は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第９の実施例）。
図６７は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第９の実施例）。
図６８は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第９の実施例）。
図６９は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第９の実施例）。
図７０は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第９の実施例）。
図７１はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第９の実施例）。
図７２は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第９の実施例）。
図７３は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第９の実施例）。
図７４は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第９の実施例）。
図７５は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第９の実施例）。
図７６は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第９の実施例）。
図７７乃至図８０は第９の実施例を示すフローチャートである。
図８１はセメントミルクの充填度を測定する対象物を示す模式図である。
図８２は時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図８３は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図８４は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図８５は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図８６は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図８７はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図８８は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図８９は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図９０は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図９１は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図９２は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図９３は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図９４はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図９５は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図９６は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図９７は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図９８は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図９９は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図１００はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図１０１は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図１０２は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図１０３は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図１０４は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図１０５は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図１０６はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図１０７は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図１０８は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１０の実施例）。
図１０９及び図１１０は第１０の実施例の一例を示すフローチャートである。
図１１１は中心周波数ｆ_０を特定する方法を示すグラフ図である。
図１１２乃至図１１４は第１０の実施例の他の一例を示すフローチャートである。
図１１５は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１１の実施例）。
図１１６は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１１の実施例）。
図１１７はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１１の実施例）。
図１１８は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１１の実施例）。
図１１９は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１１の実施例）。
図１２０は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１１の実施例）。
図１２１乃至図１２３は第１１の実施例を示すフローチャートである。
図１２４は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１２の実施例）。
図１２５はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１２の実施例）。
図１２６は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１２の実施例）。
図１２７は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１２の実施例）。
図１２８はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１２の実施例）。
図１２９は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１２の実施例）。
図１３０はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１２の実施例）。
図１３１は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１２の実施例）。
図１３２乃至図１３７は第１２の実施例を示すフローチャートである。
図１３８はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１３の実施例）。
図１３９は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１３の実施例）。
図１４０は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１３の実施例）。
図１４１は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１３の実施例）。
図１４２乃至図１４５は第１３の実施例の一例を示すフローチャートである。
図１４６は時系列波を示すグラフ図である（第１４の実施例）。
図１４７はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１４の実施例）。
図１４８は時系列波を示すグラフ図である（第１４の実施例）。
図１４９は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第１４の実施例）。
図１５０は探触子と塩化ビニル管との位置関係を示す模式図である。
図１５１は時系列波を示すグラフ図である（第１４の実施例）。
図１５２乃至図１５５は第１４の実施例を示すフローチャートである。
図１５６は臨界屈折波を利用した探知方法を示す模式図である。
図１５７は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１５の実施例）。
図１５８はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１５の実施例）。
図１５９は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１５の実施例）。
図１６０はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１５の実施例）。
図１６１は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１５の実施例）。
図１６２はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１５の実施例）。
図１６３は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１５の実施例）。
図１６４は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１５の実施例）。
図１６５はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１５の実施例）。
図１６６は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１５の実施例）。
図１６７はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１５の実施例）。
図１６８乃至図１７０は第１５の実施例を示すフローチャートである。
図１７１は斜方向超音波を示す模式図である。
図１７２は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１６の実施例）。
図１７３は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１６の実施例）。
図１７４は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１６の実施例）。
図１７５はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１６の実施例）。
図１７６は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１６の実施例）。
図１７７は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１６の実施例）。
図１７８乃至図１８１は第１６の実施例を示すフローチャートである。
図１８２はコンクリート体内を伝達する複数の波を示す模式図である。
図１８３は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１７の実施例）。
図１８４はひび割れの深さｄを示す模式図である。
図１８５は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１７の実施例）。
図１８６は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１７の実施例）。
図１８７はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１７の実施例）。
図１８８は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１７の実施例）。
図１８９は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１７の実施例）。
図１９０は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１７の実施例）。
図１９１乃至図１９３は第１７の実施例を示すフローチャートである。
図１９４は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１８の実施例）。
図１９５は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１８の実施例）。
図１９６はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１８の実施例）。
図１９７は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１８の実施例）。
図１９８は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１８の実施例）。
図１９９は、同じく測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１８の実施例）。
図２００乃至図２０２は第１８の実施例を示すフローチャートである。
図２０３は表面波を示す模式図である。
図２０４は斜透過法計測を示す模式図である。
図２０５は時系列波を示すグラフ図である（第１９の実施例）。
図２０６はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１９の実施例）。
図２０７は時系列波を示すグラフ図である（第１９の実施例）。
図２０８は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第１９の実施例）。
図２０９は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第１９の実施例）。
図２１０は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第１９の実施例）。
図２１１は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第１９の実施例）。
図２１２は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第１９の実施例）。
図２１３は、同じく時系列波を示すグラフ図である（第１９の実施例）。
図２１４乃至図２２２は第１９の実施例を示すフローチャートである。
図２２３は時系列波を示すグラフ図である（第２０の実施例）。
図２２４はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第２０の実施例）。
図２２５は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第２０の実施例）。
図２２６は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第２０の実施例）。
図２２７は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第２０の実施例）。
図２２８は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第２０の実施例）。
図２２９乃至図２３３は第２０の実施例を示すフローチャートである。
図２３４は異形鉄筋が井桁状に設けられたモデルを示す模式図である。
図２３５は砕石による反射波を示す模式図である。
図２３６は時系列波を示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２３７は時系列波を示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２３８は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２３９は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２４０は時系列波を示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２４１はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２４２は時系列波を示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２４３はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２４４は時系列波を示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２４５は異形鉄筋からの反射波を示す模式図である。
図２４６は時系列波を示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２４７は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２４８はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２４９は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２５０は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第２１の実施例）。
図２５１はひび割れの深さｄと補正係数αとの関係を示すグラフ図である。
図２５２乃至図２５８は第２１の実施例を示すフローチャートである。
図２５９乃至図２６１は第７の実施例を示すフローチャートである。
図２６２乃至図２６４は第８の実施例を示すフローチャートである。
図２６５は時系列波を示すグラフ図である（第１３の実施例）
図２６６は異形鉄筋の形状を示す模式図である。
図２６７はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１３の実施例）。
図２６８は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１３の実施例）。
図２６９はフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１３の実施例）。
図２７０は、同じくフーリエスペクトルを示すグラフ図である（第１３の実施例）。
図２７１は測点毎の時系列波を示すグラフ図である（第１３の実施例）。
図２７２乃至図２７６は第１３の実施例の他の一例を示すフローチャートである。
図２７７は時系列波を示すグラフ図である。
図２７８は、同じく時系列波を示すグラフ図である。

Claims (33)

1. 発信探触子と受信探触子との間隔を一定量ずつ変更しながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、前記発信探触子と前記受信探触子との中心を結ぶ線分上における前記発信探触子及び受信探触子の被探知体に接する部位の幅をφ、探触子間距離に依存する補正係数をα、被探知体におけるたて波の音速をＶとしたときに、数式ｆ_０＝α×Ｖ／φの演算を行う周波数演算手段と、ｊをｎＡ以下の自然数とし、前記各加算平均
   

   

   ィルタＡ_１ ^ｎ１（ｆ）及びＡ_２ ^ｎ２（ｆ）に対して、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）（ｎ１は２又は４、ｎ２は０以上の整数）のスペクトルの中心周波数が前記ｆ_０となるように前記ｎ１及びｎ２の値を決定する乗数決定手段と、決定された
   

   

   算を行うフーリエ変換手段と、ＧＡ_ｊ（ｔ）とＧＡ_ｊ＋１（ｔ）との位相差Δｔ_ｉ及び外部から与えられた重み係数ρ_ｉ＋１に基づいて数式
   

   

   平均化手段により得られた結果を自然数乗して表示する表示装置と、を有することを特徴とする超音波探知装置。
2. 発信探触子と受信探触子との間隔を一定量ずつ変更しながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、前記加算平均手段により得られたｎＡ個の加算平均の総加算平均をＧ_０（ｔ）として求める総加算平均手段と、ｊをｎＡ以下の自然数とし、前記総加算平均を
   

   

   ルタＡ_１ ^ｎ１（ｆ）及びＡ_２ ^ｎ２（ｆ）に対して、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_０（ｆ）（ｎ１は２又は４、ｎ２は０以上の整数）のスペクトルの中心周波数が予め設定された値となるように前記ｎ１及びｎ２の値を決定する乗数決定手段と、決定されたｎ１及びｎ２に基づいて数式
   

   

   前記フーリエ変換手段により得られた結果を自然数乗して表示する表示装置と、を有することを特徴とする超音波探知装置。
3. 前記予め設定された値は、周波数の関数である音速補正係数をγ、前記発信探触子及び受信探触子の間隔の変更量をΔａ、被探知体におけるたて波の音速をＶとしたときに、数式γ×Ｖ／（２×Δａ）で与えられることを特徴とする請求項２に記載の超音波探知装置。
4. 前記表示装置は、ｎＡの値が１だけ異なる２種のＧＡ_０（ｔ）を同時に表示することができることを特徴とする請求項１に記載の超音波探知装置。
5. 前記ＧＡ_０（ｔ）に対し所定の時系列フィルタＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）（ｎ５は自然数）を乗じる時系列フィルタリング手段と、前記ＧＡ_０（ｔ）をＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）・ＧＡ_０（ｔ）に置換する置換手段と、を有することを特徴とする請求項１又は２に記載の超音波探知装置。
6. 前記ＧＡ_ｊ（ｔ）に対し所定の時系列フィルタＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）（ｎ５は自然数）を乗じる時系列フィルタリング手段と、前記ＧＡ_ｊ（ｔ）をＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）・ＧＡ_ｊ（ｔ）に置換する置換手段と、を有することを特徴とする請求項１に記載の超音波探知装置。
7. 前記時系列フィルタは、ｔ_Ｔを探知目標とする波の起生時刻としたとき、ｔ＝０で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝２ｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数であることを特徴とする請求項５又は６に記載の超音波探知装置。
8. 前記時系列フィルタは、ｔ_Ｔを探知目標とする波の起生時刻としたとき、ｔ＝０で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０となり、０≦ｔ≦ｔ_Ｔにおいて単調に増加し、ｔ＞ｔ_Ｔで単調に減少する関数であることを特徴とする請求項５又は６に記載の超音波探知装置。
9. 発信探触子と受信探触子との間隔を一定量ずつ変更しながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、被探知体における表面波とたて波との音速比をβ_Ｌ、前記発信探触子及び受信探触子の間隔の変更量をΔａ、被探知体におけるたて波の音速をＶとしたときに、数式ｆ_Ｒ１＝β_Ｌ×Ｖ／（２×Δａ）の演算を行う周波数演算手段と、ｊを１又は２
   

   

   １及び第２の周波数フィルタＡ_１ ^ｎ１（ｆ）及びＡ_２ ^ｎ２（ｆ）に対して、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）（ｎ１は２又は４、ｎ２は０以上の整数）のスペクトルの中心周波数がｆ_Ｒ１となるように前記ｎ１及びｎ２の値を決定する乗数決定手段と、決定されたｎ１及びｎ２に基づいて数式
   

   

   、前記フーリエ変換手段により得られた結果を自然数乗して表示する表示装置と、を有することを特徴とする超音波探知装置。
10. 発信探触子と受信探触子との間隔を一定に保ちながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、前記発信探触子と前記受信探触子との中心を結ぶ線分上における前記発信探触子及び受信探触子の被探知体に接する部位の幅をφ、探触子間距離に依存する補正係数をα、被探知体におけるたて波の音速をＶとしたときに、数式ｆ_０＝α×Ｖ／φの演算を行う周波数演算手段と、ｊをｎＡ以下の自然数とし、前記各加算平均を
    

    

    ルタＡ_１ ^ｎ１（ｆ）及びＡ_２ ^ｎ２（ｆ）に対して、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）（ｎ１及びｎ２は０以上の整数）のスペクトルの中心周波数が前記ｆ_０となるように前記ｎ１及びｎ２の値を決定する乗数決定手段と、決定されたｎ１及びｎ
    

    

    ーリエ変換手段と、前記ＧＡ_ｊ（ｔ）に対し所定の時系列フィルタＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）（ｎ５は自然数）を乗じることにより、数式
    

    

    タリング手段と、前記_ｎ５ＦＡ_ｊ（ｆ）を前記ｎ５毎に表示する表示装置と、を有し、前記時系列フィルタは、所定値ｔ_Ｔ及びΔｔに対し、ｔ＝ｔ_Ｔで最大値１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ−Δｔ以前の時刻及びｔ＝ｔ_Ｔ＋Δｔ以降の時刻で０となる正弦関数であることを特徴とする超音波探知装置。
11. 発信探触子と受信探触子との間隔を一定に保ちながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、前記発信探触子と前記受信探触子との中心を結ぶ線分上における前記発信探触子及び受信探触子の被探知体に接する部位の幅をφ、探触子間距離に依存する補正係数をα、被探知体におけるたて波の音速をＶとしたときに、数式ｆ_０＝α×Ｖ／φ及び数式ｆ_ｓ＝Ｖ／（π×φ）の演算を行う周波数演算手段と、数式ｎ×ｆ_ｓ＜ｆ_０を満たす最大の自然数ｎを決定するｎ値決定手段と、ｊをｎＡ以下の自然数とし
    

    

    び第２の周波数フィルタＡ_１ ^ｎ１（ｆ）及びＡ_２ ^ｎ２（ｆ）に対して、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）（ｎ１及びｎ２は０以上の整数）のスペクトルの中心周波数が前記ｆ_０又はｆ_ｓとなるように前記ｎ１及びｎ２の値を決定する乗数決定手段と、決定されたｎ１及びｎ２に基づいて数式
    

    

    、前記ＧＡ_ｊ（ｔ）に対し所定の時系列フィルタＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）（ｎ５は自然数）を乗じることにより、数式
    

    

    タリング手段と、前記ＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）・ＧＡ_ｊ（ｔ）及び_ｎ５ＦＡ_ｊ（ｆ）を前記ｎ５毎に表示する表示装置と、を有し、前記時系列フィルタは、所定値ｔ_Ｔ及びΔｔに対し、ｔ＝ｔ_Ｔで最大値１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ−Δｔ以前の時刻及びｔ＝ｔ_Ｔ＋Δｔ以降の時刻で０となる正弦関数であることを特徴とする超音波探知装置。
12. 発信探触子と受信探触子との間隔を一定に保ちながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、ｊを
    

    

    場合に、任意の周波数フィルタＡ_２ ^ｎ２（ｆ）に対して、ｎ２を１０以下の自然数
    

    

    と、前記ＨＡ_ｊ（ｔ）に対し所定の時系列フィルタＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）（ｎ５は自然数）を乗じることにより、数式
    

    

    タリング手段と、前記_ｎ５ＦＡ_ｊ（ｆ）を前記ｎ５毎に表示する表示装置と、を有し、前記時系列フィルタは、所定値ｔ_Ｔ及びΔｔに対し、ｔ＝ｔ_Ｔで最大値１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ−Δｔ以前の時刻及びｔ＝ｔ_Ｔ＋Δｔ以降の時刻で０となる正弦関数であることを特徴とする超音波探知装置。
13. 発信探触子と受信探触子との間隔を一定に保ちながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、ｊを
    

    

    場合に、前記Ｇ_ｊ（ｔ）に対し所定の時系列フィルタＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）（ｎ５は自然数）を乗じることにより、数式
    

    

    リング手段と、前記_ｎ５ＦＡ_ｊ（ｆ）を前記ｎ５毎に表示する表示装置と、を有し、前記時系列フィルタは、所定値ｔ_Ｔ及びΔｔに対し、ｔ＝ｔ_Ｔで最大値１．０、ｔ＝ｔ_Ｔ−Δｔ以前の時刻及びｔ＝ｔ_Ｔ＋Δｔ以降の時刻で０となる正弦関数であることを特徴とする超音波探知装置。
14. 前記表示装置は、前記ＧＢ_ｊ（ｔ）を自然数乗したものを表示することができることを特徴とする請求項１０、１１又は１３に記載の超音波探知装置。
15. 前記表示装置は、前記ＨＢ_ｊ（ｔ）を自然数乗したものを表示することができることを特徴とする請求項１２に記載の超音波探知装置。
16. 前記Ｇ_ｊ（ｔ）、ＧＡ_ｊ（ｔ）及びＧＢ_ｊ（ｔ）からなる群から選択された１の関数をＰ_ｊ（ｔ）と表現し、ＪＡをｎＡ以下の自然数とし、Ｐ_ｊ（ｔ）（１≦ｊ≦ＪＡ）の中で最も大きい振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ｜とし、各Ｐ_ｊ（ｔ）の最大の振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ_ｊ｜としたときに、予め定められたβに対して、｜_ｍａｘＰ｜≦β・｜_ｍａｘＰ_ｊ｜を満足するＰ_ｊ（ｔ）を｜_ｍａｘＰ｜／｜_ｍａｘＰ_ｊ｜×Ｐ_ｊ（ｔ）に置換する置換手段を有することを特徴とする請求項１０又は１１に記載の超音波探知装置。
17. 前記Ｇ_ｊ（ｔ）及びＧＢ_ｊ（ｔ）からなる群から選択された１の関数をＰ_ｊ（ｔ）と表現し、ＪＡをｎＡ以下の自然数とし、Ｐ_ｊ（ｔ）（１≦ｊ≦ＪＡ）の中で最も大きい振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ｜とし、各Ｐ_ｊ（ｔ）の最大の振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ_ｊ｜としたときに、予め定められたβに対して、｜_ｍａｘＰ｜≦β・｜_ｍａｘＰ_ｊ｜を満足するＰ_ｊ（ｔ）を｜_ｍａｘＰ｜／｜_ｍａｘＰ_ｊ｜×Ｐ_ｊ（ｔ）に置換する置換手段を有することを特徴とする請求項１３に記載の超音波探知装置。
18. 前記Ｇ_ｊ（ｔ）、Ｈ_ｊ（ｔ）、ＨＡ_ｊ（ｔ）及びＨＢ_ｊ（ｔ）からなる群から選択された１の関数をＰ_ｊ（ｔ）と表現し、ＪＡをｎＡ以下の自然数とし、Ｐ_ｊ（ｔ）（１≦ｊ≦ＪＡ）の中で最も大きい振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ｜とし、各Ｐ_ｊ（ｔ）の最大の振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ_ｊ｜としたときに、予め定められたβに対して、｜_ｍａｘＰ｜≦β・｜_ｍａｘＰ_ｊ｜を満足するＰ_ｊ（ｔ）を｜_ｍａｘＰ｜／｜_ｍａｘＰ_ｊ｜×Ｐ_ｊ（ｔ）に置換する置換手段を有することを特徴とする請求項１２に記載の超音波探知装置。
19. 前記Ｆ_ｊ（ｆ）、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）及び_ｎ５ＦＡ_ｊ（ｆ）からなる群から選択された１の関数をＰＦ_ｊ（ｆ）と表現し、ＪＡをｎＡ以下の自然数とし、ＰＦ_ｊ（ｆ）（１≦ｊ≦ＪＡ）の中で最も大きいスペクトル値の絶対値を_ｍａｘＳとし、各ＰＦ_ｊ（ｆ）の最大のスペクトル値の絶対値を_ｍａｘＳ_ｊとしたときに、予め定められたβに対して、_ｍａｘＳ≦β・_ｍａｘＳ_ｊを満足するＰＦ_ｊ（ｆ）を_ｍａｘＳ／_ｍａｘＳ_ｊ×ＰＦ_ｊ（ｆ）に置換する置換手段を有することを特徴とする請求項１０又は１１に記載の超音波探知装置。
20. 前記Ｆ_ｊ（ｆ）及び_ｎ５ＦＡ_ｊ（ｆ）からなる群から選択された１の関数をＰＦ_ｊ（ｆ）と表現し、ＪＡをｎＡ以下の自然数とし、ＰＦ_ｊ（ｆ）（１≦ｊ≦ＪＡ）の中で最も大きいスペクトル値の絶対値を_ｍａｘＳとし、各ＰＦ_ｊ（ｆ）の最大のスペクトル値の絶対値を_ｍａｘＳ_ｊとしたときに、予め定められたβに対して、_ｍａｘＳ≦β・_ｍａｘＳ_ｊを満足するＰＦ_ｊ（ｆ）を_ｍａｘＳ／_ｍａｘＳ_ｊ×ＰＦ_ｊ（ｆ）に置換する置換手段を有することを特徴とする請求項１２又は１３に記載の超音波探知装置。
21. 発信探触子と受信探触子との間隔を一定に保ちながら超音波を受信する毎にそれまでに受信した超音波との加算平均をｎＡ回求める加算平均手段と、前記発信探触子と前記受信探触子との中心を結ぶ線分上における前記発信探触子及び受信探触子の被探知体に接する部位の幅をφ、探触子間距離に依存する補正係数をα、他の補正係数をα_２、補正係数α２を求めたときの被探知体の音速をＶ_ＳＴ、被探知体におけるたて波の音速をＶとしたときに、数式ｆ_０＝α×Ｖ／φ及び数式ｆ_Ｄ＝α_２×Ｖ／Ｖ_ＳＴの演算を行う周波数演算手段と、ｆ_０＜ｆ_Ｄの場合に（ｆ_０＋ｆ_Ｄ）／２で与えられる値をｆ_ｗとし、ｆ_０≧ｆ_Ｄの場合にｆ_Ｄをｆ_ｗとする中心周波数決定手段と、ｊをｎＡ以下の自然数とし、前記各加算平均を
    

    

    ルタＡ_１ ^ｎ１（ｆ）及びＡ_２ ^ｎ２（ｆ）に対して、Ａ_１ ^ｎ１（ｆ）・Ａ_２ ^ｎ２（ｆ）・Ｆ_ｊ（ｆ）（ｎ１及びｎ２は０以上の整数）のスペクトルの中心周波数が前記ｆ_ｗとなるように前記ｎ１及びｎ２の値を決定する乗数決定手段と、決定されたｎ１及びｎ
    

    

    ーリエ変換手段と、少なくとも前記フーリエ変換手段により得られたＧＡ_１（ｔ）及びＧＡ_２（ｔ）を自然数ｎｐ乗することにより、ＧＡ_１ ^ｎｐ（ｔ）及びＧＡ_２ ^ｎｐ（ｔ）として表示する表示装置と、を有することを特徴とする超音波探知装置。
22. 前記ＧＡ_ｊ（ｔ）（ｊは１又は２）に対し所定の時系列フィルタＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）（ｎ５は自然数）を乗じる時系列フィルタリング手段と、前記ＧＡ_ｊ（ｔ）をＦｉＬＴ^ｎ５（ｔ）・ＧＡ_ｊ（ｔ）に置換する置換手段と、を有し、前記時系列フィルタは、被探知体の厚さ又は探知目標物までの距離をｄとしたとき、２×ｄ／Ｖで与えられるｔ_Ｔに関し、ｔ＝０で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝２ｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数であることを特徴とする請求項２１に記載の超音波探知装置。
23. 前記表示装置は、前記ＧＡ_１ ^ｎｐ（ｔ）の最大の振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ_１｜とし、前記ＧＡ_２ ^ｎｐ（ｔ）の最大の振幅の絶対値を｜_ｍａｘＰ_２｜としたとき、｜_ｍａｘＰ_１｜≧｜_ｍａｘＰ_２｜であれば、ＧＡ_１ ^ｎｐ（ｔ）／｜_ｍａｘＰ_１｜及びＧＡ_２ ^ｎｐ（ｔ）／｜_ｍａｘＰ_１｜を最大振幅値を１．０に標準化して表示し、｜_ｍａｘＰ_１｜＜｜_ｍａｘＰ_２｜であれば、ＧＡ_１ ^ｎｐ（ｔ）／｜_ｍａｘＰ_２｜及びＧＡ_２ ^ｎｐ（ｔ）／｜_ｍａｘＰ_２｜を最大振幅値を１．０に標準化して表示することを特徴とする請求項２１に記載の超音波探知装置。
24. 前記表示装置は、ＧＡ_１ ^ｎｐ（ｔ）を画面から消去することを特徴とする請求項２３に記載の超音波探知装置。
25. 前記ｔＴの値は、被探知体の厚さ又は探知目標物までの距離をｄとしたとき、２×ｄ／Ｖ又は（２×ｄ／Ｖ＋β_２／ｆ_０）（０≦β_２≦２）で与えられることを特徴とする請求項１０乃至１３のいずれか１項に記載の超音波探知装置。
26. 前記ｔＴの値は、前記発信探触子から探知目標までの路程をたて波で伝達し前記標知目標から前記受信探触子までの路程をよこ波で伝達する波の受信予測時刻、前記発信探触子から前記探知目標までの路程をよこ波で伝達し前記標知目標から前記受信探触子までの路程をたて波で伝達する波の受信予測時刻、及び前記発信探触子から前記探知目標を経由して前記受信探触子までの路程をよこ波で伝達する波の受信予測時刻からなる群から選択された１の受信予想時刻であることを特徴とする請求項１０又は１３に記載の超音波探知装置。
27. 前記ｔ_Ｔの値は、前記発信探触子と前記受信探触子との間隔をａ、たて波の音速をＶ_ｐ、表面を伝達する波の音速をＶ_Ｌとしたとき、ａ／Ｖ_ｐ又は／Ｖ_Ｌで与えられることを特徴とする請求項１０又は１３に記載の超音波探知装置。
28. 前記ＦｉＬＴ（ｔ）をｔ＝０で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、ｔ＝２ｔ_Ｔ以降の時刻で０となる正弦関数に置換するフィルタ置換手段を有することを特徴とする請求項１０乃至１３のいずれか１項に記載の超音波探知装置。
29. 前記ＦｉＬＴ（ｔ）をｔ＝０で０、ｔ＝ｔ_Ｔで１．０、０≦ｔ≦ｔ_Ｔの範囲で単調に増加し、ｔ＞ｔ_Ｔの範囲で単調に減少する関数に置換するフィルタ置換手段を有することを特徴とする請求項１０乃至１３のいずれか１項に記載の超音波探知装置。
30. 

    フーリエ変換手段と、前記Ｇ_ｊ（ｔ）を前記Ｈ_ｊ（ｔ）に置換するフーリエスペクトル変換手段と、を有することを特徴とする請求項１、２、９、１０、１１又は１３に記載の超音波探知装置。
31. 

    フーリエ変換手段と、前記Ｇ_ｊ（ｔ）を前記Ｈ_ｊ（ｔ）に置換するフーリエスペクトル変換手段と、を有することを特徴とする請求項１、２又は９に記載の超音波探知装置。
32. 請求項１０に記載の超音波探知装置を使用した超音波探知方法において、コンクリートに互いに平行に埋め込まれた鉄筋のかぶり厚をｄ_Ｒとしたとき、前記発信探触子と前記受信探触子との間隔を３×ｄ_Ｒ以上とし、１回の加算平均を得るために前記発信探触子と前記受信探触子と結ぶ線分を前記鉄筋の長手方向と平行になるように位置させ、加算平均毎に前記線分を前記鉄筋の長手方向に対して垂直な方向に平行移動させて前記発信探触子及び受信探触子の位置を配置し直す工程と、を有することを特徴とする超音波探知方法。
33. 請求項１０に記載の超音波探知装置を使用した超音波探知方法において、コンクリートに埋め込まれた鉄骨のかぶり厚をｄ_Ｓとしたとき、前記発信探触子と前記受信探触子との間隔を３×ｄ_Ｓ以上とし、１回の加算平均を得るために前記発信探触子と前記受信探触子と結ぶ線分を前記鉄骨上に位置させ、加算平均毎に前記線分上で前記発信探触子及び受信探触子の位置を変更することを特徴とする超音波探知方法。

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