ISSN 1346-7301
国総研研究報告 第67号
令 和 3 年 3 月

国土技術政策総合研究所
研究報告
RESEARCH REPORT of National Institute for Land and Infrastructure Management

No.67

March 2021

地震により空洞が生じた空港舗装のFWDによる空洞検出と健全性評価に関する研究河村 直哉

Study on Void Detection and Soundness Evaluation of Airport Pavement
Immediately after an Earthquake Using FWD

KAWAMURA Naoya

国土交通省 国土技術政策総合研究所
National Institute for Land and Infrastructure Management
Ministry of Land, Infrastructure, Transport and Tourism, Japan

国土技術政策総合研究所報告No. 672021 年 3 月(YSK-R-54)

地震により空洞が生じた空港舗装の
FWDによる空洞検出と健全性評価に関する研究

河村直哉 ＊

要旨

地震に見舞われた直後の空港は，緊急物資輸送機等の救援機の拠点として重要な役割を担う．空港
管理者は，地震直後の空港の暫定運用として救援機を受け入れるために，空港舗装の点検と点検結果に対する評価を速やかに行い，被害を受けた舗装の応急復旧を行うことが求められる．地震後の空港
舗装に現れる変状は主に，ひび割れ，段差および舗装の沈下であるが，2011年の東北地方太平洋沖地
震では，液状化に伴う舗装の沈下だけでなく舗装下に空洞が生じることがわかった．空洞が小さい場
合などは路面に変状が現れないため，空洞が生じた舗装を救援機が走行すると路面が突発的に陥没し，重大な事故につながる可能性がある．地震により基礎地盤が液状化し，舗装の沈下や非舗装エリアの噴砂痕が確認された場合には，周辺の舗装に空洞が生じていることが疑われるため，地震直後に容易に調達できる調査機器を用いて，空洞の有無や規模等を調べるとともに，救援機の走行可否の判断のための舗装の健全性を評価する必要がある．
本研究の目的は，地震直後の空港において比較的調達しやすいと考えられるFWD（Falling WeightDeflectometer，重錘落下式たわみ測定装置）を用いて，地震により空港の舗装に生じた空洞の検出と，空洞が生じた舗装の健全性の評価を行い，救援機の走行可否の判断を可能にすることである．そのために本研究では，空港のコンクリート舗装およびアスファルト舗装に生じた空洞をFWDにより検出する方法を検討した．また，空港のコンクリート舗装およびアスファルト舗装に破壊や大きな変形を生じさせる空洞について明らかにし，その空洞とFWDで推定される空洞の範囲の対比にもとづき，空洞が生じた空港舗装の健全性を評価する方法を検討した．
キーワード：空港，地震，空洞，アスファルト舗装，コンクリート舗装，FWD*空港研究部主任研究官〒239-0826 横須賀市長瀬3-1-1 国土交通省国土技術政策総合研究所
電話：046-844-5019 Fax：046­842­9265
e-mail：ysk.nil-kikaku@ml.mlit.go.jpiTechnical Note of NILIM
No. 67

March 2021

(YSK- R-54)

Study on Void Detection and Soundness Evaluation of Airport Pavement
Immediately after an Earthquake Using FWD
KAWAMURA Naoya ＊Synopsis
An airport immediately after an earthquake must function as a base for aircraft that carry rescue teams
and relief supplies. Airport administrators inspect airport pavement immediately after an earthquake sothat they can accept rescue aircraft. Voids are a kind of deformation after an earthquake that occur in or
under pavement due to liquefaction of the base ground. Detailed inspection with available equipment isnecessary when traces of liquefaction are found by visual inspection because voids that do not generatesurface deformation cannot be found by visual inspection.
The purpose of this study is to propose methods for detecting voids and evaluating the structural soundnessof pavement with voids by using a falling weight deflectometer (FWD). Proposing methods for detailed
inspections conducted after an earthquake contributes to judgement regarding whether or not an airport
can accept rescue aircraft.
The author performed FWD tests on concrete pavement and asphalt pavement with voids underneath theconcrete slab and the subgrade layer. The indices for void detection were found by analyzing the obtained
test data. The applicability of the indices was verified by analysis of multilayer elastic theory and FWD
tests conducted on another concrete pavement. Moreover, the author clarified the size of voids that cause
bending fractures of concrete slabs or large permanent deformation of asphalt pavement by repeatedaircraft loading tests and FEM analysis. As a result of the tests and FEM analysis, the author proposes
methods to evaluate the structural soundness of concrete pavement and asphalt pavement with voids.
Finally, the author proposes a flow for detailed void inspection and an evaluation method on the structuralsoundness of pavement with voids based on the results of experimental and analytical investigations.
Key Words : airport, void, earthquake, asphalt pavement, concrete pavement, FWD＊
Senior Researcher of Airport Department
National Institute for Land and Infrastructure Management
Ministry of Land, Infrastructure, Transport and Tourism
3-1-1 Nagase, Yokosuka, 239-0826 Japan
Phone：+81-46-844-5019 Fax：+81-46-842-9265
e-mail：ysk.nil-kikaku@ml.mlit.go.jp

ii

目

次

1．序論 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥

1

1.1 研究の背景 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥

1

1.2 研究の目的と概要 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥

3

1.3 本論文の構成と各章の概要 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥

3

2．既往の研究 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥

62.1

液状化に伴い舗装に生じる空洞の特徴に関する研究

2.2

FWDを用いた舗装の空洞検出に関する研究

2.3

FWDによる空港舗装の健全性評価に関する研究‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 6‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥

6‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥

7

2.4 空洞が生じた舗装の危険性に関する研究 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥

9

2.5 本研究の特色 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 10
3．FWDを用いた空港コンクリート舗装の空洞検出に関する検討 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥

13

3.1 コンクリート舗装の空洞がFWDのたわみに及ぼす影響の分析 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥

13

3.2 正規化たわみとたわみ時間差の空洞検出指標としての妥当性の考察 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 17
3.3 正規化たわみとたわみ時間差の空洞検出指標としての適用性の検証 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 22
3.4 舗装への水の浸透が正規化たわみとたわみ時間差に及ぼす影響の考察 ‥‥‥‥‥‥‥‥ 29
3.5 地震後の空港コンクリート舗装における空洞の有無の判定方法 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 33
3.6 まとめ ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 37
4．空港コンクリート舗装に破壊を生じさせる空洞に関する検討 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 39
4.1 空洞を有するコンクリート舗装における走行試験 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 39
4.2 コンクリート版に発生した温度応力の推定 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 44
4.3 コンクリート版に発生した荷重応力の推定 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 45
4.4 空洞が生じた空港コンクリート舗装の載荷荷重に伴う曲げ破壊の可能性の評価方法の検討 48
4.5 航空機荷重によりコンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさの試算 ‥‥‥‥‥‥ 50
4.6

空洞が生じた地震後の空港コンクリート舗装のFWDによる健全性評価方法の検討‥‥‥ 544.7 まとめ ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 56
5．地震により空洞が生じた空港コンクリート舗装のFWDによる詳細点検に関する提案 ‥‥‥‥‥ 58
5.1 FWDによる調査実施箇所 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 58
5.2 FWDによる調査方法 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 58
5.3 FWD調査結果の評価について ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 61
6．FWDを用いた空港アスファルト舗装の空洞検出に関する検討 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 63
6.1 空洞を有するアスファルト舗装の製作 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 63
6.2 アスファルト舗装下の空洞がFWDのたわみに及ぼす影響 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 64
6.3 空洞と載荷地点の位置関係がFWDのたわみに及ぼす影響 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 69
6.4 地震後の空港アスファルト舗装における空洞の有無の判定方法 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 70
6.5 まとめ ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 70iii

7．空港アスファルト舗装に変形または破壊を生じさせる空洞に関する検討 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 72
7.1 空洞を有するアスファルト舗装における走行試験 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 72
7.2 空洞が生じた空港アスファルト舗装の載荷荷重に伴う破壊に関する解析 ‥‥‥‥‥‥‥ 78
7.3 空洞が生じた地震後の空港アスファルト舗装のFWDによる健全性評価の検討 ‥‥‥‥‥‥ 88
7.4 まとめ ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 90
8．地震により空洞が生じた空港アスファルト舗装のFWDによる詳細点検に関する提案 ‥‥‥‥‥ 92
8.1 FWDによる調査実施箇所 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 92
8.2 FWDによる調査方法 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 92
8.3 FWD調査結果の評価について ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 93
9．結論と本研究成果の展開 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 95
9.1 得られた知見 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 95
9.2 本研究成果が地震後の空港運用に及ぼす影響 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 97
9.3 本研究成果の実務適用上の留意点 ‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥‥ 97iv

国総研報告 No. 67

地震後の舗装の点検に関することはあまり示されていな
本報告は，河村直哉の学位論文（東京工業大学

工い．加えて，空港管理者の多くは，地震による舗装の被第 3492 号，令和 2 年 10 月 31 日授与）を国土技術政害に関する十分な専門知識を有していないこともあり，

策総合研究所報告として発行するものである．

地震後の点検とその評価を迅速に行うことが難しい場合がある．空港管理者が舗装の被害を把握し，適切な補修方法を選択するためには，地震後の舗装の点検と点検結

1. 序論

果の評価について詳細な指針を作成する必要がある．
空港では一般に，駐機場にコンクリート舗装が採用さ

1.1

研究の背景

れ，滑走路と誘導路にアスファルト舗装が採用されるこ地震に見舞われた直後の空港は，救難活動用のヘリコとが多い（図-1.1）．地震直後にはまず，各種舗装にてプターや緊急物資輸送機等の救援機の拠点として重要な目視による緊急点検を行い，変状の有無を確認する 4)．

役割を担う．国土交通省航空局の「平成 18 年度 地震に地震による舗装の被害事例（表-1.1）によれば，地震に強い空港のあり方検討委員会報告 1)」では，地震後に緊よる舗装の主な変状は，段差とそれに伴うひび割れ，基急輸送の拠点となる空港は，緊急物資や人員等の輸送の

礎地盤の液状化に伴う局所沈下とひび割れ，およびそれ受け入れを発災後 3 日以内とすることが提言されており，以外のひび割れがある．2011 年の東北地方太平洋沖地震

平成 23 年の東北地方太平洋沖地震後の仙台空港では，発では，液状化に伴い舗装に沈下が生じるだけでなく空洞

災後 4 日後に救援機の受け入れを開始した 2)．空港土木が生じることが分かった．ひび割れ，段差および沈下は施設の管理者（以下，空港管理者）は，地震直後に救援

舗装表面に現れ，沈下の原因である液状化の兆候は舗装

機の受け入れを可能とするために，地震後の限られた時されていない緑地で噴砂痕として現れる場合があるため，間で空港舗装の点検を行い，被害を受けた舗装の応急復

空港管理者はそれらの変状を目視で発見しやすい．その旧を行うことが求められる．

一方で，液状化に起因する舗装の空洞化に関しては，空

空港舗装の点検については，国土交通省航空局が示す洞の形成状況によっては舗装が自重で沈下しないため，「空港土木施設設計要領（舗装設計編）3)」や「空港舗装空洞を見落とすおそれがある．

維持管理マニュアル（案）4)」等に従うが，これらには，

図－1.1
表－1.1
発生年

地震名

空港の航空写真 5)（写真に加筆）

地震による空港舗装等の被害事例 6)-10)

空港名

空港舗装等の被害内容

2000年

鳥取県西部地震

米子空港

・滑走路，誘導路の舗装に多数のひび割れ
・過走帯・着陸帯で液状化

2001年

芸予地震

松山空港

着陸帯で液状化（舗装は被害なし）

2007年

能登地震

能登空港

滑走路，誘導路の舗装で段差と多数のひび割れ

2011年

東北地方
太平洋沖地震

仙台空港

・滑走路，誘導路・エプロンの舗装に多数のひび割れ・誘導路，エプロンで液状化と，舗装の空洞化と沈下

2016年

熊本地震

熊本空港

滑走路，エプロンの舗装に軽微なひび割れ-1-

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

空洞が生じた舗装では航空機の走行により路面が陥没

機器が考えられる．

し，重大な事故に繋がる可能性があるため，施設の安全空港施設で使われる車両については，過去に空港用消上，空洞の存在を許容することはない．ただし地震後に防車を用いた例がある 8)．当時は，運用再開前に消防車

あっては，救援機を空港にいち早く受け入れることが，による試走行（プルーフローリング）を行い，ひび割れ

迅速な人命救助と被災地への緊急物資の供給に繋がり，を補修した舗装に問題がないことを確認したが，今後，空港が社会的に重要な役割を果たすことになるため，舗空洞の存在が疑われる舗装においてはプルーフローリン

装に空洞が生じたとしても規模が小さく，救援機の走行グを行い，路面に残留変形が生じるか否かで舗装の健全に支障がない状態であれば，救援機を受け入れるという性を評価するということも考えられる．しかしながら，判断が重要になる．したがって，地震後の緊急点検にお消防車等の車両は航空機と比べて重量が小さいため，実

いて舗装に空洞の存在が疑われた場合には，その後の詳際には航空機の走行で大きな変形や陥没の可能性がある

細点検において，容易に調達できる調査機器を用いて空空洞箇所であっても，消防車荷重では舗装表面に残留変洞の有無や規模を調べ，救援機の走行可否を判断するた形が生じない可能性がある．

めに，空洞が生じた舗装の健全性を評価することが必要

地中レーダについては，空洞を検出する機器として有である．本研究でいう「健全」は「舗装に変状がない状

望であるが，専門技術者による空洞の判定結果を空港管

態か，軽微な変状があるものの航空機の走行に支障がな

理者が画像から識別することは難しい場合があり，空港い状態」と定義することとし，「空洞が生じた舗装の健管理者の各種判断に迷いを生じさせる可能性がある．ま全性評価」は，「舗装もしくは路床に空洞が生じてはいた，FWD のように，舗装の力学的な応答にもとづいて舗るものの，救援機の走行に支障がない状態であることを装の健全性を定量的に評価できない．

評価すること」を指す．以降，舗装と路床を合わせて「舗以上で示した各種機器の特徴を踏まえると，空洞の存装下」と称す．

在が疑われる地震後の空港舗装の詳細点検においては，

空洞の有無と空洞が生じた舗装の健全性の評価に活用

FWD を用いることが最も有望であり，図-1.2 に示す地できる可能性のある機器としては，表-1.2 が挙げられる．

震後の点検フローの中で FWD を用いるためには，FWD

FWD（Falling Weight Deflectometer; 重錘落下式たわみ測により，空洞の検出と空洞が生じた舗装の健全性の評価

定装置，写真-1.1）は，載荷板を介して舗装に衝撃荷重を可能にする必要がある．

を作用させ，舗装表面のたわみを測定する装置であり，民間の道路会社の多くが保有し全国に配備されているため，地震後の空港において比較的調達しやすい機器であるといえる．FWD は，空港における常時の詳細点検において舗装構造の健全性を調査するために利用されており
3)，過去には，FWD を用いた空洞の検出が検討された例もある 11)．FWD は，地震にともない舗装に生じた空洞の有無と，空洞が生じた舗装の健全性を同時に評価できる
可能性を有している．
FWD 以外の機器としては，空港施設で使われる車両，
電磁波等を利用した非破壊検査機器，および解体調査用
表－1.2

写真－1.1

FWD

被災直後に調達できる可能性のある機器

舗装表面のたわみ測定装置

空港施設内で使われる車両電磁波等を用いた非破壊検査機器

解体調査用機器

例：FWD

例：消防車
(プルーフローリング)

例：地中レーダ

例：コアカッター（コア採取）

空洞の検出

△

-

○

△
（連続的に
把握できない）

舗装構造の
健全性評価

○

△
（載荷重が小さく，不十分な可能性）

-

-

候補機器の
用途

-2-

国総研報告 No. 67

M4以上の地震発生

緊急点検

異常なし

目視調査

点検終了

異常あり
地盤の液状化に伴う噴砂，局所沈下（舗装の空洞化の兆候）

段差 (+ひび割れ)
目地部の破損

詳細点検

左記以外の
ひび割れ

空港舗装維持管理マニュアルに示す
目安値による評価

FWD調査
・空洞の有無，規模の評価
・空洞箇所の健全性の評価

図－1.2

1.2

地震後の空港舗装における点検フローのイメージ

第 3 章「FWD を用いた空港コンクリート舗装の空洞検研究の目的と概要

前節の背景を踏まえて本研究の目的は，FWDを用いて，出に関する検討」では，空洞が生じた空港と港湾のコン地震により空港舗装に生じた空洞の検出と空洞が生じた

クリート舗装において FWD 調査を実施し，コンクリー

舗装の健全性の評価を行い，救援機の走行可否の判断を

ト版下の空洞が舗装の応答に及ぼす影響を分析するとと可能にすることであり，それに資する，空洞が生じた空もに，波動伝播理論にもとづく解析的検討を行っている．

港舗装のFWDによる詳細点検の方法と点検結果の評価

その結果に基づき，空洞を検出する指標として，正規化方法を提案することである．

たわみ（載荷板中心の最大たわみに対する，載荷板中心

そのために本研究では，空港のコンクリート舗装およから離れた位置の最大たわみの比）とたわみ時間差（載びアスファルト舗装に生じた空洞をFWDにより検出す

荷板中心と離れた位置のたわみが最大となる時間差）のる方法を検討する．また，空港のコンクリート舗装およ2 指標を提示している．また，地震後の限られた時間の中

びアスファルト舗装に破壊や大きな変形を生じさせる空で，上記 2 指標にもとづく空洞の有無の判定方法につい洞について明らかにし，その空洞とFWDで推定される空て提案している．
第 4 章「空港コンクリート舗装に破壊を生じさせる空洞の範囲の対比にもとづき，空洞が生じた空港舗装の健全性を評価する方法を検討する．

洞に関する検討」では，空洞を有するコンクリート舗装を製作し，航空機荷重による繰返し走行試験を行い，載1.3

本論文の構成と各章の概要

荷重に対する舗装の挙動を調査している．調査結果にも本論文は，1～9 章の全 9 章から構成される．本論文のとづき，航空機荷重によりコンクリート版に曲げ破壊が検討フローを図-1.3 に示す．

生じる可能性を評価する方法として，空洞が生じた舗装

第 1 章「序論」では，本研究の背景，本研究の目的との荷重応力を FEM の弾性解析で推定し，それに温度応力概要，本論文の構成と各章の概要を述べている．

を足した値をコンクリート版の曲げ強度と比較する方法

第 2 章「既往の研究」では，液状化に伴い舗装に生じを提案している．また，提案した方法を用いて，航空機る空洞の特徴に関する既往の研究，FWD を用いた舗装の荷重により空港コンクリート舗装に曲げ破壊が生じる空空洞検出に関する既往の研究，および空洞が生じた舗装洞の大きさを試算している．試算結果と，FWD により推の健全性の評価に関する既往の研究についてとりまとめ定される空洞の大きさの対比にもとづき，空洞が生じたている．空洞が生じた舗装の健全性の評価に関する既往コンクリート舗装の健全性の評価方法を検討している．

の研究については，FWD による空港舗装の健全性評価に

第 5 章「地震により空洞が生じた空港コンクリート舗

関する既往の研究，および空洞が生じた舗装の危険性に装における FWD を用いた詳細点検に関する提案」では，関する既往の研究についてとりまとめている．最後に既第 3 章と第 4 章で得られた結果を踏まえて，FWD を用い往の研究を踏まえて本研究の特色について述べている．

た空洞の検出や健全性の評価など，空洞が生じた空港コ-3-地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

第1章 序論(1) 研究の背景(2) 研究の目的と概要(3) 本論文の構成と各章の概要
第2章 既往の研究(1) 液状化に伴い舗装に生じる空洞の特徴に関する研究(2) FWDを用いた舗装の空洞検出に関する研究(3) 空洞が生じた舗装の健全性評価に関する研究(4) 本研究の特色

空港アスファルト舗装に関する検討

空港コンクリート舗装に
関する検討
第3章

FWDを用いた空港コンクリート舗
装の空洞検出に関する検討

第6章

FWDを用いた空港アスファルト舗
装にの空洞検出に関する検討

・ コンクリート舗装の空洞がFWDのた
わみに及ぼす影響の調査
・ 正規化たわみとたわみ時間差の空洞検出指標としての妥当性・適用性に関する解析と調査
・ 地震後の空港コンクリート舗装における空洞の有無の判定方法について・ アスファルト舗装の空洞がFWDのた
わみに及ぼす影響の調査
・ 空洞と載荷地点の位置関係が最大た
わみとたわみ時間差に及ぼす影響の調査
・ 地震後の空港アスファルト舗装における空洞の有無の判定方法について

第4章

第7章

空港コンクリート舗装に破壊を生じさせる空洞に関する検討

・ 空洞を有するコンクリート舗装における走行試験
・ 空洞が生じたコンクリート舗装の載荷荷重に伴う破壊に関する解析・ 航空機荷重によりコンクリート版に曲げ破壊を生じさせる空洞の検討

第5章

・ 空洞を有するアスファルト舗装における走行試験
・空洞が生じたアスファルト舗装の載荷荷重に伴う破壊に関する解析
・航空機荷重によりアスファルト舗装に変形またはせん断破壊を生じさせる空洞の検討地震により空洞が生じた空港コンクリート舗装のFWDによる詳細
点検に関する提案

第9章

空港アスファルト舗装に変形または破壊を生じさせる空洞に関
する検討

第8章

地震により空洞が生じた空港アスファルト舗装のFWDによる詳細
点検に関する提案

結論と本研究成果の展開

図－1.3

本論文の検討フローンクリート舗装における FWD を用いた詳細点検とそのみ時間差の 2 指標を提示している．また，載荷板が空洞

評価方法について提案している．

の直上にある場合には，最大たわみが大きくなるととも

第 6 章「FWD を用いた空港アスファルト舗装の空洞検に，たわみ時間差が小さくなり，載荷板が空洞よりも外出に関する検討」では，空洞を有するアスファルト舗装

側にある場合には，たわみ時間差が小さくなることを明を製作し，空洞の存在が FWD のたわみに及ぼす影響，おらかにしており，上記 2 指標を用いることにより，空洞

よび空洞と載荷板の位置関係が FWD のたわみに及ぼすのおおよその位置と広がりを把握できる可能性を示して影響を調査している．調査結果にもとづき，アスファル

いる．さらに，地震後の限られた時間の中で，上記 2 指ト舗装における空洞検出指標として，最大たわみとたわ

標にもとづく空洞の有無の判定方法について提案してい-4-

国総研報告 No. 67

6)る．
第 7 章「空港アスファルト舗装に変形または破壊を生

井合進，他13名：平成12年（2000年）鳥取県西部地震による港湾施設等の被害報告，港湾空港技術研究
所資料，No.1015, pp. 105-106, 2001.

じさせる空洞に関する検討」では，空洞を有するアスフ7)

ァルト舗装を製作し，航空機荷重と消防車荷重による繰森伸一郎，門脇慶典：2001年芸予地震における液状化調査，第37回地盤工学研究発表会，E-08, 2002.

返し走行試験を行い，載荷重に対する舗装の挙動を調査
8)している．調査結果にもとづき，航空機の走行により路

田村敬一，他55名：平成19年（2007年）能登半島地面に変形や陥没を招く可能性のある空洞の大きさについ

震被害調査報告，国土技術政策総合研究所資料，No.

て検討している．また，路盤と路床を弾完全塑性体とす

438, pp. 1-243, 2008.

る FEM 解析を行い，航空機荷重により舗装にせん断破壊

9)坪川将丈，水上純一，畑伊織，前川亮太：東北地方が生じさせる可能性のある空洞の大きさについて検討し太平洋沖地震による仙台空港の舗装被害，土木学会ている．得られた結果にもとづき，路床に存在する幅論文集E1（舗装工学），Vol. 68, No. 3, pp. I_123-I_129,0.1m よりも大きい空洞を検出するための FWD の載荷地

2012.

点の間隔など，空洞が生じたアスファルト舗装の FWD に

10) 野津厚，他14名：平成28年（2016年）熊本地震によよる健全性の評価方法を検討している．

る港湾施設等被害報告，国土技術政策総合研究所資第 8 章「地震により空洞が生じた空港アスファルト舗

料No. 1042・港湾空港技術研究所資料No. 1348, pp.
40-46, 2018.

装における FWD を用いた詳細点検に関する提案」では，第 6 章と第 7 章で得られた結果を踏まえて，FWD を用い

11) 八谷好高，佐藤勝久，田中孝士：コンクリート舗装

た空洞の検出や健全性の評価など，空洞が生じた空港ア

構造の非破壊評価法の開発－フォーリングウェイト

スファルト舗装における FWD を用いた詳細点検とそのデフレクトメーターによる，港湾技術研究所報告，

評価方法について提案している．

Vol.26, No.2, pp. 465-492, 1987.

第 9 章「結論と本研究成果の展開」では，以上の知見を総括して本論文の結論を示すとともに，本研究成果が地震後の空港運用に及ぼす影響と本研究成果の実務適用上の留意点について言及している．
1章の参考文献
1)

国土交通省航空局：地震に強い空港のあり方検討委
員会報告，
http://www.mlit.go.jp/kisha/kisha07/12/120427_.html,
2007.（2020年10月確認）

2)

坪川将丈，水上純一，畑伊織，前川亮太：平成23年（2011年）東北地方太平洋沖地震による仙台空港の舗装に関する被害報告，国土技術政策総合研究所資料，No. 680, pp. 1-20, 2012.

3)

国土交通省航空局：空港土木施設設計要領（舗装設計編），
https://www.mlit.go.jp/koku/koku_tk9_000019.html,
2020. （2020年10月確認）

4)

国土交通省航空局：空港舗装維持管理マニュアル（案），
https://www.mlit.go.jp/koku/koku_tk9_000019.html,
2020. （2020年10月確認）

5)国土地理院ウェブサイト：
https://mapps.gsi.go.jp/maplibSearch.do#1.（2020年10
月確認）

-5-

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

2. 既往の研究
2.1 液状化に伴い舗装に生じる空洞の特徴に関する研究
瀬良ら 1)は，2011 年の東北地方太平洋沖地震後に，地盤の液状化が発生した東京湾岸部の道路舗装において空洞探査を行い，液状化に伴い舗装に生じる空洞の特徴を整理している．その結果，平面的な空洞の大きさは，最大で 100m2 近かったが，そのほとんどは 10m2 以下であFWD の載荷機構の概念図

図－2.1

り，平均値は 2.38m2 であったことを示している．空洞の300

D0
載荷板中心のたわみ
D1500
載荷板中心から離れた位置のたわみ
荷重

深さ，すなわち，多層構造である舗装の層間に位置した
たわみ (mm)

ことを示している．液状化に伴う空洞の上端が舗装の層間付近となる傾向は，秋葉ら 2) によっても確認されてい
る．

200

400
300
200

100

100

荷重（kN）

深さについては，空洞上端の深さの平均値が下層路盤の空港舗装においては，2011 年の東北地方太平洋沖地震
0後の仙台空港において調査が行われており 3) ，空洞は，

0
0

10

20

コンクリート舗装の最上層であるコンクリート版の直下

30

40

50

時間（ms）に生じたことが確認されている．当該箇所で生じた空洞

図－2.2

FWD で得られるデータの例の平面的な大きさは明らかにされていないが，舗装表面の沈下と目視で確認されたひび割れ状況からすると，大度計（精度は測定値に対して±2%）である．計測後は載きいものでは 1 枚のコンクリート版の大きさ（約 60m2）

荷機構を車内に格納し，次点に移動する．1 つの載荷地点を超えていたことが推察される．

での調査時間は約 2 分である．

沈下や陥没に繋がる空洞の特徴については，既往の研図-2.2 には，FWD で得られるデータの例を示す．舗装

究で明らかにされていない．アスファルト舗装では，約構造の健全性の評価のために，載荷板中心のたわみの最16m2 の空洞上で路面の沈下が確認されているが，それよ

大値（最大たわみ D0）がよく用いられる 4), 5), 6)．その他

りも小さい空洞上で路面の沈下が生じていない場合もあには，載荷板中心から離れた位置の検出器で計測したたる 1) ．後述 3 章で調査対象とした港湾コンクリート舗装

わみの波形を用いて逆解析を行い，舗装各層の弾性係数においては，コンクリート版直下の空洞が 50m2 に広がるを推定することも行われる 7), 8), 9)．

場所において，舗装表面の沈下が確認されている．
以上の知見を踏まえると，FWDの検出対象となる空洞(2)

空洞が生じたコンクリート舗装における研究の平面的な大きさは，約100m2以下になる．ただし，コン

八谷ら 10) は，様々な大きさの空洞が生じたコンクリー

クリート舗装では50m2程度を超える空洞，アスファルト

ト試験舗装で FWD 調査を行い，空洞幅が大きくなるほ

舗装にあっては約16m2を超える空洞の場合には，舗装表

ど，載荷板中心の最大たわみ（以下，D0）が大きくなる

面に沈下やひび割れ等の変状が生じ，FWDによる詳細点

傾向を実験的に示し，その後，岸良ら 11)および Chen ら

検の前段である目視点検で発見できる可能性がある．

12)は，その傾向を解析的に確認している．

上記の傾向に着目して，空洞の有無や空洞の大きさを2.2

FWDを用いた舗装の空洞検出に関する研究

推定しようとする研究も行われている．亀山ら 13) および(1)

FWDについてSheng ら 14),15) は，解析的もしくは理論的にたわみを求め，

図-2.1 に FWD の載荷機構の概念図を示す．FWD には

実測の D0 が解析的もしくは理論的に求められたたわみ重錘が搭載されており，所定の高さから重錘を落下させを超えるか否かで空洞の有無を推定する方法を提案して載荷板等を介して舗装に衝撃荷重を与える．載荷によりいる．Galal ら 16)は，空洞箇所と非空洞箇所の D0 を比較発生した舗装表面の動的なたわみは，載荷板中心と，載して空洞の有無を推定しようとしている．一方，八谷ら

荷板中心から 200mm～2,500mm の位置に配置されたた

17)は，空洞箇所と非空洞箇所の D

0 の比と空洞幅の関係性

わみ検出器（以下，検出器）を路面に接地させて計測さをもとに，空洞の有無のみならず空洞の幅を推定する方れる．本研究に用いる FWD は車載型であり，検出器は速法を提案している．

-6-

国総研報告 No. 67(3)

空洞が生じたアスファルト舗装における研究

定することを検討している．D0 はばらつきが大きいこと

空洞が生じたアスファルト舗装において FWD 調査をや，空洞の発生条件，例えば空洞の深さによっては空洞実施した例は少ない．確認できる調査事例のほとんどは，がない健全部と同等の値となり，空洞があるという判定

2011 年の東北地方太平洋沖地震で被災した道路舗装におにならない場合があることから，D0 が空洞の検出指標とけるものである．竹内ら 18)，田辺ら 19)，城本ら 20) およびして必ずしも最適ではないと考えられる．一方，D0 以外

Kawana21) は，空洞が疑われる位置，空洞と確認された位の指標についてはこれまでに検討がなされておらず，検置，または模擬空洞を設けた位置における D0 が，空洞の討の余地を残している．

ない位置における D0 よりも大きくなることを示したうえで，層厚のばらつきや測定値の誤差を考慮した D0 の上

2.3

限値を設定し，上限値を超えた場合には空洞があるとす(1) FWDによる空港コンクリート舗装の健全性評価につる方法を提案している．ただし，D0 は，同一舗装断面でFWDによる空港舗装の健全性評価に関する研究
いてあっても構成材料や層厚のばらつきに起因してばらつく

空港コンクリート舗装での FWD 調査は，図-2.3 に示ことから 22)，城本ら 20) は，空洞の有無の情報が事前に得す 1 データユニットにつき 1 枚のコンクリート版内の 1

られていない状況では D0 のみでの空洞検出は困難であ地点で実施することを標準としており 23)，FWD の載荷地ると指摘しており，FWD と地中レーダを併用して空洞の点は，航空機の車輪の載荷頻度が高い位置の横目地部（航有無を推定することを提案している．また，城本ら 20)の

空機進行方向と直交する目地）としている．横目地部で結果によると，空洞の位置が表面から 1.0m と比較的深いは載荷板を図-2.4 のように設置し，舗装の構造評価には

場合には，設定した上限値を超えないことがあり，空港式(2.1)の荷重伝達率を用いる 23)．空港では荷重伝達率が舗装のように路床が表面から 1.0m 以上である構造で，路85%以下の場合，構造上問題のある可能性があるとして床に空洞が生じた場合には，D0 では空洞と判定できない
可能性がある．

300（単位：mm）

秋葉ら 2)も 2011 年の東北地方太平洋沖地震後の道路舗

150 150

目地

載荷板

装において FWD 調査を実施しており，地中レーダにて空洞の可能性を有する反射像（以下，異常信号）が確認された位置の D0 について整理しているが，異常信号が確はないことを報告している．
(4)

D0

コンクリート版

認された場所において D0 が必ずしも大きくなるわけで

図－2.4

まとめ

目地部での FWD の載荷板設置位置

E'ff =

本節で示した，コンクリート舗装およびアスファルト

D300

D300
×100
(D0 +D300 )/2(2.1)

舗装における FWD を用いた空洞検出に関する既往の研

ここに，究では，空洞の存在により舗装の支持力が低下し D0 が大E’ff：荷重伝達率（%）, D0：載荷板中心の最大たわみ，

きくなることに着目して空洞の有無や空洞の大きさを判

D300：載荷板中心から 300mm の検出点での最大たわみ：FWD載荷位置（横目地部）
矢印：たわみ検出器の配置方向：データユニット（ユニットサイズは，就航機材の大きさ
により異なる．図では幅21m×長さ20m）

コンクリート版（7.0×7.0m）
5.5m

スポット中心線（航空機進行方向）

5.5m

横目地

図－2.3

空港舗装の FWD 調査における載荷位置-7-地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

いる．

表－2.1 滑走路・誘導路・エプロンのデータユニッ

坪川ら 24) は，空洞の存在に起因して沈下が生じた空港

トサイズ

コンクリート舗装において FWD 調査を実施しているが，就航機材

データユニットサイズ

報告している．八谷ら 10)も空洞を有するコンクリート舗

大型ジェット機が就航する空港

幅21m×長さ30m

装の荷重伝達率を調査しており，同様の結果を報告して中小型ジェット機が就航する空港

幅14m×長さ45m

いる．コンクリート舗装内に空洞が存在していても，目プロペラ機および小型機のみが就航する空港幅7m×長さ90m

多くの横目地部の荷重伝達率は 85%を超えていたことを地部のダウエルバーが損傷していない場合には，載荷板側と非載荷板側のたわみの両方が大きくなり，荷重伝達表－2.2 空洞に関する FWD 調査による健全性評価

率は高くなる．そのため，空洞が生じたコンクリート舗
装の場合には，荷重伝達率は舗装の健全性評価の指標とのイメージして適切でないと考えられる．

D0

坪川ら 3)は，理論的に発生しうるたわみを解析的に求

解析たわみ
以上

め，コンクリート舗装の中央部における FWD 調査で得られた D0 と比較している．その結果では，沈下が確認さ

解析たわみ
未満

あり

健全でない 明らかでない

なし

健全でない

空洞

れたコンクリート舗装の D0 は相対的に大きくなることが確認されている．空洞が生じたコンクリート舗装では，

健全

D0 を舗装の構造評価の指標として用いることが考えられる．舗装の構造評価指標である D0 は，2.2 で記載した

過去の空港舗装における調査では，ひび割れ近傍部な通り，その値が大きく舗装の支持力が低下していること

ど舗装に構造的な問題が生じた場所において，たわみ比をもって空洞があるという考えにもとづき，空洞の検出が 1.0 を超えることが確認されており 24) ，たわみ比によ指標としても検討されている．

る舗装構造の評価の有効性は既に示されている．しかし

なお，D0 が相対的に大きくないものの空洞が検出されながら，コンクリート舗装と同様に，空洞が検出されたた場合の健全性の評価は，検討されていない．また，空地点において，たわみ比が 1.0 未満の場合の健全性の評

港舗装における FWD の載荷地点は，図-2.3 に示した 1

価については検討されていない．また，データユニット

データユニットにつき 1 地点を標準としているが，載荷ごとに載荷地点が 1 つでは，載荷地点数としては不十分地点を設定していないコンクリート版下に空洞が生じたであると考えられる．

場合や，載荷地点を設定したものの載荷地点が空洞上にない場合には空洞を発見することは難しいと考えられ，

(3)

まとめ

地震後における載荷地点数としては不十分である．空洞

以上をまとめると，空洞が生じた空港舗装に関するが生じた舗装での載荷地点についても検討されていない．

FWD を用いた健全性評価は，理論的もしくは解析的に求めるたわみと，調査で得られる D0 とを比較することによ(2) FWDによる空港アスファルト舗装の健全性評価につり行うことが考えられる．ただし，場合によっては時間いての制約が厳しく解析の実施が難しいことも考えられ，そ空港アスファルト舗装での FWD 調査もコンクリートの場合には，目視で健全と考えられる場所との相対比較

舗装と同様に，表-2.1 に示すデータユニットごとに 1 地になる．

点を標準としている 23) ．舗装の構造評価では，理論上生

表-2.2 に健全性の評価のイメージを示す．調査で得らじうるたわみ（以下，理論たわみ）に対する実測のたわ

れる D0 が大きければ，空洞の有無に関わらず健全でない

みの比である“たわみ比”を用いる 23) ．理論たわみは，と判定し，空洞が検出されず D0 も小さい場合については，

FWD 荷重相当の静的荷重を載荷した時の舗装表面に生健全であると判定できる．その一方で，空洞が検出されじるたわみ（規準たわみ）を多層弾性理論にもとづき計たものの，D0 が小さい場合については，健全性の評価は算するものであり，調査位置ごとの舗装構造をモデル化

明らかでなく，このような場合の評価について検討されし，多層弾性解析プログラム GAMES により求める．たた例はない．考えうる評価方法としては，空洞が連続しわみ比が 1.0 を超えた場合には，舗装に何らかの構造的て検出された FWD の載荷地点間の距離を空洞の大きさな問題がある可能性があると評価する．

とみなし，それが，救援機の走行により舗装に陥没等を-8-国総研報告 No. 67生じさせる空洞よりも大きければ（図-2.5），健全でな生したコンクリート版下の空隙について，竹内ら 27)はそ

いと評価することが考えられる．この評価を可能とするの空隙がコンクリート版に及ぼす影響を検討しており，ためには，舗装に破壊もしくは大きな変形を生じさせる空隙の存在でコンクリート版下面の応力が大きくなるた

空洞の大きさをあらかじめ明らかにしておき，それにもめ，空隙は疲労破壊に影響することを報告している．

とづき FWD の載荷地点の間隔を設定することが考えら

空洞が生じれば載荷重に伴い発生するコンクリート版

れる．

の応力が大きくなるため，疲労に伴う破壊の発生が設計
当初の想定よりも早まると考えられるが，空洞の大きさ

2.4

空洞が生じた舗装の危険性に関する研究

によっては，コンクリート版下に過大な応力が発生し，(1)

コンクリート舗装における研究

曲げ破壊が生じる可能性もある．空洞の大きさが舗装の空洞が生じた舗装における FWD 調査の事例は 2.2 で健全性に及ぼす影響を評価するためには，空洞が生じた

記載した通り，いくつかあるものの，空洞が生じた舗装

舗装が航空機荷重により，どのように破壊するかを把握の破壊形態や破壊過程について研究した例はあまりなく，することが重要である．しかしながら，空洞が生じた舗

どの程度の空洞が生じた舗装で陥没が生じる危険性があ

装の破壊に着目した研究は少なく，航空機荷重の載荷にるのかよくわかっていない．

伴う破壊を対象とした研究は著者の知る限りこれまでに

岸良ら 11) は三次元 FEM を用いて空洞を有するコンク

ない．

リート舗装をモデル化し，自動車荷重の載荷に伴うコンクリート版下面の応力を解析しており，空洞の存在によ(2)

り応力は大きくなり，それに伴い疲労に伴う舗装の破壊

アスファルト舗装における研究

アスファルト舗装では，空洞が生じた舗装の陥没の危険性を検討した例がある 28), 29)．

が早まることを示唆している．繰返し走行荷重による路盤の塑性変形 25) や雨水による路盤のエロージョン 26)が発

国土交通省北陸地方整備局が示す「空洞判定実施方針（案）28)」においては，地中レーダで空洞探査を行うこ：FWD載荷地点（ は空洞有り）とを前提として，地中レーダで検出された空洞の広がり：空洞ありとする範囲と深さを， アスファルト舗装の路面が陥没する可能性

破壊が生じる大きさか否かの評価基準（図-2.6）と照らし合わせ，アスファルト舗装の危険性を判定し，その後のスコープ調査や応急補修などの実施が検討される 29)．図-2.6 は，地中レーダで横目地検出された空洞の広がりと深さにもとづき陥没の危険度
を 3 ランクに分けて評価するものであるが，想定する荷図－2.5 FWD により推定された空洞の範囲と破壊の可重は自動車荷重である．また，危険度の大小の設定根拠

能性のある空洞の大きさイメージ

は，「舗装厚 0.3m に対して，空洞の広がりは 1.5m 以上

図－2.6

路面陥没発生の可能性評価図 28)-9-地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉となった場合に危険度が高くなる」という経験にもとづ生じたアスファルト舗装の載荷重に伴う破壊に着目した

く主観的なものであり，空洞が生じた舗装の破壊機構が研究は少なく，航空機荷重の載荷に伴う破壊に関する研必ずしも考慮されたものではないと考えられる．

究に関しては著者の知る限りこれまでにない．

秋葉らは 2)，アスファルト混合物層の厚さと，地中レーダで得られる異常信号の幅に応じて，その舗装箇所の2.5

危険度の大小を評価する方法を提案している．この方法

本研究の特色既往の研究を踏まえて本研究の対象を図-2.7 に示し，は，7～8 月の舗装の状態でアスファルト混合物層が疲以下に本研究の特色を記載する．

労により早期に破壊することを前提としたものであり，

本研究の特色は，地震後の空港舗装で空洞の存在が疑破壊基準を，輪荷重 49kN によりアスファルト混合物層

われる状況において FWD を用いて空洞を検出するため（弾性係数を 800～1,000N/mm2）の下面に 300µ 以上のに，これまでに提案された空洞検出指標である D0 以外のひずみ（比較的早期に疲労破壊が生じる大きさのひず

新たな指標を提案することである．

み）が発生することとしている．この破壊基準にもとづ

また，D0 は相対的に大きくないが空洞が検出された地

いてアスファルト混合物層の厚さと異常信号幅の関係を

点における救援機の走行可否を判定することを可能とす

解析的に求めている．

るために，舗装に破壊や大きな変形を生じさせる可能性

住吉ら 30)は，空洞が生じたアスファルト試験舗装にのある空洞の大きさについて検討し，その結果と FWD で

おいて，FWD 荷重を繰り返し作用させ，舗装表面に発推定される空洞の大きさの対比にもとづき，地震により生する最大たわみの経時変化を調査している．空洞が生

空洞が生じた空港舗装の健全性を評価する方法を提案す

じた実舗装の載荷重に対する応答を評価した数少ない事

ることも本研究の特色である．

例ではあるが，舗装の沈下や陥没等の破壊まで再現するに至っていない．

2章の参考文献
1)

空洞が生じたアスファルト舗装の健全性を評価するた

瀬良良子，小池豊，桑野玲子，桑野二郎；東日本大

めには，前項のコンクリート舗装と同様に，空洞の大き震災液状化箇所における路面下空洞の特徴と発生メ

さと深さがアスファルト舗装の載荷重に伴う破壊にどの

カニズム，地盤工学ジャーナル，Vol. 9, No. 3, pp. 323-

程度影響するかを明らかにしておく必要がある．空洞が339, 2014.

本研究の対象M4以上の地震発生

緊急点検

異常なし

目視調査

点検終了

異常あり
地盤の液状化に伴う噴砂，局所沈下（舗装の空洞化の兆候）

詳細点検

段差 (+ひび割れ)
目地部の破損

左記以外のひび割れ

空港舗装維持管理マニュアルに示す
目安値による評価

FWD調査
・空洞の有無，規模の評価
・空洞箇所の健全性の評価

D0
基準とする
たわみ以上

空洞

図－2.7

基準とする
たわみ未満

あり

健全でない 明らかでない

なし

健全でない

健全

地震後の空港舗装における点検フローにおける本研究の対象- 10 -

国総研報告 No. 67

2)秋葉正一，城本政一，加納陽輔，島崎勝，佐藤克己：

for void identifying under cement concrete pavement

地中レーダーと FWD 試験を併用した舗装診断に関corner, In: New Technologies in Construction andする一考察－市街地道路に対する簡易評価手法の検Rehabilitation of Portland Cement Concrete Pavement

討－，地盤工学ジャーナル，Vol. 10, No. 2, pp. 317-

and Bridge Deck Pavement, pp. 125-132, 2009.

328, 2015.
3)15) Sheng, Z., Jian, Z.，Xian-Yong, G. and Jin-Ping, Xiao. :坪川将丈，水上純一，畑伊織，前川亮太：平成 23 年

Computational Method for Determining Voids Under（2011 年）東北地方太平洋沖地震による仙台空港のConcrete Slabs Through FWD Deflections, Geo-

舗装に関する被害報告，国土技術政策総合研究所資

Frontiers, pp. 2822-2830, 2011.
16) K. Galal, and L. Whiteley-Lagace: FWD/HWD Void料，No. 680, pp. 1-20, 2012.
4)

川村和将，神谷恵三：東名高速道路の舗装健全度に

Detection Beneath Concrete, Pavements or Overlaid

関する一考察，土木学会論文集 E1（舗装工学），Vol.

Concrete Pavements, pp. 1-20, 2010.

72, No.3, pp. I_47-I_52, 2018.
5)17) 八谷好高，坂井典和，廣田道紀，高橋修：200kN 荷

川名太，前川亮太，鈴木紀慶：FWD 試験による桟橋

重の FWD による空港コンクリート舗装の非破壊構

上の舗装構造評価のための基礎的検討，土木学会舗造，土木学会舗装工学論文集，Vol.4, pp. 199-208, 1999.

装工学論文集，Vol. 15, pp. 193-199, 2010.
6)18) 竹内康，林寛親，岡澤宏，城本政一，緑川兼広：福島

渡邊一弘，増戸洋幸，篠塚正則，上島壮：短い測定

県沿岸部における小型 FWD を用いた簡易な路面下間隔による修繕前後の FWD 構造評価結果，土木学

空洞評価方法の検討，農業農村工学会大会講演会講会論文集 E1（舗装工学），Vol.72, No.3, I_177-I_185,

演要旨集，Vol. 2012, pp. 884-885, 2012.

2016.
7)

19) 田辺政人，城本政一，竹内康，岡澤宏，緑川兼広：小村上由貴，竹内康，小梁川雅，牧恒雄，谷口聡：FWD

型 FWD を用いた簡易な路面下空洞調査法に関するデータを用いたコンクリート舗装の構造評価に関す検討，農業農村工学会大会講演会講演要旨集，Vol.
2013, pp. 820-821, 2013.

る研究，土木学会舗装工学論文集，Vol. 8, pp. 163-172,
2003.
8)

20) 城本政一，青木政樹，竹内康：小型 FWD と地中レー

安倍隆二，田高淳，松井邦人，久保裕一：FWD たわ

ダを併用した路面下空洞調査方法に関する検討，土みデータを用いた逆解析による舗装の構造評価に関

木学会論文集 E1（舗装工学），Vol. 69, No. 3, pp. I_167-

する検討，土木学会舗装工学論文集，Vol. 12, pp. 31-

I_173, 2013.

38, 2007.
9)21) F. Kawana, K. Kubo, N. Ueda, Y. Takeuchi, K. Matsui:

石田健悟，水野卓哉，西澤辰男：FWD たわみの逆解

Study of the cavity problem under the pavement caused

析に基づいたアスファルト舗装補修工法の寿命評価，

by the earthquake in 2011, ISAP conference 2014, pp.

土木学会論文集 E1（舗装工学），Vol. 70, No.3, pp.

419-426, 2014.

I_145-I_150, 2014.

22) FWD 研究会：2000 年度報告書「FWD に関する研究」，
2000.

10) 八谷好高，佐藤勝久，田中孝士：コンクリート舗装

23) 国土交通省航空局：空港土木施設設計要領（舗装設

構造の非破壊評価法の開発－フォーリングウェイト
デフレクトメーターによる，港湾技術研究所報告，

計編），

Vol.26, No.2, pp. 465-492, 1987.

https://www.mlit.go.jp/koku/koku_tk9_000019.html,

11) 岸良竜，石田征男，亀山修一，中塚将志: 路面下空洞

2020. （2020 年 10 月確認）を有するコンクリート舗装の構造性能に関する解析

24) 坪川将丈，水上純一，畑伊織，前川亮太：東北地方的検討, 土木学会第 70 回年次術講演会，V-367, 2015.

太平洋沖地震による仙台空港の舗装被害，土木学会

12) Chen, N., Yu, Yongyan., and He, H.: Mechanical

論文集 E1（舗装工学），Vol. 68, No. 3, pp. I_123-I_129,

Response of Voiding Cement Pavement under Load,2012.

Earth and Environmental Science, Vol. 186, pp.1-5, 2018.

25) 竹内康，小梁川雅，西澤辰男，木村慎：路盤の経年

13) 亀山修一，岸良竜，城本政一，平川一成，路面下空変形がコンクリート舗装の疲労破壊に及ぼす影響，
土木学会舗装工学論文集，Vol.3, pp. 93-100, 1998.

洞を有するコンクリート舗装の探査技術に関する研究，舗装，Vol. 53, No.2, pp. 16-20, 2018.

26) 福田正：コンクリート舗装の設計法に関する研究の14) Sheng, Z., Jia, X. and Xiaojun, Z. : Analysis on criterion

現状，土木学会論文集，Vol.396, pp. 9-15, 1988.

- 11 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

27) 竹内康，西澤辰男，小梁川雅，遠藤桂：繰返し載荷
によるコンクリート舗装粒状路盤の塑性変形解析法，土木学会舗装工学論文集，Vol. 10, pp. 161-168, 2005.
28) 北陸地方整備局北陸技術事務所：空洞判定実施方針（案），pp. 1-15, 2012.
29) 岡田栄治：路面下空洞調査の実施状況報告，国土交通
省国土技術研究会論文集，pp. 25-30, 2013.
30) 住吉卓，橋原正周，大石雅登：路面下空洞での繰返し載荷実験，東京都土木技術支援・人材育成センタ
ー年報，pp. 115-130, 2011.

- 12 -

国総研報告 No. 67

3. FWDを用いた空港コンクリート舗装の空洞検出に関する検討た駐機場の平面図を示す．舗装を施工した当初から，15
列と 16 列のコンクリート版の目地を境として北側および南側に向けて 0.5%の下り勾配が確保されていたが，地本章では，3.1 において，コンクリート版下に空洞があ

震時の基礎地盤の液状化によりコンクリート版は局所的る可能性の高い場所で実施した FWD 調査の結果を分析に沈下し，それに伴いひび割れが生じた．

し，空洞検出に適用できる可能性のある指標を検討した．
3.2 では，検討した空洞検出指標の妥当性を解析的に検証し，3.3 では，空洞が生じた舗装において FWD 調査を別途行い，空洞検出指標の適用性を検討した．3.4 では，舗装への水の浸透が正規化たわみとたわみ時間差に及ぼす影響を考察した．3.5 では，地震後の空港コンクリート
舗装における空洞の有無の判定方法を検討した．
3.1 コンクリート舗装の空洞がFWDのたわみに及ぼす影
響の分析
(1)

FWD調査場所

FWD 調査は，仙台空港の駐機場の無筋コンクリート舗装において行った．コンクリート版の寸法は 1 辺 7.5m の正方形であり，厚さは 0.42m である．路盤は粒度調整砕石であり，設計支持力係数は 70MN/m3 である．隣接する
コンクリート版間には，ダウエルバーもしくはタイバー
が版厚の 1/2 の深さに設置されていた（写真-3.1）．ダウエルバーとタイバーは，隣接するコンクリート版同士の荷重伝達を行うための鉄筋（直径約 40mm）である．
図-3.1 に，駐機場の高さとひび割れ発生位置を記載し

GG
1
2

FF

EE

DD

CC

BB

Ａ

ターミナル側（南側）

B

C

D

E

F

G

H

I

J

K

L

M

N

K9 のコンクリート版下の空洞

O

2.050
2.100
2.150
2.200
2.250
2.300
2.350
2.400
2.450
2.500
2.550
2.600
2.650
2.700
2.750

1

2.150
2.200

2

2.300

3
4

ＡＡ

写真－3.1

3

2.250

4

2.350
2.350
5

5

2.400
2.400

6

6

7

7

2.450
8

8

2.500
9

2.350

2.550

10

9
10

2.400
2.600

11

標高 (m)

11

12

12

2.650
13

ひび割れ

13

2.700

14
15

14
15

2.750

16

16

2.700

17

滑走路側（北側）

図－3.1

FWD調査実施範囲

17

舗装施工当初より，この目地を境に北側
および南側に向けて
0.5%の下り勾配

駐機場の高さとひび割れ発生位置（升目は一枚のコンクリート版を示す）- 13 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

沈下は，DD3，D6，F3 および K9 付近で確認された．

（以降，補正 D0）．

F3 と K9 においてコアボーリング（直径 100mm）による空洞のある可能性が高いコンクリート版として，沈下削孔調査を行い，コンクリート版下の空洞の有無を確認

量と補正 D0 が相対的に大きいコンクリート版のうち，載した．K9 では周囲のコンクリート版を撤去して側面から荷板や検出器付近にひび割れのない 20 枚を選定した（以空洞の有無を改めて確認した（写真-3.1）．

下，沈下版群）．一方，空洞のある可能性が低いコンク

その結果，F3 において厚さ約 0.20m，K9 において約リート版として，沈下量と補正 D0 が相対的に小さいコン

0.07m の空洞がコンクリート版直下に確認された．これクリート版のうち，載荷板や検出器付近にひび割れのな

らの状況から，その他の沈下部付近のコンクリート版直い 20 枚を選定した（以下，非沈下版群）．なお，FWD 調

下にも空洞が存在することが示唆される．

査中の気温の変化は小さかったことから（6.1oC～9.6oC），

FWD 調査は，ひび割れまたは沈下が確認されたコンク

沈下版群と非沈下版群では，コンクリート版の深さ方向リート版を中心に，航空機が駐機する範囲で実施した（図の温度勾配に大差はなく，温度勾配に伴うコンクリート-3.1 の破線範囲）．

版の反りの程度についても大差はないと考えられる．そのため，コンクリート版の反りに起因するたわみは補正(2)

FWD調査方法

していない（温度補正を行っていない）．

a)

載荷条件

補正 D0 の大小の目安は，解析的に求めた D0（以下，解載荷荷重は航空機の車輪の荷重を想定し 196kN とした．

析 D0）とし，解析 D0 は FEM 解析プログラム CPfor2)を用

載荷板直径は 0.3m である．載荷は同一位置にて 4 回行っ

いて計算した．このプログラムでは，コンクリート版をた．たわみは時刻歴で計測し，その計測間隔は 0.25ms と二次元平板モデル，コンクリート版下の路盤をバネ支承した．載荷 1 回目のデータについては，載荷板やたわみとしている．コンクリート版間の目地にはせん断ばねを検出器と路面の接触不安定により測定のばらつきが大き設定することで，コンクリート版同士の荷重伝達を再現くなるため 1)，棄却し，2～4 回目のデータを平均化した．

している．FEM 解析では，FWD 調査を行ったコンクリー

たわみ検出器（以下，検出器）は 10 個であり，載荷板中

ト舗装と同じ構造のモデルに対して FWD の荷重を静的心，載荷板中心から 200，300，450，600，750，900，1,200，に載荷した．解析条件は，コンクリート版の厚さを 0.42m，1,500 および 2,500mm に直線上に並ぶ．以降，各位置のコンクリートの弾性係数を 34,000N/mm2，路盤支持力を検出器におけるたわみの最大値を Dx（x=0～2500）と表

70MN/m3，載荷荷重を 200kN，載荷板直径を 0.3m とした．

記する．

図-3.2 に，調査した全てのコンクリート版の沈下量と補正 D0 の関係を示し，そのうち，選定したコンクリートb)

載荷板設置位置

版は丸と四角で示す．図中の“上記以外”は，載荷板や載荷板の設置位置はコンクリート版の中央部とし，検検出器設置位置付近など，表面にひび割れが確認された

出器の配置方向は北向きとした．北向きの理由は以下のコンクリート版で取得したデータである．

とおりである．南北方向は航空機の進行方向であり，FWD の載荷地点は航空機の進行方向に沿って設定し，調査時の FWD 車両の移動方向を南としたため，車両後方

800

沈下版群
非沈下版群
上記以外

(3)

補正D0（mm）に伸びる検出器は北向きとなった．
分析データの選定

空洞の平面的な分布は不明である．そこで，コンクリ
ート版下に空洞がある可能性の高い版と低い版を，沈下

600
400

解析D0 (320mm)

200

量と最大たわみ D0 が相対的に大きいコンクリート版と0小さいコンクリート版という視点で選定した．沈下量は，

0

地震前後の測量における各コンクリート版中央の標高差である．また，D0 は，設定した載荷荷重 196kN に対して実際の載荷荷重が若干変動することによりばらつくため，
2～4 回目の載荷で得た D0 と，各回の載荷荷重の平均値をもとに，200kN における D0 に線形補間したものとした- 14 -

図－3.2

5
10
15
20
コンクリート版の沈下量（mm）
沈下量と補正 D0 の関係

国総研報告 No. 67(3) FWDによる沈下版群と非沈下版群のたわみの応答分

荷重

析
a)

分析項目

沈下版群と非沈下版群の調査結果を種々の項目で整理

D0

した結果，分析には 2 種類の指標を用いることとした．
1 つは，各検出器における最大たわみの形状に着目し

Dx

地点A

Dx

地点B

D0

た指標であり，正規化たわみである．図-3.3 に正規化た
わみの概念図を示す．載荷板中心から x mm（x = 0～

最大たわみ D0（x = 0～2500mm）a)

2500mm）の最大たわみ（図-3.3a））を，載荷板中心の荷重

最大たわみ D0 で除して，D0 が 1.0 となるように正規化したものを正規化たわみ NDx（Normalized Dx，図-3.3b））と定義する（式(3.1)）．

NDx

Dx / D0

ND0

(3.1)

(=1.0)

NDx

地点A

NDx

地点B

ここに，
NDx：載荷板中心から x mm の検出器での正規化たわみ

正規化たわみ ND0（x = 0～200mm）

b)

Dx：載荷板中心から x mm の検出器での最大たわみ ( m)

図－3.3

正規化たわみの概念図

D0：載荷板中心の最大たわみ ( m)

たわみ (mm)

もう 1 つは，時刻歴のたわみに着目した指標であり，
たわみ時間差である．たわみ時間差とは，載荷板中心のたわみが最大となる時間と載荷板中心から x mm のたわみが最大となる時間の差である．式(3.2)および図-3.4 に

400

たわみ時間差 t1500
DD00
Dx
Dx(x=200~1500)
DD1500
1500
荷重
荷重

200
0.2

300
200

100
0.1

100

荷重（kN）

300
0.3

たわみ時間差の定義を示す．

tx

tx

t0

0

(3.2)

0
0

ここに，
tx： 載荷板中心から x mm の検出器でのたわみ時間差

10

図－3.4

20
30
時間（ms）

40

たわみ時間差の定義（Δt1500 の場合）

(ms)
tx： 載荷板中心から x mm の検出器でのたわみが最大と0.0
正規化たわみ NDx

なる時間 (ms)t0： 載荷板中心のたわみが最大となる時間 (ms)
b)

分析結果

図-3.5に，各検出器における正規化たわみNDxを示す．
図では，沈下版群と非沈下版群の結果を比較しやすくす

非沈下版群(実線は平均値)
沈下版群(破線は平均値)

0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
1.2
0

るために，両群の各プロットを，実際の検出器までの距
離から左右にずらして記載した．図をみると，検出器の位置によらず，沈下版群の正規化たわみは非沈下版群よ500 1000 1500 2000 2500 3000
載荷板中心から検出器までの距離 x (mm)
図－3.5

正規化たわみりも大きかった．特に，沈下版群では正規化たわみND200とND300が1.0以上であるコンクリート版（D200やD300がD0

図-3.6 に，各検出器におけるたわみ時間差 tx の関係

より大きいコンクリート版）が多く確認された．ND200とを示す．検出器の位置によらず，沈下版群のたわみ時間

ND300が1.0以上となった載荷地点は，沈下に伴い勾配が差は，非沈下版群より小さかった．

大きくなった場所であったことから，コンクリート版の以上より，コンクリート版下に空洞がある場合には，

傾斜によって載荷板内（直径0.3m）での載荷荷重が偏心正規化たわみ NDx が大きくなるとともに，たわみ時間差

し，載荷板周囲の位置の最大たわみD200やD300が大きくな

tx が小さくなると考えられる．

った可能性がある．

図-3.7 に，載荷板中心から 200mm～2,500mm の検出- 15 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

器における正規化たわみとたわみ時間差の関係をそれぞ

なお，沈下版群に属するデータで，例えば図-3.7 d)のれ示す．いずれの検出器においても，沈下版群と非沈下

たわみ時間差が約 1.0ms のプロットは，非沈下版群に近版群の分布に違いが確認された．図-3.5 や図-3.6 のようかった．このプロットが得られたコンクリート版の，地に単一の指標で沈下版群と非沈下版群を比較した場合，震前後での沈下量は 3mm であり，コンクリート版下の空両群の分布が重なっていた一方で，図-3.7 に示した 2 指洞の厚みが小さく，コンクリート版が自重で変形したと標による比較では分布は殆ど重なっていなかった．

きに路盤と接触したため，FWD を載荷した時の舗装の挙動が空洞のない場所の挙動に近くなった可能性がある．

非沈下版群(実線は平均値)

5.0

c)

沈下版群(破線は平均値)

4.0

分析結果に関する検定
沈下版群と非沈下版群の正規化たわみの平均差，およ3.0

び沈下版群と非沈下版群のたわみ時間差の平均差が有意2.0であることを確認するために，統計的検定を行った．沈

1.0

下版群と非沈下版群は「対応のないデータ」であり，各0.0群の母集団の分布は正規分布であるとは必ずしも言えな0
500 1000 1500 2000 2500 3000
載荷板中心から検出器までの距離 x (mm)図－3.6

クな検定として，Mann-Whitney’s U 検定（両側検定，有たわみ時間差1.1

正規化たわみ ND300

非沈下版群
沈下版群

1.0

0.9
0.0

0.5
たわみ時間差 Δt200 (ms)

a)

1.0

0.9

b)
正規化たわみ ND600

0.9
0.8
0.5
1.0
たわみ時間差Δt450 (ms)

1.0

300mm

1.0
0.9
0.8

1.5

0.0

0.5
1.0
たわみ時間差Δt600 (ms)

d)

0.9
0.8
0.7

1.5

600mm

1.1

非沈下版群
沈下版群

1.5

非沈下版群
沈下版群

450mm

1.1

0.5
1.0
たわみ時間差Δt300 (ms)

1.1

1.0

c)

1.0

0.0

非沈下版群
沈下版群

0.0

非沈下版群
沈下版群

200mm

1.1
正規化たわみ ND450

いと考え，対応のないデータに対するノンパラメトリッ

正規化たわみ ND900

正規化たわみ ND200

1.1

正規化たわみ ND750

たわみ時間差 Δtx(ms)

6.0

非沈下版群
沈下版群

1.0
0.9
0.8
0.7

0.0

0.5
1.0
1.5
たわみ時間差Δt750 (ms)
e)

2.0

0.0

750mm

0.5
1.0
1.5
たわみ時間差Δt900 (ms)f)

- 16 -

900mm

2.0国総研報告 No. 67

1.1

非沈下版群
沈下版群

1.0

正規化たわみ ND1500

正規化たわみ ND1200

1.1

0.9
0.8
0.7
0.6
0.0

0.5

1.0 1.5 2.0 2.5
たわみ時間差Δt1200 (ms)

0.8
0.7
0.6
0.0

3.0

1.0
2.0
3.0
たわみ時間差 Δt1500 (ms)h)

1,500mm

非沈下版群
沈下版群

1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0.0

1.0

2.0 3.0 4.0 5.0 6.0
たわみ時間差 Δt2500 (ms)2,500mm

i)
図－3.7
表－3.1

0.9

1,200mm
正規化たわみ ND2500

g)

非沈下版群
沈下版群

1.0

正規化たわみとたわみ時間差の関係

沈下版群と非沈下版群の各指標の平均差に関する検定結果（有意水準 5%）a)

正規化たわみb)

たわみ時間差検定結果
ND 200
ND 300ND 450
ND 600
ND 750
ND 900
ND 1200
ND 1500
ND 2500

検定結果

p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意Δt 200Δt 300Δt 450Δt 600Δt 750Δt 900Δt 1200
Δt 1500
Δt 2500

p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意意水準 5%，以下，検定）を行った．なお，帰無仮説を「沈定しており，沈下を生じさせるほどではない小さな空洞

下版群と非沈下版群の平均値に差がない」とした．表-3.1が存在するコンクリート版を本検討では選定していないに検定結果を示す．すべての検出器において，正規化たことが考えられる．

わみの平均差およびたわみ時間差の平均差は有意であった．

3.2 正規化たわみとたわみ時間差の空洞検出指標とし以上の分析および検定結果より，正規化たわみおよびての妥当性の考察

たわみ時間差は，空洞の検出指標として適用できる可能

本節では，正規化たわみとたわみ時間差が空洞の検出性があり，特に 2 指標の併用がより検出に適している可指標として妥当であることを検証するために，コンクリ

能性がある．

ート版下に空洞が生じた舗装（路盤の支持力を極端に低なお，沈下版群と非沈下版群の結果に差が明確に表れ下させた舗装）を解析的に再現し，正規化たわみとたわ

た要因は，沈下版群として，相対的に大きい沈下を生じ

み時間差を解析した．そのうえで，空洞が存在すると，させる空洞が存在する可能性のあるコンクリート版を選正規化たわみが大きくなる理由とたわみ時間差が小さく- 17 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

なる理由について考察した．

装のモデルを作成した（以下，健全モデルと空洞モデル）．
健全モデルでは，コンクリート版の厚さを前述の調査(1)

場所と同じ 0.42m とし，路盤以深は単層とみなした．単解析概要

たわみ時間差を解析的に求めるためには，動的な荷重

層の弾性係数は，調査場所の路盤の設計支持力係数

載荷に伴う時刻歴のたわみを再現する必要がある．本検

70MN/m3 から換算した 5)．密度とポアソン比は既往文献

討では，動的順解析プログラム Wave-PALS3) により，FWD

4)にならい設定し，減衰係数は既往文献 3)を参考に弾性係荷重により発生する時刻歴のたわみを再現する．Wave-

数の 1%に設定した．空洞モデルでは，削孔調査におけるPALS では舗装を軸対称，円柱座標で示される多層構造体

空洞厚さを参考に，コンクリート版直下から 0.2m の深さとしてモデル化し，多層構造モデルは，最下層が半無限までは空洞を模擬し，空洞を模擬した層の弾性係数，密体で，その上に所定の厚さの平行な層で構成する．舗装

度および減衰係数は健全モデルの路盤の 1%に設定した．

内に生じる応力とひずみは波動伝播理論にもとづく理論

空洞を模擬した層よりも下の層の条件は，健全モデルの4)．舗装各層の材料の応力とひずみの関路盤と同じとした．なお，弾性係数を低減した層は複数解として求める

係はフォークトモデルで表す 4)．

枚のコンクリート版に広がる広大な空洞を模擬している．

解析では，空洞が生じた舗装では，正規化たわみが大実際の載荷板半径と荷重波形を入力荷重として，作成

きく，たわみ時間差が小さくなるという調査結果についしたモデルに対して動的順解析を実施した．FWD 荷重のて検証した．

載荷に伴い発生した時刻歴のたわみから，正規化たわみとたわみ時間差を求めた．

(2)

解析条件

図-3.8 に解析モデルを示す．舗装モデルは 2 種類とし，

(3)

解析結果

健全な舗装のモデルと，空洞を模擬したモデルとしてコ

図-3.9 に正規化たわみ，図-3.10 にはたわみ時間差のンクリート版直下の路盤の支持力を極端に低下させた舗

解析結果を示す．健全モデルに対して空洞モデルでは，正規化たわみが大きく，たわみ時間差は小さくなり，
FWD 調査の結果と同様の傾向を確認できた．

E: 弾性係数，F: 減衰係数，r : 密度，u: ポアソン比0.0

正規化たわみNDx

載荷荷重0.15m

r
0.42
m

E1 =34,000N/mm2, F1 =340N/mm2·s
r1 =2,400kg/m3, u1 =0.20

ZE2 =123N/mm2, F2 = 1.23N/mm2·s
r2 =1,800kg/m3, u2 = 0.35
a)

0.6
0.8
0

1000

図－3.9

0.20
m

E2 =1.23N/mm2, F2 =0.0123N/mm2·s
r2 =18kg/m3, u2 =0.35

たわみ時間差Δtx （ms）

E1, F1, r1 ,u1 ：健全モデルの1層目と同じ

E3, F3, r3, u3 ：健全モデルの2層目と同じ

8

3000

正規化たわみの解析結果
健全モデル

空洞モデル

6
4
2
0
0

1000

2000

3000

載荷板中心から測定点までの距離x (mm)

空洞モデル

図－3.8

2000

載荷板中心から測定点までの距離x (mm)

r

b)

0.4

健全モデル

0.42
m

空洞モデル

1.0

載荷荷重0.15m

Z

健全モデル

0.2

解析モデル

図－3.10- 18 -

たわみ時間差の解析結果

国総研報告 No. 67(4)

空洞の存在により正規化たわみが大きくなる理由(5)

空洞の存在によりたわみ時間差が小さくなる理由

空洞の存在により正規化たわみが大きくなる理由につFWD で得られるたわみは，FWD の載荷に伴う弾性波

いて，コンクリート版の厚さ，コンクリートの弾性係数，

が舗装と路床を伝播する過程において動的に変化する．

コンクリートのポアソン比および路盤の支持力係数より

本節に示した FWD 調査と解析において，空洞の存在に計算される剛比半径（式(3.3)）を用いて考察する．

よりたわみ時間差が小さくなった理由は，空洞が生じた

剛比半径は舗装下方への荷重の分散範囲を意味し，路舗装において空洞上の層を伝播する弾性波のみかけの伝

盤の支持力（K75）が低下すると，剛比半径が大きくなり，

播速度が，健全な舗装と比べると大きく，各たわみ検出

荷重の分散範囲が水平方向に広がることになる．これに器での最大たわみの時間差（位相差）が小さくなるため伴いコンクリート版の変形の曲率が小さくなり，コンクであると考えられる．そこで本項では，空洞の存在によ

リート版のたわみ形状は図-3.11 のイメージのように変りたわみ時間差が小さくなる理由について，舗装内での化すると考えられる．そのため，載荷板から離れた検出

弾性波のみかけの伝播速度に着目して考察する．

器の正規化たわみは，載荷板中心の正規化たわみに近く既往の研究において，内部に空隙を有するコンクリーなると考えられる（図-3.12）．

l=
ここに，

4

ト構造物に打撃を加えたときの，コンクリート内での弾性波の伝播過程をシミュレーションした事例がある 6)-8) ．

E∙h3
12∙(1-υ2 )∙K75

それらによると，図-3.13 に示すように，健全なコンク(3.3)

リートでは，弾性波は断面を円形状に伝播する一方で，表面近くに空隙があるコンクリートの場合には，弾性波l：剛比半径（cm），h：コンクリート版の厚さ

は空隙内を伝播せず，空隙上のコンクリートを伝播する（cm），

ことが示されている．これらのシミュレーションにもと

E：コンクリートの弾性係数（N/cm2），：コンクリーづき舗装内での弾性波の伝播を考えると（図-3.14），空トのポアソン比，K75：路盤の設計支持力係数

洞のないコンクリート舗装では弾性波はコンクリート版（MN/m3）から下部の路盤路床に向けて伝播する一方で，版下に空洞が生じたコンクリート舗装では弾性波がコンクリート

荷重

荷重

コンクリート版
路盤

図－3.11

コンクリート版

路盤に空洞発生

路盤の支持力低下にともなうコンクリート版のたわみ形状の変化のイメージ

路盤の支持力が低下すると正規化たわみは大きくなる

正規化たわみ NDx ＝

荷重0.0
正規化たわみNDx

荷重

Dx
D0

NDx
ND0
(=1.0)

路盤（支持力低下）

NDx
通常の
支持力

a)

路盤支持力
の低下

0.2
0.4

通常の支持力

0.6

路盤支持力の低下

0.8
1.0

0
1000
2000
3000
載荷板中心から検出器までの距離x (mm)

b)

イメージ
図－3.12載荷板

解析結果

路盤の支持力低下が正規化たわみに及ぼす影響- 19 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

版のみを伝播すると推察される．
弾性波の伝播速度は，式(3.4)に示すように，弾性体のVp =弾性係数，ポアソン比および密度を用いて推定できる 9)．

(1-υ)
E
∙
ρ (1+υ)∙(1-2υ)

Vs =

E
1
∙
ρ 2(1+υ)(3.4)

空洞のないコンクリート舗装の場合，各層で弾性波の速ここに，度が変化するため，ここでは，空洞のないコンクリート

Vp: 縦波伝播速度，Vs: 横波伝播速度，E：弾性係数，

舗装を 1 層とみなしたときの弾性係数を算出し，式(3.4)ρ：密度， ：ポアソン比

により弾性波の伝播速度を求める．それを空洞が生じた
舗装（コンクリート版のみ）の弾性波の伝播速度と比較

a)

舗装を1層とみなす場合の弾性係数について
図-3.15 に示す 2 層構造の舗装を 1 層とみなす場合，する．

弾性波の伝播方向
打撃点

打撃点

コンクリートコンクリート空隙（表面近くの欠損）a)

健全なコンクリート
図－3.13ab)

表面近くに欠損があるコンクリート

コンクリート内での弾性波の伝播イメージa

FWD載荷板

弾性波の伝播コンクリート版

FWD載荷板

弾性波の伝播コンクリート版
空洞

路盤

路盤

路床

路床

a)

空洞のないコンクリート舗装
図－3.14

円形
等分布荷重

b)

コンクリート舗装における弾性波の伝播イメージ

a

a

h1

空洞が生じたコンクリート舗装

E1, ν1∞∞E2, ν2

図－3.152 層構造の舗装を 1 層とみなした場合の舗装構造- 20 -

Ef, νf

国総研報告 No. 67

Burmister の 2 層系弾性理論にもとづくと両構造の弾性係

n1, n2：修正係数（0.9），h1：1 層目の厚さ数には式(3.5)に示す関係がある 10) ．この関係は，両構造

E1， 1：1 層目の弾性係数，ポアソン比の舗装に円形等分布荷重を作用させた時に，舗装表面のE2， 2：2 層目の弾性係数，ポアソン比

鉛直方向の変位が等価となるように，1 層構造における弾性係数を定義するものである．変位係数 F に関しては，

この 2 層弾性解析手法は，3 層の場合であっても適用

Odemark の簡易計算法（式(3.6)，式(3.7)）でも求めることできるため 10)（図-3.16），多層構造の舗装を 1 層とみなができる 11) ．

した場合の弾性係数を算出できる．
1-υ2f
Ef

=

1-υ22
E2

∙F

(3.5)

b)

ここに，

伝播速度の算出

図-3.17 に，伝播速度の算出のために想定する舗装モ

F : 変位係数（= k2 / k1），

デルと各層の物性を示す．コンクリート版，路盤およびk1：1 層目上面の K 値，k2：2 層目上面の K 値，

路床の物性は，空港土木施設設計要領（舗装設計編）12) をEf， f：1 層とみなした舗装の弾性係数，ポアソン比，

参考に設定した．コンクリート版と路盤の厚さについてE2， 2：2 層目の弾性係数，ポアソン比

は，3.1 に示した仙台空港のコンクリート舗装と同等のものとした．

1

F=

1+n21

h 1 2 -2 1
f3 +
a
f
f=

1-

1+n22

h1
a

前述した Burmiseter の 2 層弾性系理論にもとづくと，

1
2 2

図-3.17 の空洞のない舗装を 1 層とみなした場合の弾性(3.6)

係数は 2,304N/mm2 となった．一方，コンクリート版直下

E1 1-υ22に空洞が生じた舗装の場合には，弾性波の伝播はコンク(3.7)

E2 1-υ21

リート版のみとなるため，弾性波の伝播速度の算出に用いる弾性係数は，34,000N/mm2 である．

ここに，
F : 変位係数，a：載荷半径，f：相対剛比a表-3.2 に，算出した弾性係数と各種物性から求めた弾

a

a

h1

E1, ν1h2

E2, ν2E3, ν3∞

図－3.16

E1, ν1h1∞

Ef1, νf1

Ef2, νf2∞

3 層構造の舗装を 1 層とみなす場合の 2 層弾性系理論の考え方イメージ

0.42m

コンクリート版（E1=34,000N/mm2, ν1=0.2，ρ=2,300kg/m3）

コンクリート版（E1=34,000N/mm2, ν1=0.2，ρ=2,300kg/m3）

0.30m

路盤
（E2=200N/mm2, ν1=0.35，ρ=1,800kg/m3）

空洞

路床（E3=100N/mm2, ν1=0.35，ρ=1,800kg/m3）

路床

a)

b)

空洞のないコンクリート舗装
図－3.17

空洞が生じたコンクリート舗装

弾性波の伝播速度の算出のための舗装モデル- 21 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

表－3.2

弾性係数

E

ポアソン比

ν

想定した舗装モデルにおける弾性波の伝播速度と伝播時間

N/mm

密度

ρ

P波

Vp

kg/m
m/s

S波

Vs

m/s

健全な舗装

版下に空洞が生じた
コンクリート舗装（弾性波の伝播がコンクリート版のみ）

2,304

34,000

0.35

0.2

1,800

2,300

1,433

4,053

689

2,482

2

3

性波の伝播速度を示す．1 層とみなした場合のポアソン

(1)

調査場所

比と密度に関しては算出方法がないため，コンクリート

調査場所は，港湾施設の重力式岸壁のエプロン（全長版，路盤および路床の物性のうち，弾性波の伝播速度が400m）である．図-3.18 に，岸壁の標準断面図とエプロ大きくなる値として，路盤と路床のポアソン比（0.35）と

ン平面図の一部を示す．舗装構成はコンクリート版およ密度（1,800kg/m3）を用いた．

び粒状路盤である．コンクリート版の厚さは約 0.25m で表をみると，空洞が生じたコンクリート舗装の伝播速あり，路盤の厚さは不明である．コンクリート版の寸法

度は，空洞のない舗装と比べると約 3 倍である．版下には一辺約 5.0m である．目地にはダウエルバーもしくはタ

空洞が生じたコンクリート舗装の方が，弾性波の伝播速イバーが設置されているが，施工当時の工事記録が残っ度が大きく，各検出器のたわみの位相差が小さくなり，ていないため，設置深さと設置間隔は不明である．

たわみ時間差が小さくなるものと考えられる．なお仮に，空洞がより深い位置，例えば，路床にあったとして(2)

地中レーダによる空洞探査

も，コンクリート版と路盤を 1 層とみなしたときの弾性

a)

探査概要

係数は，コンクリート版・路盤・路床を 1 層とみなした

探査幅 2.5m の地中レーダを用いて，エプロン全長の場合の弾性係数よりも大きいため，弾性波の伝播速度が大きく，たわみ時間差は小さくなると考えられる．
またここで，算出した伝播速度を，FWD 調査で得られたたわみ時間差から概算される伝播速度と比較してみる．
載荷板中心から x m 離れた位置のたわみ時間差Δtx は，弾性波が x m の伝播に要する時間と仮定すると，弾性波の伝播速度 V は x /Δtx で求められる．3.1.4 の FWD 調査で得られたたわみ時間差Δt1500（図-3.7h））は，沈下
版群（空洞のある可能性が高いコンクリート版）で 0.5ms～1.5ms，非沈下版群（空洞のない可能性が高いコンクリa)

岸壁の標準断面図ート版）で 1.5ms～3ms であり，伝播速度は，沈下版群で1,000m/s～3,000m/s，非沈下版群で 500m/s～1,000m/s となる．表-3.2 の伝播速度は，FWD 調査のたわみ時間差から概算される伝播速度と大きな差はないことが分かった．

3.3 正規化たわみとたわみ時間差の空洞検出指標としての適用性の検証
地中レーダと削孔調査により空洞位置を明らかにした
コンクリート舗装において FWD 調査を実施し，正規化b)

たわみとたわみ時間差の空洞検出指標としての適用性を

図－3.18

検証した．

- 22 -

エプロン平面図の一部調査した岸壁の標準断面図とエプロン平面図

国総研報告 No. 67

空洞をエプロン海側端部より 12.5m から 17.5m の範囲で

地中レーダによる判定結果の確認のため，図-3.20 の探査した（図-3.18）．この範囲には，コンクリート版

14 枚中 3 枚のコンクリート版において，赤塗り範囲で 1の目地が存在する他，陥没の生じたコンクリート版があか所ずつコアボーリングによる削孔調査を行い，全位置

り，他の箇所より空洞が多くある可能性があった．

でコンクリート版直下の空洞（厚さ 0.20～0.25m）を確認した．空洞の平面的な大きさは確認してない．

b)

探査結果

ほとんどの空洞はコンクリート版の直下に存在した．
図-3.19 に，推定された空洞の面積の頻度分布を示す．

20

1 枚のコンクリート版に収まる大きさの空洞がほとんど

15
頻度であったが，2 枚以上のコンクリート版に跨る大きさの空洞もあった．本調査では，図-3.20 に示すとおり，直105

下に空洞が確認されたコンクリート版 14 枚（以下，空0洞版群）について，正規化たわみとたわみ時間差を指標とした空洞検出の適用性を検証した．また，地中レーダ

空洞の面積（m2）で空洞が確認されなかったコンクリート版 10 枚（以下，非空洞版群）を比較の対象とした．なお，選定した図－3.19地中レーダで推定された空洞面積の頻度分布

全 24 枚のコンクリート版には陥没および目視で観察できる表面のひび割れは生じていなかった．

：空洞：地中レーダによる調査範囲- 23 -：FWD載荷板設置位置

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉：空洞：地中レーダによる調査範囲

図－3.20：FWD載荷板設置位置

空洞版群の各コンクリート版下の空洞平面分布（単位：m）(3)

FWD 調査方法

度に大差はないと考えられるため，コンクリート版ごと

a)

載荷条件

のたわみに対する温度補正は行っていない．また，調査

載荷板直径は 0.3m であり，載荷荷重は 147kN である．

は冬季の昼間であり，コンクリート版が反っていたとし載荷は同一位置にて 4 回行い，載荷 1 回目のデータを棄ても上に凸の変形であるため，コンクリート版の反りが却した．なお，調査の制約から載荷 2 回目のみ，時刻歴

目地付近のたわみに及ぼす影響は小さいと考えられる．

のたわみデータ（測定間隔 0.25ms）を取得した．たわみの検出器は，載荷板中心，中心より 200，300，450，600，(4)750，900，1,200，1,500 および 2,000mm である．

FWD調査結果

以下では，コンクリート舗装の目地部，隅角近傍部および隅角部について，空洞版群と非空洞版群の正規化た

b)

載荷板設置位置わみ，もしくは，たわみ時間差を比較した．

図-3.21 に，FWD の載荷板設置位置と検出器の配置方
向の模式図を示す．境界条件の影響（目地との位置関係

a)

目地部

の影響）によらず空洞による応答を検出できることを確

図-3.22 に各検出器における正規化たわみを示し，図-認するため，載荷板は，目地部，隅角から縦横 1.0m の位

3.23 には各検出器におけるたわみ時間差を示す．検出器

置（以下，隅角近傍部）および隅角部に設置した．図-3.21までの距離によらず，空洞版群の方が正規化たわみの平には空洞版群における実際の載荷板設置位置を示した．

均値は大きく，たわみ時間差の平均値は小さかった．

なお，隅角近傍部では，空洞版群のすべてにおいて載荷

図-3.24 に，すべての検出器における正規化たわみとた板が空洞直上となる．

わみ時間差の関係を示す．200mm および 300mm では空

本調査では，調査中の気温の変化は小さかったことか

洞版群と非空洞版群の 2 群の分布に明確な違いは確認さ

ら（9.7oC～12.5oC），選定したコンクリート版ごとの温れなかった．450mm 以上の検出器に関しては，空洞版群

度勾配と温度勾配に伴うコンクリート版ごとの反りの程の分布が相対的に左上方に位置した．図-3.7 と異なり空洞版群と非空洞版群の間に明確な違いが確認されなかった理由は，仙台空港における調査では，相対的に大きい

5.1

沈下を生じさせるような大きな空洞が存在する可能性の

隅角 目地部
近傍部

0.15析対象としているためであると考えられる．
ここで，すべての検出器について 2 群の正規化たわみ
隅角部

1.0

図－3.21あるコンクリート版を選定した一方で，本節の調査では，沈下を生じさせるほどではない 1 辺 1m 程度の空洞も分

1.0

4.8 or 5.0：FWD載荷板位置と検出器配置方向

2.5の平均差，およびたわみ時間差の平均差に関する検定を(単位：m)

行った．表-3.3 に結果を示す．正規化たわみの平均差

0.15

はすべての検出器で有意であり，たわみ時間差の平均差
は 450mm 以上の検出器で有意であった．300mm 以内の載荷板設置位置とたわみ検出器の配置方向- 24 -

国総研報告 No. 67

検出器においてたわみ時間差に有意差が確認されなかっb)

た要因として，たわみ時間差がサンプリング間隔

隅角近傍部

図-3.25 に，すべての検出器における正規化たわみと（0.25ms）に近い 0.25～0.75ms であったためと考えら

たわみ時間差の関係を示す．すべての検出器について，れる．

2 群の正規化たわみに明確な違いは確認されなかった．

非空洞版群(実線は平均値)10

空洞版群(破線は平均値）

0.2

たわみ時間差Δtx(ms)

0.4
0.6
0.8
1.0

非空洞版群(実線は平均値)
空洞版群(破線は平均値）

8
6
4
2
0

1.2
0

500

1000

1500

2000

0

2500

載荷板中心から検出器までの距離x（mm）

図－3.22

目地部の正規化たわみ

図－3.23

1.0
0.9
0.8
空洞版群

0.7

非空洞版群

0.6
0.0

0.5

0.9
0.8
空洞版群
非空洞版群

0.7
0.6
0.0

1.0

200mm

0.7
0.6
0.0

1.0

2.0

0.6
空洞版群

0.4

非空洞版群
0.0

0.8

非空洞版群

0.6
0.4
0.2

正規化たわみND1500

空洞版群

1.0
2.0
3.0
たわみ時間差Δt750（ms）

g)

1,200mm

450mm

0.6
空洞版群

0.4

非空洞版群
0.0

f)

2.0

3.0

4.0

900mm

1.0

空洞版群

0.8

1.0

たわみ時間差Δt900（ms）

750mm

1.0

非空洞版群

0.6
0.4
0.2

空洞版群

0.8

非空洞版群

0.6
0.4
0.2
0.0

0.0

2.0
4.0
6.0
たわみ時間差Δt1500（ms）

h)
図－3.24

2.0

0.8

4.0

0.0
6.0

0.5
1.0
1.5
たわみ時間差Δt450（ms）

0.2

e)

2.0
4.0
たわみ時間差Δt1200（ms）

0.7

c)

0.8

600mm

1.0

0.0

0.8

1.0

たわみ時間差Δt600（ms）

d)

非空洞版群

0.9

300mm

0.2

3.0

2500

空洞版群

1.0

0.0

正規化たわみND900

0.8

正規化たわみND750

正規化たわみND600

非空洞版群

0.9

2000

0.6

1.0

1.0
空洞版群

1.0

0.5

正規化たわみND1200

0.5

b)

1.1

1500

目地部のたわみ時間差

たわみ時間差Δt300（ms）

たわみ時間差Δt200（ms）

a)

1000

1.1

1.0

正規化たわみND450

1.1

正規化たわみND300

正規化たわみND200

1.1

500

載荷板中心から検出器までの距離x（mm）

正規化たわみND2000

正規化たわみNDx

0.0

8.0

0.0

1,500mm

目地部の正規化たわみとたわみ時間差の関係- 25 -

2.0 4.0 6.0 8.0 10.0 12.0
たわみ時間差Δt2000（ms）

i)

2,000mm地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

200mm の検出器については，2 群のたわみ時間差に違い
表－3.3 目地部の空洞版群と非空洞版群の各指標の平は認められなかったが，それ以外の検出器については，

均差に関する検定結果（有意水準 5%）a)

正規化たわみb)

検定結果
ND 200
ND 300ND 450
ND 600
ND 750
ND 900
ND 1200
ND 1500
ND 2000

空洞版群のたわみ時間差が小さい傾向であった．
ここで，すべての検出器について 2 群の各指標の平均

たわみ時間差差に関する検定を行った．表-3.4 に結果を示す．正規検定結果
Δt 200Δt 300Δt 450Δt 600Δt 750Δt 900Δt 1200
Δt 1500
Δt 2000

p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意化たわみの平均差は，すべての検出器で有意でなかっ

p値>0.05p値>0.05
p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意た．一方，たわみ時間差の平均差は，200mm 以外の検出器で有意であった．
c)

隅角部

図-3.26 に，すべての検出器の正規化たわみとたわみ
時間差の関係を示す．検出器が 450mm 以上に関しては目地部の傾向と同様に，空洞版群の分布が相対的に左上方に位置した．検出器が 200mm と 300mm では，空洞版群と非空洞版群の間に明確な違いはなかった．

1.0
0.9
0.8
空洞版群
非空洞版群

0.7
0.0

0.5
たわみ時間差Δt200（ms）

a)

0.9
0.8
空洞版群

0.7

非空洞版群
0.0

1.0

200mm

0.5
たわみ時間差Δt300（ms）

b)

1.1

0.8
0.7

空洞版群

0.6

非空洞版群

0.5
0.0

1.0
2.0
たわみ時間差Δt600（ms）

d)

0.6
0.4

空洞版群
非空洞版群
1.0
2.0
3.0
たわみ時間差Δt750（ms）

e)

空洞版群
非空洞版群

0.2
0.0

2.0
4.0
たわみ時間差Δt1200（ms）

g)

6.0

1,200mm

0.4

空洞版群
非空洞版群

0.2

750mm

1.0
2.0
3.0
たわみ時間差Δt900（ms）

f)

0.8
0.6
0.4
空洞版群
非空洞版群

0.2
0.0
0.0

2.0
4.0
6.0
たわみ時間差Δt1500（ms）

8.0

空洞版群
非空洞版群

0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0.0

1,500mm

隅角近傍部の正規化たわみとたわみ時間差の関係- 26 -

4.0

900mm

1.0

h)
図－3.25

450mm

0.6

0.0

正規化たわみND2000

正規化たわみND1500

0.4

2.0

0.8

4.0

1.0

0.6

非空洞版群
0.5
1.0
1.5
たわみ時間差Δt450（ms）

c)

0.8

600mm

0.8

空洞版群

0.7

1.0

0.0

1.0

0.8

300mm

0.2
3.0

0.9

0.0

正規化たわみND900

0.9

1.0

0.6

1.0

1.0

1.0

正規化たわみND750

正規化たわみND600

1.0

0.6

0.6

正規化たわみND1200

1.1

1.1
正規化たわみND450

正規化たわみND300

正規化たわみND200

1.1

2.0 4.0 6.0 8.0 10.0 12.0
たわみ時間差Δt2000（ms）

i)

2,000mm

国総研報告 No. 67

ここで，すべての検出器について 2 群の各指標の平均

たわみの平均差は 1,500mm 以下の検出器で有意であり，差に関する検定を行った．表-3.5 に結果を示す．正規化

たわみ時間差の平均差は 450mm 以上の検出器で有意であった．

表－3.4 隅角近傍部の空洞版群と非空洞版群の各指標

表－3.5 隅角部の空洞版群と非空洞版群の各指標の平の平均差に関する検定結果(有意水準 5%）
正規化たわみb)

たわみ時間差検定結果
ND 200
ND 300ND 450
ND 600
ND 750
ND 900
ND 1200
ND 1500
ND 2000

Δt 200Δt 300Δt 450Δt 600Δt 750Δt 900Δt 1200
Δt 1500
Δt 2000p値>0.05p値>0.05p値>0.05p値>0.05p値>0.05p値>0.05p値>0.05p値>0.05p値>0.05

正規化たわみND300

0.9
0.8
空洞版群

0.7

非空洞版群

1.0

非空洞版群

0.9
0.8
0.7

200mm

1.1

正規化たわみND750

0.8
0.7
0.6
2.0

0.4

3.0

0.0

600mm

空洞版群
非空洞版群

0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

2.0
4.0
たわみ時間差Δt1200（ms）

g)

1.0
2.0
3.0
たわみ時間差Δt750（ms）

e)

6.0

1,200mm

0.4
0.2
0.0
2.0
4.0
6.0
たわみ時間差Δt1500（ms）

h)
図－3.26

2.0

8.0

450mm

0.6
0.4
0.2
0.0

1.0
2.0
3.0
たわみ時間差Δt900（ms）

4.0

900mm

1.0

空洞版群
非空洞版群

0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0.0

1,500mm

隅角部の正規化たわみとたわみ時間差の関係- 27 -

1.5

空洞版群
非空洞版群

f)

0.6

0.0

1.0

0.8

4.0

空洞版群
非空洞版群

0.8

0.5

1.0

750mm

1.0

正規化たわみND1500

1.0

0.0

c)

0.6

たわみ時間差Δt600（ms）

d)

0.7

たわみ時間差Δt450（ms）

0.2
1.0

0.8

1.0

空洞版群
非空洞版群

0.8

0.5
0.0

非空洞版群

0.9

300mm

1.0

非空洞版群

0.9

0.5

b)

空洞版群

1.0

空洞版群

1.0

たわみ時間差Δt300（ms）

たわみ時間差Δt200（ms）

a)

p値>0.05p値>0.05
p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意

0.6
0.0

1.0

正規化たわみND900

0.5

Δ t 200
Δt 300Δt 450Δt 600Δt 750Δt 900Δt 1200
Δt 1500
Δt 2000

1.1
空洞版群

0.6
0.0

たわみ時間差検定結果

p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値>0.05

正規化たわみND2000

正規化たわみND200

ND 200
ND 300ND 450
ND 600
ND 750
ND 900
ND 1200
ND 1500
ND 2000

1.1

1.0

b)

検定結果

p値>0.05
p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意p値<0.05:有意0.6

正規化たわみND600

正規化たわみ検定結果

1.1

正規化たわみND1200a)

正規化たわみND450a)

均差に関する検定結果（有意水準 5%）

2.0 4.0 6.0 8.0 10.0 12.0
たわみ時間差Δt2000（ms）

i)

2,000mm地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉(5) 正規化たわみとたわみ時間差の空洞検出指標としえられる．
ただし，検出器 300mm のように，載荷板中心から近いての適用性の考察a)

正規化たわみ，たわみ時間差および D0 の空洞検出検出器のたわみ時間差では，サンプリング間隔（0.25ms）

感度の比較に近くなり，空洞と非空洞で差が表れにくくなる可能性

正規化たわみとたわみ時間差と，既往研究で空洞検出があることに留意する必要がある．

指標として検討された D0 の空洞検出感度を比較するために，空洞版群と非空洞版群の補正 D0 の平均差に関してb)

適用可能箇所

も検定を行い，その結果を，前述した正規化たわみまた

3.1 および 3.3 の調査結果にもとづくと，正規化たわはたわみ時間差に関する検定結果と比較した．なお，補みは，コンクリート版中央部，目地部および隅角部に位

正 D0 は 3.1 (3)で記載の通り，2～4 回目の載荷で得た D0

置する空洞の存在により変化し，たわみ時間差についての平均値と，各回の荷重の平均値をもとに，載荷荷重は，上記に加え，隅角近傍部に位置する空洞でも変化し200kN における D0 に線形補間したものである．

た．このことから，2 つの指標を複合的に用いる空洞検出表-3.6 に補正 D0 に関する検定結果と，表-3.3, 3.4,

は，コンクリート版中央部，目地部および隅角部におい3.5 に示した検定結果のうち，検出器 1,500mm におけるて適用できると考えられる．

正規化たわみとたわみ時間差の結果を一例として示す．

また，3.1 で調査した舗装のコンクリート版厚は 0.42m

補正 D0 では，目地部，隅角近傍部および隅角部のいずれであり，3.3 で調査した舗装のコンクリート版厚は 0.25mでも有意差を確認できなかった．一方，正規化たわみおであったことから，本方法は一般的な空港コンクリート

よびたわみ時間差については，目地部，隅角近傍部およ舗装のコンクリート版厚（0.37m～0.45m）であれば，コ

び隅角部の殆どで，空洞版群と非空洞版群の間で有意差

ンクリート版厚によらず適用できると考えられる．

が確認された．このことから，正規化たわみおよびたわみ時間差の方が，空洞と非空洞で差が表れやすいといえc)

各種指標による空洞の大きさの推定可能性についてる．この要因は，図-3.27 に示すように，正規化たわみと

正規化たわみやたわみ時間差と，空洞の平面寸法の間

たわみ時間差は，補正 D0 と比較してばらつきの小さい指に相関があれば，空洞の有無だけでなく，その寸法も推標であるため，空洞と非空洞の差が表れやすいものと考定できる可能性がある．そこで，各指標とレーダで判定された空洞の平面寸法の関係を調べた．なおここでは，

表－3.6 空洞版群と非空洞版群の補正 D0，正規化たわ

各指標を求める検出器の位置を載荷板中心から 1,500mm

み，または，たわみ時間差の平均差に関するとした．載荷板中心から遠い位置の検出器ほど，様々な検定結果（有意水準 5%）地点の最小値と最大値の幅が広くなるため，空洞の寸法

目地部
補正 D 0 p値>0.05

隅角近傍部

隅角部

p値>0.05p値>0.05

ND 1500 p値<0.05:有意 p値>0.05
Δt 1500の影響が現れやすいと考えたためである．
図 -3.28 と 図 -3.29 に 隅 角 近 傍 部 の 正 規 化 た わ み
ND1500 およびたわみ時間差 Δt1500 と，検出器配置方向の空p値<0.05:有意洞の長さとの関係を示す．空洞が大きくなると，正規化

p値<0.05:有意 p値<0.05:有意 p値<0.05:有意

たわみは大きくなり，たわみ時間差は小さくなる傾向であるが，ばらつきが大きく各指標と空洞の長さの間に相70
変動係数（%）

正規化たわみND1500

補正D0
補正D0

60

ND1500
ND150050

Δt1500Δt1500

40
30
20
10

1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

0
目地部

隅角近傍部

0.0

隅角部

図－3.27 非空洞版群の各載荷位置での各指標の変動

1.0
2.0
3.0
4.0
5.0
検出器配置方向の空洞の長さ（m）

図－3.28 検出器配置方向の空洞の長さと正規化たわみ
ND1500 の関係

係数- 28 -

たわみ時間差Δt 1500 （ms）

国総研報告 No. 67

播速度の関係を調べている．

5.0
4.0

土中における P 波の伝播速度は，土の飽和度 Sr により3.0

変化し，飽和度 Sr がほぼ 100%，すなわち水による飽和状態の場合には，水中相当の約 1,500m/s にまで大きくな2.0

ることを示している．また，その飽和度 Sr よりも低い場

1.0

合，すなわち不飽和状態にある場合には土単体での伝播

0.0
0.0

速度となることを示している．

1.0
2.0
3.0
4.0
5.0
検出器配置方向の空洞の長さ（m）

一方，S 波の伝播速度は，飽和度 Sr の影響を受けにく

図－3.29 検出器配置方向の空洞の長さとたわみ時間差いことを示している．

Δt1500 の関係

以上より，路盤と路床に水が浸透し，路盤と路床が飽
和状態（飽和度 Sr≒100%）となるか，飽和状態まではい間があるとは言えない．他の検出器における正規化たわ

かないが，通常時の含水状態（飽和度 Sr＝20～40%17),18) ）みまたはたわみ時間差でも同様の傾向であった．

よりも高い飽和度 Sr の不飽和状態（以下，高含水状態）

本調査の範囲においては，正規化たわみまたはたわみとなるかによって，正規化たわみとたわみ時間差は異な

時間差により，空洞の大きさを推定することは困難である可能性がある．以降では，通常時の含水状態から飽和ると考えられる．

状態もしくは高含水状態に変化することに伴う路盤と路床の弾性係数等の変化を整理し，それら因子が正規化た

3.4 舗装への水の浸透が正規化たわみとたわみ時間差

わみとたわみ時間差に及ぼす影響を考察する（図-3.30）．

に及ぼす影響の考察
地震により地盤が液状化した場合，液状化層内の間隙(2)飽和状態にある路盤と路床の弾性係数

水と土砂が地表面に向けて移動し，地表面では噴砂が発

FWD の載荷速度では水の粘性の影響が大きい可能性

生することがある 13), 14)．その噴出経路にある舗装の路盤があり，水が浸透し飽和状態となった路盤と路床の弾性と路床に水が浸透すると，FWD の載荷により発生する実係数は，浸透前よりも大きくなる可能性がある．路盤と体波（P 波・S 波）の伝播速度や，路盤と路床の弾性係数

路床が飽和状態にある舗装において，FWD 調査を実施が変わり，それに伴い正規化たわみとたわみ時間差も浸した例は著者の知る限りなく，FWD で得られた舗装の透前から変化する可能性がある．本節では，水の浸透に応答にもとづき，飽和状態にある路盤と路床の弾性係数

伴う，路盤と路床での実体波の伝播速度の変化と弾性係を推測できない．そこで以下では，土の変形係数の載荷数の変化に着目して，水の浸透が正規化たわみとたわみ

速度依存性にもとづき，FWD の載荷速度における水の時間差に及ぼす影響を考察した．

粘性の影響を推測し，飽和状態にある路盤と路床の弾性係数について考察した．

(1)

土の飽和度Srと実体波の伝播速度の関係

中澤ら 15) や金山ら 16) は，土の飽和度 Sr と実体波の伝

通常状態→飽和状態

考えうる
変化

路盤と路床におけるP波の伝播速度は，水中相当（1,500m/s）にまで大きくなる（3.4(1)）

通常状態→高含水状態

路盤と路床の弾性係数は，水の粘性の影響により
大きくはならず（3.4(2)），
サクションの消失で小さくなる（3.4(3)）

正規化たわみとたわみ時間差に及ぼす影響（3.4(4)）

図－3.30路盤と路床の弾性係数は，サクションの低下で小さくなる（3.4(3)）

正規化たわみとたわみ時間差に及ぼす影響（3.4(5)）

本節の考察の構成イメージ- 29 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

a)

路床の拘束圧がおおよそ 50～200 kPa であるため，拘束土の変形係数の載荷速度依存性

渡邉ら 19) は，乾燥土と飽和土の変形係数の載荷速度依

圧 100kPa に着目すると，FWD の載荷速度における飽和土の正規化変形係数は約 1.0 であり，静的な載荷速度

存性について，三軸圧縮試験を行い調べている．
図-3.31 に，載荷速度と正規化変形係数の関係を示す．

（0.0005cm/sec）における変形係数と同程度であること

ここでいう正規化変形係数とは，載荷速度 0.0005cm/secが分かる．すなわち，FWD の載荷速度における水の粘性での変形係数 E50, 0.0005cm/sec に対する任意載荷速度での変が変形係数に及ぼす影響は小さいと考えられ，飽和状態

形係数 E50 の比である．変形係数 E50 は，最大主応力差のにある路盤と路床の FWD の載荷に対する弾性係数は，1/2 の応力を，その時点のひずみで除した割線係数である．

水の粘性の影響により大きくはならないと考えられる．

乾燥土の正規化変形係数は，載荷速度によらず 1.0 付近
を推移しており，変形係数に対する載荷速度の影響はほ(3)

高含水状態における路盤と路床の弾性係数

とんどない．一方，飽和土の正規化変形係数は，載荷速

路盤と路床に水を浸透させた舗装において FWD 調査を度の増加に伴い大きくなる．乾燥土と飽和土の正規化変行った事例がある 20), 21)．
森石ら 20)は，透水性舗装（図-3.34）において，人工形係数によれば，飽和土の変形係数は，載荷速度が大きくなると水の粘性の影響を受けて大きくなると考えられ
る．

0.64 0.31

す水の粘性の影響

アスコン

0.40

FWDの載荷速度における飽和土の変形係数に及ぼ

0.95

b)

FWD荷重

路床

下層路盤

ここでは，FWD の載荷速度を試算し，試算結果を図3.31 で示した載荷速度と正規化変形係数の関係に照ら加速度計し合わせることで，FWD の載荷速度における飽和土の変形係数を評価する．

図－3.32加速度計の設置位置

FWD の載荷速度は，第 6 章のアスファルト舗装での

1.E-02

FWD 調査結果にもとづき試算する．アスファルト舗装の鉛直変位（cm）

路盤と路床の境界（図-3.32）には，舗装構築時に加速度計を埋設しており，FWD による載荷時に，鉛直方向の加速度を計測した．加速度より鉛直変位を求め（図-3.33），
最大変位を最大変位に達する時間で除したものを，FWDによる載荷速度と5.E-030.E+00

した．FWD 調査は実施時期を変えて 5 回行い，載荷速度0は 0.47～0.70cm/sec であった．
求めた載荷速度を図-3.31 と照らし合わせる．路盤と図－3.31

図－3.335

10
15
時間（ms）

路盤と路床の境界の鉛直変位の時刻歴変化

載荷速度と正規化変形係数の関係 19)（凡例の補足を加筆）- 30 -

20国総研報告 No. 67

雨水浸透(4) 飽和状態の路盤と路床における正規化たわみとた

雨水浸透しない

ポーラス
アスファルト

わみ時間差

密粒・粗粒
アスファルト3.4 (2)と 3.4 (3)を踏まえると，飽和状態にある路盤と路床の弾性係数は，水の粘性により大きくならない一路盤（粒状材料）

路盤（粒状材料）

路床（粒状材料）

路床（粒状材料）

影響については，3.4 (5)で述べる．

透水性舗装（空港で使用しない）

密粒度舗装（空港で使用）載荷に伴い発生した P 波の伝播速度が 1,500m/s となる可

透水性舗装のイメージ-3.35 のように，たわみ時間差は小さくなる方向に変化

方で，サクションの消失により小さくなると考えられる．
弾性係数の低下が正規化たわみとたわみ時間差に及ぼす

図－3.34

他方で，路盤と路床が飽和状態となった場合，FWD の能性があり，その場合には，3.2 での考察にもとづくと図すると考えられる．すなわち，実際には空洞がなくても，的に路面に散水し（30～40mm/h），路盤と路床に水を浸空洞が生じた舗装でのたわみ時間差に近づくと考えられ

透させ，浸透前後で FWD 調査を行っている．散水終了かる．

ら 15 分後では，最大たわみ D0（載荷中心の最大たわみ）

ただし，三軸圧縮試験時に供試体を完全飽和させるたは散水前よりも大きくなることを示している．

めに，供試体に脱気水を通水させることや，供試体を減

鎌田ら 21) も同様に，30～60mm/h の散水により透水性舗

圧環境下に置くことを踏まえると，噴砂に伴う水が路盤

装の路盤と路床に水を浸透させ，浸透前後で FWD 調査と路床に供給されたとしても，局所的に飽和状態になるを行っている．このケースでは，散水前後で最大たわみ

ことはあっても，空港施設全体の路盤と路床が飽和状態

D0 の差異に一定の傾向を確認できていない．

となることは考えにくく，図-3.35 中央上の状態になる

以上の舗装の路盤と路床は不飽和状態にあると考えら箇所は局所的に現れると考えられる．その箇所についてれるが，水の浸透後に最大たわみ D0 が大きくなる場合がは，実際には空洞はないが，たわみ時間差は小さくなる．

あるようである．この理由は，路盤と路床の含水比が上

すなわち，空洞があると判定される方向に変化する可能

昇し土粒子間のサクションが小さくなることで，土粒子性があるが，これは安全側の評価である．

間の付着力が低下し，土の骨格構造としての剛性（路盤と路床の弾性係数）が低下するためと考えられる．

(5) 路盤と路床の弾性係数の低下が正規化たわみとた八谷ら 22)は，高地下水位の埋立て空港を想定し，路盤

わみ時間差に及ぼす影響と路床を浸水させたアスファルト試験舗装において不飽和状態の路盤と路床における P 波の伝播速度は，FWD 調査を行っている．最大たわみ D0 は，路盤と路床飽和状態と異なり，水の影響を受けないと考えられる．

の浸水により大きくなることを示し，FWD で得られたた

FWD の載荷速度における路盤と路床の弾性係数は，含水

わみを逆解析して路盤と路床の弾性係数を推定したとこによるサクションの減少に伴い高含水状態と飽和状態のろ，浸水後の弾性係数は，浸水前より最大 3 割程度小さ

いずれの状態でも小さくなり，水の浸透前の弾性係数とくなることを示している．なお，この時の路盤と路床の比べると，最大で 3 割小さくなると考えられる．本項で含水状態について八谷らは言及していない．

は，路盤と路床の弾性係数の低下が正規化たわみとたわ

石川ら 17) は舗装の通常の含水状態を想定した不飽和土

み時間差に及ぼす影響を解析する．

の変形係数と，飽和土の変形係数を三軸圧縮試験により調べており，飽和土の変形係数は，不飽和土のそれに対a)

して約 3 割小さくなることを示している．

解析条件

解析では，3.2 と同様に，動的順解析プログラム Wave-

以上より，路盤と路床の含水比（又は飽和度 Sr）が増

PALS を使用した．作成した舗装モデルを図-3.36 に示す．

加すると，サクションが低下することにより路盤と路床

八谷ら 22)と石川ら 17) の知見を参考に，水が浸透した路盤の弾性係数も低下し，飽和状態で弾性係数は最小となると路床として，その弾性係数を 3 割小さくした舗装モデと考えられる．八谷ら 22) と石川ら 17)の調査によれば，路ル（空洞なし・高含水モデル）を作成した．各層の材料

盤と路床に水が浸透すると，浸透前と比べて最大 3 割程

定数も図-3.36 に示す．

度小さくなると考えられる．

- 31 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

たわみ時間差大空洞なし・不飽和小

空洞なし・飽和Co版 Vp=約4,000m/s

Co版 Vp=約4,000m/s

路盤 Vp=約400m/s

路盤 Vp=約1,500m/s

路床 Vp=約300m/s

路床 Vp=約1,500m/s

空洞あり・不飽和

空洞あり・飽和Co版 Vp=約4,000m/s

Co版 Vp=約4,000m/s

空洞
路盤

空洞
路盤

路床

路床

図－3.35

たわみ時間差の大小イメージ

E: 弾性係数，F: 減衰係数，r : 密度，u : ポアソン比
載荷荷重0.15m

載荷荷重0.15m

r

r

0.42
m

E1 =34,000N/mm2, F1 =340N/mm2·s
r1 =2,400kg/m3, u1 =0.20

Z

E2 = 123N/mm2, F2 =1.23N/mm2·s
r2 = 1,800kg/m3, u2 =0.35a)E1 =34,000N/mm2, F1 =340N/mm2·s
r1 = 2,400kg/m3, u1 = 0.20

ZE2 =86N/mm2, F2 =0.86N/mm2·s
r2 =1,800kg/m3, u2 =0.35

通常含水モデルb)
図－3.36b)0.42m

空洞なし・高含水モデル

解析モデル

解析結果

と路床の弾性係数がサクションの影響により低下した場

図-3.37 と図-3.38 に空洞なし・高含水モデルにおける合については，水の浸透が正規化たわみとたわみ時間差

正規化たわみとたわみ時間差を示す．比較として，3.2 にに及ぼす影響は小さいと考えられる．

て解析した健全モデル（ここでは通常含水モデル）と空洞モデルの結果も示した．

(6)

今後の課題

空洞なし・高含水モデルの正規化たわみは健全モデル

本節の考察はあくまでも，既往の知見にもとづくものに対して大きくなったが，通常含水モデルとの差は小さであるため，検証が必要である．そのためには，以下のい．たわみ時間差については，空洞なし・高含水モデル

ことを現地調査と解析にもとづき今後検討する必要があと通常含水モデルでほぼ同じであった．水が浸透し路盤る．

- 32 -

国総研報告 No. 67

空洞なし・通常含水モデル
空洞モデル
空洞なし・高含水モデル

0.2
0.4

正規化たわみ正規化たわみNDx

0.0

0.6
0.8
1.0
0

1000

2000

事前のFWD調査結果
被災後のFWD調査結果
空洞あり
空洞なし

3000

載荷板中心から測定点までの距離x (mm)図－3.37

たわみ時間差 (ms)

正規化たわみの解析結果

たわみ時間差Δtx（ms）

図－3.398

空洞なし・通常含水モデル
空洞モデル
空洞なし・高含水モデル

6(1)

FWD による空洞の有無の判定イメージ

想定する空洞有無の判定方法

空洞有無の判定方法は 2 通り考えられる．1 つ目は，空港管理者があらかじめ，FWD 調査の対象となりえる舗装

4に関して，時刻歴のたわみ波形を動的解析により求め，

2

正規化たわみとたわみ時間差を導出し，それを閾値とし0て事前に設定しておき，地震で被災した時には，その閾

0

1000

2000

3000

値にもとづき空洞の有無を判定する方法である．2 つ目

載荷板中心から検出器までの距離x (mm)は，空港管理者があらかじめ，空洞のない舗装において

図－3.38

FWD 調査を行い，空洞のない舗装における正規化たわみ

たわみ時間差の解析結果とたわみ時間差を事前に把握しておき，地震で被災した
後の FWD 調査結果が，事前に得た値から逸脱した載荷・ 地震後に噴砂が確認された空港舗装の路盤と路床の空間的な含水状態の把握地点（図-3.39）に関しては，空洞があると判定する方法

・ 不飽和状態の路盤と路床の含水比が増加することにである．

伴う正規化たわみとたわみ時間差の変化の把握

正規化たわみとたわみ時間差の双方は，同じ舗装構造

・ 飽和状態の路盤と路床における正規化たわみとたわ

であっても少なからずばらつくため，事前に複数点で調み時間差の把握査を行うことができれば，ばらつきを考慮して空洞の判定が可能となると考えられるため，上記 2 つ目の方法を

3.5 地震後の空港コンクリート舗装における空洞の有用いることとする．
なお，事前の FWD 調査を行えておらず，地震後に得た無の判定方法
正規化たわみとたわみ時間差の関係は，空洞の大きさ

FWD 調査結果のみで空洞の有無を判定することが必要と形状によって異なる可能性はあるが，種々の大きさとな場合もあると考えられる．次項では，空洞有無に関す形状の空洞が生じた舗装における FWD 調査結果（3.3）

る事前情報がない状況を想定し，FWD 調査結果のみで空と，複数枚のコンクリート版に広がる空洞を模擬した舗

洞有無を判別する方法を試行的に検討した．

装モデルの解析結果（3.2）を踏まえると，空洞の大きさと形状によらず，正規化たわみまたはたわみ時間差は，(2) 地震後に得たFWD調査結果のみで空洞の有無を判定

空洞なしに対して差が生じると考えられる．本研究では，する方法の試行的検討

空洞の有無を正規化たわみとたわみ時間差にもとづき判

3.1 と 3.3 で示した空港と港湾コンクリート舗装での定することを前提として，本節では，地震後の空港コン

FWD 調査結果を再度分析し，地震時の FWD 調査結果のクリート舗装において空洞の有無を判定する方法についみで空洞の可能性がある載荷地点を判別する方法を検討

て示す．

した．
a)

判別のための閾値設定方法の検討
本検討では，既往の研究において空洞の存在の影響を- 33 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

受けることが分かっている D0（載荷中心の最大たわみ）

2.5を活用して，空洞のある可能性が高い載荷地点，もしく

2.0

D0 (mm)は空洞のない可能性が高い載荷地点を抽出できるかをまず検討し，抽出した載荷地点の正規化たわみとたわみ時間差を空洞有無の閾値として用いることを考える．

平均値

平均値±1σ

1.5
1.0
0.5

検討には，3.3 で示した港湾コンクリート舗装で得たデ0.0ータを用いた．図-3.40 に，港湾コンクリート舗装の目
地部，隅角部および隅角近傍部で得た D0 を示す．各図で

非空洞
1
版群

空洞
2
版群

は，空洞版群と非空洞版群の D0 の分布とその平均値を示

a)

目地部

0

すとともに，空洞の有無に関する事前情報がないと仮定

2.5

し，両群を合わせた D0 の分布（以下，全体の分布）とそ

2.0
D0 (mm)の平均値を示す．全体の分布については平均値±1 も示した．
いずれの載荷部位においても，空洞版群の多くのデー

空洞と
3
非空洞版群

平均値

4

平均値±1σ

1.5
1.0
0.5

タが，全体の分布の平均値±1 の範囲内にある．空洞版

0.0

群の中には空洞の影響により D0 が相対的に大きいものもあるが，非空洞版群でも同程度に大きい D0 があるため，

非空洞
1
版群

空洞の有無に関する事前情報がない限り，空洞のある可b)0

能性が高い載荷地点のみを D0 により抽出することは容

2.5

易でない．

2.0

D0 (mm)

一方，相対的に小さい D0 に着目すると，いずれの載荷部位についても，非空洞版群に属するデータの中に，空洞版群の下限値よりも小さい D0 がある．これらの D0 は，

空洞
2
版群

空洞と
3
非空洞版群

4

隅角部

平均値

平均値±1σ

1.5
1.0
0.5

空洞のある載荷地点の D0 のばらつきを超えて十分に小0.0

さいといえ，全体の分布の中で D0 が相対的に小さい値に着目すれば，空洞がない可能性が高い載荷地点を抽出で

非空洞
1
版群

きると考えられる．

c)0

目地部，隅角部および隅角近傍部について，空洞版群

図－3.40

空洞
2
版群

空洞と
3
非空洞版群

4

隅角近傍部

空洞版群と非空洞版群における D0の D0 の下限値が，全体の分布の平均値に対してどの程度小さいものかを定量化すると，目地部で平均値-0.90，

みとたわみ時間差を閾値として，港湾コンクリート舗装

隅角部で平均値-0.79 ，隅角近傍部で平均値-0.92 であにおける FWD 調査結果を分析する．なお分析では，一例った．

として正規化たわみ ND1500 とたわみ時間差 t1500 に着目

本検討では，FWD 調査で得た全ての D0 のうち，上記した場合を示す．

）以下の D0 であった載荷地点は，

図-3.41 に，目地部，隅角部および隅角近傍部の ND1500

空洞のない可能性が高いとする．そして，D0 にもとづきと t1500 を示す．図中には，D0 が平均値-0.92 以下の載荷

空洞のない可能性が高いとした載荷地点の正規化たわみ

地点における ND1500 の平均値と t1500 の平均値を緑の破とたわみ時間差を空洞の有無の閾値とする．なお，D0 が線で示した．また，D0 が平均値-0.92 以下の載荷地点の正規分布に従うと仮定すると，平均値-0.92

うち，ND1500 の最大値と t1500 の最小値を青の破線で示し最小値（平均値-0.92以下である

確率は約 18%であることから，閾値の設定の前提は，空た．

洞が生じた舗装で行った FWD 調査においては，少なく

緑破線（平均値を閾値）の場合には，FWD で空洞なし

とも 18%の確率で空洞がない，ことである．

と判定した載荷地点のほとんどは，地中レーダでも空洞なしと判定されていた．ただし，FWD で空洞ありと判定b)

D0 が平均値-0.92σ以下のデータに着目した港湾コ

した載荷地点の中にも，地中レーダで空洞なしと判定さ

ンクリート舗装での調査結果の分析れていた地点が多くあった．

D0 が平均値-0.92 以下の載荷地点における正規化たわ

青破線（最大 ND1500・最小 t1500 を閾値）の場合，緑破- 34 -

正規化たわみND1500

国総研報告 No. 67

1.0

空洞版群

0.8

非空洞版群

0.6

0
系列1

0.2
0.0
0.0

2.0
4.0
6.0
たわみ時間差Δt1500 （ms）

a)

正規化たわみND1500

D が平均値-0.92σ以下のデー
タの平均ND1500と平均 t1500
D0が平均値-0.92σ以下のデ系列2ータの最大ND1500と最小 t1500

0.4

8.0

目地部

1.0

空洞版群

0.8
0.6

非空洞版群

0.4

0
系列2

D が平均値-0.92σ以下のデー
タの平均ND1500と平均 t1500
D0が平均値-0.92σ以下のデ系列4ータの最大ND1500と最小 t1500

0.2
0.0
0.0

2.0
4.0
6.0
たわみ時間差Δt1500 （ms）

正規化たわみND1500

b)

8.0

隅角部

1.0

空洞版群

0.8

非空洞版群

0.6

D0が平均値-0.92σ以下のデー
1500と平均 t1500

0.4

系列3
タの平均ND

0.2

D0が平均値-0.92σ以下のデ系列4ータの最大ND1500と最小 t1500

0.0
0.0

2.0
4.0
6.0
たわみ時間差Δt 1500 （ms）

c)
図－3.418.0

隅角近傍部

正規化たわみとたわみ時間差線と同様に，FWD で空洞なしと判定した載荷地点の多く

c)は，地中レーダでも空洞なしと判定されていた．ただし，

D0 が平均値-0.92σ以下のデータに着目して空港コンクリート舗装のデータ分析

空港コンクリート舗装で行った FWD 調査結果につい目地部に関しては，FWD で空洞なしと判定したものの，
地中レーダでは空洞ありと判定された載荷地点が 5 地点ても港湾コンクリート舗装と同様に分析した．

あった．

図-3.42 に，D0 が平均値-0.92

表-3.7 に，地中レーダによる空洞判定と，FWD と青破

以下のデータの ND1500の平均値と t1500 の平均値を緑の破線で示す．また，D0 が以下のデータの ND1500 の最大値と t1500 の線による空洞判定の合致率を示す．目地部では，地中レ

平均値-0.92

ーダにて空洞ありと判定された箇所の約 60%が，FWD で

最小値を青の破線で示す．FWD で判定された空洞有無のも空洞ありと判定され，隅角部および隅角近傍部では，載荷地点が，沈下版群と非沈下版群のどちらに属するか

地中レーダと FWD の空洞有無の合致率が 100%に近く，を示したものを表-3.8 に示す．青破線を閾値とすると，合致率は高かった．

沈下版群と非沈下版群と FWD の空洞有無の判定の合致率が高かった．また，沈下版群に属するデータが FWD に

以上は，載荷中心から任意距離の正規化たわみとたわ
み時間差でも同様の傾向であった．

より空洞なしと判定されるデータはなかった．

- 35 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

表－3.7

地中レーダと FWD による空洞有無の判定合致率a)

目地部
地中レーダによる判定

FWDによる判定
閾値：平均値-0.92σ以下のデータの最大ND 1500と最小Dt 1500

空洞有り（12地点）

なし（30地点）

空洞有り

7地点(合致率58% (7/12))

3地点

なし

5地点

27地点
(合致率90% (27/30))b)

隅角部
地中レーダによる判定

FWDによる判定
閾値：平均値-0.92σ以下のデータの最大ND 1500と最小Dt 1500

空洞有り（10地点）なし（20地点）

空洞有り

10地点
(合致率100% (10/10))

8地点

なし

0地点

12地点
(合致率60% (12/20))

c)

隅角近傍部
地中レーダによる判定

FWDによる判定
閾値：平均値-0.92σ以下のデータの最大ND 1500と最小Dt 1500

空洞有り（14地点）

なし（10地点）

空洞有り

13地点
(合致率93% (13/14))

5地点

なし

1地点

5地点
(合致率50% (5/10))

正規化たわみ ND1500

1.1
非沈下版群

1.0
0.9

沈下版群

0.8

D が平均値-0.92σ以下のデー
タの平均ND1500と平均 t1500

0
系列1

0.7
0.6
0.0

1.0
2.0
たわみ時間差 Δt1500 (ms)図－3.42

空港コンクリート舗装における正規化たわみとたわみ時間差

表－3.8

3.0

D
0が平均値-0.92σ以下のデ系列2ータの最大ND1500と最小 t1500

沈下版群・非沈下版群と FWD による空洞有無の合致率

FWDによる判定
閾値：平均値-0.92σ以下のデータの最大ND 1500と最小Dt 1500

沈下版群（20地点）

非沈下版群（20地点）

空洞有り

20地点
(合致率100% (20/20))

3地点

なし

0地点

17地点
(合致率85% (17/20))- 36 -

国総研報告 No. 67

d)

分析まとめ

ことは困難である．

以上の分析結果を踏まえると，FWD 調査で得た D0 の
平均値-0.92(5) 液状化に伴う水が舗装に浸透し路盤と路床が飽和状

以下のデータのうち，正規化たわみの最大態となった場合には，たわみ時間差が小さくなる可能

値とたわみ時間差の最小値を，空洞有無を判定するため性がある．一方，飽和度 Sr が高くなることに伴い土の閾値とすることで，空洞の有無をある程度判別できる

粒子間のサクションが低下し，路盤と路床の弾性係数

可能性がある．したがって，地震後の空港舗装で FWD 調が小さくなるが，含水に伴う路盤と路床の弾性係数の査を実施し，得られたデータのみで空洞の有無を判定す

低下は，正規化たわみとたわみ時間差にほとんど影響る方法として以下の手順が考えられる．

しないと考えられる．

1)

同じ載荷部位（目地部，版中央部など）ごとに D0 の

(6) FWD で得られた正規化たわみとたわみ時間差にもとづき，空洞の有無を判定する方法として，事前に FWD

平均値-0.92 を求める．
2)

各載荷部位で D0 が平均値-0.92

以下のデータを抽調査を行い，空洞がない状態での舗装における正規化

出し，抽出データの正規化たわみの最大値以下でかたわみとたわみ時間差を把握しておき，地震で被災しつ，たわみ時間差の最小値以上の載荷地点についてた後の FWD 調査結果を，事前の調査結果と対比し，は，空洞がない可能性が高いとする（その逆は空洞

事前の調査結果から逸脱した載荷地点については，空があるとする）．

洞があると判定する方法を提示した．

なお，2 つの事例での分析結果にもとづくものであるた(7) 事前の FWD 調査を行えておらず，地震後に得た FWD

め，本方法の有効性については，さらなるデータを用い調査結果のみで空洞の有無を判別することが必要なて検証する必要がある．

場合を想定し，各載荷部位について D0 の平均値-0.92
以下のデータを抽出し，抽出データの正規化たわみの3.6 まとめ最大値とたわみ時間差の最小値を，空洞有無を判別す

空洞が生じた空港と港湾のコンクリート舗装に関してるための閾値とすることを提示した．

FWD 調査および解析的検討を実施し，得られた結果をまとめると以下の通りである．

3章の参考文献(1) 空洞の存在により正規化たわみは大きく，たわみ時間1)

差は小さくなることを示した．これら 2 指標は，コン

土木学会舗装工学委員会：FWD および小型 FWD 運
用の手引き，（社）土木学会，2002.

2)

クリート版直下に空洞がある箇所とない箇所の差がD0 よりも表れやすいため，D0 よりも空洞の検出に適

西沢辰男，松野三朗：コンクリート舗装の構造解析における有限要素法の適用性について，土木学会論文
報告集，Vol. 338, pp. 207-215, 1983.

した指標である．
(2) 空洞の存在により正規化たわみが大きく，たわみ時間

3)

小澤良明，松井邦人：フォークトモデルで構成された差が小さくなる傾向は，コンクリート版中央部，目地

舗装構造の波動伝播解析，土木学会論文集 E, Vol. 64,

部，および隅角部で確認され，コンクリート版端部のNo. 2, pp. 314-322, 2008.
4)

境界条件によらない．また，空港舗装における一般的なコンクリート版厚（0.37m～0.45m）であれば，上記

土木学会舗装工学委員会：非破壊試験による舗装のたわみ測定と構造評価，（社）土木学会，2015.

5)の傾向はコンクリート版厚によらない．

竹内康，小梁川雅，牧恒雄，丸山暉彦，木村慎：コン(3) 載荷板中心から 300mm の位置のたわみ検出器で求めクリート舗装における路盤 K 値と弾性係数の換算式

るたわみ時間差は，空洞と非空洞箇所で差が表れにくに関する実験的研究，土木学会論文集 E, Vol. 50, No.
669, pp. 17-25, 2001.

くなる場合がある．載荷板中心に近くなると，たわみ
6)

時間差がサンプリング間隔に近くなることが一因と

鈴木克利，笠井哲郎，極檀邦夫，境 友昭：空洞が弾性して考えられる．また，載荷板中心から遠いたわみ検波動に及ぼす影響の動的 FEM による検討，第 31 回出器ほどたわみ時間差が大きくなり，サンプリング間

土木学会関東支部技術研究発表会講演概要集，pp.

隔の影響が小さくなると考えられる．

117-118，2004.

(4) 検出器の配置方向の空洞の長さが 0.4m から 4.0m の7)

尾場瀬宏美，極檀邦夫，境友昭，池端秀幸：動的 FEM

範囲では，空洞の長さと，正規化たわみまたはたわみ

解析によるコンクリート内部欠陥探査のメカニズム

時間差の間に相関を確認できなかった．正規化たわみに関する研究，コンクリート工学年次論文集，Vo. 27,

またはたわみ時間差によって空洞の長さを推定する

No. 1, pp. 1717-1722, 2005.

- 37 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

8)114, 2007.

鎌田敏郎, 淺野雅則, 国枝稔, 六郷恵哲：コンクリート

21) 鎌田修，清水忠昭，伊藤正秀：車道透水性舗装の耐表層部欠陥の定量的非破壊検査への打音法の適用，
9)

土木学会論文集，Vol. 55, No. 704, pp. 65-79, 2002.

久性に関する研究，土木学会舗装工学論文集，Vol. 10,

鎌田敏郎, 内田慎哉：コンクリートの非破壊試験の理

pp. 91-98, 2005.

論と実際 ③弾性波法（超音波法・衝撃弾性波法）の22) 八谷好高，中村健，梅野修一，野田工，工藤隆志：高理論と実際，コンクリート工学，Vol. 51, No. 4, pp. 340-

地下水位下における空港アスファルト舗装の構造設

347, 2013.

計，港湾技研資料，No. 875, pp. 1-28, 1997.

10) 竹内康, 青木政樹, 國井洋一, 佐藤研一, 柳沼宏始：利用者の快適性・安全性を考慮した歩行者系舗装の構造設計法の提案，Vol. 67, No. 3, pp. I_1-I_8, 2011.
11) 竹内康，西澤辰男，小梁川雅，丸山暉彦：コンクリー
ト舗装における層弾性係数推定方法に関する研究，
土木学会第 55 回年次学術講演会，V-54, 2000.
12) 国土交通省航空局：空港土木施設設計要領（舗装設計編），
https://www.mlit.go.jp/koku/koku_tk9_000019.html, 2020.
（2020 年 10 月確認）
13) 国土交通省航空局・国土交通省国土技術政策総合研
究所監修：空港土木施設設計要領及び設計例（耐震設計編），p. 例-10, （一財）港湾空港総合技術セン
ター，2019.
14) 森伸一郎，門脇慶典：2001 年芸予地震における液状化調査，第 37 回地盤工学研究発表会，pp. 1957-1958,
2002.
15) 中澤博志，石原研而，塚本良道，鎌田邦夫，大山敦郎：砂の P 波速度及び液状化特性に及ぼす飽和度の影響，地震工学研究発表会講演論文集，Vol. 26, pp.
625-628, 2001.
16) 金山未来，山下聡，川尻峻三，川口貴之：飽和・不飽和土の液状化特性と液状化前後の P 波 S 波速度変化，地盤工学会北海道支部技術報告集，Vol.55, pp.
138-142, 2015.
17) 石川達也，張媛，所哲也：粒状路盤材の力学特性評価
に対する不飽和三軸試験機の適用，舗装工学論文集
第 17 巻，Vol. 68, No. 3, pp. I_105-I_113, 2012.
18) 石川達也，川端伸一郎，亀山修一，安倍隆二，小野丘：舗装構造の疲労寿命に及ぼす粒状路盤の凍結融解の影響とその評価，Vol. 67, No. 3, pp. I_109-I_116,
2011.
19) 渡邉康司，佐原守：杭基礎の支持力および地盤ばねに与える載荷速度の影響，大林組技術研究所，No. 76,
pp. 1-8, 2012.
20) 森石一志，大西有三，西山哲，矢野隆夫，小関裕二：
雨水浸透による車道透水性舗装の諸性状変化に関する一考察，土木学会舗装工学論文集，Vol. 12, pp. 107-

- 38 -

国総研報告 No. 67

4. 空港コンクリート舗装に破壊を生じさせる空洞に関する検討示す．舗装は，コンクリート版と粒状路盤で構成され，大型航空機荷重により早期の破壊を生じさせるために，
中小型機対応の舗装構造とした．

本章ではまず，空洞を有するコンクリート試験舗装を

コンクリート版は，縦 4.5m，横 5.0m，厚さ 0.3m の 6製作し，航空機荷重による繰返し走行試験を行い，載荷枚（以下，中央コンクリート版）とそれらを囲むもの（以荷重に対する舗装の挙動を調査した（4.1）．次に，走行

下，外周コンクリート版）で構成される．なお，大型機試験を実施した舗装の温度応力と荷重応力を解析的に推対応のコンクリート舗装の場合，コンクリート版厚は一定し（4.2 と 4.3），空洞を有する舗装の航空機荷重によ

般に 0.37m 以上である．外周コンクリート版は，調査対る破壊形態と，それにもとづく航空機荷重による破壊の象である中央コンクリート版周囲が自由縁部とならない

可能性を評価する方法を検討した（4.4）．検討した評価

ように打設したものである．各コンクリート版の寸法は方法にもとづき，空港で想定される舗装構成ごとに，コ実験フィールドの制約を踏まえて決定し，コンクリート

ンクリート版に曲げ破壊を生じさせる空洞の大きさを試の打設は 12 月に行った．

算した（4.5）．試算結果をもとに，空洞が生じた空港コ

中央コンクリート版の間，および外周コンクリート版

ンクリート舗装における FWD 調査の載荷地点の間隔とと中央コンクリート版の間には，ダウエルバーを設置し健全性の評価方法について検討した（4.6）．

た．ダウエルバーは，長さ 0.6m，直径 32mm であり，深なお本章では，単に破壊と記載する場合は，コンクリ

さ 0.15m の位置に 0.4m 間隔で設置した．以降で記載するート版の曲げ破壊もしくは疲労破壊をいう．

コンクリート版は，特に表記がない限り中央コンクリー
ト版のことをいう．

4.1 空洞を有するコンクリート舗装における走行試験(1)

コンクリート舗装の製作

a)

舗装構成

コンクリート版下の路盤の厚さは 0.35m である．路盤の一層最大施工厚は空港土木工事共通仕様書 1) に従い
0.15m として，施工は 0.10m，0.10m，0.15m の 3 層で行

図-4.1 と図-4.2 に製作した舗装の平面図と断面図をB

1.12
1.0×1.0m

1.0×1.0m

0.5×0.5m

空洞なし

0.75

5.0
22.0

：外周コンクリート版

0.5 0.15

粒状路盤

路床

a)

3.0
B

試験舗装の平面図：中央コンクリート版

粒状路盤

5.0

0.15 0.5

図－4.1

0.35 0.3

外周コンクリート版

2.5
5.0

4.0

路床

A-A 断面図b)

図－4.2

試験舗装の断面図- 39 -A
中央コンクリート版

1.0

2.25

1.5×1.5m

1.12

4.5
11.0
4.5

：車輪走行位置

2.5

2.25

A
：空洞
：ひずみ計とFWD載荷板の
設置位置

2.5

1.0

（単位：m）

B-B 断面図

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

った．また，施工時に路盤が最適含水比を維持するように散水を適宜行った．

（単位：m）

0.4

空洞

空洞の製作

0.4

b)

0.4

コンクリート版直下の路盤に厚さ 0.2m の空洞を製作した．空洞の位置は，コンクリート版の中央部と目地部

ダウエルバー
目地の直下に各 2 箇所である（図-4.1）．空洞の大きさは，走行車輪の接地面積を参考に最小で 0.5m×0.5m とし，走a)

空洞 1.0×1.0m

行試験の安全を考慮して最大で 1.5m×1.5m とした．目地

図－4.3

空洞 0.5×0.5mb)

ダウエルバーと空洞の位置関係

部の空洞とダウエルバーの位置関係は図-4.3 に示す．空洞の製作手順は以下の通りである．
1)

路盤構築後に路盤を深さ0.2mまで掘削し，掘削箇所を発泡スチロールで埋め戻す．

2)

発泡スチロール上に，側面に穴をあけたチューブを固定し，チューブの一端が舗装表面に出るようにコンクリートを打設する．

3)

コンクリート硬化後に，舗装表面のチューブ端部から溶剤を流し込み，発泡スチロールを溶かす．

写真－4.1空洞の生成状況（目地部 1.0×1.0m の空洞）

空洞の生成状況については，走行試験終了後にコンクリート版を開削して確認し，設計通りの寸法の空洞を確表－4.1認できた（写真-4.1）．
c)

舗装材料

表-4.1 にコンクリートの配合を示す．セメントには早強ポルトランドセメントを使用した．表-4.2 にはコンクリートの力学性状を示す．曲げ強度は管理試験体を用いコンクリートの配合

粗骨材の最大寸法（mm)

スランプ
（cm）

空気量
（%)

水セメント比W/C（%）

細骨材率s/a（%）

20

7.5

4.1

42.5

41.1

水

セメント

山砂

砕石

AE減水剤

1095

0.355

3

単位量（kg/m ）て求め，圧縮強度と静弾性係数は，試験舗装から採取し151たコアを用いて求めた．圧縮試験は走行試験を終えてか

355

741

ら約 2 週間後（材齢 61 日）に行った．
路盤には最大粒径 40mm の粒度調整砕石を用いた．路

104mm

盤の品質管理についても，空港土木工事共通仕様書に従

フランジ

d)

入出力
ケーブル

20mm

い行い，路盤の支持力係数 K30 は 384MN/m3 であった．
ひずみ計の設置

ひずみ計測部

コンクリート版の水平ひずみのうち，後述する荷重車の走行方向と直交方向のひずみを計測するために，コン

図－4.4

ひずみ計の模式図

クリート版の下面から 30mm 上方に，ひずみ計（東京測器研究所製 KM-100BT，図-4.4）を埋設した．このひず
版中央部
の場合

み計は，フランジ間がコンクリートの変形に追随し，0.05m 0.05m

目地部
の場合

0.15m

5000 まで計測できる．概略の位置は図-4.1 に示し，詳細の位置を図-4.5 に示す．
ひずみ計

(2)

調査方法

a)

走行試験

図－4.5

走行試験には図-4.6と写真-4.2に示す荷重車を用いた．

- 40 -

ひずみ計の設置位置

目地

国総研報告 No. 67

荷重車は，そのトレーラ部に大型航空機（B747-400型機）

たわみの計測位置は，載荷板中心と載荷板中心からの1脚4輪の車輪を装着しており，試験では，4輪のうちの200～2500mm 離れた位置である．たわみは，設定した載走行方向に並ぶ2輪が，空洞上を極力通過するように往復

荷荷重 147kN に対して実際の載荷荷重が若干変動するこ走行させた（図-4.1）．輪荷重は，トレーラ部に積載すとによりばらつくため，2～4 回目の載荷で得たたわみのる重りの個数により調整し，B747-400型機相当の241kN

平均値と，各回の荷重の平均値をもとに，載荷荷重 150kNとした．走行回数は700往復，走行速度は約5km/hである．

における値に線形補間したものとした．温度補正は行っ

試験はコンクリートを打設してから40日後の1月末からていない．温度補正を行わない理由は，各調査日の気温行い，約1週間，9時～17時で行った．なお，目地部の空は同程度でかつ，冬季の日中で気温変化も小さかったた

洞0.5×0.5mの箇所は，車輪が走行しない位置となるが，め，調査時のコンクリート版の反りの程度は概ね同じと当該箇所における各種調査結果は参考値として示すこと考えられることから，走行回数ごとのたわみを比較するとする．

上では温度補正は必要ないと考えたためである．
調査では，FWD 荷重載荷時に発生するコンクリート版

b)

下面のひずみの経時変化も計測した．計測後，載荷 1 回

FWD調査

FWD調査は，荷重車が50，100，250，500，および700ごとの引張ひずみの最大値を求め，計 3 回の最大値を平往復した直後に実施した．載荷荷重は147kNであり，載荷均化した（以下，FWD による最大引張ひずみ）．

板直径は0.3mである．図-4.1に載荷板の設置位置を示す．
設置位置は版中央部ではコンクリート版の中心とし，目c)

地部では載荷板中心が目地から0.15m離れた位置とした．

荷重車による走行が98，99，100往復目の時には，コン

目地部では式(4.1)に示す荷重伝達率を求める．
E'ff =

D300
×100(D0 +D300 )/2

コンクリート版下面のひずみ

クリート版のひずみの経時変化を計測した．計測後，1往復ごとの引張ひずみの最大値を求め，計3往復の最大値を(4.1)

平均化した（以下，走行による最大引張ひずみ）．また，

ここに，

車輪通過後の残留ひずみも確認した．

E’ff：荷重伝達率（%），D0：載荷板中心の最大たわみ（mm），
D300：載荷板中心から 300mm の検出点における最大たわ(3)

版中央部における調査結果

み（mm）

a)

FWD調査結果

図-4.7 に，版中央部における載荷板直下の最大たわみ（以下，D0）を示す．250 往復までは，空洞の有無によらず D0 は徐々に増加する傾向であったが，それ以降では変化がなくなり，空洞の存在で D0 は大きい値となった．空洞上の D0 が繰返し荷重により増加する現象は，空洞を有するアスファルト舗装における既往の FWD 調査でも確認されており 2) ，荷重載荷に伴い空洞周囲の粒状材が崩れるか緩んだことによるものと考えられる．
図－4.6

荷重車の全体図

版中央部の空洞1.5×1.5m
版中央部の空洞1.0×1.0m
版中央部の空洞なし

D0（mm）

1.0

0.5

0.0
0

200

400

600

走行回数（往復）

写真－4.2荷重車の外観図－4.7- 41 -

版中央部における D0800

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

図-4.8 には，FWD によるコンクリート版下面の最大

イナス側にシフトした可能性がある．また，空洞 1.0×

引張ひずみを示す．空洞がある位置での FWD による最1.0m においても載荷板中心からプラス側の正規化たわ

大引張ひずみは，空洞がない位置と比較して小さかった．

みが小さくなっているが，3 章で示した正規化たわみ

図-4.9 には，50 往復後の FWD 荷重載荷時のたわみ形

ND1500 の変動係数が 20%程度であったことを踏まえると，状を一例として示す（50 往復以降でも同様であった）．

ばらつきの範囲内であると考えられる．

図の縦軸は，載荷板中心から離れた位置のたわみを D0 で正規化している．図をみると，空洞 1.5×1.5m の位置に

b)

走行荷重載荷時のコンクリート版下面のひずみおける載荷板中心から-200mm～-600mm の正規化たわみ

図-4.10 には，98～100 往復時のコンクリート版下面のが相対的に大きい．空洞の存在により，載荷板中心付近

走行による最大引張ひずみを示す．なお図示していないのコンクリート版の変形の曲率が小さくなったものと考が，いずれの箇所のひずみも，車輪が通過後にほぼゼロ

えられ，これにより，空洞 1.5×1.5m の位置の FWD によに戻ったため，走行荷重によるコンクリート版の変形はる最大引張ひずみが小さくなった可能性がある．また，弾性範囲であったと考えられる．

空洞 1.0×1.0m での FWD による最大引張ひずみが小さ図をみると，空洞がある位置での走行による最大引張くなる原因は不明であるが，空洞 1.5×1. 5m と同じようひずみは，空洞がない位置と比較して小さい．この原因に，空洞の存在が影響してコンクリート版下面の曲率がは，FWD 載荷の時と同じことが考えられる他，空洞がな

小さくなったことが考えられる．

い版中央部は荷重車の走行起点に近く，ひずみ計の直上

なお，図-4.9 の空洞 1.5×1.5m において，載荷板中心を走行できた一方で，1.0×1.0m および 1.5×1.5m の空洞

からプラス側の位置の正規化たわみが小さくなっているを有する版中央部では，荷重車の後進に伴い走行位置がが，この要因として，実際の空洞の中心位置がマイナス

ひずみ計直上から横断方向にずれた可能性もある．写真側にずれており，それにより正規化たわみのピークがマ-4.3 に走行試験時のコンクリート舗装表面の状況を示
過していない位置は白色である．走行起点近くの車輪間

版中央部の空洞1.5×1.5m
版中央部の空洞1.0×1.0m
版中央部の空洞なし

50においては車輪痕が少ないが，写真の手前側では車輪間
100

40

最大引張ひずみ（μ）

最大引張ひずみ（μ）

す．車輪が通過した位置は車輪痕で黒くなっており，通

30
20
10
0
0

200

400

600

800

50

0

走行回数（往復）版中央空洞 版中央空洞 版中央空洞なし
1.0×1.0m 1.5×1.5m

図－4.8 FWD 荷重載荷時の版中央部下面の最大引張ひ図－4.10 98～100 往復時の版中央部下面の最大引張ひずみ

ずみ
版中央部の空洞1.5×1.5m

D0で正規化したたわみ

版中央部の空洞1.0×1.0m
版中央部の空洞なし
1.0

0.5

0.0
-1

0

1

2

3

載荷板中心からの距離（m）

図－4.9

写真－4.3 繰返し走行試験時のコンクリート舗装表面

50 往復後の FWD 調査で得られたたわみ形状のタイヤ痕- 42 -

国総研報告 No. 67にも車輪痕が確認される．これは，走行起点側から荷重

図-4.13 には荷重伝達率（定義は式(4.1)）を示す．荷重

車が後進するときに，荷重車の操作の特性上，後進する伝達率は，隣り合うコンクリート版の荷重伝達性能を表ほど走行位置がずれやすくなることによるものである．

す指標であり，値が大きいほど載荷側のコンクリート版

走行による最大引張ひずみの変動係数は，空洞がない位に生じた応力が非載荷側のコンクリート版に伝達してい置では 9%，空洞 1.0×1.0m の位置では 19%，空洞 1.5×1.5m

ることになる．1.0×1.0m の空洞上の荷重伝達率は，走行の位置では 27%であり，起点から離れるほど大きかった．

試験前の時点で約 76%であり，他の位置よりも小さく，
走行回数 50 往復後には約 60%まで減少した．空洞の存在(4)

目地部における調査結果が影響して，隣接するコンクリート版間の荷重伝達が走a)

FWD調査結果

行試験前の時点で乏しかったため，1 から 50 往復の間に

図-4.11 に，目地部における D0 を走行回数ごとに示す．

目地部において曲げ破壊もしくは疲労破壊が生じたもの

版中央部での結果と同様に，走行回数の増加に伴い D0 はと考えられる．

増加し，ある程度走行すると変化がなくなった．目地部の空洞 1.0×1.0m の位置においては 50 往復時点で D0 が急b)

走行荷重載荷時のコンクリート版下面のひずみ

図-4.14 に，98～100 往復時のコンクリート版下面の最激に大きくなった．
図-4.12 に，FWD 荷重載荷時に発生した目地部の版下大引張ひずみを示す．目地部の空洞 1.0×1.0m の箇所にお面の最大引張ひずみを示す．1.0×1.0m の空洞上では，50

けるひずみは 4,000µ を超え，この時点でコンクリートに

往復時点で最大引張ひずみが 1,500µ を超えた．これは，ひび割れが生じていることが推察される．

50 往復までにコンクリート版にひび割れが生じ，コンク

また，図示していないが，空洞がない箇所と 0.5×0.5m

リートの剛性が低下したためであると考えられる．なお，の空洞箇所では，ひずみは車輪通過後にほぼゼロに戻っ

50 往復時点ではコンクリート版の上面にひび割れは確認

たが，1.0×1.0m の空洞箇所では 600µ 程度の引張側の残されなかった．

留ひずみが確認された．このことから，1.0×1.0m の空洞
上のコンクリート版はひび割れの発生に伴い，弾塑性的

1.0

目地部の空洞1.0×1.0m
目地部の空洞0.5×0.5m
目地部の空洞なし

0.5
荷重伝達率（%）

D0（mm）

な挙動を示すようになったと考えられる．

目地部の空洞1.0×1.0m
目地部の空洞0.5×0.5m
目地部の空洞なし

0.0
0

200
400
600
走行回数（往復）

図－4.11800

目地部における D0

100
80
60
40
20
0

目地部の空洞1.0×1.0m(左縦軸)
目地部の空洞0.5×0.5m(右縦軸)
目地部の空洞なし(右縦軸)
500

2,000

300
200
100

0

図－4.12200
400
600
走行回数（往復）

目地部の荷重伝達率

4,000
3,000
2,000
1,000

0
0

800

5,000

400
1,000

200
400
600
走行回数（往復）

図－4.13

最大引張ひずみ（μ）

最大引張ひずみ（μ）

0

96

17

0

800

目地部空洞 目地部空洞 目地部空洞なし
0.5×0.5m 1.0×1.0m

図－4.14 98～100 往復時の目地部下面の最大引張ひず

目地部下面の FWD による最大引張ひずみみ- 43 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉(5)

走行試験後の開削調査

4.2 コンクリート版に発生した温度応力の推定

コンクリート版のひび割れの状況を確認すべく，走行

ひび割れが発生したのは 1～50 往復の間であり，走行試験終了後に目地部の空洞 1.0×1.0m の位置で開削調査試験直前および 50 往復時の FWD による調査時刻を踏まを行った．

えると，冬季の 9～11 時と推定される．既往研究を踏ま

写真-4.4 と写真-4.5 に，700 往復の走行試験が終了しえると 4)，その時間帯の温度応力は小さいと推察される．

た後に開削したコンクリート版のひび割れ状況を示す．

その確認のため，本節では，1～50 往復した日の 9～11 時

写真-4.4 をみると，ひび割れがコンクリート版下面からに発生していた温度応力を推定する．

上面にかけて進展していることが確認された．写真-4.5
は，コンクリート版の断面と下面を撮影したものであり，

(1)

推定方法

コンクリート版の下面に一本のひび割れが確認された．

図-4.15 に温度応力の推定フローを示す．本来であれば

このひび割れは，走行 50 往復までに発生したものと考え左側のフローのように，1～50 往復時の温度応力は，そのられ，その後に 650 往復の走行を行っても，当該箇所の時のコンクリート版の上下面温度差等を用いて推定する．

コンクリート版下面は一本のひび割れの状態にとどまっ

しかしながら，今回製作したコンクリート版では，熱電ており，沈下や陥没のような終局的な変状に至ることは対を下面にしか設置しておらず，深さ方向の温度分布がなかった．ひび割れの原因は，疲労破壊もしくは，曲げわからないため，コンクリート版の上下面温度差も不明

応力がコンクリートの曲げ強度を超えたことによる曲げである．

破壊であると考えられる．これについては，4.2 と 4.3 でこのような状況のもとで温度応力を推定するために，推定する温度応力と荷重応力を踏まえて，4.4 で考察す同じ実験フィールドに過去に製作した同一厚さのコンクる．

リート版（以下，類似コンクリート版）にて計測した過なお，コンクリート版に発生する応力は，温度応力と去の温度データを用いることとした．図-4.15 の右側の

荷重応力以外にも，乾燥収縮に伴う拘束応力が考えられ

フローに具体的な推定方法を示す．

るが，同じ実験フィールドに過去に製作した試験舗装に

まず，過去の気象データから，1～50 往復当日の最低気

おいて計測した結果 3)では，乾燥収縮にともなうコンク

温（早朝），その前日の最高気温（昼間），およびそれらリート版の拘束応力は引張側に 0.1N/mm2 程度と小さかの差が類似する日（以下，類似日）を 3 日選定した．

ったため，本研究では無視することとする．

次に，類似コンクリート版の深さ 30mm，150mm，270mmで計測した温度をもとに，各類似日における 1 時間毎の上下面温度差を求めた．
そして，空港コンクリート舗装を対象に検討された温度応力式（4.2)と(4.3)を用いて 4), 5)，類似日の 9～11 時における類似コンクリート版の温度応力を求めた．なお，弾性係数は表-4.2 の値とし，線膨張係数は 1.0×10-5 とした．目地部における温度応力式中のそり拘束係数 Cw は，

過去の気象データから，
1～50往復した日の気温条件に近い日（類似日）を探索

写真－4.4 1.0×1.0m の空洞上のコンクリート版目地部
の断面

a)

写真

b)

1～50往復時のコンクリート版の深さ方向の温度分布

同一フィールドに製作した同一厚さのコンクリート版の類似日における深さ方向の温度分布

1～50往復時のコンクリート版の上下面温度差同一フィールドに製作した同一厚さのコンクリート版の類似日における上下面温度差

温度応力式により
1～50往復時の温度応力を算出

写真の模式図写真－4.5 1.0×1.0m の空洞上のコンクリート版目地部の断面と下面のひび割れ状況

図－4.15- 44 -≒

温度応力式により，類似日における1～50往復と同じ時間帯の温度応力を算出

コンクリート版の温度応力の推定フロー国総研報告 No. 67

空港コンクリート舗装の目地部が版中央部と同様に完全
20

コンクリート版の上下面温度差には，既往研究にもとづ

15

気温（ o C）

拘束状態に近いという調査結果 5)をもとに，1.0 とした．
き 6)，温度応力を求めたい時刻の 2 時間前のもの（7～9時）を用いた．

σ = (-0.7742h + 0.854)

5

(4.2)
図－4.16

Cw αEθ'
2

前日 当日

0
0:00

目地部における温度応力式
(4.3)

表－4.3

12:00

0:00
時刻

50往復直後（11時）
100往復直後（16時）：コンクリートの熱膨張率（1/oC）

0:00

コンクリート版の上面から深さ 270mm の温度
1～50往復 類似日
1した日

E ：コンクリートの弾性係数（N/mm2）

12:00

走行試験および類似日の当日と前日の気温

ここに，：温度応力（N/mm2），h：コンクリート版の厚さ（m）

類似日

10

版中央部における温度応力式
Eαθ'
σ = (-0.7742h + 0.854)
2(1-ν)

50往復実施日

9.5 C

o10.2 Co14.4 C

12 C

類似日
2

類似日
3

o

9.9 C

o

9.7 C

o

o

12.3 Co12.9 Co'：コンクリート版の上下面の温度差（oC）
表－4.4 類似日の 9～11 時における類似コンクリート：コンクリートのポアソン比，Cw：そり拘束係数

版の温度応力と版上下面温度差
(2)

推定結果

a)

気温条件の比較

2

版中央部
目地部

図-4.16 に，ある類似日（以下，類似日 1）の気温の推o

温度応力 (N/mm )版上下面温度差 （ C)

-0.60～0.08-0.29～0.18-2.6～2.1

移を一例として示す．図には，1～50 往復当日の午前の気温と前日の午後の気温の推移も併せて示す．類似日 1 の当日の最低気温と前日の最高気温は，1～50 往復した日

4.3 コンクリート版に発生した荷重応力の推定のそれらと比較し約 2oC 低い．最低気温と最高気温の差

本節では，走行試験時に発生したコンクリート版下面はほぼ同じである．その他の類似日は，より 1～50 往復の荷重応力を FEM の弾性解析により推定する．

した日の条件に近い．
b)

コンクリート版の深さ270mmの温度の比較

(1)

解析概要

a)

解析に用いたFEM

表-4.3 に，50 往復直後（11 時）に計測した深さ 270mm

解 析 に は ， 舗 装 構 造 解 析 3 次 元 FEM プ ロ グ ラ ムの温度と，類似日の 11 時に計測した深さ 270mm の温度

Pave3D7) を用いた．Pave3D の基本的な構造モデルを図-を示す．どの類似日の温度も，走行試験当日とおおむね

4.17 に示す．

同じである．また，参考値ではあるが，100 往復直後であ・ 最上層は有限な広がりを持ったコンクリート版である 16 時の温度についても比較的近い値である．

り，その枚数を設定できる．
・ コンクリート版の外周は自由境界である．コンクリーc)

推定した温度応力

ト版間の目地は，境界面要素（図-4.17 b)）によりモ

表-4.4 に，類似日の 9～11 時の版中央部と目地部の温デル化し，境界面要素のばね係数を調整することによ

度応力と，コンクリート版の上下面温度差を示す．3 日分

り，コンクリート版間の荷重伝達機能を考慮できる．

の推定結果の最大値と最小値を示した．類似コンクリー

・ コンクリート版とその直下の路盤の間にも，境界面要ト版の中央部と目地部の温度応力は，最大でも引張側に素を設定し，境界面要素のばね係数を調整することに0.18N/mm2 と小さく，同様の気温条件であった走行試験

より，コンクリート版と路盤の接着状況を考慮できる．

当時の温度応力も同等であったと推察される．1～50 往・ 路盤以深の外周は拘束状態であり，外周面と平行な面復した時期は 1 月末であり，1 日の気温変化が比較的小の変位は可能だが，外周面と垂直方向は固定である．

さかったために，コンクリート版の上下面温度差が小さ

最下層（路床）の下面は完全固定である．

く，温度応力も小さかったと考えられる．

- 45 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

b)

舗装モデル

応力を無視した．

表-4.5 に舗装モデルに関する入力条件を示す．モデル

路盤以深の弾性係数は，Huang and Sharpe9)が提案したでは，試験舗装と同じ寸法（5.0m×4.5m）のコンクリート

弾性係数と支持力係数の関係式(4.4)により算出した．な

版を 3×3 枚に並べた．コンクリート版の厚さは試験舗装

お，路盤と路床の弾性係数を FWD の結果を逆解析してと同じ 0.3m とした．また，本解析ではコンクリート版下

設定する方法も考えられるが，本研究では，コンクリー

面に発生する応力を推定することが目的であるため，路ト版のそりの影響がない式(4.4)により路盤以深の弾性係

8)を参考に単一層とみなし，その数を設定することとした．式中の K75 には，路盤の支持力

厚さを 5.0m とした．コンクリートの弾性係数は，試験舗

係数 K30 を舗装調査・試験法便覧 10)に基づき換算した値

装から採取したコアを用いて求めたものとした（表-4.2）．

を入力した．また，載荷位置の変化に伴う定数 は，竹内ポアソン比は 0.2 とし，載荷荷重に伴う応力を推定するらの検討結果 8)に基づき 1.5 とした．

盤以深は竹内らの検討ことが目的であるため，各層の密度は 0 とし自重によるK75 = γ ∙

3

Ef
Ef
∙
Ec
1-ν2f ∙h

(4.4)

ここに，
K75：地盤の支持力係数（N/mm3），h：コンクリート版の厚さ（mm），Ec：コンクリートの弾性係数（N/mm2），
E f：地盤の弾性係数（N/mm2）， f：地盤のポアソン比，：載荷位置の変化に伴う定数
コンクリート版と路盤の間の境界面要素のばね係数にa)

モデル全体 7)

ついては，コンクリート版と路盤に付着がない状態とする値 7)を入力した．実際にコンクリートの打設を行う時には，路盤上面に石粉もしくは路盤紙を使用し，コンクリート版と路盤に付着がないようにする措置を講ずる．
この措置により，供用後のコンクリート版が膨張と収縮をするときに，路盤の摩擦にともなう拘束応力が低減され，膨張収縮にともなうひび割れが発生しにくくなる．
空洞は，1 つの舗装モデルにつき 1 つとし，3×3 枚のコb)
図－4.17モデル断面図ンクリート版のうち真ん中のコンクリート版直下の中央

Pave3D における基本的な舗装構造モデル

部または目地部に設けた．空洞の大きさと厚さは試験舗装に設けたものと同じにした．空洞の弾性係数は 0，ポア

表－4.5

コンクリート版

路盤（路盤以深は単一層とみなす）
コンクリート版と路盤の間の境界面要素厚さ（m)2
弾性係数（N/mm ）ポアソン比
3密度（g/cm ）厚さ（m)2
弾性係数（N/mm ）ポアソン比
3密度（g/cm ）3
ばね係数kx（N/mm ）3
ばね係数ky（N/mm ）3
ばね係数kz（N/mm ）厚さ（m)
一辺の大きさ（m)空洞

ソン比は空洞を設けた層と同じにした 11) ．

舗装モデルに関する入力条件2

弾性係数（N/mm ）ポアソン比
3密度（g/cm ）表-4.6 には目地に相当する境界面要素の入力条件を

0.3
33,340
0.2
0
5.0
143
0.35
0
0.1
0.1
1,000
0.2
版中央部：1.0m，1.5m
目地部：0.5m，1.0m

示す．隣り合うコンクリート版の荷重伝達性能を再現するため，走行試験前の FWD 調査で得た荷重伝達率とな
表－4.6

目地に相当する境界面要素の入力条件

目地部に
空洞0.5×0.5mを設定するケース
目地部に空洞1.0×1.0mを設定するケース

0
0.35
0

上記以外のケース- 46 -

走行試験前のFWD調査で得た
荷重伝達率

ばね定数
kx, ky, kz

95.2

1,000

76.2

15

91.7

150

3

（N/mm ）

国総研報告 No. 67

るようにばね定数を設定した．具体的には，目地部におこの原因は，空洞0.5×0.5mがある目地の荷重伝達率をける FWD 調査では，図-4.18 のように載荷側と非載荷側空洞なしのそれよりも高く設定したことであると考えらのコンクリート版の最大たわみを計測し，それらをもとれる（表-4.6）．すなわち，0.5×0.5mの空洞が存在するこに荷重伝達率を計算するが，解析においても同じ大きさとよりも，荷重伝達率が高いことの方が荷重応力に大きの荷重を同じ位置に作用させ，載荷側と非載荷側の鉛直く影響し，空洞0.5×0.5mでの荷重応力が空洞なしよりも方向の変形量が，FWD 調査で得た最大たわみに合うよう小さくなったと考えられ，荷重伝達率の寄与も大きかっに，目地のばね定数を設定した．空洞を有する目地につた．

いては，FEM モデルにおける空洞上の荷重伝達率が，

ここで，実測値との比較により解析結果の妥当性を確

FWD 調査で得た荷重伝達率と同じになるようにばね定認するために，図-4.21 にコンクリート版下面から上方数を設定した．

30mm のひずみの解析値と，98～100 往復時の最大引張ひずみを示す．目地部の空洞 1.0×1.0m のデータに関しては，

c)

実測値が 4,000 程度で塑性変形分も含まれると考えられ

載荷条件

図-4.19 に版中央部と目地部における載荷条件を示す．

るため，弾性解析で得た解析値との比較は行わない．

空洞の有無にかかわらず，版中央部では車輪中心がコン

結果をみると，版中央部と目地部の空洞がない箇所にクリート版の中心となる位置に載荷し，目地部では車輪

おいては，解析値と実測値は比較的近かった．その一方の一端が目地に沿う位置に載荷した．

で，空洞が存在する箇所においては，実測値が解析値よ

解析時の車輪の接地圧は，走行試験時の条件に合わせりも小さい傾向であった．版中央部の空洞がある箇所でた．なお，モデルを簡便にするために，車輪の接地長さ

実測値が小さい原因は，4.1 (4)で言及したように，荷重と接地幅を微調整したため，輪荷重は走行試験時の車の後進により車輪の走行位置がずれた可能性が考えら

241kN よりも少し大きくなっている．

れる．また，目地部の空洞 0.5×0.5m の位置で実測値が小さい原因は，ひずみ計が車輪と車輪の間に位置し（図-4.1

(2)

解析結果
コンクリート版下面の荷重応力（N/mm2）

図-4.20に，解析で得たコンクリート版下面の荷重応力を示す．版中央部では，空洞が大きくなるに従い荷重応力は大きくなった．目地部では，空洞1.0×1.0mでの荷重応力は空洞なしよりも大きくなった一方で，空洞0.5×0.5mでの荷重応力は空洞なしよりも小さくなった．

7
6
5
4
3
2
1
0
空洞 空洞 空洞 空洞 空洞 空洞
なし 1.0× 1.5× なし 0.5× 1.0×
1.0m 1.5m
0.5m 1.0m

FWD載荷板 荷重
載荷側の最大たわみ

非載荷側の最大たわみ

版中央部
Co版

0.15m 0.15m

図－4.20目地部

解析で得たコンクリート版下面の荷重応力

図－4.18 コンクリート版の目地部における FWD 調査
コンクリート版下面から30mm上方のひずみ（μ）

イメージ

輪荷重：252kN
車輪接地圧：1.48N/mm2
1.5m

1.1m

車輪

空洞

a)

0.5m

版中央部の場合
図－4.19

空洞

b)

解析値

実測値 （バーは標準偏差）

100
50
0
空洞
なし

0.3m

目地

0.3m

版中心

1.1m

1.5m

150

0.5m

空洞
1.0×
1.0m
版中央部

目地部の場合

空洞
1.5×
1.5m

空洞
なし

空洞
0.5×
0.5m

目地部

図－4.21 コンクリート版に生じたひずみの解析値と実載荷条件（空洞 1.0×1.0m）

測値- 47 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉），ひずみ計上を車輪が通過しなかったことであると考

y1 =

えられる．
以上より，空洞が存在する箇所では，実験的な要因に

x1 1.3
0.35

(4.5)

ここに，

より解析値と実測値が乖離する結果となったと考えられ

y1：圧縮強度（直径 10cm，高さ 20cm, (N/mm2) ）るものの，空洞がない版中央部と目地部では，解析値とx1：曲げ強度（10cm×10cm×40cm, (N/mm2) ）実測値は近い値であり，少なくとも空洞がない位置でのy2 =1.033 x2

荷重応力については FEM により精度よく推定できることを確認できた．

(4.6)

ここに，
y2：曲げ強度（10cm×10cm×40cm, (N/mm2) ）x2：曲げ強度（15cm×15cm×53cm, (N/mm2) ）4.4 空洞が生じた空港コンクリート舗装の載荷荷重に伴う曲げ破壊の可能性の評価方法の検討
本節では，前節までに推定した荷重応力と温度応力のff, h =

和を，コンクリート版の曲げ強度と比較することにより，0.67+(h/100)0.7∙f1.5(h/100)0.7 f, h150

(4.7)

空洞が生じた舗装の破壊形態と，空洞が生じた舗装の載ここに，荷荷重に伴う破壊の可能性の評価方法を検討する．なお，

ff,h

4.2 で破壊が生じたときの温度応力は小さいことが推定

f f , h150 ：コンクリートの曲げ強度（15cm×15cm×53cm,：厚さ h のコンクリート版の曲げ強度 (N/mm2)(N/mm2)）されたが，ここでは，破壊への寄与が小さいことを確認するため考慮することとした．
(2)(1)

コンクリート版の曲げ強度の推定

走行試験時のコンクリート版の破壊形態

図-4.23 に，推定した曲げ強度と，解析で得たコンクリ

本研究では，コンクリート版から採取した円柱コア（直ート版下面の荷重応力と温度応力を併記した図を示す．

径 10cm，高さ 20cm）の圧縮強度をもとに，コンクリー

ひび割れが発生した目地部の空洞 1.0×1.0m の箇所では，

ト版の曲げ強度を推定する．図-4.22 に曲げ強度の推定

荷重応力と温度応力の和（以下，合成応力）が推定したフローと各過程における推定値を示す．

曲げ強度を超えているが，その他の箇所では超えていな

圧縮強度から曲げ強度への換算には，セメント協会にい．したがって，ひび割れが発生したコンクリート版は，て実験的に求められた舗装用コンクリートの圧縮強度と合成応力が曲げ強度を超え，曲げ破壊が生じたと推察さ

曲げ強度の関係式(4.5) 12)を用いた．高さ 10cm の曲げ強れる．ただし，温度応力がゼロに近いと推察されたこと

度から高さ 15cm の曲げ強度への換算についても，セメを踏まえると，曲げ破壊に大きく寄与したのは荷重応力ント協会にて実験的に求められた関係式(4.6)12)を用いた．

と考えられる．また，仮に空洞 1.0×1.0m の目地部の荷重

コンクリート版の曲げ強度は，吉本・佐藤により推定伝達率が空洞なしのそれと同等であったとすると，荷重精度が比較的高いことが示された，寸法効果に関する式

応力は 5.16N/mm2 となり，曲げ破壊が生じることはなか(4.7) 13)を用いて算出し，5.74N/mm2 と推定された．

ったと考えられる．

式(4.5)で換算
曲げ強度（高さ10cm×幅10cm×長さ40cm）
6.79N/mm2式(4.6)で換算
曲げ強度（高さ15cm×幅15cm×長さ53cm）
6.57N/mm2

棒グラフ：荷重応力 緑バー：温度応力の範囲推定した曲げ強度：5.74N/mm2

空洞 空洞 空洞 空洞 空洞 空洞
なし 1.0× 1.5× なし 0.5× 1.0×
1.0m 1.5m
0.5m 1.0m

式(4.7)で換算
コンクリート版（厚さ30cm）の曲げ強度
5.74N/mm2

図－4.22

7
6
5
4
3
2
1
0

ひび割れ発生

コンクリート版下面の荷重応力（N/mm2）

圧縮強度（直径10cm，高さ20cm）
47.2N/mm2

版中央部

コンクリート版の曲げ強度の推定フロー

目地部

図－4.23 コンクリート版下面の荷重応力と温度応力と推定した曲げ強度の比較- 48 -

国総研報告 No. 67

N/mm2/sec，スパンは 450mm である．

なお，載荷荷重が大きいとコンクリート版に塑性変形が生じ，その状態における応力は，弾性解析で得た荷重応力とは乖離するため，弾性解析で得た荷重応力によりc)

曲げ試験の結果

コンクリート版の曲げ破壊を論じることは適切でないと

図-4.24 に曲げ試験における荷重とコンクリート底面も考えられる．しかしながら，岡村・辻 14) や三村ら 15)にのひずみの関係を示す．図では最大荷重までを示した．

よると，コンクリートは曲げ破壊の直前まで弾性体に近最大荷重の約 80%の荷重付近までは直線的に増加し弾性い挙動を示すことから，弾性解析で得た荷重応力を用い的な挙動であり，その後は曲線形状に変化する傾向にあてコンクリートの曲げ破壊を論じることに問題はないとる．No.3 を除けば曲線の曲率の変化は大きくないことを考えられる．コンクリートが曲げ破壊の直前まで弾性体

踏まえると，走行試験で生じたコンクリート版の曲げ応に近い挙動を示すことについては，次項にて試験的に確力と弾性解析で推定した曲げ応力に乖離が小さかったと認することとした．

考えられ，弾性解析で推定した曲げ応力と曲げ強度の対比によって曲げ破壊が生じるか否かを評価した結果(3) コンクリートの曲げ試験における荷重とひずみの（4.4(2)）が，実際の走行試験におけるコンクリート版

関係

ごとのひび割れの発生有無と合致したものと考えられる．

本項では，コンクリートに曲げ破壊が生じるまでの荷重とひずみの関係を実験的に確認する．

(4) 空洞が生じたコンクリート舗装の載荷荷重に伴う曲げ破壊の可能性の評価方法

a)

コンクリート配合

本節の結果にもとづくと，少なくとも温度応力が小さ

表-4.7 に，確認試験用のコンクリートの配合を示す．

い条件においては，評価対象とするコンクリート版の荷セメントには普通ポルトランドセメントを用いた．使用重伝達率を再現したうえで求めた荷重応力をコンクリー

材料とその性状は，空港土木工事共通仕様書を満足する．

ト版の曲げ強度と比較することにより，載荷荷重により試験体製作と曲げ試験方法

50

曲げ試験用の試験体寸法は 150mm×150mm×530mm
用供試体の作製方法」に準拠し，内部振動機を用いて締

30
20

50

り付けた．ひずみゲージの貼り付け位置は，試験体中央

40
荷重（kN）

ジ（㈱東京測器研究所 PL-120）を 1 体につき 1 枚ずつ貼部とした．
曲げ試験は，舗装調査・試験法便覧に記載される「コ

50
40

30
20

100

コンクリートの配合

200

50

6.0

4.9

41.5

荷重（kN）40

細骨材率s/a（%）
35.5

30
20

0
100
200
コンクリート底面のひずみ（μ）

No.5

40

空気量 水セメント比（%)
W/C（%）

No.4

00

コンクリート底面のひずみ（μ）

スランプ
（cm）

200

10

0

載荷方法は3等分点載荷であり，載荷速度は0.06±0.04

100

コンクリート底面のひずみ（μ）

No.3

10

ンクリートの曲げ強度試験方法」に準拠して実施した．

粗骨材の最大寸法（mm)

0

0
100
200
コンクリート底面のひずみ（μ）

リートのひずみを計測するために，上下面にひずみゲー

表－4.7

20

0

0

中で 28 日間養生した．試験直前には，曲げに伴うコンク

30

10

10

固めを行い，5 体作製した．作製した試験体は 20℃の水

No.2

40
荷重（kN）

荷重（kN）とし，舗装調査・試験法便覧の「コンクリート強度試験

50

No.1

40

荷重（kN）

b)

30
20
10
0

水

セメント

細骨材

0
100
200
コンクリート底面のひずみ（μ）

粗骨材2005 粗骨材4020 AE減水剤
3

単位量（kg/m ）
145

349

645

853

358

図－4.24 曲げ試験における荷重とコンクリート底面の0.349

ひずみの関係- 49 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

コンクリート版に曲げ破壊が生じるかどうかを推察でき

コンクリート版と路盤に付着がない状態とする値 7)を入る可能性が示唆された．

力した．

このことから，空洞が生じたコンクリート舗装の載荷荷重に伴う曲げ破壊の可能性を評価する方法として，

b)

空洞の条件

FEM の弾性解析で得た荷重応力に温度応力を足し合わ

図-4.26 に空洞の位置の平面図を示す．空洞の位置はせた値を，コンクリート版の曲げ強度と対比し，曲げ強版中央部または目地部に設定した．空洞の平面形状は，度を超える箇所では曲げ破壊の発生，ひいては沈下や陥四角形や楕円など様々なものが考えられるが，解析では没の危険性があると判断することが考えられる．

7.0m

4.5 航空機荷重によりコンクリート版に曲げ破壊が生

7.0m

目地

7.0m

じる空洞の大きさの試算

7.0m

航空機荷重によりコンクリート版に曲げ破壊が生じる
空洞の大きさが，舗装構成ごとに事前に整理されていれ7.0m

ば，検出すべき空洞という観点で，地震後の FWD 調査の載荷地点の間隔を設定することに活用できる．また，
FWD 調査で推定された空洞の大きさを，事前に計算して真ん中のコンクリート版に航空機荷重を載荷7.0mおいた曲げ破壊を生じさせる空洞の大きさと照らし合わせることにより，空洞が生じた舗装の健全性を評価できると考えられる．

a)

平面図

本節では，4.4 で示した方法にもとづき，空港コンクリ
ート舗装に曲げ破壊を生じさせる空洞の大きさを試算しコンクリート版（t = 0.37, 0.42, 0.45m）ととした．
FEMによる荷重応力の算定条件

a)

舗装モデル

空洞

路盤の
支持力係数K75（=50, 70,
100, 150MN/m3）

4.3m

(1)

粒状路盤
（単一層）

0.1m

t

た．試算では，荷重応力に加えて温度応力も考慮するこ

図-4.25 に舗装モデルの平面図と断面図を示す．コン
クリート版は縦横 3 枚の計 9 枚で構成し，形状は 1 辺

b)7.0m の正方形とし，厚さは大型ジェット機が就航する一

図－4.25断面図

FEM における舗装モデル

般的な空港を想定し，3 ケース（0.37m, 0.42m, 0.45m）とした．路盤以深は一層とみなした．

表－4.8

表-4.8 に舗装モデルの入力条件を示す．材料定数は，
空港土木施設設計要領（舗装設計編）16) を参考に設定しコンクリート版

た．路盤以深の弾性係数については，空港舗装における路盤の厚さが路盤の設計支持力係数（K75＝50, 70, 100,

路盤
（路盤以深は単一層とみなす）

150MN/m3 のいずれか）にもとづき設計されること 16) を踏まえて，上記 4 ケースの設計支持力係数 K75 を式(4.4)にもとづき変換したものとした．コンクリート版の自重に伴う変形を考慮するため，コンクリート版のみ密度を考慮することとし，2,400kg/m3 に設定した．コンクリー

空洞ト版間の目地に相当する境界面要素については，空洞の有無によらずばね定数を 15N/mm3 とした．この値は目地の荷重伝達率が約 85%であることに相当し，空港舗装でコンクリート版と路盤の間の境界面要素の健全な目地の目安値の下限として設定した．コンクリート版と路盤の間の境界面要素のばね係数については，- 50 -

舗装モデルに関する入力条件

厚さ（m)2
弾性係数（N/mm ）ポアソン比
3
密度（kg/m ）厚さ（m)2

弾性係数（N/mm ）ポアソン比
3
密度（kg/m ）厚さ（m)航空機進行方向の大きさ（m)
航空機進行方向と直交方向の大きさ（m)2弾性係数（N/mm ）ポアソン比
3
密度（kg/cm ）3
ばね定数kx（N/mm ）3
ばね定数ky（N/mm ）3
ばね定数kz（N/mm ）0.37, 0.42, 0.45
34,000
0.2
2,400
4.3
支持力係数50, 70, 100,
3

150MN/m を式(4.4)で換算
0.35
0
0.1
1.0～7.0
7.0
0
0.35
0
0.1
0.1
1,000

国総研報告 No. 67

四角形とした．四角形とした理由は，FWD で推定される界付近（例えば，コンクリート版と路盤境界，路盤と路空洞の形状（四角形）に合わせるためである．FWD 調査

床の境界）に存在する傾向にある 17)ことが示されているの載荷地点は，主脚車輪の走行位置上で，かつ，主脚車が，空洞が路盤と路床の境界に存在する場合であっても，輪の進行方向に設定し 16)，進行方向と直交方向には設定

空洞上の路盤材が自重や航空機荷重により崩れ，空洞がしない（図-4.27）．この場合，FWD で推定される空洞

成長する可能性がある．そのため，空洞の深さはコンクの範囲としては，車輪進行方向の大きさは，空洞の可能

リート版直下とし，舗装にとって最も過酷な条件とする性がある載荷地点間の距離であり，直交方向の大きさは，ことにより，救援機の走行にとって安全側の評価となる

進行方向の空洞がそのまま直交方向に広がると仮定する．

ようにした．空洞の厚さは 0.1m とした．

すなわち四角形である．
表-4.8 には空洞に関する入力条件も示した．車輪進行

c)

載荷条件

方向の空洞の大きさは 1.0～7.0m に変化させて荷重応力

図-4.28 に載荷条件を示す．救援機で最大級の大型輸を求めた．直交方向の空洞の大きさについては，コンク

送機 C-17 を想定した．載荷輪は 1 脚に装着される 6 輪でリート版一辺とした．なお一辺より大きくなると，算定あり，輪荷重は 197kN，接地圧は 0.95N/mm2 である．版

される荷重応力はほとんど増加しない．また，直交方向

中央部に載荷する場合，車輪中心がコンクリート版の中の空洞の大きさがコンクリート版の一辺に満たないもの

心に合致するように車輪を配置した．目地部に載荷するもあると考えられるが，コンクリート版一辺として解析

場合には，車輪の端部がコンクリート版の目地に接する

しておけば，舗装にとって安全側の評価となると考えらように車輪を配置した．

れる．
空洞の深さに関しては，既往の研究において各層の境(2)

温度応力式による温度応力の算定条件

温度応力は，コンクリート版の目地部と中央部のものを算定することとし，式(4.2)と式(4.3)に示した温度応力

：空洞
7.0m

7.0m

式により算定する．なお，温度応力は，春季に大きく秋

7.0m

季に小さくなるため 18) ，ここでは，ある空港のコンクリート舗装で計測したコンクリート版の上下面温度差を温

目地

7.0m

度応力式に入力し，月別に温度応力を算定した．
航空機の
走行方向

7.0m

図-4.29に，本州内のある空港で計測されたコンクリー
ト版の上下面温度差の最大値を月別に示す．コンクリー
ト版の上下面温度差は，コンクリート版の上面と下面から30mmの温度と，中央の深さの温度を二次曲線で近似し7.0m求めたものである．図をみると，5月に最も大きく，冬季に向けて順に小さくなった．春季と夏季（3～9月）におa)

空洞の位置が版中央部の場合けるコンクリート版の上下面温度差は約10℃～約15℃であり，秋季と冬季（10～2月）におけるコンクリート版の

7.0m

7.0m

7.0m
：FWD載荷地点（空洞なし）

目地

7.0m

：FWD載荷地点（空洞あり）

進行方向の空洞の大きさは，
この距離以上の可能性
主脚車輪

目地

7.0m
前脚車輪
中心線

7.0m

b)

車輪進行方向と直交する方向には，載荷地点を設定しないため，直交方向は，進行方向の空洞がそのまま広がると仮定

空洞の位置が目地部の場合

図－4.26

空洞の位置の平面図

図－4.27- 51 -

FWD で推定される空洞の形状イメージ

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

20：航空機車輪7.0m

コンクリート版の上下面温度差（℃）

輪荷重：197kN，車輪接地長さ：0.5m，
車輪接地幅：0.4m，接地圧：0.95N/mm2，
前後輪間距離：2.5m，横輪間距離：1.0m

：空洞

7.0m

7.0m
目地

7.0m

15
10
5

4月
5月
6月
7月
8月
9月
10月
11月
12月
1月
2月
3月

0
航空機の
走行方向

7.0m

図－4.29 ある空港におけるコンクリート版の上下面温
度差の月ごとの最大値

コンクリート版と車輪と空洞の中心を一致

7.0m

表－4.9
a)
7.0m

版中央部の場合
7.0m

7.0m

目地

7.0m

温度応力の算定条件

入力項目

単位

入力値

コンクリート版の厚さm0.37, 0.42, 0.45

コンクリートの弾性係数

N/mm

34,000

コンクリートの熱膨張率

o

1/ C

コンクリート版の上下面温度差oC

1.0×10
春季・夏季：15，
春季・冬季：10

コンクリートのポアソン比

-

0.15

そり拘束係数

-

1.0

2

-5

7.0m

表－4.10
目地の中央と空洞の中心を一致．車輪は目地沿い

7.0m

コンクリート版の曲げ強度

コンクリート版の配合曲げ強度

5.0N/mm2（配合曲げ強度算定の前提条件）b)
図－4.28コンクリート版の設計曲げ強度

目地部の場合5.0N/mm2

割増係数

20%

寸法効果に関する式

式(4.7)

航空機荷重の載荷位置

上下面温度差は約 5℃～約 10℃である．このことを踏まえて，季節は 2 ケース（春季・夏季と秋季・冬季）に区およびコンクリート版の上下面温度差が小さいほど，曲分化した．

げ破壊を生じさせる空洞の大きさは大きい．

表-4.9 に温度応力の算定条件を示す．春季・夏季の場

路盤の設計支持力係数については，50MN/m3 では，曲合，コンクリート版の上下面温度差を最大値の 15℃とし，げ破壊を生じさせる空洞の大きさは，版中央部と目地部

秋季・冬季の場合には，上下面温度差を最大値の 10℃とで同等か，版中央部の方が大きかった．70MN/m3 以上にした．

なると，曲げ破壊を生じさせる空洞の大きさは，目地部の方が大きくなるケースが多くなった．曲げ破壊を生じ

(3)

試算結果

させる空洞の大きさの，目地部と版中央部での大小関係

4.5(1)の条件で計算した荷重応力に 4.5(2)の条件でが，路盤の設計支持力係数によって異なる理由は以下の計算した温度応力（約 1.0～2.0MPa）を足し合わせ，コン通りである．

クリート版の曲げ強度と比較することにより，曲げ破壊

まず，一例として図-4.33 のように，版厚が 0.42m で，を生じさせる空洞の大きさを計算した．曲げ強度は，表路盤の支持力係数が 50MN/m3 と 100MN/m3 での荷重応力-4.10 の前提条件にもとづき 5.0N/mm2 とした．

に着目すると，どちらの支持力係数においても版中央部

図-4.30，図-4.31 および図-4.32 に，コンクリート版の荷重応力は，目地部と比べて小さいが，支持力係数がに曲げ破壊を生じさせる空洞の大きさを示す．コンクリ

大きくなると版中央部と目地部の差は小さくなる．
次に，温度応力に着目すると，版厚 0.42m で版の上下ート版が厚いほど，路盤の設計支持力係数が大きいほど，- 52 -

国総研報告 No. 67

面温度差を 15℃とする場合，版中央部の温度応力は式で異なるが，路盤の支持力係数には影響されない．
そして，図-4.34 のように荷重応力に温度応力を足しり 1.35MPa であり，温度応力は版中央部の方が大きい．

合わせた合成応力に着目すると，支持力係数 50MN/m3 の目地部の温度応力は，版中央部の 0.8 倍（1- 倍，ポアソ

場合には，版中央部の合成応力は目地部より若干ではあン比 =0.2）となるため，温度応力は目地部か版中央部かるが小さく，曲げ強度 5.0N/mm2 での空洞の大きさは，版

6.0

版中央部

5.0

目地部

4.0
3.0
2.0
1.0
0.0
50

70

100

路盤の設計支持力係数K75a)コンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさ（m）

7.0

版中央部

5.0

目地部

4.0
3.0
2.0
1.0
0.0
50

（MN/m3）

b)

版中央部

5.0

目地部

4.0
3.0
2.0
1.0
0.0
70

100

7.0

版中央部

5.0

目地部

4.0
3.0
2.0
1.0
0.0
50

b)

6.0

版中央部

5.0

目地部

4.0
3.0
2.0
1.0
0.0
70

150

版の上下面温度差 10℃

100

7.0

・版厚0.45m
・版の上下面温度差10℃（秋冬想定）

6.0

版中央部

5.0

目地部

4.0
3.0
2.0
1.0
0.0

150

50

路盤の設計支持力係数K75 （MN/m3 ）

70

100

150

路盤の設計支持力係数K75 （MN/m3 ）版の上下面温度差 15℃

図－4.32100

厚さ 0.42m のコンクリート版に曲げ破壊を生じさせる空洞の大きさ

・版厚0.45m
・版の上下面温度差15℃（春夏想定）

a)70

路盤の設計支持力係数K75 （MN/m3 ）版の上下面温度差 15℃

50・版厚0.42m
・版の上下面温度差10℃（秋冬想定）

6.0

150

コンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさ（m）

コンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさ（m）

7.0

150

（MN/m3 ）版の上下面温度差 10℃

路盤の設計支持力係数K75 （MN/m3 ）

図－4.31100

厚さ 0.37m のコンクリート版に曲げ破壊を生じさせる空洞の大きさ

6.0

a)

70

路盤の設計支持力係数K75・版厚0.42m
・版の上下面温度差15℃（春夏想定）

50・版厚0.37m
・版の上下面温度差10℃（秋冬想定）

6.0

150

版の上下面温度差 15℃

図－4.30

7.0

コンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさ（m）

7.0

・版厚0.37m
・版の上下面温度差15℃（春夏想定）

コンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさ（m）

コンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさ（m）(4.2)より 1.69MPa であり，目地部の温度応力は式(4.3)よb)

版の上下面温度差 10℃

厚さ 0.45m のコンクリート版に曲げ破壊を生じさせる空洞の大きさ- 53 -

6.0

6.0

5.0

5.0

4.0
3.0
2.0

目地部

1.0

荷重応力（MPa）

荷重応力（MPa）

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

版中央部

0.0

4.0
3.0
2.0

目地部

1.0

版中央部

0.0
0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

0.0

1.0

空洞の大きさ（m）

a)

4.0

路盤の設計支持力係数 100MN/m3b)

厚さ 0.42m のコンクリート版下面の荷重応力
6.0

5.0
4.0

版中央部
1.8m

目地部
1.7m

3.0
2.0

目地部

1.0

版中央部

荷重応力＋温度応力
（MPa）

6.0

荷重応力＋温度応力
（MPa）

3.0

空洞の大きさ（m）

路盤の設計支持力係数 50MN/m3
図－4.33

2.0

5.0
4.0

版中央部
2.4m

3.0
2.0

目地部

1.0

0.0

目地部
2.7m

版中央部

0.0
0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

0.0

空洞の大きさ（m）

a)

2.0

3.0

4.0

空洞の大きさ（m）

路盤の設計支持力係数 50MN/m3
図－4.341.0b)

路盤の設計支持力係数 100MN/m3

厚さ 0.42m，版の上下面温度差 15℃における合成応力

中央部の方が 0.1m 大きい．一方，支持力係数 100MN/m3

合には，版中央部の合成応力は目地部より若干ではあるでの合成応力は，版中央部の方が大きくなり，曲げ強度が小さく，曲げ強度 5.0N/mm2 での空洞の大きさは，版中

5.0N/mm2 での空洞の大きさは，目地部の方が 0.3m 大き

央部の方が 0.1m 大きい．一方，支持力係数 100MN/m3 でい．

の合成応力は，版中央部の方が大きくなり，曲げ強度
5.0N/mm2 での空洞の大きさは，目地部の方が 0.3m 大き

以上，版中央部の荷重応力は目地部より小さい一方で，版中央部の温度応力は目地部より大きい．支持力係数がい．

大きくなると，版中央部と目地部の荷重応力の差が小さ

以上，版中央部の荷重応力は目地部より小さい一方で，くなるが，版中央部と目地部の温度応力の差は変わらな

版中央部の温度応力は目地部より大きい．支持力係数がいため，合成応力の大小関係が版中央部と目地部で逆転大きくなると，版中央部と目地部の荷重応力の差が小さし，それ伴い，曲げ破壊を生じさせる空洞の大きさも版くなるが，版中央部と目地部の温度応力の差は変わらな

中央部と目地部で逆転する．

いため，合成応力の大小関係が版中央部と目地部で逆転

次に，温度応力に着目すると，版厚 0.42m で版の上下し，それ伴い，曲げ破壊を生じさせる空洞の大きさも版

面温度差を 15℃とする場合，版中央部の温度応力は式

中央部と目地部で逆転する．

(4.2)より 1.69MPa であり，目地部の温度応力は式(4.3)より 1.35MPa であり，温度応力は版中央部の方が大きい．

4.6 空洞が生じた地震後の空港コンクリート舗装のFWD

目地部の温度応力は，版中央部の 0.8 倍（1- 倍，ポアソによる健全性評価方法の検討

ン比 =0.2）となるため，温度応力は目地部か版中央部か

平時の空港では，原則空洞の存在を許容することはな

で異なるが，路盤の支持力係数には影響されない．

いが，地震時には，いち早く救援機を受け入れることがそして，図-4.34 のように荷重応力に温度応力を足し合求められるため，地震により空洞が生じた舗装の健全性

わせた合成応力に着目すると，支持力係数 50MN/m3 の場を評価し，救援機の受け入れを判断することが重要とな- 54 -

国総研報告 No. 67

る．本研究でいう“空洞が生じた舗装の健全性評価”とたもののたわみが相対的に大きくない場合の舗装の健全は，「空洞が生じているものの救援機の走行に支障がな

性評価について検討した．
地震後の FWD の載荷地点を平時における FWD の標準い状態であるかを評価」することを指す．
表-4.11 に，空洞が生じた空港コンクリート舗装の的な載荷地点と同じとして，1 データユニットに含まれFWD による健全性の評価のイメージを示す．たわみが相る 1 枚のコンクリート版で 1 地点とすると（図-4.35），

対的に大きい場合には空洞の有無によらず健全でなく，載荷地点を設定しなかったコンクリート版下に空洞が生

たわみが相対的に大きくなく空洞もない場合には健全でじていても，表面に変状が生じていない限り発見するこあると評価できる．その一方で，FWD により空洞の可能とは難しい．また，FWD の載荷地点を設けたコンクリー性があると判定されたものの，たわみが相対的に大きくト版であっても，載荷地点が空洞上にない場合は，空洞ない場合の評価は明らかでない．本項では，地震後の空を検出できない可能性もある．4.1 の走行試験において，

港コンクリート舗装における FWD の載荷地点の間隔に曲げ破壊が生じる応力がコンクリート版に発生しても，ついて検討したうえで，空洞の可能性があると判定され1,300 回走行する間に陥没等の変状が生じなかったことを踏まえると，曲げ破壊さえ生じなければ，救援機の走表－4.11 空洞に関する FWD 調査による健全性評価の行は可能であると考えられる．すなわち，救援機の走行イメージが可能かどうかという観点では，曲げ破壊が生じさせる
空洞を見落とさないことが重要であり，そのために，
D0
基準とする
たわみ以上

FWD の載荷地点の間隔を，曲げ破壊を生じさせる空洞の

基準とする
たわみ未満

あり

健全でない 明らかでない

なし

健全でない

大きさよりも小さく設定すればよいと考えられる．
例えば，評価対象が前章で示した仙台空港の駐機場の空洞

コンクリート舗装とすると，版厚 0.42m，路盤の設計支健全

持力係数が 70MN/m3，季節は春季であり，表-4.12 によ：FWD載荷位置（横目地部）：データユニット（ユニットサイズは，就航機材の大きさ
により異なる．図では幅21m×長さ20m）

矢印：たわみ検出器の配置方向
コンクリート版（7.0×7.0m）
車輪走行位置5.5m

スポット中心線（航空機進行方向）

5.5m

横目地

図－4.35表－4.12

常時の空港コンクリート舗装における FWD の載荷地点

厚さ 0.42m のコンクリート版に曲げ破壊を生じさせる空洞の大きさ

コンクリート版厚42cm、空洞の深さ：コンクリート版直下
春季・夏季（コンクリート版の上下面温度差15℃）

秋季・冬季（コンクリート版の上下面温度差10℃）

路盤の設計支持力係数K75

50

70

100

150

50

70

100

150

版中央部

1.8m

2.1m

2.4m

2.7m

2.8m

3.0m

3.2m

3.4m

目地部

1.7m

2.2m

2.7m

3.2m

2.5m

2.9m

3.3m

3.7m

時季

- 55 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

れば，コンクリート版に曲げ破壊を生じさせる空洞の大による走行試験において曲げ破壊が生じた舗装での結果

きさは 2.1～2.2m である．FWD の載荷地点の間隔は，図を根拠としていることを付記する．

-4.36 のようにコンクリート版 1 枚につき載荷地点を 4

健全であると評価した空洞箇所については，補修前に点設定すると，載荷地点間隔が約 1.9m となり，曲げ破壊

救援機を受け入れ，受け入れ後の夜間等に空洞を埋めるを生じさせる空洞よりも小さくなる．

等の応急的な補修を行えばよいとする．

このとき，連続する載荷地点で空洞の可能性があった場合には（図-4.37a）），空洞の大きさが曲げ破壊を生

4.7 まとめじさせる大きさ以上の可能性があるため，健全でないと本章では，空洞を有するコンクリート試験舗装を製作考えられる．一方，空洞の可能性がある載荷地点が単独

し，航空機荷重に対する舗装の挙動を調査した．調査後，で存在する場合には，その両脇で再度 FWD 調査を行いひび割れが発生した舗装における荷重応力と温度応力を（図-4.37b）），推定された車輪進行方向の空洞の大き解析的に推定し，空洞が生じたコンクリート舗装の破壊

さが，曲げ破壊を生じさせる空洞よりも小さければ，曲形態とそれにもとづく破壊の可能性を評価する方法につげ破壊を生じさせる可能性は低いと考えられる．

いて検討した．検討した方法にもとづき，航空機荷重に4.1 の走行試験において航空機の走行荷重により曲げ

よりコンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさを強度を超える応力が発生したコンクリート版であっても試算した．得られた知見は以下の通りである．

1,300 回走行できたこと，および，2016 年熊本地震の直後(1) 空洞が生じた空港コンクリート舗装において航空機の熊本空港において救援機の 1 日あたりの走行回数が荷重が作用すると，コンクリート版下面からひび割

200 回であったこと 19)を踏まえて，曲げ破壊を生じさせれが発生する可能性がある．航空機荷重による走行

る空洞の大きさよりも小さい空洞箇所については，1～2

試験では，コンクリート版直下に 1.0×1.0m の空洞を日程度の救援機の走行に対しては健全であると考えた．

有する目地部でひび割れが発生したが，その後のなお，この考えは 1 つの事例，すなわち実大航空機荷重

1,300 回の走行でも，沈下や陥没が発生することはな

1.9m
1.9m
1.8m
1.9m

7.5m

：スポット中心線：車輪走行位置：FWDの載荷地点

図－4.36：スポット中心線

目地

地震後の空港コンクリート舗装における FWD の載荷地点

車輪走行位置：FWDの載荷地点（ は空洞の可能性）
1.9m
1.9m
1.8m
1.9m

：追加のFWDの載荷地点
1.9m
1.9m
1.8m
1.9m

7.5m

1m 1m

目地

7.5m

目地

空洞の車輪進行方向の大きさは，
この距離以上の可能性

a)

連続する載荷地点で空洞の可能性がある場合
図－4.37b)

空洞の可能性がある載荷地点が単独で存在する場合

FWD による空洞範囲の推定イメージ- 56 -

国総研報告 No. 67

集，Vol. 5, pp. 112-121, 2000.

かった．
(2) 空洞 1.0×1.0m を有する目地部においてひび割れが8)

竹内康，小梁川雅，牧恒雄，丸山暉彦，木村慎：コン

発生した原因は，空洞の存在が影響して荷重伝達率

クリート舗装における路盤 K 値と弾性係数の換算式が小さく，それに伴い荷重応力が大きくなったことに関する実験的研究，土木学会論文集 E, Vol. 50, No.

により，荷重応力と温度応力の和がコンクリート版

669, pp. 17-25, 2001.
9)の曲げ強度を超えたためと推察された．なお，荷重

Huang, Y. H. and Sharpe, G. W. : Thickness design of

応力に対して温度応力は小さいことが推察されたた

concrete pavements by probabilistic method, Proceedings.

め，ひび割れ発生に大きく寄与したのは荷重応力と4th International Conference on Concrete Pavement

荷重伝達率であると考えられる．

Design and Rehabilitation, Purdue University, pp. 251-265,
1989.

(3) 空洞箇所の載荷荷重に伴う曲げ破壊の可能性を評価

10) （公社）日本道路協会：舗装調査・試験法便覧，第 1

する方法として，FEM の弾性解析で得た荷重応力に温度応力（約 1.0MPa～2.0MPa）を足し合わせた値が，分冊，pp. 199-204, 2007.

コンクリート版の曲げ強度を超える場合には，ひび

11) JCA Pave3D [舗装構造解析 3 次元有限要素法プログラ

割れの発生，ひいては沈下や陥没の危険性があるとム]： 有 限 要 素 法 に よ る 舗 装 構 造 解 析 入 門 ，

判断することが考えられる．

http://www.jcassoc.or.jp/tokusetsu/jcapave3d/, 2018.

(4) 空港舗装で想定される舗装条件で計算した荷重応力12) （一社）セメント協会：舗装用コンクリートの強度にと季節ごとの温度応力にもとづき，航空機荷重によ関する調査研究，舗装技術専門委員会報告 R-29, 2011.

りコンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさ

13) 吉本徹，佐藤良一：舗装用コンクリートの曲げ強度とを試算した．試算結果にもとづき，空洞が生じた空

曲げ疲労強度の寸法効果に関する研究，土木学会論

港コンクリート舗装における FWD 調査の載荷地点

文集 E2（材料・コンクリート構造），Vol. 67, No. 2,間隔の設定方法と健全性の評価方法を提示した．

pp. 181-188, 2011.
14) 岡村甫，辻幸和：ケミカルプレストレスを導入したコ

4章の参考文献

ンクリート部材の力学的特性，土木学会論文報告集，

1)

Vol. 225, pp. 101-108, 1974.

2)3)

国土交通省航空局監修：空港土木工事共通仕様書，（一財）港湾空港建設技術サービスセンター，2019.

15) 三村陽一，吉武勇，浜梶方希，七村祐輔：水粉体比の住吉卓，橋原正周，大石雅登：路面下空洞での繰返し小さい膨張コンクリートのひび割れ抵抗性に関する

載荷実験，東京都土木技術支援・人材育成センター年

実験的検討，コンクリート工学年次論文集，Vol. 31,

報 2011 年，pp. 115-130, 2011.

No. 1, pp. 487-492, 2009.

八谷好高，坪川将丈，松崎和博，阿部寛，早野公敏，

16) 国土交通省航空局：空港土木施設設計要領（舗装設計秋元洋胤，亀田昭一，佐々木健一，栩木隆：高強度コ編），https://www.mlit.go.jp/koku/koku_tk9_000019.html,

ンクリートの空港舗装への適用性，国土技術政策総2020. （2020 年 10 月確認）合研究所資料，No. 100, pp. 1-45, 2003.
4)17) 佐藤克己，秋葉正一，加納陽輔，赤津憲吾：舗装の健坪川将丈，水上純一，八谷好高，亀田昭一：日温度変全性を考慮した重交通路線の路面下空洞の評価，土化による空港コンクリート舗装の温度応力に関する

木学会論文集 E1（舗装工学），Vol. 71, No. 3, pp. I_135-

研究，土木学会舗装工学論文集，Vol. 12, pp. 157-164,

I_143，2015.

2007.
5)

18) 岩間滋：コンクリート舗装の構造設計に関する実験

広重敬嗣，坪川将丈，下村泰造，土方遍，福田慎治：的研究（1）－コンクリート版の温度変化について－，空港コンクリート舗装版の温度応力特性と疲労度設

土木研究所報告，Vol. 109, pp.1-37, 1961.

計への適用，土木学会舗装工学論文集，Vol. 15, pp.
6)19) 野津厚，他 14 名：平成 28 年（2016 年）熊本地震に

219-226, 2010.

よる港湾施設等被害報告，国土技術政策総合研究所

坪川将丈，水上純一，江崎徹，八谷好高：空港コンク

資料 No. 1042・港湾空港技術研究所資料 No. 1348, pp.

リート舗装の温度応力に関する研究，国土技術政策

40-46, 2018.

総合研究所資料，No. 341, pp. 1-38, 2006.
7)

西澤辰男：3 次元 FEM に基づいたコンクリート舗装
構造解析パッケージの開発，土木学会舗装工学論文- 57 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

5. 地震により空洞が生じた空港コンクリート舗装のFWDによる詳細点検に関する提案

5.2 FWDによる調査方法
表-5.1 に調査方法を示す．

本研究で得られた知見を踏まえて，空洞が生じた空港(1)

コンクリート舗装の FWD による詳細点検の方法と点検

載荷荷重

載荷荷重は 98kN 以上とする 1)．ただし，FWD の載荷

結果の評価方法を提案する．なお，本提案は，地震で被荷重の影響範囲をできるだけ舗装の深部に広げるために，災した直後の空港舗装の目視点検において液状化などに設定可能な最大荷重で実施する．

伴う空洞化の兆候が確認され，その後の詳細点検において FWD 調査を実施することを前提とするものである．

(2)

載荷位置

FWD の載荷位置は，空港土木施設設計要領（舗装設計

5.1 FWDによる調査実施箇所編）に記載の通り，航空機の車輪の走行頻度が高い位置

駐機場には，コンクリート舗装が採用されることが多（表-5.2）とし，航空機の進行方向に連続的に設定する．

い．地震後に駐機場の周囲の緑地等に噴砂痕が確認され検出すべき空洞は航空機荷重によりコンクリート版に曲た場合や，駐機場のコンクリート版に沈下とひび割れがげ破壊が生じる空洞であることを前提として，FWDの載確認された場合，その変状近くのコンクリート舗装以深

荷地点の間隔は曲げ破壊が生じる空洞の大きさ以下とすに空洞が生じている可能性がある．FWD による調査は，る．曲げ破壊が生じる空洞の大きさは，現地の条件と変状近くで，かつ，航空機が走行するスポット中心線付
近で優先的に実施する．

表－5.1

例えば，図-5.1 は，2011 年の東北地方太平洋沖地震後

FWD による調査方法の仙台空港の駐機場の沈下とひび割れの発生状況を示す

載荷荷重

98kN以上（設定可能な最大荷重）ものであるが，1 番スポットに変状は少ないが，周囲の沈下やひび割れ状況から空洞が生じている可能性がある．

載荷位置（航空機の進行と直交方向）

車輪の走行頻度が高い位置（表-5.2）

1 番スポットは，健全である（変状がない，もしくは，軽載荷位置（航空機の進行方向）

表-5.3を参考に，載荷地点の間隔を破壊が生じる空洞の大きさ以下で設定

データ取得方法

時系列

評価指標

正規化たわみとたわみ時間差

O

2.050
2.100
2.150
2.200
2.250
2.300
2.350
2.400
2.450
2.500
2.550
2.600
2.650
2.700
2.750

微な変状があるものの救援機の走行に支障がない状態）と判断できる可能性があるため，優先的に FWD 調査を実施することが考えられる．

GG

FF

1
2

EE

DD

CC

BB

ＡＡ

Ａ

ターミナル側（南側）

B

C

D

E

F

G

H

I

J

K

2.200

M

N

2

2.300

3

3

2.250

4

L

1

2.150

4

2.350
5

5

2.400

6

6

7

7

2.450
8

8

2.500
9

9

2.550

10

10

2.400
2.600

11
12

12

2.650

ひび割れ13
3月確認

13

2.700

14

14

5月追加確認

15

15

16
17

標高 (m)

11

16

1番スポット中心線

2番スポット中心線

3番スポット
17
中心線

2.700

B滑走路側（北側）

図－5.1

駐機場の高さおよびひび割れ発生位置（升目は一枚のコンクリート版を示す）- 58 -

国総研報告 No. 67

表-5.3 にもとづき求める．なお，表-5.3 に示す大きさは，
表－5.2 航空機の進行方向と直交する方向の FWD の

航空機の進行方向の空洞の大きさであり，進行方向と直載荷位置 1)

交する方向の空洞の大きさはコンクリート版の 1 辺とみなして計算されたものである．

就航機材

FWDの載荷位置

大型ジェット機が就航する空港

中心線から5.5m

一例として，表-5.3 にもとづき FWD の載荷地点の間

中型ジェット機が就航する空港

中心線から4.8m

隔を設定してみる．コンクリート舗装の条件が第 4 章で小型ジェット機が就航する空港

中心線から2.6m

示した仙台空港の駐機場であるとすると，版厚 0.42m，

プロペラ機および小型機のみが就航する空港中心線から5.5mから主要航空機の主脚間距離の約1/2の距離

路盤の設計支持力係数が 70MN/m3，季節は春季であり，表-5.3 によれば，コンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさは 2.1～2.2m である．コンクリート版 1 枚に

表－5.3

コンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさ
コンクリート版の厚さ 0.37ma)コンクリート版厚37cm，空洞の深さ：コンクリート版直下
春季・夏季
時季（コンクリート版の上下面温度差15℃）

秋季・冬季（コンクリート版の上下面温度差10℃）

路盤の設計支持力係数K75

50

70

100

150

50

70

100

150

版中央部

0.9m

1.2m

1.5m

1.8m

1.6m

1.9m

2.2m

2.5m

目地部

1.0m

1.4m

1.9m

2.3m

1.6m

2.0m

2.5m

3.0m

コンクリート版の厚さ 0.42mb)

コンクリート版厚42cm，空洞の深さ：コンクリート版直下
春季・夏季
時季（コンクリート版の上下面温度差15℃）

秋季・冬季（コンクリート版の上下面温度差10℃）

路盤の設計支持力係数K75

50

70

100

150

50

70

100

150

版中央部

1.8m

2.1m

2.4m

2.7m

2.8m

3.0m

3.2m

3.4m

目地部

1.7m

2.2m

2.7m

3.2m

2.5m

2.9m

3.3m

3.7m

コンクリート版の厚さ 0.45m

c)

コンクリート版厚45cm，空洞の深さ：コンクリート版直下
春季・夏季
時季（コンクリート版の上下面温度差15℃）

秋季・冬季（コンクリート版の上下面温度差10℃）

路盤の設計支持力係数K75

50

70

100

150

50

70

100

150

版中央部

2.6m

2.8m

3.0m

3.3m

3.5m

3.7m

3.9m

4.1m

目地部

2.4m

2.8m

3.2m

3.6m

3.3m

3.6m

3.9m

4.2m

- 59 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

つき FWD の載荷地点を 4 点設定すると（図-5.2），載荷(4)地点の間隔は，約 1.9m となり曲げ破壊が生じる空洞の大データ取得方式

FWD のデータの取得方式には，たわみの最大値のみをきさよりも小さくなる．

取得する方式と，時系列のたわみを取得する方式がある．
空洞に関する評価指標の 1 つがたわみ時間差であること

(3)

評価指標

から，すべての載荷地点において時系列のたわみを取得

評価指標は，正規化たわみ（式(5.1)）とたわみ時間差する必要がある．時系列におけるたわみの計測間隔は0.25ms 以下とする．

（式(5.2)）とする．各指標の算出に用いるたわみ検出器の位置は，600～1,500mm とすることが望ましいが，時間の制約が厳しい場合には 1,500mm のみに着目する．この(5)

空洞の有無の判定

理由は，コンクリート版直下の空洞だけでなく，路床の空洞の有無を判定するために，評価対象となりえるコ

ような比較的深い層に位置する空洞に起因する応答も得

ンクリート舗装において事前に FWD 調査を行い，空洞られやすいためであり（後述第 6 章のアスファルト舗装がない状態での正規化たわみとたわみ時間差を把握してでの結果），載荷板中心から 1,500mm の位置が，空洞のおくことが望ましい．地震で被災した後の FWD 調査結

深さによらず空洞の影響を受けると考えたためである．

果で，事前に得た値から逸脱するデータが得られた地点

NDx

Dx / D0（図-5.3）に関しては，空洞があると判定する．

(5.1)

正規化たわみとたわみ時間差の関係は，舗装構造ごと

ここに，に異なるため，事前の FWD 調査は舗装構造ごとに整理

NDx：載荷板中心から x mm のたわみ検出器での正規化たしておく．また，正規化たわみとたわみ時間差の関係は，

わみ

舗装構造が同じであっても載荷部位（目地部，版中央部

Dx： 載荷板中心から x mm のたわみ検出器での最大たなど）によって異なる．そのため，空洞の有無の判定は，

わみ ( m)

舗装構造と載荷部位に応じて別々に行う．

D0： 載荷板中心の最大たわみ ( m)

なお，事前の調査を行えていない場合には，地震後のFWD 調査で得たデータのみで空洞の有無を判定するこ

tx

tx

(5.2)

t0

ととし，その場合には，以下の手順とする．
1)

ここに，
tx： 載荷板中心から x mm のたわみ検出器のたわみ時間

同じ舗装構造と載荷部位ごとに D0 を集約し，それぞれについて，平均値から標準偏差 に 0.92 掛けた値

差 (ms)を差し引いた値（平均値-0.92 ）を求める．

tx： 載荷板中心から x mm のたわみ検出器のたわみが最2)大となる時間 (ms)それぞれの舗装構造と載荷部位について，D0 が平均
値-0.92 以下のデータを抽出し，抽出データの正規

t0： 載荷板中心のたわみが最大となる時間 (ms)

化たわみの最大値以下でかつ，たわみ時間差の最小値以上の載荷地点を空洞がない可能性が高いとする：スポット中心線（その逆は空洞があるとする）．

車輪走行位置：FWDの載荷地点

7.5m

正規化たわみ

1.9m
1.9m
1.8m
1.9m

目地

事前のFWD調査結果
被災後のFWD調査結果
空洞あり
空洞なし

たわみ時間差 (ms)図－5.2 地震後の空港コンクリート舗装における FWD

図－5.3

の載荷地点

- 60 -

空洞の有無の判定イメージ国総研報告 No. 67

5.3 FWD調査結果の評価について(2)

図-5.4 に，空洞が生じた空港コンクリート舗装の FWD

最大たわみD0が規準たわみを超えない場合の評価

最大たわみ D0 が規準たわみを超えない場合には，空洞による健全性の評価フローを示す．なお，空洞が生じたの有無を判定し，評価する．

舗装の健全性の評価とは，「空洞が生じた舗装が救援機の走行に支障がない状態かどうかを評価すること」であ空洞の可能性がある載荷地点が検出されなかった場合る．

最大たわみ D0 が規準たわみを超えず，空洞もないと考評価では，まず最大たわみ D0 で舗装の健全性を評価し，えられるため，健全であると評価する．

最大たわみ D0 が相対的に大きくない場合には，正規化たわみとたわみ時間差から推定した空洞の有無と大きさに空洞の可能性がある載荷地点が連続する場合

もとづき，舗装の健全性を評価する．曲げ破壊を生じさ載荷地点が連続する場合は，連続する載荷地点間以上せる空洞については，本研究では，最大級の救援機を想に空洞が広がるとし（図-5.5），FWD により推定された定したものを示したが，想定する救援機が中小型になれ

空洞の大きさは，コンクリート版に曲げ破壊が生じる空ば，曲げ破壊を生じさせる空洞は大きくなる．評価の詳洞の大きさよりも大きいため，当該箇所は健全でないと細を以下に示す．

評価する．

(1)

最大たわみD0による評価

空洞の検出地点が連続しない場合

最大たわみ D0 が規準たわみを超える場合には，空洞の

この場合，空洞の範囲が小さく，追加の FWD 調査を有無に関わらず，舗装は健全でないと評価する．なお規行うことにより，健全であるという評価がありえる．た準たわみについては，2011 年の東北地方太平洋沖地震のだし，追加の調査を実施しない場合には，詳細な空洞の仙台空港での調査事例を参考にして 2),3)，FEM により解広がりを推定できないため，健全でないと評価する．

析的に計算したたわみ，もしくは，沈下やひび割れが生追加の調査を行う場合，空洞があると判定された載荷

じていないコンクリート版群の最大たわみ D0 の平均値

地点の両脇で再度FWD調査を行う（図-5.6）．推定されを用いる．

た車輪進行方向の空洞の大きさが，曲げ破壊が生じる空洞よりも小さければ，航空機荷重により曲げ破壊が生じる可能性は低いと考えられ，健全であると評価する．

※1

FWD調査

※2

載荷地点間隔は曲げ破壊が生じる空洞の大きさ（1～5m）とする
正規化たわみとたわみ時間差

規準たわみ以上

D0による構造の評価
規準たわみ未満

空洞検出指標※2による空洞有無の評価
空洞の可能性がある地点なし空洞の可能性がある地点あり空洞の可能性がある
地点は連続するか評価

連続する（曲げ破壊が生じる空洞の可能性）

連続しない

FWDで追加調査をしないかNo
空洞の大きさの評価

Yes
曲げ破壊が生じる大きさ（1～5m）の空洞の可能性

曲げ破壊が生じる大きさ（1～5m）の空洞でない

健全

図－5.4

健全

健全でない

空洞が生じた空港コンクリート舗装の FWD による健全性評価フロー- 61 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉：スポット中心線

車輪走行位置：FWDの載荷地点（ は空洞の可能性）
1.9m
1.9m
1.8m
1.9m

：追加のFWDの載荷地点
1.9m
1.9m
1.8m
1.9m

7.5m

1m 1m

目地

7.5m

目地

空洞の車輪進行方向の大きさは，
この距離以上の可能性

図－5.5

(3)

FWD による空洞範囲の推定イメージ

救援機の走行により曲げ破壊が生じる危険があり，空洞箇所を補修しない限り，救援機の走行を許容しない．
一方，空洞が存在するものの，その範囲が小さいため健全であると評価された場合には，補修を待たずして救援機の走行を行ってよいと判断する．ただし，できるだけ早く補修を行うこととする．
これまでは空洞が存在した場合には航空機の走行を許容しないことが原則であったため，空洞の存在が疑われた時点で救援機を受け入れるという判断はできなかったが，本研究において救援機の走行可否の判断方法を新たに示したことによって，舗装に空洞が生じた状況であっても救援機を受け入れる判断が可能となり，これまでよりも早く救援機を受け入れることができる可能性が広がった．本研究成果は，地震後の被災地における迅速な人
命救助と緊急支援物資の供給に寄与するものと考えている．
5章の参考文献
国土交通省航空局：空港土木施設設計要領（舗装設計編），
https://www.mlit.go.jp/koku/koku_tk9_000019.html, 2020.
（2020 年 10 月確認）2)

坪川将丈，水上純一，畑伊織，前川亮太：東北地方太平洋沖地震による仙台空港の舗装被害，土木学会論文集 E1（舗装工学），Vol. 68, No. 3, pp. I_123-I_129,
2012.

3)

FWD による追加調査のイメージ

料，No. 680, pp. 1-20, 2012.

健全性評価にもとづく救援機の走行可否の判断

健全でないと評価されたコンクリート版については，

1)

図－5.6

坪川将丈，水上純一，畑伊織，前川亮太：平成 23 年
（2011 年）東北地方太平洋沖地震による仙台空港の舗装に関する被害報告，国土技術政策総合研究所資- 62 -

国総研報告 No. 67

6. FWDを用いた空港アスファルト舗装の空洞検出に関する検討トコンクリート（以下，アスコン）と粒状材料の品質は，
空港土木工事共通仕様書 1)を満足するものとした．表層基層間および基層-上層路盤間にはタックコート（アスコ

本章では，6.1 において，FWD 調査を実施するためのン層間用のアスファルト乳剤）を散布し，上層路盤-下層

空洞を有するアスファルト舗装の製作について述べた．

路盤間にはプライムコート（アスコン層-下層路盤間用の6.2 では，製作した舗装において FWD 調査を実施し，ア

アスファルト乳剤）を散布し，層間を接着させた．

スファルト舗装における空洞の厚さと幅が FWD のたわ
みに及ぼす影響を明らかにした．6.3 では，空洞上および空洞周辺で FWD 調査を実施し，空洞と FWD の載荷地点の位置関係が FWD のたわみに及ぼす影響を明らかにした．6.4 では，得られた知見を踏まえて，地震後の空港ア
スファルト舗装における空洞の有無の判定方法を示した．
6.1 空洞を有するアスファルト舗装の製作(1)

規格
空港土木工事共通仕様書に記載の「基本施設の表層タイプI，①表層」（最大粒径20mm，中央粒度，ストレートアスファルト60/80）
空港土木工事共通仕様書に記載の「基本施設基層，③基層」（最大粒径20mm，中央粒度，ストレートアスファルト60/80）
空港土木工事共通仕様書に記載の「基本施設タイプA」（最大粒径40mm，中央粒度，ストレートアスファルト60/80）

基層

粗粒度
アスファルトコンクリート上層
路盤

アスファルト
安定処理
混合物

下層
路盤

クラッシャーラン（C-40）

最大粒径40mm

路床

粗目砂

洗い砂（礫質砂SG）

2.5m の 2 レーンである．舗装の構成は，2 レーンともに，
0.15m，粒状下層路盤 0.64m であり，大型ジェット機が就材料
密粒度
アスファルトコンクリート

図-6.1 に，製作したアスファルト舗装の平面図と断面

表層 0.06m，基層 0.10m，アスファルト安定処理上層路盤

各層に使用した材料

表層

アスファルト舗装の製作

図を示す．舗装は，全長 17.0m，幅 5.0m であり，施工幅

表－6.1

航する空港の舗装構成を想定した．
表-6.1 には，各層に使用した材料を示す．アスファル

【平面図】
：空洞

：FWDの載荷地点

4.0

空洞幅
1.0

空洞幅
2.0

2.5

2.5

空洞幅
1.0

A1

A2

A3

0.56

施工目地

B1

N（No-Voidの略）

4.0(0.5間隔)

0.64 0.31

【断面図】
0.95

4.0

2.4

1.25
1.25

2.5

2.5

単位：m

アスコン層（表層-厚さ0.06，基層-厚さ0.10，上層路盤-厚さ0.15）
下層路盤
路床

厚さ0.4 A1, B1
幅1.0
図－6.1

厚さ0.4

A2

厚さ0.2

幅2.0
試験舗装の平面図と断面図- 63 -A3
幅1.0

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

(2)

空洞の製作

6.2 アスファルト舗装下の空洞がFWDのたわみに及ぼす

図-6.1 の A1，A2，A3 および B1 区画の路床上面にお影響いて，以下の手順により空洞を製作した．

(1)

まず，路床構築後に路床を一部掘削し，水を充填した

FWDの調査概要a) 調査位置

ゴムバッグ（オカモト(株)製）を掘削した路床に設置した．

FWD の載荷地点は，路床に空洞のある A1，A2，A3 区

ゴムバッグの外形を図-6.2 に示す．これは，合成繊維布

画の中央（以下，A1，A2，A3）と空洞のない N 区画の 2の内側と外側に特殊合成ゴムをコーティングしたもので，地点（以下，N）である．

水を入れる前の大きさは長さ 2.4m，幅 1.0m，厚さ 0.05m

載荷地点ごとの調査実施回数は，夏から秋にかけて計である．水の量により厚さを調整し，厚さ 0.2m と 0.4m

5 回である．その際の舗装表面温度は 19.9～28.9oC であのものを用意した．A2 区画ではゴムバッグを 2 つ並べ，った．なお N では，1 脚 4 輪の航空機荷重（脚荷重 910kN）

幅 2.0m の空洞を製作することとした．写真-6.1 には，による繰返し走行試験を行ったため，2 回目以降の調査

ゴムバッグの設置状況を示す．

は走行荷重が作用した後の状況である．たわみは走行荷

次に，下層路盤，上層路盤，基層，表層を順に施工し重作用前後で変化するため 2)，その変化が生じたと考えた．その際，塩化ビニール製のパイプ（直径 75mm）を路られる N での 2 回目以降の調査結果は棄却した．表-6.2

床上面から舗装表面まで鉛直に通しておき，舗装を構築に，各 FWD 調査時の走行試験の実施状況を示す．

後にパイプを通して鉄棒でゴムバッグを破裂させ，空洞を発生させた．図に記載の空洞厚および幅は，水を充填b) 載荷条件

したゴムバッグの寸法であり，空洞の正確な寸法ではな

載荷板直径は 0.45m，載荷荷重は 196kN であり，載荷

いが，以降では空洞幅および空洞厚と称する．また，各地点ごとに 2 回載荷を行い，時刻歴（計測間隔 0.2ms）で種試験の安全に配慮して，空洞幅は最大 2.0m，隣接する

たわみを計測した．なお，載荷 1 回目のデータについて

空洞間距離は 2.5m とした．

は，載荷板やたわみ検出器（以下，検出器）と路面の接触不安定により計測のばらつきが大きいため 3)，棄却した．
検出器の配置方向は，図-6.1 の平面図の左方向とした．
検出器は 7 個であり，載荷板中心，載荷板中心から 300，
450，600，900，1,500 および 2,500mm に直線上に並ぶ．
(2) 評価指標
評価には最大たわみの他に，コンクリート舗装における空洞検出指標として第 3 章で提案した正規化たわみとたわみ時間差を用いた．以下，各指標の定義を再度示す．

図－6.2

ゴムバッグ
a) 最大たわみ
載荷板中心から x mm の検出器の最大たわみ Dx は，実際の載荷荷重とその荷重における Dx をもとに載荷荷重
表-6.2

写真－6.1

調査
1回目
調査
2回目
調査
3回目
調査
4回目
調査
5回目

ゴムバッグ厚さ 40cm の設置状況- 64 -

各 FWD 調査時の走行試験の実施状況
A1，A2，A3

N

備考

走行試験
未実施

走行試験
未実施
200回
走行後
500回
走行後
1500回
走行後
2500回
走行後

Nでの調査2回目以降の結果（網掛けセル）は棄却

国総研報告 No. 67

200kN における値に線形補間したものとした．

また，アスコンの弾性係数はコンクリートの弾性係数の約 1/60～1/3 であるため，アスファルト舗装内を伝播すb) 正規化たわみる弾性波の速度も，コンクリート舗装と比べると小さい．

正規化たわみは，各検出器における最大たわみの曲線

すなわち，アスファルト舗装に空洞が生じたとしても，形状に着目した指標であり，D0 に対する Dx の比（式(6.1)）

載荷板中心のたわみと載荷板中心から離れた位置のたわである．

みの位相差は，コンクリート舗装の場合ほど小さくなら

NDx

Dx / D0(6.1)

ず，空洞の有無で，コンクリート舗装の場合ほどたわみ

ここに，時間差に差が生じない可能性はある．

NDx：載荷板中心から x mm の検出器の正規化たわみ
Dx：載荷板中心から x mm の検出器の最大たわみ(3) 調査結果

D0：載荷板中心の最大たわみ

a)

最大たわみ

図-6.4 に，調査 1 回目に得られた Dx を載荷地点ごとに示す．N については 2 地点の平均値を示しており，これc) たわみ時間差
たわみ時間差は，時刻歴のたわみに着目した指標であり，載荷板中心のたわみが最大となる時間と載荷板中心

荷重
正規化たわみ NDx ＝から x mm の検出器のたわみが最大となる時間の差である（式(6.2)）．

tx

tx

t0

Dx
D0

NDx

(6.2)

NDx

ND0
(=1.0)

ここに，

空洞なし

空洞あり

tx： 載荷板中心から x mm の検出器のたわみ時間差 (ms)tx： 載荷板中心から x mm の検出器のたわみが最大とな空洞があると正規化たわみは大きくなるる時間 (ms)t0： 載荷板中心のたわみが最大となる時間 (ms)d)a)

空洞が正規化たわみとたわみ時間差に及ぼす影響に正規化たわみ空洞なし

空洞あり

コンクリート舗装のコンクリート版直下に空洞がある
場合には，図-6.3 に示すように，正規化たわみは大きく，
たわみ時間差は小さくなることが第 3 章にて確認された．

たわみ

ついてたわみ時間差

たわみ
時間差 tx

D0

D0
Dx

tx

Dx

空洞があると路盤以深の支持力が低下し，FWD の載荷荷

時間重の影響範囲が水平方向に広がるため，載荷板から離れ時間空洞があるとたわみ時間差は小さくなる

た点のたわみは相対的に大きくなり，正規化たわみは大きくなる．アスファルト舗装におけるアスコン層の弾性b)

たわみ時間差係数は，おおむね 500～10,000N/mm2 であり 4)，コンクリ

図－6.3 コンクリート版直下の空洞が正規化たわみとートの弾性係数を 30,000N/mm2 とすると約 1/60～1/3 でたわみ時間差に及ぼす影響の概念図

ある．剛比半径の算出式(6.3)においてコンクリート版をアスコンに変更し，かつ，アスコン層の厚さはコンクリート版と同じ，路盤の設計支持力係数も同じと仮定する=と，アスファルト舗装の剛比半径はコンクリート舗装の4Eꞏh3
12∙(1-υ2 )K75

(6.3)

1/3～3/4 となる．実際には，アスコン層はコンクリート

ここに，版と比べて薄いため，剛比半径はさらに小さいと考えら

l：剛比半径（cm）

れる．すなわち，アスファルト舗装における荷重の水平

h：コンクリート版の厚さ（cm）

方向の広がりは，コンクリート舗装と比べると小さいた

E：コンクリートの弾性係数（N/cm2）

め，正規化たわみは，コンクリート版の場合ほど空洞の：コンクリートのポアソン比

有無で差が生じない可能性はある．

K75：路盤の設計支持力係数（MN/m3）- 65 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

以降の結果も同様とする．A1，A2 および A3 における D0

見やすくするために，D900 と D1500 に関する各プロットを～D1500 は，いずれも N よりも大きかった．この結果は，左右にずらして記載した．載荷地点ごとに Dx の変動はあ空洞の有無以外にも載荷地点ごとの舗装の温度の違いにるものの，D900 および D1500 の平均値は空洞幅が広いほどよる可能性も考えられるが，調査 1 回目の表面温度は大きかった．

25.2～27.0℃であったため，舗装の温度の影響は小さいとここで，A2 と A1 における平均値の差および A2 と A3考えられる．

における平均値の差に関して，統計的多重検定を行う．

空洞の影響により最大たわみが特に大きくなった検出

A1～A3 それぞれにおける Dx の母集団は正規分布に従わ器の位置を調べるために，調査 1 回目に得られた A1～A3

ないと考え，ノンパラメトリックの多重検定として Steelにおける Dx を N における Dx で除した値を図-6.5 に示の方法による検定（片側検定，有意水準 5%）を行ったとす．空洞の大きさによらず，載荷板中心から離れた検出

ころ，各平均値の差は有意であった．

器の最大たわみが大きく，特に D900 および D1500 が大きなお，載荷地点ごとの Dx の変動要因として，空洞の形

い傾向であった．

状変化（時間の経過に伴い空洞上方および左右の路床材

載荷板中心から離れた検出器で得られる最大たわみは，が崩れ，空洞が広がる現象）や舗装の温度の影響が考え

路面からある程度の深さの層の支持力を表す傾向があり，られるが，数日おきに計 5 回実施した A1～A3 における道路舗装の場合には D900 は FWD の荷重に伴う路盤と路Dx は，時間の経過に伴い Dx が増加する傾向にはなかった

床の弾性圧縮量に依存し，D1500 は FWD の荷重に伴う路ため，空洞の形状変化が影響しているとは考えにくい．

床の弾性圧縮量に依存するといわれている

5) ．本調査では空港舗装の構造を想定しており，道路舗装よりも各層b)が厚いものの，FWD の荷重は道路における載荷重 98kN

図-6.7 に，調査 1 回目に得られた NDx を載荷地点ごとにより大きいため，本調査で得た D900 と D1500 は，路床に存示す．A1～A3 における ND300～ND900 は N よりも大きか在する空洞の影響を受けて大きかったと考えられる．

ったが，空洞の有無による違いは最大たわみの場合ほど

図-6.6 には，計 5 回の調査で得られた A1～A3 におけ

正規化たわみではなかった．

る D900 と D1500 を示す．図では，各位置の D900 と D1500 を

D900
D0
D900 or D1500(mm)

1.0

0.5

0.0
0
図－6.4

図－6.5

最大たわみ Dx

図－6.6

N に対する A1, A2, A3 の最大たわみ Dx の比

A11

幅1.0m
厚0.4m

A22

幅2.0m
厚0.4m

A3
3

幅1.0m
厚0.2m

最大たわみ D900 および D1500

図－6.7- 66 -

D1500
D1500

（横棒の凡例は平均値）

正規化たわみ NDx

4国総研報告 No. 67

図-6.8 には，計 5 回の調査で得られた A1～A3 におけける t900 および t1500 を示す．載荷地点ごとに tx の変動

る ND900 および ND1500 を示す．ND900 および ND1500 にはがあり，A1～A3 における t900 の平均値はほぼ同じであ空洞幅が広いほど大きくなる傾向はなかった．空洞幅がったが， t1500 の平均値は空洞幅が広いほど小さかった．

広くなれば剛比半径は大きくなり，正規化たわみは大きしかし，A2 と A1 における t1500 の平均値の差，および

くなると考えられるが，幅 1m の違いは，正規化たわみ

A2 と A3 における t1500 の平均値の差に関して Steel の方に影響するほどのものではなかったと考えられる．

法による統計的検定（片側検定，有意水準 5%）を行った

なお，正規化たわみに空洞の影響が表れにくかった要

ところ，各平均値の差は有意ではなかった．これは，A2因として，アスファルト舗装の剛性がコンクリート舗装

における 3 回目の結果が極端に大きかったためである．

よりも小さく，6.2(2)a)で示したとおり剛比半径も小さ

図-6.11 に A2 における 1 回目から 5 回目までの tx をいことが挙げられる．アスファルト舗装では，空洞の存示 す が ，3 回 目 の た わ み 時 間 差 は ， 載 荷 板 中 心 か ら

在により最大たわみが大きくはなるものの，空洞の有無

1,500mm 以上の検出器で大きい傾向であった．この傾向に関わらず載荷板直下で局所的にたわむため，最大たわの要因として，たわみ波形が乱れ，載荷板中心から離れみの曲線形状（正規化たわみ NDx）でみると，空洞の有た位置のたわみの時刻歴での最大値が，たわみの第二の無の違いが表れにくいと考えられる．

ピークであった可能性があったが，たわみ波形を確認したところ，第一のピークがたわみの最大値であった．一c)

方，同じタイミングで行った 147kN における FWD 調査

たわみ時間差図-6.9 に，調査 1 回目に得られた tx を載荷地点ごと

では，調査回によって極端に大きいたわみ時間差は確認に示す．A1～A3 における tx は，いずれの検出器においされなかったことを踏まえると，196kN の FWD 調査でても N より小さかった．

たわみ時間差が大きくなった要因は，舗装の状態という

図-6.10 には，計 5 回の調査で得られた A1～A3 にお

∆t900
D900

∆t900 or ∆t1500 (ms)

2
1

A1
1

幅1.0m
厚0.4m

A2
2

幅2.0m
厚0.4m

A3
3

幅1.0m
厚0.2m

幅1.0m
厚0.4m

4
図－6.10

A2
2

幅2.0m
厚0.4m

A3
3

幅1.0m
厚0.2m

4

たわみ時間差 t900 および t 1500

正規化たわみ ND900 および ND1500
調査1回目
調査3回目
調査5回目

A1（空洞幅1.0m，厚さ0.4m）
A2（空洞幅2.0m，厚さ0.4m）
A3（空洞幅1.0m，厚さ0.2m）
N（空洞なし）

8
6
4
2
0

500

1000 1500 2000 2500 3000

載荷板中心から測定点までの距離x（mm）

500 1,000 1,500 2,000 2,500 3,000

図－6.11 A2 における調査 1 回目から 5 回目までのた

載荷板中心から検出器までの距離x（mm）

図－6.9

調査2回目
調査4回目

12
10
8
6
4
2
0
-2
0

-2
0

A11

0

10

tx (ms)300∆t1500
D1500（横棒の凡例は平均値）

4（横棒の凡例は平均値）

0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0

図－6.8

ND1500
D1500

たわみ時間差 tx (mm)

ND900 or ND1500

ND
D900
900

たわみ時間差 tx

わみ時間差 tx

- 67 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

よりもたわみ測定装置に由来するものと考えられ，載荷以上の結果より，アスファルト舗装の路床に空洞があ板中心から離れた位置のたわみ検出器の路面への接触不る場合には，載荷板中心から 1,500mm の検出器の最大た良による可能性が考えられる．

わみとたわみ時間差を複合的に用いることが，空洞検出

なお，載荷地点ごとの tx の変動に関しても，空洞の形に適していると考えられる．

状変化や舗装の温度等の影響が考えられるが，時間の経過による tx の変化に明確な傾向を確認できなかったたe)

め，空洞の形状変化が影響しているとは考えにくい．

最大たわみとたわみ時間差に関する FWD の機種間の比較

本章で示した FWD に関する結果は，KUAB 社製のd)

FWD を用いて計測したものである．国内で使用されてい最大たわみとたわみ時間差の関係着目した 3 指標ともに空洞の有無による差が確認される FWD は，このほかに Carl Bro 社製がある．KUAB 社

た．ここで，空洞の有無による違いが比較的明瞭であっ製のたわみ検出器は差動トランス式の変位計である一方

た最大たわみとたわみ時間差について，載荷板中心からで，Carl Bro 社のたわみ検出器はジオフォン（速度計）で600mm と 1,500mm の検出器における両指標の関係を図-あるため，同じ載荷地点での計測であっても，得られる

6.12 に示す．図には，A1～A3 における計 5 回の調査結値が異なる可能性がある．

果と N における調査 1 回目の結果を示す．

ここでは，たわみ検出器の種類が最大たわみとたわみ

載荷板中心から 1,500mm の検出器においては，空洞幅

時間差に及ぼす影響を調べるために，Carl Bro 社製のが広いほど，図の左上方，すなわち，最大たわみは大きFWD で実施した調査結果を，本章で示した KUAB 社製

く，たわみ時間差は小さくなる傾向であった．載荷板中の FWD での調査結果と比較する．

心 か ら 900mm に お い て も 同 様 の 傾 向 で あ っ た が ，Carl Bro 社製の FWD での調査位置と調査実施タイミ

1,500mm で顕著であった．

ングは，KUAB 社製の FWD の場合と同じである（6.2.1）．
なお，載荷板直径（0.45m に対して 0.30m），載荷荷重

1.5D600 (mm)（196kN に対して 147kN），たわみの時刻歴の測定間隔

A1（空洞幅1.0m，厚さ0.4m）
A2（空洞幅2.0m，厚さ0.4m）
A3（空洞幅1.0m，厚さ0.2m）
N（空洞なし）（0.20ms に対して 0.25ms）は異なる．
図-6.13 に，最大たわみ D1500 とたわみ時間差∆t1500 のそれぞれについて，KUAB 社製と Carl Bro 社製の関係を1.0

示す．最大たわみ D1500 は，200kN における値として荷重補正を行っている．

0.5

最大たわみ D1500 は，概ね 1：1 の関係であった．その一方で，たわみ時間差∆t1500 は，ばらつきが大きいものの，

0.0
0.0

a)

0.5
t600（ms）

査と地震時の調査で使用した FWD の機種が異なる場合

載荷板中心から 600mmなどには，たわみ時間差∆t1500 の補正が必要であることが示唆される．

A1（空洞幅1.0m，厚さ0.4m）
A2（空洞幅2.0m，厚さ0.4m）
A3（空洞幅1.0m，厚さ0.2m）
N（空洞なし）0.5
D1500 (mm)Carl Bro 社製の方が大きくなる傾向であった．事前の調

1.0Carl Bro 社製の FWD で得た調査結果を KUAB 社製のFWD での調査結果と対比するために前者の結果を補正

0.4する場合，空洞ありを空洞なしと判定してしまわないよ

0.3

うに（安全側の判定となるように）するために，Carl Bro

0.2

社製の FWD で得たたわみ時間差∆t1500 に対する補正係数
を 1/1.5 とする．本結果にもとづけば，多くのデータが0.1

KUAB 社製の値と同等以下となる．補正係数については，

0.0
0

b)
図－6.121

2

3
4t1500（ms）

5

より多くのデータにより検証する必要がある．

6

載荷板中心から 1,500mm
最大たわみとたわみ時間差の関係- 68 -

国総研報告 No. 67

1,500mm と 2,500mm のデータは取得していない．

6.3 空洞と載荷地点の位置関係がFWDのたわみに及ぼす
影響(1)

FWD の調査概要

a)

調査位置

(2)

調査結果

ここでは，6.2 において空洞の有無による違いが比較

図-6.1 に示した B1 区画の空洞中央を原点として，原的明瞭であった 1,500mm の検出器における最大たわみと点から±2.0m の範囲（右方向を正）の 2 側線上で載荷地

たわみ時間差に関する結果を示す．

点を 0.5m ずつ移動させて FWD 調査を実施した．載荷地
点ごとの調査実施回数は，夏から秋にかけて計 4 回であ

a)

最大たわみ

る．その際の舗装の表面温度は 19.7～26.9oC であった．

図-6.14 に，各載荷地点における D1500 を示す．載荷地

なお，いずれの調査も航空機荷重が 30 回作用した後の状点ごとに D1500 の変動はあるものの，載荷地点が空洞上の況であった．表-6.3 に各 FWD 調査時の走行試験実施状

場合の D1500 の平均値は，N よりも大きく，特に空洞中央

況を示す．

の場合に大きかった．

B1 における調査結果の比較対象として，走行回数が比

また，載荷地点が空洞端より外側（以下，空洞周辺）の

較的近い N における結果（表-6.3 に示す調査 1 回目と 2

場合の D1500 の平均値も，N より大きかった．既往の研究

回目，調査時の表面温度 25.9～28.9℃）も次項で示す．

6)において，空洞やその周囲の密度の低下している領域 7)（以下，ゆるみ）が存在すると推定される範囲の端から，
b)

載荷地点が 2.0m 離れた位置であっても，D1500 が比較的載荷条件

載荷条件は前節と同じである．なお，載荷地点が−2.0m

大きい値を示すことが確認されている．このことから，の 場 合 ， 後 方 に 十 分 な ス ペ ー ス が な く ，1,500mm と本調査でも，空洞やその周囲のゆるみによって，載荷地

2,500mm の検出器を取り外して調査を実施したため，点が空洞周辺の場合に D1500 が大きい値を示したと考えられる．
なお，N と各載荷地点との平均値の差に関して Steel のD1500（Carl Bro)

0.5

1：1

方法による統計的検定（片側検定，有意水準 5%）を行っ0.4

たところ，すべての載荷地点に関して有意な差であることを確認した．また，載荷地点ごとの Dx の変動要因とし

0.3
0.2

B1
調査
1回目
調査
2回目
調査
3回目
調査
4回目

0.0
0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

D1500（KUAB）

a)

最大たわみ D1500

5.0

N

30回
走行後

4.0

調査
1回目
調査
2回目
調査
3回目
調査
4回目
調査
5回目

備考
走行試験 ・B1の比較対象
未実施 として，Nでの調200回 査1回目と2回目
走行後 の結果を採用
500回 し、3回目以降
走行後 の結果（網掛け
1500回 セル）は棄却
走行後
2500回
走行後

3.0
0.4

2.0

1：1.5

1.0
0.0
0.0

1.0

測定値
平均値

空洞
範囲

D1500 (mm)Δt1500（Carl Bro）

各 FWD 調査時の走行試験実施状況

表－6.3

0.1

2.0

3.0

4.0

5.0

0.3

Δt1500（KUAB）

b)

0.2

たわみ時間差∆t1500-3

図－6.13 Carl Bro 社製と KUAB 社製の FWD の調査結

-2

-1

0

1

2

3 N 4

載荷地点の位置（空洞中央を原点）(m)果の比較

図－6.14- 69 -

各載荷地点における最大たわみ D1500

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉て，空洞の形状変化や舗装の温度等の影響が考えられる

ものの，載荷地点が空洞上の場合の∆t1500 の平均値は，Nが，時間経過に伴う Dx の変化に明確な傾向を確認できなよりも小さく，特に空洞中央の場合に小さかった．また，かったため，空洞の形状変化が影響しているとは考えに載荷地点が空洞周辺の場合の∆t1500 の平均値は，N と同程

くい．∆t1500 についても同様である．

度もしくはそれ以下であったが，D1500 のような，N と空洞周辺との明確な差は確認されなかった．なお，N と各b)

載荷地点との平均値の差に関して Steel の方法による統

たわみ時間差図-6.15 に，各載荷地点における∆t1500 を示す．空洞中央計的検定（片側検定，有意水準 5%）を行ったところ，空での∆t1500 に極端に小さい値が確認されるが，これは調査

洞中央，空洞中央から+0.5m および+2.0m は有意な差で4 回目の結果である．4 回目の調査のたわみ波形を確認しあった．

たところ（図-6.16），載荷中心から 300mm と 900mm の以上の結果をまとめると，載荷地点が空洞上の場合に検出器でのたわみが最大となる時間が，載荷中心よりもは，D1500 が大きく∆t1500 が小さい値を示し，D1500 につい

早く，載荷中心から 300mm と 900mm については，たわては，載荷地点が空洞周辺の場合でも大きい値を示すこみ波形が乱れていた．空洞の存在が影響し，たわみ波形とが示唆される．

を正常に取得できなかった可能性があるため，以後，調査 4 回目のデータは異常値として扱うこととする．なお，

6.4 地震後の空港アスファルト舗装における空洞の有載荷中心から離れた位置のたわみが最大となる時刻が，無の判定方法載荷中心のたわみが最大となる時刻よりも早いこと（たわみ時間差がマイナスであること）は，空洞の存在を示

空洞の有無の判定方法は第 3 章で示したコンクリート

唆するものである可能性があり，空洞の検出指標として舗装の場合と同じとし，空港管理者があらかじめ，空洞検討することも考えられる．

のない舗装において FWD 調査を行い，空洞のない舗装

図-6.15 をみると，載荷地点ごとに∆t1500 の変動があるにおける最大たわみとたわみ時間差を事前に把握しておき，地震で被災した後の FWD 調査結果が，事前に得た値

65t1500 (ms)から逸脱した載荷地点（図-6.17）に関しては，空洞があ空洞範囲ると判定することとする．

4

なお，前節で示した通り，最大たわみ D1500 とたわみ時

3間差∆t1500 が，FWD の載荷板と空洞の位置関係に応じて

2
1

異常値

0
-3

-2

-1

0

1

2

測定値

変化するため（図-6.14，図-6.15），一定間隔で FWD を平均値載荷したときに，最大たわみとたわみ時間差の双方が相対的に大きい載荷地点は空洞がある可能性があるため，

3 N 4

空洞の有無の判定の参考にする．

載荷地点の位置（空洞中央を原点）（m)

図－6.15

各載荷地点におけるたわみ時間差∆t1500
6.5 まとめ
本章では，空洞を有するアスファルト舗装を製作し，空洞の存在が FWD のたわみに及ぼす影響，および空洞と載荷地点の位置関係が FWD のたわみに及ぼす影響に

200

1.5

150

1.0

100

0.5

50

0.0

0

-0.5

事前のFWD調査結果
被災後のFWD調査結果
最大たわみ

2.0

荷重（kN）

たわみ（mm）

載荷中心のたわみ
載荷中心から300mmのたわみ
載荷中心から600mmのたわみ
載荷中心から900mmのたわみ
載荷中心から1500mmのたわみ
載荷中心の最大たわみの時刻

空洞あり
空洞なし

-50
0

図－6.1610 20 30 40 50 60 70 80 90 100
時間（ms）

たわみ時間差 (ms)

各載荷地点におけるたわみ時間差∆t1500

図－6.17- 70 -

空洞の有無の判定イメージ国総研報告 No. 67

ついて調査した．得られた知見は以下のとおりである．
(1) 路床に空洞がある場合，最大たわみは大きく，たわみ
時間差は小さくなることを示した．正規化たわみについても，空洞の存在で若干大きくなったが，最大たわみほどではなかった．
(2) 載荷板中心から 1,500mm の検出器における最大たわ
みとたわみ時間差の関係にもとづくと，空洞の有無や空洞幅の違いが表れた．
(3) 載荷地点が空洞上の場合，特に，空洞中央の場合には，
D1500 は大きく∆t1500 は小さくなった．また，D1500 は，載荷地点が空洞周辺の場合でも，空洞やその周囲のゆるみの影響によって大きくなった．以上の傾向によれば，空洞の存在が疑われる場所付近で複数点載荷することにより，空洞のおおよその位置を把握できる可能性がある．
(4) FWD で得られた最大たわみとたわみ時間差にもとづき，空洞の有無を判定する方法として，事前に FWD調査を行い，空洞がない状態での舗装における最大たわみとたわみ時間差を把握しておき，地震で被災した
後の FWD 調査結果を，事前の調査結果と対比し，事前の調査結果から逸脱した載荷地点については，空洞があると判定する方法を提示した．
2章の参考文献
1)

国土交通省航空局監修：空港土木工事共通仕様書，（一財）港湾空港総合技術センター（SCOPE），2019.

2)

東滋夫，神谷和明，冨澤健，金井利浩，松井邦人：荷重の相異による舗装挙動に関する基礎的研究，土木学会舗装工学論文集，Vol. 10, pp. 31-38, 2005.

3)

土木学会舗装工学委員会：FWD および小型 FWD 運
用の手引き，p. 14, 2002.

4)

堀内智司，久保和幸，寺田剛：アスファルト混合物の弾性係数の範囲に関する一考察，土木学会論文集
E1（舗装工学），Vol. 68, No. 3, pp. I_1-I_4, 2012.

5)

丸山暉彦，姫野賢治，林正則：FWD による舗装診断
システム，舗装，Vol. 23, No. 11, pp. 16-20, 1988.

6)

秋葉正一，城本政一，加納陽輔，島崎勝，佐藤克己：
地中レーダーと FWD 試験を併用した舗装診断に関する一考察－市街地道路に対する簡易評価手法の検討－，地盤工学ジャーナル，Vol. 10, No. 2, pp. 317328, 2015.

7)

桑野玲子，佐藤真理，瀬良良子：地盤陥没未然防止のための地盤空洞・ゆるみの探知に向けた基礎的検討，地盤工学ジャーナル，Vol. 5, No. 2, pp- 71 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

7. 空港アスファルト舗装に変形または破壊を生じさせる空洞に関する検討

a)

図-7.1 に，アスファルト舗装の平面図と断面図を示す．
舗装は，長さ 17.0m，幅 5.0m であり，施工幅 2.5m の 2 レ

本章では，7.1 において，空洞を有するアスファルト舗ーンからなる．舗装構成は，大型ジェット機が就航する装を製作し，航空機荷重による繰返し走行試験を行い，空港の舗装を想定し，表層 0.06m，基層 0.10m，アスファ空洞が生じた舗装の走行荷重に対する挙動を調査した．

ルト安定処理上層路盤 0.15m，粒状下層路盤 0.64m とす7.2 では，製作したアスファルト舗装を弾完全塑性 FEM

る．路床に空洞を製作するために，既設の路床を深さにて再現し，各種空洞条件における路盤と路床のせん断

0.4m まで掘削し，新たに 0.4m 厚の路床を構築する．以破壊の状況を解析した．7.3 では，走行試験と FEM 解析

降では，新たに構築した路床を“路床（新設）”，既設のの結果にもとづき，航空機の走行に伴いアスファルト舗

路床を“路床（既設）”という．

装に大きな変形または破壊を生じさせる空洞の大きさと，

表-7.1 に各層の材料を示す．アスファルトコンクリー

空洞が生じた空港アスファルト舗装の健全性評価方法を

ト（以下，アスコン）と粒状材料の品質は，空港土木工

検討した．

事共通仕様書 1) の材料規定を満足するものとした．試験
舗装で調査して得た路床の地盤反力係数 K30 は 89MN/m3

7.1 空洞を有するアスファルト舗装における走行試験
(1)

舗装構成

である．

アスファルト舗装の製作

第 6 章にて，走行試験を行ったアスファルト舗装の製b)

作について既に記述したが，舗装条件等に関して加筆が空洞の製作
図-7.1 の A1，A2，A3 および B1 区画の路床（新設）必要であるため，改めてアスファルト舗装の製作についに，幅と厚さが異なる空洞を製作した．空洞は，新たにて記述する．

施工した路床を一部掘削したところに水を充填したゴムバッグを設置し，舗装完成後に破裂させることで発生さ

【平面図】

4.0

空洞幅
1.0

：縦断形状測定2.5：横断形状測定

空洞幅
2.0

2.5

：FWDの載荷地点

空洞幅
1.0

4.0

2.4

0.55

：ひずみ計

1.25

：空洞

施工目地

A1

A2

A3

0.55

1.1

1.25

2.5

2.5

単位：m

B1

N

4.0(0.5間隔)
0.40 0.64 0.31

【断面図】
アスコン層（表基層＋アスファルト安定処理上層路盤）
下層路盤
路床（新設）

アスコン層
下面
厚さ0.4 A1, B1
幅1.0

A2

厚さ0.4

厚さ0.2

幅2.0

路床（既設）
図－7.1

試験舗装の平面図と断面図- 72 -

A3
幅1.0国総研報告 No. 67

表－7.1

各層に使用した材料

材料

規格
空港土木工事共通仕様書に記載の「基本施設の表層タイプI，①表層」（最大粒径20mm，中央粒度，ストレートアスファルト60/80）
空港土木工事共通仕様書に記載の「基本施設基層，③基層」（最大粒径20mm，中央粒度，ストレートアスファルト60/80）
空港土木工事共通仕様書に記載の「基本施設タイプA」（最大粒径40mm，中央粒度，ストレートアスファルト60/80）

表層

密粒度
アスファルトコンクリート基層

粗粒度
アスファルトコンクリート上層
路盤

アスファルト
安定処理
混合物

下層
路盤

クラッシャーラン（C-40）

最大粒径40mm

路床

粗目砂

洗い砂（礫質砂SG）

写真－7.1 走行試験に用いた車輪（右図：上からみた車輪の配置）
表－7.2

位置

せた．製作の詳細は第 6 章を参考にされたい．

B1

なお，アスコン層下の路盤に空洞が存在する場合には，舗装表面に沈下が生じることがあるが，路床など比較的深い位置に空洞が存在する場合には，沈下がほとんど生

走行条件

走行回数（往復）
消防車荷重
航空機荷重
(輪荷重53kN，(輪荷重
速度2km/h)
227.5kN，
0
35

アスコン層
の平均温度
（oC）
25～29

N

0

2,500

22～29

A1~A3

5

6

20～21

じないという報告がある 2)．本研究では，舗装表面に変状が表れず目視では確認できない空洞を FWD で検出し，0.34m

その箇所における舗装の健全性を評価することを前提と

0.34m

c)

レーン幅2.5m

しているため，路床に空洞を製作することとした．
ひずみ計の設置
載荷荷重によるアスコン層下面のひずみを計測するた

0.34m

0.55m
車輪

0.55m

レーン
中央

めに，A1～A3，B1 および N のアスコン層下面にひずみ計（KM-100HB，㈱東京測器研究所製）を 1 個ずつ設置
した．図-7.1 に設置位置を示す．A1～A3 ではレーン中

B1の場合，中央で15往復→中央+0.34mで10往復→中央ｰ0.34mで10往復

央に設置し，B1 と N では中央から横断方向に 0.55m ず
らして設置した．A1～A3 のひずみ計は走行する車輪の間に位置し，B1 と N のひずみ計は走行する車輪の直下に位
置する．

図－7.2
(2)

中央走行後，横断方向に±0.34mずらして走行

中央走行

Nの場合，中央で100~300往復→中央+0.34mで50~150往復→中央ｰ0.34mで50~150往復→中央で100~300往復
上記を2,500往復まで繰返し

BN レーンにおける車輪走行位置

走行試験の方法

走行試験には，写真-7.1 に示す 1 脚 4 輪の車輪を用い

行距離を短くした．
BN レーンでの走行が終了した後，A1～A3 のレーン（以た．車輪とその配置は，B747-400 型機と同じである．表下，A レーン）にて走行試験を実施した．A レーンでは，-7.2 に車輪の走行条件を示す．
B1 と N のレーン（以下，BN レーン）では，航空機荷

消防車荷重で 5 往復させた後，航空機荷重で 6 往復させ

重で往復走行を行った．実際の航空機の走行位置は横断

た．走行距離は 13m とした．車輪走行位置は，車軸中央

方向にばらつくことを考慮して，試験時の車輪の走行にをレーン中央に一致させた．

おいても，図-7.2 のように，車軸中央をレーン中央に一消防車荷重による走行は，比較的小さい荷重による舗致させた位置と，横断方向に車輪をずらした位置で走行装の応答を調べるために行った．

を行った．走行距離は B と N を通過する範囲で 13m とアスコン層の平均温度は，表層下面，基層下面およびした．なお，B1 では 35 往復で大きく変形したため，以上層路盤下面で計測した温度の平均値である．走行試験

降では試験の安全を考慮して B1 を走行しないように走は夏季から秋季にかけて実施したため，季節の移行に伴- 73 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

い気温が低下し，A レーンでのアスコン層の平均温度は，の範囲において（図-7.1），0.5m 間隔で FWD 調査を行BN レーンよりも低い条件となった（表-7.2）．

った．調査時の B1 は 35 往復後の状態であった．B1 の比較対象として，走行試験前と 200 往復後の N で行った調

(3)

調査方法

査結果を用いた．

調査では，走行荷重による変形量，FWD のたわみ，お載荷板直径は 0.45m，載荷荷重は 196kN とした．たわ

よび走行荷重によるアスコン層下面のひずみを調べた．

みの計測は，載荷地点ごとに 2 回行ったが，載荷 1 回目

各項目の調査方法を以下に示す．なお，本検討でいう“変のデータについては，載荷板やたわみ検出器と路面の接形”とは，載荷荷重による舗装表面（以下，路面）の鉛

触不安定により計測のばらつきが大きいため 3)，棄却し直方向の塑性変形のことを指す．

た．たわみ検出器の配置方向は，図-7.1 の平面図の左方向とした．たわみ検出器は，載荷板中心，中心より 300，a)

450，600，900，1200，1500 および 2500mm に位置し，直走行荷重による路面の変形量

走行荷重による路面の変形量を調べるために，BN レー線上に並ぶ．

ンと A レーンの車輪走行位置の縦断形状を路面プロファ
イル測定装置により測定した．また，空洞上の変形量をc)

詳細に調べるために，A1～A3，B1 および N では横断形

走行荷重載荷時のアスコン層下面のひずみ

表-7.3 に示すタイミングで，車輪が往復する間のひずみを測定した．測定間隔は 4ms である．

状を測定した．測定位置を図-7.1 に示し，測定のタイミ
ングを表-7.3 に示す．得られた縦横断形状をもとに，車輪が所定回数往復した後の変形量を算出した．
b)(4)

調査結果（車輪走行位置の路面の変形量）

a)

B1 と N
図-7.3 に，200 往復後の BN レーンの縦断方向の路面

FWD のたわみ
空洞がアスファルト舗装の支持力に及ぼす影響範囲をの変形量を示す．なお，起点から約 6.0m までは 35 往復

調べるために，B1 の中央を原点として縦断方向に±2.0m

以降，走行を行っていないため，B1 付近は 35 往復後の状態である．

表－7.3

航空機荷重を 35 往復させた状態の B1（空洞幅 1.0m）

調査を実施したタイミング

位置

縦横断形状

アスコン層下面のひずみは，下に凸状に変形し，その変形量は最大 65mm であっN

走行試験前，
15，25，35往復後

1～4往復時及んだ．空洞の存在が影響して，空洞より外側の路面がB1

走行試験前，
200，500，2500往復後

1～4往復時A1～
A3

走行試験前，
走行試験時は1往復毎（A4の縦断形状は計測未実施）

消防車荷重で
1，2，5往復時，航空機荷重で1，3往復時

0

1

2

3

4

た．変形の範囲は，空洞より外側のおおむね 1.0m にまで
比較的大きく変形したと考えられる．起点から約 2.0m 付
近では 15mm 変形したが，この付近は車輪の折り返し地
点であり，折り返し地点では一時的に車輪が静止するため，変形が大きくなったと考えられる．
航空機荷重を 200 往復させた後の N（空洞なし）では

起点からの縦断方向の距離（m）
5
6
7
8
9
10

11

12

13

14

15

路面の変形量（mm）

-10
10
30
50

1.0m

1.0m

N

B1
空洞幅1.0m

70

図－7.3

35 往復後の BN レーンの変形量- 74 -

35往復後
200往復後国総研報告 No. 67

約 30mm 変形したが，B1 のように局所的に変形すること

15 往復後で 38mm であり，35 往復後では 64mm であっはなかった．

た．一方，空洞がない N の変形量は，500 往復後に 36mm

なお，調査方法で示さなかったが，走行試験の途中でであり，2,500 往復後には 50mm であった．15 往復後のB1 と N において FWD 調査を実施したため（第 6 章），

B1 の変形量は，500 往復後の N の変形量と同程度であり，B1 と N の変形量には，FWD の載荷荷重による変形量が空洞の存在により路面の変形が早く進むことがわかる．

含まれると考えられる．ただし，航空機荷重の載荷回数に対して FWD の載荷回数は少ないため，変形量へのb)

FWD の載荷荷重の影響は相対的に小さいと考えられる．

A1～A3

図-7.6 に A1～A3 の路面の変形量の推移を示す．変形

以降で示す変形量の結果においても同様であるため，以降では，FWD の載荷荷重の影響に関する言及は省略する．

60

路面の変形量（mm）

b)

70

A1～A3

図-7.4 には，消防車荷重で 5 往復，および消防車荷重を走行させた後に航空機荷重で 5 往復した時の A レーンの縦断方向の変形量を示す．

50
40
30

消防車荷重で 5 往復させた後の A2（空洞幅 2.0m）は，

20

B1（幅1.0m,厚さ0.4m)

10N（空洞なし)00

下に凸状に変形し，その変形量は最大で 4mm であった．

500

1,000

1,500

2,000

2,500

走行回数（往復）

一方，A1（空洞幅 1.0m）では下方への変形は確認されな
図－7.5

かった．消防車荷重を走行させた後，航空機荷重を 5 往

B1 と N の変形量の推移

復させた場合には，A2 の変形量は最大で 40mm となり，
A1 の変形量は最大で 10mm となった．航空機荷重による

A1（幅1.0m，厚さ0.4m）

A1 と A2 の変形の範囲についても，空洞上のみならず空

A2（幅2.0m，厚さ0.4m）
A3（幅1.0m，厚さ0.2m）

洞より外側のおおむね 1.0m にまで及んだ．
路面の変形量（mm）

70(5) 調査結果（走行回数の増加に伴う路面の変形量の推移）a)B1 と N
図-7.5 に B1 と N の路面の変形量の推移を示す．変形

60

消防車荷重

50

航空機荷重

40
30
20
10

量は，横断形状にもとづき左右の車輪が走行する位置で，00

左右それぞれの変形量が最も大きかった点の平均値であ5
走行回数（往復）る．
図－7.6

B1 の変形量は，走行回数の増加に伴い急激に増加し，

10

A1～A3 の変形量の推移

起点からの縦断方向の距離（m）
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

路面の変形量（mm）

-10
0
10
1.0m

20
30
40

1.0m

1.0m

1.0m
A2
空洞幅2.0m

A1
空洞幅1.0m
消防車荷重で5往復後

50

図－7.4

航空機荷重で5往復後消防車荷重と航空機荷重による A レーンの変形量- 75 -

3,000地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

量の算出方法は B1 と N と同じである．なお，A1，A2，

空洞上

最大たわみD0 (mm)A3 の変形量を比較するために横断形状のデータを用いたため，ここで示す変形量は，7.1.4 の縦断形状による
A1 や A2 での変形量とは多少の違いがある．
消防車荷重で走行した場合，A1 と A2 ではほとんど変形しなかった．A3 では 1 往復目に 5mm 変形したが，その後の 4 往復では変形は進行しなかった．

測定値

2.0

平均値

1.0

0.0

航空機荷重で走行した場合，A1～A3 のいずれでも走行-3

回数の増加に伴い変形量は増加する傾向にあった．特に

-2

-1

0

1

2

3 N 4

載荷板中心と空洞中央間の距離（m)

空洞幅 2.0m の A2 の変形量は顕著に増加し，航空機荷重a)

D0

を 5 往復させた後の変形量は 31mm となった．航空機荷

0.4
最大たわみD1500 (mm)

重による走行が 6 往復目で車輪が A2 を通過した時には，路面が大きく変形したために，載荷装置のリミッターが作動し車輪が停止した．車輪を A2 上から移動させるために A2 付近のアスコン層を取り壊したため，走行直後の舗装の状況を確認できなかったが，航空機荷重による走行が 6 往復目の時に舗装が破壊したものと考えられる．
空洞幅と厚さが同じ B1 と A1 について，1 往復当たり

空洞上

測定値
平均値

0.3

0.2

の変形量を比較すると，B1 では 2.5mm（38mm/15 往復），

-3

A1 では 2.0mm（10mm/5 往復）であり，A1 の方が変形の

-2

-1

0

1

2

3 N 4

載荷板中心と空洞中央との距離（m)

進行は遅かった．その原因は，A1 のアスコン層の温度のb)方が低かったこと（表-7.2）であると考えられる．

図－7.7

D1500

B1 付近と N での FWD 調査結果

較的大きなたわみが確認されており 5)，実舗装での調査(6) 調査結果（FWD のたわみ）
B1 付近での FWD 調査結果として，図-7.7 に FWD 載

結果とも本調査結果は整合する．

荷板中心のたわみ（以下，D0）と，FWD 載荷板中心から

以上より，路床に空洞が生じた場合には空洞の幅によ1500mm 離れた位置のたわみ（以下，D1500）を示す．

らず，空洞の存在の影響により，空洞より外側の路盤と載荷地点ごとに D0 の変動があるものの，空洞上の載荷

路床上の支持力が低下し，航空機が走行する場合には，地点の平均値は，N の平均値よりも大きく，特に空洞中

空洞より外側のおおむね 1.0m で路面が比較的大きく変央の場合に大きかった．空洞より外側の載荷地点の平均

形することが示唆される．

値は，N の平均値とほぼ同じであった．なお，ほぼ全ての載荷地点で D0 が相対的に大きいプロットが 1 点ある(7) 調査結果（走行時のアスコン層下面のひずみ）が，これは，計測時のアスコン層の温度がその他の計測

図-7.8 に，着目するひずみの定義を示す．1 往復ごと

時より約 3.0oC 高く，アスコン層の弾性係数が相対的にに測定されたひずみのうち，1 往復中に生じたひずみの小さかったためである．

最大値を全ひずみとした．全ひずみは弾性ひずみと塑性

一方，D1500 については，空洞上だけでなく空洞より外ひずみの和である．

側の載荷地点の平均値も，N の平均値より大きかった．
載荷板中心から離れたたわみ検出器におけるたわみは，

a)図-7.9 に，B1 と N のアスコン層下面の全ひずみを示

路面からある程度の深さの層の支持力を表す傾向がある
ため

B1 と N4)，空洞の存在の影響を受けて，空洞より外側でもす．

比較的大きな D1500 が確認されたものと考えられる．

B1 では，走行回数の増加に伴い全ひずみは小さくなる

D1500 が比較的大きい範囲が空洞より外側 1.0m～1.5m で傾向であった．なお，1 往復目の塑性ひずみは約 600 であることは，路面の変形範囲（図-7.3，図-7.4）と整合あったが，走行回数の増加に伴い小さくなり，4 往復目にする．また，地震後の道路舗装において城本らが行ったは塑性ひずみはほとんど生じなかった．塑性ひずみが走小型 FWD 調査では，空洞より外側 1.0m の載荷地点で比- 76 -

国総研報告 No. 67

600
A2，アスコン層下面，
航空機荷重1往復目

ひずみ（m）

400
200

弾性ひずみ

0

塑性ひずみ

-200

(+)を引張(-)を圧縮で表示

-400
-600

往路

20

復路

25

30
計測時間（秒）図－7.8

本研究におけるひずみの定義

2500

35

40

1000

1500

N
(空洞なし)

1000

図－7.9

3 航空機
4 5
2往復目

6 航空機
7 8
3往復目

200
0

9 航空機
10 11
4往復目

B1 と N のアスコン層下面の全ひずみ

A3(幅1m，厚さ0.2m)
デ

デ

デ

デ

デ

タ
な
し

タ
な
し

タ
な
し

タ
な
し

タ
な
し

ー

1 2
航空機
1往復目

400

ー

0

A2
(幅2m，厚さ0.4m)

ー

500

600

ー

※ 塗りつぶしは弾性
ひずみ，
パターンは塑性
ひずみ

A1(幅1m，厚さ0.4m)

800

ひずみ（m）

2000

B1(幅1m，厚さ0.4m)

ー

ひずみ（m）

全ひずみ

消防車
航空機
航空機
1 2 3 4 消防車
5 6 7 8 9消防車
10 11 12 13
14 15 16 17
18 19
1往復目 2往復目 5往復目 1往復目 3往復目

図－7.10※ 塗りつぶしは弾性
ひずみ，
パターン（斜線）は
塑性ひずみ

A1 と A3 のアスコン層下面の全ひずみ

行回数の増加に伴い小さくなる原因は，繰返し走行によ響を受けて増減していたことから，A レーンでの走行試

りアスコン層が締め固められ，アスコン層の初期圧密が験前に行われた BN レーンでの走行に影響を受けて A2

落ち着いたためであると考えられる．アスコンのレジリ

上の路盤材料が緩むなどして，ひずみ計に不具合が生じエントモデュラス試験（直径 10cm，厚さ 5cm の円柱供試たものと考えられる．

体の円周の上下を平板治具で挟み，繰返し荷重を作用さA1 と A3 に関しては，消防車荷重の作用に伴う全ひずせてアスコンの弾性係数を求める試験）において，載荷

みは，A3 の方が大きかった．どちらのひずみも塑性ひず

初期では，載荷回数の増加に伴いアスコン層が圧密され，みは生じなかったため，消防車荷重に対してアスコン層

鉛直方向と水平方向の塑性ひずみが徐々に小さくなる現は弾性的な挙動であった．航空機荷重の作用に伴う全ひ象と同じものと考えられる．

ずみも A3 の方が大きかった．航空機荷重の作用に伴うN では，走行回数の増加に伴う全ひずみの変化はほと全ひずみでは，塑性ひずみが 30～100 程度生じており，

んどなかった．なお，走行回数によらず塑性ひずみが生

航空機荷重に対しては弾塑性的な挙動であった．
A1 の航空機荷重による全ひずみを，空洞の幅と厚さがじておらず，航空機荷重に対してアスコン層は弾性的な同じ B1 の全ひずみと比較すると，A1 の全ひずみは B1

挙動を示していたものと考えられる．
B1 と N の全ひずみを比べると，B1 の全ひずみは引張の約 1/3 倍であったが，この原因は A1 のアスコン層の温側に 1,500～2,500 であり，N の 1.7 倍以上であった．空度が 7～9oC 低いことによることの他に，走行荷重に伴う洞の存在に起因して，アスコン層下面の引張ひずみが大

変形は B1 の方が大きく B1 の空洞周囲が崩れたことが可

きくなることが示唆される．

能性として考えられる．
なお，空洞厚 0.4m の A1 のひずみは空洞厚 0.2m の A3

b)

A1～A3

のひずみと同程度かそれ以上になると考えられるが，空図-7.10 に，A1 と A3 のアスコン層下面の全ひずみを洞厚が小さい A3 の方が大きかった．A1 の空洞厚は，ひずみ計に不具合が生じた A2（幅 2.0m，厚さ 0.4m）と同示す．
A2 に関しては，走行荷重が作用してもひずみはゼロのじであることから，A2 と同様に A1 についても A レーン

ままであった．A レーンでの走行試験前に行った BN レ

での走行試験前に行われた BN レーンでの走行に影響をーンでの走行試験の時には，A2 のひずみは走行荷重の影受けて，ひずみ計に応答が出にくくなった可能性が考え- 77 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

7～8 月は，いずれの都市でもアスコン層の平均温度がられる．A3 については，空洞厚さが薄い分，BN レーン

25oC を超え，札幌以外の都市では 5～9 月でも 25oC を超での走行の影響が少なかった可能性がある．

える．表-7.4 によれば，これらの時期に幅 1.0m 以上の空洞が路床に生じた場合には，大型航空機による 30 回

(8) 空洞が生じた空港アスファルト舗装の航空機荷重（15 往復）の走行により 30mm 以上の変形が生じ，そのによる変形の進行に関する考察
表-7.4 に航空機荷重による走行試験の結果をまとめ後も変形が進行すると考えられる．

た．空洞幅が同じ 1.0m でも，アスコン層の温度が高いほまた，20oC 以上の期間は，どの都市でも 25oC 以上の期

ど変形量は大きかった．また，アスコン層の温度が同じ間よりも 1～3 ヵ月長い．表-7.4 によれば，20℃以上の

約 20oC でも，空洞幅が大きいほど変形量は大きかった．

期間において幅 1.0m 以上の空洞が生じた場合には，10 回

すなわち，空洞が生じたアスファルト舗装の変形は，ア（5 往復）の走行でも 10mm 以上変形し，その後も航空スコン層の温度と空洞幅に影響されると考えられる．そ機の走行で徐々に変形が進行すると推測される．

こで本項では，空港舗装におけるアスコン層の月別平均

以上より，季節と地域によるが，幅 1.0m 以上の空洞が温度を試算し，航空機荷重による変形の進行性について，生じた場合には，航空機による数十回の走行でも変形がアスコン層の温度と空洞幅を考慮して考察する．なお，

進行し，やがて陥没に至る可能性がある．

舗装構成および荷重条件は走行試験に同じと仮定する．

なお，7.1(4)～7.1(7)の調査結果では，気温が低い場

表-7.5 に，アスコン層の月別平均温度を都市ごとに試合（アスコン層の弾性係数が高い場合），および，幅 1.0m

算した結果を示す．これは，気温からアスコン層の温度未満の空洞が生じた場合の舗装において，航空機の走行

6) を用いて算出したものである．気温デーにより変形が進行し陥没に至る可能性については明らかを推定する式タには 2017 年 4 月～2018 年 3 月にアメダスで計測されでない．これらは 7.2 の解析的検討により考察を加える．

た月別平均気温を用いた．
7.2 空洞が生じた空港アスファルト舗装の載荷荷重に
表－7.4

路面の変形量に関する調査結果まとめ伴う破壊に関する解析
本節では，冬季や寒冷地のようにアスコン層の弾性係アスコン層の平均温度

空洞幅
1m

空洞幅
2m

20～21oC
25～29oC
航空機荷重5往復後の航空機荷重15往復後の変形量は10mmで，変形量は38mm，その後も航空機荷重により 航空機荷重35往復後の変形は徐々に進行すると変形量は65mm（図-7.6）
推測される（図-7.6）

数が高い場合と，幅 1.0m 未満の空洞が生じた場合の舗装

航空機荷重5往復後の変形量は31mm（図-7.5）

7.11），路床に空洞が生じた場合，舗装の自重や載荷荷が航空機の走行で変形し陥没する可能性について，解析的に検討した．
ここで，過去に提唱された，空洞が生じたアスファル
ト舗装の陥没の発生メカニズム 7)を参考にすると（図--重により空洞周囲の粒状材に塑性変形とそれに伴う崩れがまず生じ，それらがアスコン層に向けて進行することにより空洞が成長すると考えられる．その後もしくは同表－7.5 アメダスの月別平均気温から試算したアスコ

時進行的にアスコン層が変形し，場合によってはアスコン層（厚さ 31cm）の月別平均温度

ン層に崩れが生じ陥没に至ると考えられる．
粒状材の崩れを伴う空洞の成長を考慮してアスコン層

那覇 福岡 大阪 東京 札幌
4月 27.4 21.7 20.0 19.7 11.8
5月 30.3 26.7 25.5 25.6 19.3
6月 33.0 29.1 27.7 27.8 21.1
7月 36.7 36.1 34.2 33.8 28.8
8月 37.2 36.2 35.2 32.8 27.5
9月 35.6 30.4 30.4 28.7 23.0
10月 33.4 25.4 24.3 22.0 15.9
11月 28.7 18.4 18.3 16.5 8.0
12月 23.4 11.5 12.0 10.6 1.0
1月 22.5 9.6
9.5
8.5
0.3
2月 22.1 10.1 9.2
9.2-1.5
3月 25.5 16.5 15.0 16.1 5.9の変形や破壊を解析するには，アスコン層を連続体，粒状材を不連続体とする解析手法が必要であると考えられるが，アスファルト舗装に関するそのような解析手法はない．そこで本検討では，空洞が生じたアスファルト舗
装を連続体として扱い，すなわち，空洞上の粒状材の崩れは考慮せずに，上記メカニズムを極力踏まえた解析を行うことを考える．具体的には，「載荷荷重により空洞上の路盤と路床に塑性領域が広がるのであれば，空洞上のアスコン層もやがて大きく変形し陥没に至る（図-20～25℃を薄グレー、25℃以上を濃グレーで表示

7.12）」ことを前提として，空洞上の粒状材の載荷荷重- 78 -

国総研報告 No. 67①空洞の発生②空洞の成長（粒状路盤層が自重や載荷重で徐々に崩落）③空洞の発生（アスコン層下面まで進行）

アスコン層

粒状路盤層
空洞
の拡大

空洞

路床

⑤陥没の発生（アスコン層が破壊し陥没）④路面の変形（アスコン層が徐々に変形）
交通荷重

引張応力
曲げ応力

図－7.11①空洞の発生・ 引張応力による切断
・ 曲げ応力によるひび割れ
等による破損空洞が生じたアスファルト舗装の陥没のメカニズム（一部修正）7)②航空機荷重の載荷で路盤路床が塑性変形
航空機荷重

塑性領域が路盤路床に広がれば，やがてアスコン層も大きく変形し陥没に至る

アスコン層

粒状路盤層

路床

塑性領域

空洞

空洞

図－7.12

解析の前提条件イメージに伴う塑性領域の広がりに着目した解析を行うことを考を明確に区別するためのモデルとして弾完全塑性モデル

える．

を適用して解析を行うこととした．

これまでに，アスファルト舗装の弾塑性 FEM 解析に関

なお，路盤と路床の粒状材の崩れを解析するために，する研究はあるが 8)-11)，アスコン層と粒状材を弾塑性体

アスコン層と粒状材を不連続体とする解析（例えば，個とする解析にはまだ課題があり，現時点でアスコン層と別要素法）を行うことも考えられる．本研究では載荷荷

粒状材の両方を弾塑性体として解析することは容易では重に伴う実際のアスコン層下面のひずみ等の舗装の応答ない．そこで本検討ではアスコン層を弾性体，路盤と路値を取得しているため，解析と実験結果を比較できると床を弾塑性体とし，路盤と路床の塑性領域と非塑性領域

いう点において FEM による解析の方が優位であると考- 79 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

え，本検討では FEM を適用することとした．

次に，走行試験とは異なる条件として，アスコン層の弾性係数が高い場合と幅 1.0m 未満の空洞が生じた場合

(1)

解析概要

のアスファルト舗装を想定し，航空機荷重による路盤と解析には，二次元弾塑性解析プログラムの PLAXIS

路床の塑性領域の広がりを調べた．

（PLAXIS 社）を用いた．アスファルト舗装に関する FEM
解析は三次元で行うことが一般的であるが，三次元の弾(2)

解析条件の設定塑性解析では計算に時間を要するため，本研究では二次

a)

舗装モデル

元解析を行うこととした．想定する三次元的な現象を二図-7.14 に舗装モデルの構成を示す．舗装モデルは舗次元 FEM により再現してよいとする根拠については，次装の長手方向（車輪の進行方向）を再現することとし，項で詳述する．

その構成は，7.1 の走行試験を行ったアスファルト舗装

図-7.13 に検討フローを示す．

と同じとした．最下層は当該実験施設の基盤にあたるコ

まず，7.1 の走行試験を想定した条件で，路盤と路床のンクリートとした．当該施設は地下水位を制御すること

塑性領域の広がり等を解析した．解析モデルは弾完全塑

ができ，走行試験時は舗装および路床に水を供給してい性モデルであるため，各要素が塑性状態にあるというこない．そのため，モデルにおける地下水位は，最下層のとは，各要素は降伏規準（破壊規準）にもとづき降伏（弾下面に設定した．

完全塑性体では破壊）した状態であることを意味する．

空洞は，走行試験の舗装で作製した B1，A1～A3 の空解析結果と，走行試験時の路面の変形やアスコン層下面洞と同じ条件（表-7.6）のものを 1 つのモデルにつき 1のひずみを比較し，本検討の前提条件（載荷荷重によりつ設定した．

空洞上の路盤と路床に塑性領域が広がるなら，空洞上の以降では，舗装の長手方向（車輪の進行方向）を x 軸，

アスコン層もやがて大きく変形し陥没に至る）の妥当性

舗装の深さ方向を y 軸とした．また，y 軸に関しては原点を確認した．

を路面にとり，深さ方向を正とした．
表-7.7 と表-7.8 に舗装各層の材料定数と材料モデルを示す．材料モデルは，アスコン層とコンクリート基盤

解析条件（舗装モデル，載荷条件）の設定

を弾性体とし，路盤と路床を弾完全塑性体とし，破壊規準にはモール・クーロンを適用した．空洞周囲の路盤と走行試験時の路盤と路床の破壊に関する解析

表－7.6

B1

アスコン層の弾性係数が高い場合と，路床に幅1.0m未満の空洞が生じた場合の路盤と路床の破壊に関する追加解析

図－7.13A2A3

空洞の幅（m）

1.0

1.0

2.0

1.0

空洞の厚さ（m）

0.4

0.4

0.4

0.2

舗装モデルの断面図（空洞がない N）- 80 -

A1

路床（新設）

空洞の深さ

検討フロー

図－7.14

FEM で設定する空洞の条件

国総研報告 No. 67

路床は，自重や載荷荷重等で崩れることを踏まえると，

ダイレタンシー角を試験的に求めていないため，既往の載荷荷重に伴う空洞周囲の路盤と路床の応力レベルは降研究で実施された試験の結果 14)と，アスファルト舗装に

伏応力と同等以上になると考えられ，そのような高い応

関する同様の解析で設定された条件 15)-17) を参考にして力レベルの路盤と路床が塑性状態にあるか否かを評価す設定した．

るうえでは，破壊規準を比較的単純なモール・クーロン

解析において破壊と判定された要素は，その他の要素の破壊規準とすることでよいと考えた．

の応力とひずみ等の計算が終わるまで，破壊状態として舗装各層の弾性係数は，FWD のたわみの波形データに扱われる．具体的には，モール・クーロンの破壊規準に対して動的逆解析を行い推定した．動的逆解析には，動より，破壊と判定された要素の応力とひずみは，非線形的逆解析ソフトウェア Wave-BALM12) を使用し，入力デ解析法による繰返しの計算ステップごとに求められる．

ータには，走行試験を実施する前の N（空洞がなし）で

繰返し計算過程では，応力は破壊条件を満たしたままで行った FWD 調査の結果を使用した．なお，FWD 調査時ある（主応力は降伏曲面内を移動し，せん断応力はせんと走行試験時のアスコン層の弾性係数は，温度の違いに断強度を超えない）一方で，ひずみは繰返し計算が収束

より異なると考えられる．そこで，走行試験時のアスコするまで増加する．

ン層の弾性係数に関しては，FWD 調査の逆解析結果の代
わりに，空港土木施設設計要領（舗装設計編）6)に示されb)

荷重条件の設定

るノモグラムと走行試験時のアスコン層の温度で推定し解析では，車輪の進行方向の断面において航空機荷重

た．ポアソン比および単位体積重量は，空港土木施設設

または消防車荷重を作用させた．図-7.15 に二次元 FEM

計要領（構造設計編）13)を参考に設定した．

における荷重条件を示す．二次元における航空機と消防

表-7.8 には，路盤と路床にモール・クーロンの破壊規車による載荷荷重は，走行方向に並ぶ 2 輪を想定した等準を適用するための入力条件を示した．7.1 の試験舗装

分布荷重とした．2 箇所の等分布荷重の間隔は走行試験に用いた路盤と路床の実際の粘着力，内部摩擦角およびに用いた車輪間の間隔と同じにし，等分布荷重の幅は，

表－7.7
FWD調査時の2

弾性係数(N/mm )舗装各層の材料定数
走行試験時の2
弾性係数(N/mm )
ポアソン比

単位
体積重量
3
(kN/m )

0.35

23

66

0.35

22

66

0.35

17

0.35

17

0.2

23

Nにおける
FWD調査の結果を逆解析

走行試験時のアスコン層温度からノモグラムで推定

アスコン層
（表基層，
As安路盤）

1,466

B1，N：995（28.3℃）
A1～A3：2,642（20.7℃）

下層路盤
路床上部
路床下部

160

コンクリート34,000

表－7.8

左に同じ

モール・クーロンの破壊規準に関する路盤と路床の入力条件

材料モデル

内部摩擦角jo（ ）ダイレタンシー角y（kN/m ）

粘着力c
2

o

（ ）

アスコン層

線形弾性

-

-

-

下層路盤

モール・クーロン

20

40

15

路床

モール・クーロン

50

25

5

線形弾性

-

-

-

コンクリート- 81 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

車輪の接地長さと同じにした．等分布荷重の大きさは，合にどの程度対応しているかを確認するため，二次元

走行試験時の輪荷重（227.5kN と 53kN）に極力合わせる

FEM による解析結果を，多層弾性理論による舗装構造解

ため，単位奥行き（m）あたり 227.5kN と 53kN とした．

析で得られる理論解と比較することとした．多層弾性理

載荷荷重と空洞の位置関係は，走行試験において車輪論では，アスファルト舗装を構成する各層の材料が弾性が x 方向に移動することを想定して，図-7.16 に示す 4 パ体であると仮定して，舗装内の任意の点の応力とひずみターンを設定した．なお，A1～A3 に関する解析では，B1を計算する．その計算には，多層弾性構造解析プログラの解析で舗装にとって最も厳しい結果が得られた，空洞

ム GAMES18) を用いた．
ここでは，どちらの解析についても空洞がない N に対と左側荷重の中心が一致するケースである図-7.16 c)のみを解析した．

する航空機荷重の載荷を行った．
GAMES の舗装構造モデルと材料定数は二次元 FEMc)（表-7.7）と同じとした．GAMES における荷重条件は図設定した載荷条件で得られる結果について

二次元 FEM の解析条件を，走行試験を行った舗装構造-7.17 のように設定した．GAMES での載荷荷重は円形等と荷重条件に近づけても，二次元 FEM におけるひずみと分布荷重であり，航空機荷重の載荷半径は，走行試験時

応力は，三次元でのものとは異なると考えられる．そのの車輪接地面積と等しくなるよう設定した．

ため，二次元 FEM におけるひずみと応力が，三次元の場

図-7.18 に，二次元 FEM と多層弾性解析で得られたひ

2D FEMの荷重条件走行試験の荷重条件
航空機荷重：227.5kN，接地範囲0.5m×0.3m
消防車荷重：53kN，接地範囲0.22m×0.18m（上記は1輪あたり）

航空機荷重：227.5kN，幅0.5m
三次元での
荷重載荷を
二次元化

消防車荷重：53kN，幅0.22m（上記は分布荷重1つあたり，
また，荷重は単位奥行き(m)あたり）

：車輪
1.5m

1.1m
1.5m

舗装

図－7.15a)

舗装

実舗装における航空機荷重の載荷を二次元モデルにしたイメージ

空洞と左側荷重の中心間距離が 1.5mb)

空洞右端と左側荷重左端が一致c)d)

空洞中心と荷重間中心が一致

空洞と左側荷重の中心が一致
図－7.16B1 付近における等分布荷重の作用位置の設定- 82 -

国総研報告 No. 67

ずみと応力を示す．アスコン層（y=0～0.31m）のひずみd)に着目すると，二次元 FEM で得たひずみは多層弾性解析

解析フロー

本検討では，図-7.19 に示す流れで二次元弾塑性解析のものに比較的近い．一方，路盤と路床（y=0.31～1.5m）を行った．

の応力に着目すると，二次元 FEM の主応力は，路盤上面

空洞がない舗装に関する解析を行う場合，まず各層のでは多層弾性解析の応力に近いが，路床にかけて深くな

自重に伴うモデル全体の応力とひずみを計算した．そのると多層弾性解析の応力の 2 倍程度となった．

状態において輪荷重を作用させ，応力とひずみを再度計

以上より，本検討の二次元 FEM で得られる路盤と路床の算した．

応力は，三次元での応力よりも大きくなると考えられる．

空洞がある場合には，各層の自重に伴うモデル全体のこのことは，例えば二次元 FEM においてせん断破壊が生応力状態を計算したのち，空洞を設定する範囲内の要素

じないという結果であれば，三次元の舗装でも同様であを削除し，再度モデル全体の応力とひずみを計算した．

る一方で，二次元 FEM においてせん断破壊が生じたとしそのうえで，輪荷重を作用させ，応力とひずみを計算しても，三次元の舗装では生じていない可能性があることた．

を意味する．
(3) アスファルト舗装の路盤と路床のせん断破壊に関する解析結果1.1m

1.5m

図－7.17

本項では，空洞がない N，路床に空洞が生じた B1，A1，

航空機荷重の場合：
1地点の載荷重227.5kN，
載荷半径0.22m

A2 および A3 において，航空機荷重または消防車荷重を想定した荷重を載荷した結果を示す．

消防車荷重の場合：
1地点の載荷重53kN，
載荷半径0.11ma)

GAMES における荷重条件（上から見た図）Nに関する解析結果

図-7.20 に示す通り，空洞が生じていない舗装の航空
機荷重に伴う路盤と路床のせん断破壊点が表示されておらず，路盤と路床にせん断破壊は生じなかった．
図-7.21 には，走行試験時の N のアスコン層下面の全ひずみ（以下，実験ひずみ）と，解析で得た全ひずみ（以下，解析ひずみ）を示す．解析ひずみは実験ひずみに近い．実験ひずみは，走行回数に関わらず，そのほとんどが弾性ひずみであったことから，走行試験時のアスコン
層は弾性体として挙動していたと考えられる．そのため，アスコン層を弾性体として得られた解析ひずみは，実験
ひずみに比較的近かったと考えられる．

a)

左側荷重の中心におけるεx の深さ方向の分布
自重
自重＋輪荷重a)

空洞がない場合

自重
自重＋空洞の生成b)

自重＋空洞の生成＋輪荷重

左側荷重の中心における主応力の深さ方向の分布（xy 平面の主応力）b)

図－7.18 航空機荷重に関する二次元 FEM と多層弾性空洞がある場合

図－7.19解析の結果比較- 83 -

解析フロー

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

N を再現した舗装モデルにおけるせん断破壊点

アスコン層下面のひずみ (μ)

アスコン層下面のひずみ (μ)

図－7.20

1000

500

0
航空機 航空機 航空機 航空機
1往復目 2往復目 3往復目 4往復目

解析

2500
2000
1500
1000
500
0
航空機 航空機 航空機 航空機
1往復目 2往復目 3往復目 4往復目

図－7.21 走行試験と解析における N のアスコン層下解析

図－7.23 走行試験と解析における B1 のアスコン層下面の全ひずみ面の全ひずみ7.2(2) c)で示した通り，二次元解析における路盤と路左側の等分布荷重の中心が空洞中心に位置する場合（図床の応力は，三次元での応力よりも大きいため，実際に-7.16c））であった．図-7.23 に，解析ひずみの最大値と走行試験を行った舗装の路盤と路床においても，せん断

走行試験時に計測した B1 のアスコン層下面の実験ひず破壊は生じていなかったと推察される．

みを示す．解析で設定した弾性係数は，走行試験前の舗装における FWD 調査結果を逆解析したものであるため，b)

解析ひずみの比較対象は，航空機荷重 1 往復目の実験ひB1に関する解析結果

路床に幅 1.0m の空洞がある B1 において航空機荷重をずみと考えられる．両者を比較すると，実験ひずみの方載荷する解析を行った結果を示す．B1 に関しては前述のが約 900µ 大きい．二次元 FEM におけるアスコン層モデ

通り，走行試験において車輪が x 方向に移動することを

ルは弾性体としている一方で，実験ひずみには塑性ひず

想定して，等分布荷重と空洞の位置関係を 4 パターン設みも含まれているため（図-7.9），解析で考慮していな

定した（図-7.16）．

いアスコン層の塑性変形の影響により，実験ひずみと解図-7.22 に，空洞が生じた後に航空機荷重を想定した

析ひずみが異なったと考えられる．

荷重を作用させた時のせん断破壊の状況を示す．空洞より外側に等分布荷重が位置する場合には，せん断破壊はc)

A1～A3 に関する解析

ほとんど生じていないが，等分布荷重が空洞に近づくと路床に空洞が生じた A1～A3 において航空機荷重を載せん断破壊が路床からアスコン層に向けて進行した．等

荷する解析を行った．B1 との舗装モデルの違いは，載荷分布荷重が空洞上に位置する場合，もしくは，等分布荷時のアスコン層の弾性係数である．また，A1～A3 は，空重間に空洞が位置する場合には，路盤の深さ方向全体に洞の幅もしくは厚さが異なる．表-7.8 に，B1 および A1

せん断破壊が生じた．

～A3 に関する条件の違いを示す．
荷重の作用位置は B1 での解析結果を踏まえて，深さ方

アスコン層下面の解析ひずみに着目すると，最大値は，- 84 -

国総研報告 No. 67

a)

図－7.22空洞中心と左荷重中心の距離が 1.5mb)

空洞右端と左荷重左端が一致

c)

空洞と左荷重の中心が一致

d)

空洞中心と荷重間中心が一致

B1 付近における路盤と路床のせん断破壊の状況- 85 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

表－7.8

B1 と A1～A3 の舗装モデルの違い

向のせん断破壊点の範囲が広かった（舗装にとって最も厳しい条件の荷重位置である），空洞中心と左車輪中心

B1

A1

A2

A3

アスコン層の弾性係数
2（N/mm ）

1,466

2,642

2,642

2,642

図-7.24 に路盤と路床のせん断破壊の状況を示す．B1

空洞の幅（m）

1

1

2

1

と同様に A1～A3 でも，路盤の深さ方向全体にせん断破空洞の厚さ（m）

0.4

0.4

0.4

0.2

が一致する位置とした．

図－7.24

壊が生じ，路床の一部においてもせん断破壊が生じた．

a)

A1

b)

A2

c)

A3

A1～A3 における路盤と路床のせん断破壊の状況- 86 -

国総研報告 No. 67d)

消防車荷重による A1～A3 の走行試験を想定した解析結果A1～A3 における走行試験では，航空機荷重による走行だけでなく，消防車荷重による走行も行った．図-7.25 に，消防車荷重による A1 と A2 での路盤と路床のせん断破壊の状況を示す．A1 については，せん断破壊が生じなかった．空洞幅が同じ A3 でも同様であった．一方で，A2 に関しては，空洞上面から路盤の一部にせん断破壊点が確認された．

図－7.26深さ方向の破壊範囲の評価方法の定義（図はせん断破壊発生範囲率 100%の場合）
e)

解析結果まとめ空洞上の路盤のせん断破壊の状況について定量的に整航空機荷重理するために，深さ方向のせん断破壊の発生範囲（図路盤における深さ方向のせん断破壊範囲率（%）

7.26）に着目することとし，深さ方向のせん断破壊範囲率を式(7.1)のように定義した．図-7.27 に，各種荷重条件における B1 と A1～A3 の深さ方向の路盤のせん断破壊
範囲率を示す．
f1 =

y1
h1

(7.1)

ここに，
f1 :

50

0

100

100

未
実
施
B1
空洞幅1m
厚さ0.4m

路盤における深さ方向のせん断破壊範囲率（%）

y1 : 路盤における深さ方向のせん断破壊発生範囲（m）
h1 : 路盤の厚さ（m）

図－7.27図－7.25

消防車荷重

100

a)

A1

b)

A2

100

37
0
A1
空洞幅1m
厚さ0.4m0A2
空洞幅2m
厚さ0.4mA3
空洞幅1m
厚さ0.2m

路盤における深さ方向のせん断破壊範囲率

A1 と A2 における路盤と路床のせん断破壊の状況- 87 -

100

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

航空機荷重を想定した荷重を作用させた場合には，いず

幅が 0.1m の場合には，季節によらずせん断破壊がほとん

れの空洞上の路盤においても，せん断破壊範囲率は 100%

ど生じなかった．

であった．航空機荷重による走行試験では，A1～A3 の路
面が 5 往復で 10mm～31mm 変形し（図-7.5），B1 の路

c)

解析結果（弾性係数の影響）

面は 35 往復で 38mm 変形した（図-7.6）．この変形には

図-7.29 に，路盤の深さ方向のせん断破壊範囲率に対アスコン層だけではなく，その下層の路盤の変形も寄与するアスコン層の弾性係数の影響を示す．アスコン層のし，本項の解析結果を踏まえると，航空機荷重の走行に弾性係数の高低により，せん断破壊が生じる空洞の大きより粒状路盤にせん断破壊が生じていたと考えられる．

さは異なる傾向である．冬季のようにアスコン層の弾性一方，消防車荷重を想定した荷重を作用させた場合に係数が高い場合，空洞幅 0.8m を超えるとせん断破壊がア

は，A2 ではせん断破壊範囲率が 37%であり，A1 と A3 にスコン層下面にまで達した．一方，夏季のようにアスコ

関してはせん断破壊範囲率が 0%であった．消防車荷重にン層の弾性係数が低い場合には，幅 0.3m の空洞であってよる走行試験では，A1～A3 では走行回数が増加しても路もせん断破壊がアスコン層下面にまで達した．

面がほとんど変形せず（図-7.6），塑性ひずみもほとん
ど生じなかった．走行試験では，路盤のせん断破壊があ

7.3 空 洞が 生じ た地 震後 の空 港ア スフ ァル ト舗 装のる程度に収まっており，消防車荷重に伴うアスコン層のFWD による健全性評価の検討

変形は 10 回程度の走行では進行しなかったと考えられ

第 4 章のコンクリート舗装と同様に，ここでいう「空る．

洞が生じた舗装の健全性評価」とは，空洞が生じた舗装が救援機の走行に支障があるかどうかを評価することで(4)

航空機荷重に関する追加解析

ある．

7.1 の走行試験に関する解析では，路床に幅 1.0m と2.0m の空洞が生じたアスファルト舗装に対して夏季か

空洞幅0.7m
空洞幅0.3m

行試験時の路盤と路床の破壊の広がりについて確認した．
本節は，走行試験とは異なる条件，すなわち，冬季のようにアスコン層の弾性係数が高い場合と，空洞幅 1.0m 未
満の空洞が生じた場合について，路盤と路床の載荷荷重に伴うせん断破壊の状況を解析し，それにもとづき舗装が変形または陥没する可能性を検討した．

路盤の深さ方向のせん断破壊発生範囲（%）

ら秋季の条件下で航空機荷重を載荷することを行い，走
100

50

0
100

a)

空洞幅0.5m
空洞幅0.1m

1,000

10,000アスコン層の弾性係数（N/mm2）

解析条件

解析における舗装モデルは，走行試験を行った舗装（図図－7.28 深さ方向のせん断破壊発生範囲率に対するア-7.14）と同じとし，各層の材料定数は表-7.7 と表-7.8

スコン層の空洞幅の影響と同じとした．空洞の厚さは，路床（新設）に設定し，空洞の幅は 0.1m～1.0m に設定した．アスコン層の弾性係

E=500N/mm2（夏季）E=2500N/mm2（秋季・春季）
E=10,000N/mm2（冬季）

数により路盤の破壊の広がりは異なると考えられるため，路盤の深さ方向のせん断破壊発生範囲（%）

ア ス コ ン 層 の 弾 性 係 数 は ，500N/mm2（ 夏 季 想 定 ） ，2,500N/mm2（秋季・春季想定）および 10,000N/mm2（冬季想定）の 3 ケース設定した．
b)

解析条件

図-7.28 には，路盤の深さ方向のせん断破壊発生範囲
率に対する空洞幅の影響を示す．空洞幅が 0.3m 以上の場

100
80
60
40
20
0
0.0

0.5

1.0

空洞の幅（m）

合には，弾性係数の高低に関わらず，路盤にせん断破壊が生じ，アスコン層の弾性係数が夏季相当の 500N/mm2

図－7.29 深さ方向のせん断破壊発生範囲率に対するア

では，路盤の深さ方向全体でせん断破壊が生じた．空洞

スコン層の弾性係数の影響- 88 -

国総研報告 No. 67

表-7.9 に，空洞が生じた空港アスファルト舗装の FWD

た空港のアスファルト舗装は健全でないと考えられる．

による健全性評価のイメージを示す．空洞の有無に関わまた，路床に幅 1.0m 未満の空洞が生じた舗装の場合，らず D0 が解析たわみを超える場合は健全でないと評価

7.2 の解析において，幅 0.1m では季節によらず，航空機

し，空洞がなく D0 が解析たわみを超えない場合について

荷重によりせん断破壊がほとんど生じなかった一方で，は健全であると評価できる．しかしながら，空洞が検出

幅 0.3m では季節にはよるものの，路盤の深さ方向全体でされたものの，D0 が解析たわみを超えない場合の評価に

せん断破壊が生じた．静的な荷重を載荷した本節の解析ついては明確ではない．このような場合については，コにおいてせん断破壊が生じた舗装では，航空機の繰返しンクリート舗装と同様に，FWD により推定される空洞の走行に伴いせん断破壊がさらに進展し，やがて走行に支大きさをもとに評価することとする．

障をきたす変形が生じる可能性がある．そのため，幅0.1m よりも大きい空洞が生じたアスファルト舗装は，健(1) 空洞が生じた空港アスファルト舗装を健全でない

全でないと考えた．

とする場合の空洞の大きさ航空機荷重に関する追加解析(2) 空洞が生じた空港アスファルト舗装の FWD による

7.1 の走行試験の結果によれば，路床に幅 1.0m の空洞

健全性評価方法が生じたアスファルト舗装は，アスコン層の弾性係数が地震後の空港舗装における FWD の載荷地点は，常時10,000N/mm2 程度になる冬季もしくは気温の低い地域をの FWD 調査における載荷地点と同じ 1 データユニット

除き，数十回の航空機の走行で 10～60mm 変形すると考につき 1 点（図-7.30，30m～90m に一点）では不十分えられる．2016 年熊本地震直後の熊本空港において救援機の 1 日あたりの走行回数が 200 回であったこと 19)を踏

表－7.9 空洞が生じた空港アスファルト舗装での FWD

まえると，1 日以内に舗装が大きく変形し陥没に至る可調査による健全性評価のイメージ能性がある．また，7.2 の解析結果によれば，空洞幅 1.0m

D0でアスコン層の弾性係数を 10,000N/mm2 とした舗装モデ
解析たわみ
以上

ルでは，航空機荷重により路盤の深さ方向全体にせん断破壊が生じることが確認されたことから，冬季や気温があり健全でない 明らかでない

なし

健全でない

空洞

低い地域であっても，航空機の走行により舗装の変形が進行する可能性がある．路床に幅 1.0m 以上の空洞が生じ：FWD載荷地点（矢印は検出器の向き）

車輪走行位置
施設中心線
（航空機の
進行方向）

データユニット（具体の寸法は，表7.10に示す）

図－7.30
表－7.10

解析たわみ
未満

常時の空港舗装における FWD の載荷地点の例
アスファルト舗装のデータユニットサイズ
就航機材

データユニットサイズ

大型ジェット機が就航する空港

幅21m×長さ30m

中小型ジェット機が就航する空港

幅14m×長さ45m

プロペラ機および小型機のみが就航する空港

幅7m×長さ90m- 89 -

健全

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

である．

条件における路盤と路床のせん断破壊の状況について解第 6 章において，幅 1.0m の空洞が生じた舗装では，ア

析した．得られた結果にもとづき，空洞が生じたアスフ

スファルト舗装の FWD による空洞検出指標の一つであァルト舗装の FWD による健全性評価方法を検討した．

る最大たわみ D1500（載荷板中心から 1500mm の最大たわ得られた知見を以下に示す．

み）は，空洞とその周囲の支持力低下の影響により，空(1) 路床に空洞が生じたアスファルト舗装において走行

洞上と空洞の両端から外側 1.0m で相対的に大きかった．

試験を行った結果，路面の変形範囲は，空洞の存在

7.1 の航空機荷重による繰返し走行試験では，幅 1.0m との影響を受けて空洞の両端から外側おおむね 1.0m

2.0m の空洞が生じた舗装の表面の変形は，空洞の両端かまで及ぶ．これは空洞の幅や厚さによらず同じ傾向

ら外側 1.0m で相対的に大きかったため，空洞周囲の支持であり，空洞の存在により空洞周囲の舗装の支持力

力の低下範囲は空洞幅によらず 1.0m 程度であり，最大たが低下することによる．

わみ D1500 についても空洞幅によらず，空洞より外側 1.0m

(2) 路床に幅 2.0m の空洞が存在する舗装において，アスコン層が約 20oC の条件下で航空機荷重を 5 往復さでは相対的に大きくなると考えられる．
なお，幅 1.0m 未満の空洞については，最大たわみ D1500

せると，変形量は最大で 40mm となり，6 往復目にが空洞の両端から外側のどの程度の範囲で大きくなるか

は舗装の破壊の兆候が確認された．また，路床に幅は実験的に明らかでないが，幅 0.3m であっても空洞周囲

1.0m の空洞が存在する舗装において，アスコン層がにはゆるみが生じ，また，7.2 の解析においては，幅 0.3m

25～29oC の条件下で航空機荷重を 35 往復させると，

では幅 1.0m と同様に路床の周囲に航空機荷重によるせ最大で 65mm 変形した．アスコン層の温度を踏まえん断破壊が生じたことから，幅 0.3m と 1.0m とでは空洞

ると，冬季や平均気温の低い地域以外については，

周囲の支持力の低下範囲に大きな違いはなく，幅が数十幅 1.0m 以上の空洞が路床に生じた場合には，航空機

cm の空洞であっても空洞の両端から外側 1.0m で最大たの数十回の走行により大きな変形が生じる可能性がわみ D1500 が大きくなると考えた．ただし，数十 cm の空ある．

洞箇所で，その空洞の両端から外側 1.0m の範囲で最大た(3) 走行試験を実施した舗装を想定し，航空機荷重およわみ D1500 が大きくなることについては，FWD によってび消防車荷重による路盤と路床のせん断破壊の状況

実際に確認を行っていないため，確認が必要であり今後について，弾完全塑性 FEM 解析を行った．航空機荷の課題である．

重の場合，路床に幅 1.0m または幅 2.0m の空洞が生以上を踏まえると，幅 1.0m 以上の空洞については，空じた舗装の路盤の深さ方向全体にせん断破壊が生じ洞の両端から外側 1.0m で最大たわみ D1500 が大きくなる

た．この結果は，アスコン層の弾性係数の高低によため，FWD の載荷地点の間隔を 3.0m 以下とすれば検出らなかった．

できると考えられる．また，幅 1.0m 未満の空洞について(4) 消防車荷重の場合，路床に幅 1.0m の空洞が生じた舗も，空洞の両端から外側 1.0m で最大たわみ D1500 が大き装の路盤にはせん断破壊が生じず，幅 2.0m の空洞がくなる可能性があり，空洞幅と空洞の両端から外側 1.0m

生じた舗装の路盤のせん断破壊範囲率は 37%であっの範囲内として FWD の載荷地点の間隔を 2.0m とするこた．消防車荷重による走行試験では，空洞の幅にかとで，検出できる可能性がある．

かわらず 10 回の走行では路面に変形がほとんど生

本研究では，幅が 0.1m より大きい空洞を検出するためじなかったことを踏まえると，路盤のせん断破壊がに，載荷地点の間隔を 2.0m とすることとし，空洞の可能

ある程度の範囲の場合，10 回程度の走行であれば，性のある載荷地点が検出された場合には，0.1m より大き

路面の変形が進行しない可能性がある．
(5) 冬季を想定しアスコン層の弾性係数が高い場合と，い空洞が存在するため，当該箇所のアスファルト舗装は

幅 1.0m 未満の空洞が生じた場合の舗装について，航健全でないと判定する．

空機荷重に伴う路盤と路床のせん断破壊の状況を解析した．その結果，空洞幅 0.3m 以上では路盤に少な

7.4 まとめ
本章ではまず，空洞を有するアスファルト舗装を製作

からずせん断破壊が生じたが，空洞幅が 0.1m の場合

し，航空機荷重による繰返し走行試験を行い，空洞を有には，季節によらずせん断破壊がほとんど生じなかする舗装の走行荷重に対する挙動について調査した．次った．

に，走行試験を実施したアスファルト舗装を想定し，弾(6) 本研究で行った実験と解析にもとづき，路床に幅完全塑性モデルにもとづく FEM 解析を実施し，各種空洞

0.1m よりも大きい空洞が生じたアスファルト舗装- 90 -

国総研報告 No. 67

第 63 回年次学術講演会，V-029, 2008.

は健全でないとし，そのような空洞を検出するため

15) Faheem, H. and Hassan, A. M.: 2D PLAXIS Finite elementに FWD の載荷地点の間隔を 2.0m とすることを提示

modeling of asphalt concrete pavement reinforced with

した．

geogrid, Journal of Engineering Sciences Assiut University
Faculty of Engineering, Vol. 42, No. 6, pp. 1336-1348, 2014.

7章の参考文献16) Mohammed Abbas Hasan Al-Jumaili: Finite element

1) 国土交通省航空局監修：空港土木工事共通仕様書，（一財）港湾空港総合技術センター（SCOPE），2019.

modelling of asphalt concrete pavement reinforced with2) 濱也幸樹：路面下に発生する空洞の発生状況の分析とgeogrid by using 3-D Plaxis Software, International Journal

考察，土木学会第 72 回年次学術講演会，III-495, 2017.

of Materials Chemistry and Physics, Vol. 2, No. 2, pp. 62-70,
2016.

3) 土木学会舗装工学委員会：FWD および小型 FWD 運用

17) Mohammed, S. O., Mostafa, E. A. Mohammed, F. andの手引き，p. 14, 2002.

Mokhtar, F. E.: Evaluation of stabilized pavement sections4) 丸山暉彦, 姫野賢治, 林正則：FWD による舗装診断シス

using finite element modeling, International Journal ofテム，舗装，Vol. 23, No. 11, pp. 16-20, 1988.

Scientific & Engineering Research, Vol. 7, Issue. 4, pp.

5) 城本政一，青木政樹，竹内康：小型 FWD と地中レーダ

1749-1756, 2016.

を併用した路面下空洞調査方法に関する検討，土木学
会論文集 E1（舗装工学），Vol. 69, No. 3, pp. I_167-I_173，

18) 土木学会舗装工学委員会編：舗装工学ライブラリ 3 多

2013.

層 弾 性 理 論 に よ る 舗 装 構 造 解 析 入 門 －GAMES

6) 国土交通省航空局：空港土木施設設計要領（舗装設計(General Analysis of Multi-layered Elastic Systems)を利用

編），https://www.mlit.go.jp/koku/koku_tk9_000019.html,

して－，土木学会，2005.

2020. （2020 年 10 月確認）

19) 野津厚，他 14 名：平成 28 年（2016 年）熊本地震によ

7) 国土交通省関東地方整備局 web サイト（直轄国道の舗る港湾施設等被害報告，国土技術政策総合研究所資料

装（路面）に関する保全検討委員会，第 4 回委員会配No. 1042・港湾空港技術研究所資料 No. 1348, pp. 40-46,

付資料，2020 年 10 月確認）2018.

http://www.ktr.mlit.go.jp/road/shihon/road_shihon0000004
8.html8) 竹内康：舗装用材料の弾塑性解析モデルに関する基礎的研究，土木学会舗装工学論文集，Vol. 7, pp. 197-206,
2002.
9) 竹内康，高橋修，八谷好高：舗装用土質材料の弾塑性
解析に関する基礎的研究, 土木学会第 56 回年次学術講演会，V-460, 2002.
10) 竹内康，西澤辰男，小梁川雅，遠藤桂：粒状路盤材料の繰返し塑性解析に関する基礎的研究，土木学会第 58
回年次学術講演会，V-704, 2003.
11) 西澤辰男：コンクリート舗装の路床路盤における塑性
変形の解析法，土木学会論文集 E1（舗装工学），Vol.
67, No.3, I_103-I_108, 2011.
12) 小澤良明，松井邦人：フォークトモデルで構成された舗装構造の波動伝播解析，土木学会論文集Ｅ，Vol. 64,
No. 2, pp. 314-322, 2008．
13) 国土交通省航空局：空港土木施設設計要領（構造設計編），https://www.mlit.go.jp/koku/koku_tk9_000019.html,
2020. （2020 年 10 月確認）
14) 小田喜隆二，竹内康，岡澤宏：土質の違いが路床土の変形特性へ及ぼす影響に関する実験的研究，土木学会- 91 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

8. 地震により空洞が生じた空港アスファルト舗装のFWDによる詳細点検に関する提案

深部に広げるために，設定可能な最大荷重とする．
(2) 載荷荷重

本研究で得られた知見を踏まえて，空洞が生じた空港

図-8.2 に FWD の載荷位置の例を示す．航空機の進行

アスファルト舗装の FWD による詳細点検の方法と点検方向については調査対象範囲内で 2.0m 間隔とし，進行方

結果の評価方法を提案する．なお，本提案は，地震で被向と直交する方向については航空機の車輪の走行頻度が災した空港舗装の緊急点検において液状化などに伴う空高い位置（表-8.2）とする 2)．2.0m 間隔という設定は 7.3.2

洞化の兆候が目視で確認され，その後の詳細点検においで述べたように，路床に存在する，車輪進行方向に 0.1mて FWD 調査を実施することを前提とするものである．

よりも大きい空洞を検出することを意図するものである．

8.1 FWDによる調査実施箇所(3) 評価指標

滑走路と誘導路には，アスファルト舗装が採用される評価指標は，最大たわみとたわみ時間差（式(8.1)）とことが多い．FWD による詳細点検は，滑走路と誘導路全する．最大たわみとたわみ時間差の算出にあたっては，体において実施するのではなく，目視点検において空洞

路床の空洞を検出することを意図して，載荷板中心からの兆候が確認された場所付近で集中的に実施する．

1,500mm 離れた位置のたわみ検出器で得られるたわみを

例えば，2011 年東北地方太平洋沖地震による仙台空港

用いる．

の被災事例 1)によれば，図-8.1 に示すように，誘導路の地下を通る県道等の地下構造物付近において，アスファ
ルト舗装の表面が液状化により沈下した．地下構造物上のアスファルト舗装が沈下した場合には，その周辺に空洞が生じている可能性があるため，その近傍においてFWD 調査を行う．また，着陸帯などの舗装されていない
緑地（写真-8.1）では液状化に伴う噴砂痕が発生する可能性がある．そのため，着陸帯に噴砂痕が確認された場

写真－8.1

合には，噴砂痕近くの滑走路や誘導路のアスファルト舗
装において空洞が生じている可能性があるため，噴砂痕

着陸帯と滑走路の航空写真

表－8.1

近傍のアスファルト舗装において FWD 調査を行う．

載荷荷重98kN以上（設定可能な最大荷重）

載荷位置

縦断方向：調査範囲を3.0m間隔
横断方向：表-8.2

データ
取得方法

時系列
（サンプリング間隔0.25ms以下）

評価指標

最大たわみとたわみ時間差

8.2 FWDの調査方法
表-8.1 に FWD の調査方法を示す．
(1) 載荷荷重
載荷荷重は，コンクリート舗装の場合と同じ 98kN 以

FWD の調査方法

上とし，FWD の載荷荷重の影響範囲をできるだけ舗装の図－8.1

2011 年東北地方太平洋沖地震による仙台空港の舗装変状位置 1)- 92 -

国総研報告 No. 67

Δt1500 = t1500 - t0

(8.1)

8.3 FWD調査結果の評価について
図-8.4 に，空洞が生じたアスファルト舗装の FWD に

ここに，
t1500： 載荷板中心から 1,500mm のたわみ検出器のたわ

よる評価フローを示す．評価では，まず従来の舗装構造

み時間差 (ms)の評価方法である最大たわみ D0 と規準たわみの比較評
価を行い 2)，規準たわみ未満の最大たわみ D0 の載荷地点

t1500： 載荷板中心から 1,500mm のたわみ検出器のたわみ
t0：が最大となる時間 (ms)については，最大たわみ D1500 とたわみ時間差 t1500 から

載荷板中心のたわみが最大となる時間 (ms)

推定した空洞の有無にもとづき，舗装の健全性を評価す
る．以下に詳細を示す．

(4) データ取得方式
FWD によるデータ取得は，たわみ時間差の算出のため(1) 最大たわみD0による評価
最大たわみ D0 が規準たわみを超える場合には，空洞の時系列とする．

有無に関わらず，舗装は健全でないと評価する．なお規(5) 空洞の有無の判定

準たわみについては，空港土木施設設計要領に記載され空洞の有無の判定は，第 5 章のコンクリート舗装の場合

る方法 2)により求めた解析たわみを用いる．それが難しと同じとする．空洞のない舗装において事前に FWD 調

い場合には，周囲に変状がなく健全であると考えられる査を行い，空洞のない舗装における最大たわみとたわみ

複数の箇所の最大たわみ D0 を平均化し，ばらつきも考慮

時間差を事前に把握しておき，地震で被災した後の FWDして規準たわみを検討する．

調査結果が，事前に得た値から逸脱した載荷地点（図-8.3）(2) 最大たわみD0が規準たわみを超えない場合の評価に関しては，空洞があると判定する．なお，アスファル

最大たわみ D0 が規準たわみを超えない場合には，空洞

ト舗装の場合には，最大たわみとたわみ時間差が，FWDの載荷板と空洞の位置関係に応じて変化するため，最大たわみとたわみ時間差の両方が相対的に大きい載荷地点

事前のFWD調査結果
被災後のFWD調査結果

ける最大たわみとたわみ時間差を空洞ありの閾値とする．

最大たわみ

は，直下に空洞があると考えられるため，その地点にお

空洞あり
空洞なし

：FWD載荷地点（矢印は検出器の向き）
2.0m 2.0m 2.0m 2.0m 2.0m

たわみ時間差 (ms)

車輪走行位置
施設中心線
（航空機の
進行方向）

図－8.3

2.0m 2.0m 2.0m 2.0m 2.0m

空洞判定イメージ

FWD調査

図－8.2 地震後の空港舗装における FWD の載荷地

※1
※2

点の例

D0による構造の評価
表－8.2 航空機の進行方向と直交する方向の FWD

規準たわみ
未満

の載荷位置
就航機材

FWDの載荷位置

大型ジェット機が就航する空港

中心線から5.5m

中型ジェット機が就航する空港

中心線から4.8m

小型ジェット機が就航する空港

中心線から2.6m

プロペラ機および小型機のみが就航する空港中心線から5.5mから主要航空機の主脚間距離の約1/2の距離

空洞検出指標※2による空洞有無の評価
空洞の可能性がある地点なし健全

載荷地点間隔は2mとする
最大たわみD1500とたわみ時間差Δt1500

規準たわみ
以上

空洞の可能性がある地点あり健全でない

図－8.4 空洞が生じた空港アスファルト舗装の FWDによる評価フロー- 93 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

0.4の有無の情報にもとづき健全性を評価する．

測定値
平均値

空洞
範囲

D1500 (mm)

空洞の可能性がある載荷地点があった場合には，当該箇所付近の路床に幅 0.1m よりも大きい空洞が生じている可能性があり，健全でないと評価する．
空洞の可能性がある載荷地点がなかった場合，最大たわみも小さく，路床に幅 0.1m よりも大きい空洞は生じて

0.3

0.2

いないため，健全であると評価する．

-3

-2

-1

0

1

2

3 N 4

載荷地点の位置（空洞中央を原点）(m)

なお，アスファルト舗装において健全でないとする空洞の大きさは，コンクリート舗装において健全でないと最大たわみ D1500a)する空洞の大きさ（1m～5m）よりも小さく，アスファル6することが難しい．この理由は，その材料特性に由来し

5て，アスファルト舗装の剛性がコンクリート舗装と比べ4

t1500 (ms)

ト舗装は，コンクリート舗装と比べて空洞の存在を許容て小さいためであり，コンクリート舗装では救援機の走

空洞
範囲

3

行に支障ない空洞であっても，アスファルト舗装では大2

きな変形や破壊を生じさせる可能性があるためである．

1

測定値
異常値

平均値

0
-3

(3) 健全性評価にもとづく救援機の走行可否の判断

-2

-1

0

1

2

3 N 4

載荷地点の位置（空洞中央を原点）（m)健全でないと評価された舗装箇所では，救援機を受けb)

たわみ時間差∆t1500

図－8.5 各載荷地点における最大たわみ D1500 とたわみ入れるために補修を行う必要がある．なお，検出された空洞のおおよその位置と舗装に及ぼす影響範囲を明らか

時間差∆t1500にし，補修の範囲等の判断材料とするために，追加でFWD 調査を行うことが考えられる．
第 6 章の検討によれば，最大たわみとたわみ時間差のそれぞれは，FWD の載荷板と空洞の位置関係に応じて変化する（図-8.5）．相対的に最大たわみ D1500 が大きく，
たわみ時間差 t1500 が小さい場合には，載荷地点が空洞上にあると推測される．また，最大たわみ D1500 が相対的に大きいだけの場合には，載荷地点が空洞よりも外側にあると推測される．
8章の参考文献
1) 坪川将丈，水上純一，畑伊織，前川亮太：東北地方太平洋沖地震による仙台空港の舗装被害，土木学会論文
集 E1（舗装工学），Vol. 68, No. 3, pp. I_123-I_129, 2012.
2) 国土交通省航空局：空港土木施設設計要領（舗装設計編），https://www.mlit.go.jp/koku/koku_tk9_000019.html,
2020. （2020 年 10 月確認）

- 94 -

国総研報告 No. 67

9. 結論と本研究成果の展開

なコンクリート版厚（0.37m～0.45m）であれば，上記の傾向はコンクリート版厚によらない．

9.1 得られた知見(3) 載荷板中心から 300mm の位置のたわみ検出器で求め

本研究の目的は，FWD を用いて，地震により空港舗装

るたわみ時間差は，サンプリング間隔に近くなるため，に生じた空洞の検出と舗装の健全性の評価を行い，救援

空洞と非空洞箇所で差が表れにくくなる場合がある．

機の走行可否の判断を可能にすることであり，それに資(4) 検出器の配置方向の空洞の長さが 0.4m から 4.0m のする，空洞が生じた空港舗装の FWD による詳細点検の範囲では，空洞の長さと，正規化たわみまたはたわみ

方法と点検結果の評価方法を提案することである．

時間差の間に相関を確認できなかったことから，正規

そのために本研究では，空港のコンクリート舗装およ

化たわみまたはたわみ時間差によって空洞の長さをびアスファルト舗装に生じた空洞を FWD により検出す

推定することは困難である．

る方法を検討した．また，空港のコンクリート舗装およ(5) 液状化に伴う水が舗装に浸透し路盤と路床が飽和状

びアスファルト舗装に破壊や大きな変形を生じさせる空態となった場合には，たわみ時間差が小さくなる可能洞について明らかにし，その空洞と FWD で推定される性がある．一方，飽和度 Sr の高くなることに伴い土空洞の範囲の対比にもとづき，空洞が生じた空港舗装の粒子間のサクションが低下し，路盤と路床の弾性係数健全性を評価する方法を検討した．

が小さくなるが，含水に伴う路盤と路床の弾性係数の本研究で得られた知見について，本論文の章ごとに述

低下は，正規化たわみとたわみ時間差にほとんど影響べる．

しないと考えられる．
(6) FWD で得られた正規化たわみとたわみ時間差にもと第 1 章「序論」では，本研究の背景，本研究の目的とづき，空洞の有無を判定する方法として，事前に FWD

概要，本論文の構成と各章の概要を述べた．

調査を行い，空洞がない状態での舗装における正規化
たわみとたわみ時間差を把握しておき，地震で被災し第 2 章「既往の研究」では，液状化に伴い舗装に生じた後の FWD 調査結果を，事前の調査結果と対比し，る空洞の特徴に関する既往の研究，FWD を用いた空洞の事前の調査結果から逸脱した載荷地点については，空検出に関する既往の研究，および空洞が生じた舗装の健洞があると判定する方法を提示した．

全性の評価に関する既往の研究についてとりまとめた．

(7) 事前の FWD 調査を行えておらず，地震時に得た FWD

空洞が生じた舗装の健全性の評価に関する既往の研究に

調査結果のみで空洞の有無を判別することが必要な

ついては，FWD による空港舗装の健全性評価に関する既場合を想定し，各載荷部位について D0 の平均値-0.92

往の研究，および空洞が生じた舗装の危険性に関する既

以下のデータを抽出し，抽出データの正規化たわみの往の研究についてとりまとめた．以上を踏まえて，既往最大値とたわみ時間差の最小値を，空洞有無を判別すの研究を踏まえて本研究の特色について述べた．

るための閾値とすることを提示した．

第 3 章「FWD を用いた空港コンクリート舗装の空洞検第 4 章「空港コンクリート舗装に破壊を生じさせる空出に関する検討」では，空洞が生じた空港および港湾コ

洞に関する検討」では，空洞を有するコンクリート試験

ンクリート舗装で FWD 調査を実施し，コンクリート版

舗装を製作し，航空機荷重に対する舗装の挙動を調査し下の空洞が舗装の応答に及ぼす影響を分析した．その結た．調査後，ひび割れが発生した舗装における荷重応力

果をまとめると以下の通りである．

と温度応力を解析的に推定し，空洞が生じたコンクリー(1) 空洞の存在により正規化たわみは大きく，たわみ時間

ト舗装の破壊形態とそれにもとづく破壊の可能性を評価

差は小さくなることを示した．これら 2 指標は，コンする方法について検討した．検討した方法にもとづき，クリート版直下に空洞がある箇所とない箇所の差が航空機荷重によりコンクリート版に曲げ破壊が生じる空D0 よりも表れやすいため，D0 よりも空洞の検出に適洞の大きさを試算した．得られた知見は以下の通りであした指標である．

る．

(2) 空洞の存在により正規化たわみが大きく，たわみ時間(1) 空洞が生じた空港コンクリート舗装において航空機差が小さくなる傾向は，コンクリート版中央部，目地荷重が作用すると，コンクリート版下面からひび割部，および隅角部で確認され，コンクリート版端部のれが発生する可能性がある．航空機荷重による走行境界条件によらない．また，空港舗装における一般的試験では，コンクリート版直下に 1.0m×1.0m の空洞- 95 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

を有する目地部でひび割れが発生したが，その後のることにより，空洞のおおよその位置を把握できる

1,300 回の走行でも，沈下や陥没が発生することはな

可能性がある．
(4) FWD で得られた最大たわみとたわみ時間差にもとづかった．
(2) 空洞 1.0×1.0m を有する目地部においてひび割れがき，空洞の有無を判定する方法として，事前に FWD発生した原因は，空洞の存在が影響して荷重伝達率調査を行い，空洞がない状態での舗装における最大たが小さく，それに伴い荷重応力が大きくなったこと

わみとたわみ時間差を把握しておき，地震で被災したにより，荷重応力と温度応力の和がコンクリート版

後の FWD 調査結果を，事前の調査結果と対比し，事の曲げ強度を超えたためと推察された．

前の調査結果から逸脱した載荷地点については，空洞(3) 空洞箇所の載荷重に伴う曲げ破壊の可能性を評価すがあると判定する方法を提示した．

る方法として，FEM の弾性解析で得た荷重応力に温度応力（約 1.0MPa～2.0MPa）を足し合わせた値が，第 7 章「空港アスファルト舗装に変形または破壊を生

コンクリート版の配合曲げ強度を超える場合には，じさせる空洞に関する検討」では，空洞を有するアスフ

ひび割れの発生，ひいては沈下や陥没の危険性があァルト舗装を製作し，航空機荷重による繰返し走行試験

ると判断することが考えられる．

を行い，空洞を有する舗装の走行荷重に対する挙動につ(4) 空港舗装で想定される舗装条件で計算した荷重応力

いて調査した．次に，走行試験を実施したアスファルトと季節ごとの温度応力にもとづき，航空機荷重によ舗装を想定し，弾完全塑性モデルにもとづく FEM 解析をりコンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさ実施し，各種走行条件および空洞条件における路盤と路を試算した．試算結果にもとづき，空洞が生じた空床のせん断破壊の状況について解析した．走行試験の結港コンクリート舗装における FWD 調査の載荷地点

果および FEM 解析の結果にもとづき，空洞が生じた空港

間隔の設定方法と健全性の評価方法を提示した．

アスファルト舗装の FWD による健全性評価方法について検討した．各種検討で得られた知見を以下に示す．

第 5 章「地震により空洞が生じた空港コンクリート舗(1) 路床に空洞が生じたアスファルト舗装において走行装の FWD による詳細点検に関する提案」では，本研究で試験を行った結果，路面の変形範囲は，空洞の存在得られた知見にもとづき，地震により空洞が生じた空港の影響を受けて空洞より外側おおむね 1.0m まで及コンクリート舗装の FWD による点検方法と点検結果のぶ．これは空洞の幅や厚さによらず同じ傾向であり，評価方法を提案した．

空洞の存在により空洞周囲の舗装の支持力が低下することによる．

第 6 章「FWD を用いた空港アスファルト舗装の空洞検(2) 路床に幅 2.0m の空洞が存在する舗装において，アス

出に関する検討」では，空洞を有するアスファルト舗装

コン層が約 20oC の条件下で航空機荷重を 5 往復さを製作し，空洞の存在が FWD のたわみに及ぼす影響，おせると，変形量は最大で 40mm となり，6 往復目によび空洞と載荷地点の位置関係が FWD のたわみに及ぼは舗装の破壊の兆候が確認された．また，路床に幅

す影響について調査した．得られた知見は以下のとおり

1.0m の空洞が存在する舗装において，アスコン層がである．

25～29oC の条件下で航空機荷重を 35 往復させると，(1) 路床に空洞がある場合，最大たわみは大きく，たわみ

最大で 65mm 変形した．アスコン層の温度を踏まえ

時間差は小さくなることを示した．正規化たわみにると，冬季や平均気温の低い地域以外については，

ついても，空洞の存在で若干大きくなったが，最大た

幅 1.0m 以上の空洞が路床に生じた場合には，航空機

わみほどではなかった．

の数十回の走行により大きな変形が生じる可能性が(2) 載荷板中心から 1500mm の検出器における最大たわある．
(3) 走行試験を実施した舗装を想定し，航空機荷重およ

みとたわみ時間差の関係にもとづくと，空洞の有無や空洞幅の違いが表れた．

び消防車荷重による路盤路床のせん断破壊の状況に(3) 載荷地点が空洞上の場合，特に，空洞中央の場合には，ついて，弾完全塑性 FEM 解析を行った．航空機荷重

D1500 は大きく∆t1500 は小さくなる．また，D1500 は，載の場合，路床に幅 1.0m または幅 2.0m の空洞が生じ

荷地点が空洞周辺の場合でも，空洞やその周囲のゆた舗装の路盤の深さ方向全体にせん断破壊が生じた．

るみの影響によって大きくなる．以上の傾向によれ

この結果は，アスコン層の弾性係数の高低によらな

ば，空洞の存在が疑われる場所付近で複数点載荷す

い．

- 96 -

国総研報告 No. 67(4) 消防車荷重の場合，路床に幅 1.0m の空洞が生じた舗

く FWD による空洞が生じた舗装の健全性評価を行い，装の路盤にはせん断破壊が生じず，幅 2.0m の空洞が救援機の受け入れが可能となるケースをまとめた．空洞生じた舗装の路盤のせん断破壊範囲率は 37%であっの存在を許容しないという従来の考え方にもとづくケー

た．消防車荷重による走行試験では，空洞の幅にかスも併記した．

かわらず 10 回の走行では路面に変形がほとんど生

従来の考え方にもとづく場合と異なり本研究成果によじなかったことを踏まえると，路盤のせん断破壊がり救援機の受け入れが可能となるケースは，滑走路に空ある程度の範囲の場合，10 回程度の走行であれば，洞が確認されず，駐機場に空洞のある可能性があり，そ路面の変形が進行しない可能性がある．

の規模が小さく FWD により健全であると評価された場(5) 冬季を想定しアスコン層の弾性係数が高い場合と，合である．滑走路，誘導路および駐機場の耐震対策は全幅 1.0m 未満の空洞が生じた場合の舗装について，航国の空港において現在進行中であるが，滑走路と誘導路

空機荷重に伴う路盤路床のせん断破壊の状況を解析

における耐震対策工事の実施例は数ある一方で，駐機場した．その結果，空洞幅 0.3m 以上 1.0m 未満の場合における耐震対策の実施例は少ない．そのため，滑走路には路盤に少なからずせん断破壊が生じたが，空洞と誘導路には空洞が生じず，駐機場において空洞が生じ

幅が 0.1m の場合には，季節によらずせん断破壊がほるというケースは，今後地震で被災する可能性のある全

とんど生じなかった．

国の空港において十分に起きうることである．救援機を(6) 本研究で行った実験と解析にもとづき，路床に生じ受け入れできる条件が本研究により増えたことは，被災た幅 0.1m よりも大きい空洞を健全でない空洞としした空港が救援機の活動拠点としていち早く機能し，被て，そのような空洞を検出するために FWD の載荷

災地への迅速な人命救助と緊急物資輸送の役割を果たす

地点の間隔を 2.0m とすることを提示した．

という点で，重要な成果であると考えている．

第 8 章「地震により空洞が生じた空港アスファルト舗

9.3 本研究成果の実務適用上の留意点

装の FWD による詳細点検に関する提案」では，本研究で(1) FWD による空洞有無の判定方法について得られた知見を踏まえて，地震により空洞が生じた空港

地震後の空港舗装における FWD による空洞判定につアスファルト舗装の FWD による点検方法と点検結果のいては，空港管理者が事前に空洞のない舗装において評価方法を提案した．

FWD 調査を行い，空洞のない舗装における空洞検出指標の値を事前に把握しておき，地震で被災した後の FWD 調

第 9 章「結論と本研究成果の展開」では，以上の知見査結果が，事前に得た値から逸脱した載荷地点（図-9.1）

を総括して本論文の結論を示すとともに，本研究成果がに関しては，空洞があると判定することを提案した．本

地震後の空港運用に及ぼす影響と本研究成果の実務適用研究では，空洞の有無の評価は，FWD の調査結果にもと上の留意点について言及した．

づくことを前提としているが，その他の機器，例えば削孔機械や地中レーダ等の利用を妨げるものではない．
FWD に加えて削孔機械を調達することができた場合

9.2 本研究成果が地震後の空港運用に及ぼす影響
表-9.1 に，地震により滑走路，誘導路または駐機場のには，地震後に削孔調査を複数地点で行い，空洞の有無

舗装に空洞が生じた場合において，本研究成果にもとづを確認する．特に，正規化たわみとたわみ時間差の関係

表－9.1 地震後の FWD 調査による空洞が生じた舗装の健全性評価と空港への救援機受入れの可能性
滑走路・誘導路
地震後の （アスファルト舗装）
空洞の
駐機場
発生状況
（コンクリート舗装）
本研究にもとづく
FWDによる健全性評価
救援機の
受け入れ

なし

発生

発生

なし

なし

なし

なし

発生

発生
（空洞大）

発生
（空洞小）

健全

健全でない 健全でない 健全でない

健全

本研究

○

×

×

×

○

従来

○

×

×

×

×

- 97 -

地震により空洞が生じた空港舗装の FWD による空洞検出と健全性評価に関する研究/河村直哉

正規化たわみするにあたっては，コンクリート舗装における FWD の事前のFWD調査結果
被災後のFWD調査結果

載荷地点間隔を，航空機荷重によりコンクリート版に破空洞あり研究の提案であるが，時間の制約により，すべてのコン

壊が生じる空洞の大きさよりも小さく設定することが本
クリート版において，その載荷地点間隔で FWD による空洞なし

載荷を行うことが難しい場合もあると考えられる．その場合には，目視点検で空洞が生じたと疑われる範囲を限定し，その範囲で FWD の載荷地点の数を調整する必要

たわみ時間差 (ms)

図－9.1

がある．

FWD による空洞の有無の判定イメージ

例えば，図-9.2 に示す 2011 年の東北地方太平洋沖地
震後の仙台空港の駐機場については，1 番スポットが 2 番において，空洞がある地点とない地点が明瞭に分かれなと 3 番と比較し，変状が少なく救援機の受け入れ先としかった場合には，事前データで空洞の有無を判定したうてまず考えられるため，1 番スポットに限定して FWD 調

えで，FWD では空洞なしと判定されたが実際には空洞が査を行うことが考えられる．さらに，時間の制約によりあったという地点を極力見落とさないためにも，事前デ

1 番スポットの全てのコンクリート版について，FWD のータ付近で空洞なしとみなした地点において優先的に削載荷地点の間隔を破壊の生じる空洞の大きさ（約 2.0m）

孔調査を行うことが重要である．なお，地震後の空港でよりも小さく設定することが難しい場合も考えられる．

は時間の制約が厳しく，削孔が可能な地点数には限りが

1 番スポットの中でも南側でコンクリート版のひび割れあるため，削孔機械はあくまでも FWD で評価された結等の変状が表れており，その近くの変状が生じていない果を検証するための手段として用いるものと考えられる．

コンクリート版についても空洞が生じている可能性があ

また，FWD に加えて地中レーダが調達できた場合，地るため，南側の変状に近いコンクリート版上では FWD の中レーダによる空洞探査を広範囲で行うと，調査の請負

載荷地点の間隔を破壊の生じる空洞の大きさよりも小さ

者が画像から空洞を判定することに時間を要するため，くする．その一方で，北側については 1 枚のコンクリー

地中レーダを主として空洞の有無を判定することは地震ト版における載荷地点数を半分に減らすことや，中心線

後の空港においては難しいと考えられる．したがって，の両サイド（右側と左側の主脚の車輪が走行する位置）

地震後の空港においては，FWD の載荷地点のうち，特に，で載荷地点を設定するのではなく，1 列ごとに左右を変事前データ付近で空洞なしと評価した地点で地中レーダ

えて載荷地点を設定する等により載荷地点数を調整するによる空洞探査を行うこととし，FWD で判定された空洞ことが考えられる．そのうえで，空洞の疑いがある場所の有無の結果を裏付けるための手段として用いる．

については，載荷地点数を増やして再調査を行うことがなお，事前の FWD 調査を行っていないコンクリート

考えられる．

舗装に関しては，地震後に FWD 調査で得た D0 の平均値

一方，アスファルト舗装については，空洞の発生箇所と標準偏差を求め，平均値-0.92 以下のデータを抽出し，は，滑走路脇の緑地で確認される噴砂付近や，滑走路下抽出データの正規化たわみの最大値以下でかつ，たわみに県道等のボックスカルバートの両脇などであり，コン

時間差の最小値以上の載荷地点については，空洞がない

クリート舗装と比較して，空洞が生じた可能性のある範可能性が高いとする（その逆は空洞があるとする）．事

囲を目視点検で限定しやすい．アスファルト舗装では，前の FWD 調査を行っていないアスファルト舗装に関し限定した範囲については，第 7 章で提案した通り，FWDては，同様の方法の適用性を今後検討する必要があるが，の載荷地点の間隔を 2.0m 以下とし，限定した範囲よりも現状においては，被災後に舗装が大きく沈下し，かつ，

外側については，常時の空港舗装のように 1 ユニットあ最大たわみ D0 が大きい場所については空洞が存在する

たり 1 点として設定する等，時間の制約を踏まえて載荷可能性が高いとして，その場所における空洞検出指標の地点数を調整することが考えられる．

値を評価の目安値として，その他の載荷地点における空洞の有無を判定することが考えられる．

(3)

航空機荷重によりコンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさについて(2) FWD の載荷地点の間隔について

本研究では，航空機荷重によりコンクリート版に曲げ

地震後の空港において救援機の受け入れの可否を判断

破壊が生じる空洞の大きさを算定する際に，作用荷重と- 98 -

国総研報告 No. 67

GG

FF

1

EE

DD

CC

BB

ＡＡ

Ａ

ターミナル側（南側）

B

C

D

E

F

G

H

I

J

K

L

M

N

2

2.200

2

2.300

3
4

O
1

2.150

3

2.250

4

2.350
5

5

2.400

6

6

7

7

2.450
8

8

2.500
9

9

2.550

10

10

2.400

2.600

11

標高 (m)

11

12

12

2.650

ひび割れ13
3月確認

13

2.700

14

14

5月追加確認

15

15

16
17

2.050
2.100
2.150
2.200
2.250
2.300
2.350
2.400
2.450
2.500
2.550
2.600
2.650
2.700
2.750

16

1番スポット中心線

2番スポット
中心線

2.700

3番スポット17
中心線

B滑走路側（北側）

図－9.2

駐機場の高さおよびひび割れ発生位置（升目は一枚のコンクリート版を示す）

して大型の救援機の脚荷重を設定した．場合によっては，洞が生じた場面を想定するものであるが，本方法は地震

地震後の空港に大型の救援機が乗り入れせずに，中型ま時以外にも活用できる．例えば，プレストレストコンク

たは小型の救援機が乗り入れるということも考えられるリート版（以下，PC 版）を用いたコンクリート舗装では，が，最大級の荷重条件においてコンクリート版に曲げ破PC 版と路盤の隙間を埋めるためにグラウト材が充填さ壊が生じる空洞の大きさを計算しておけば，その空洞のれるが，過去にグラウト材が航空機荷重の繰返し載荷に大きさの箇所については，中型または小型の救援機であより欠損し，PC 版下に空隙が発生したことがある．また，っても曲げ破壊が生じる可能性は低いと評価できると考

昨今問題となっている集中豪雨等の異常気象により，舗えた．ただし，実際には，大型機の荷重では曲げ破壊が装や路床に空洞が発生する可能性もある．以上のように，生じるが，中型機と小型機では曲げ破壊が生じない空洞

地震以外の条件で空洞が生じた場面においても，本研究であっても，この評価では，中型機と小型機でも曲げ破で提案した FWD を用いた空洞の検出方法を適用できる

壊が生じるという判定になる．

可能性がある．

本研究において，コンクリート版に曲げ破壊が生じる
空洞の大きさの算定方法と，それに応じた FWD の載荷地点の間隔の設定方法および健全性の評価方法について提示したため，空港管理者が中型または小型の救援機を想定して，コンクリート版に曲げ破壊が生じる空洞の大きさをあらかじめ算定しておけば，乗り入れする救援機の大きさによって FWD の載荷地点の間隔を設定でき，それにもとづき健全性の評価を行うことができると考え
られる．
(4)

地震後の空洞化以外への空洞検出指標の活用について本研究における FWD による空洞検出方法は，地震後の空港舗装で，基礎地盤の液状化により舗装や路床に空- 99 -

国土技術政策総合研究所研究報告
RESEARCH REPORT of N I L I M
No. 67
編集・発行

March 2021
©国土技術政策総合研究所

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国土技術政策総合研究所研究報告

No.67

地震により空洞が生じた空港舗装の FWDによる空洞検出と健全性評価に関する研究

March 2021