(57)【要約】【課題】軽量で構造物内空間の有効スペースを狭めずに固体音の増幅を抑制できる内装構造及び内装パネル装置を提供する。【解決手段】構造物の躯体１の内面に、当該躯体１から放射される固体音の増幅防止可能な流れ抵抗を有する通気性内装板３を、当該躯体１の内面から間隙を介し独立振動可能に対向させる。好ましくは、内装板３に躯体対向面から反対側面まで貫通する前記流れ抵抗の複数の孔４又はスリットを設け、その孔４又はスリットの大きさを、内装板３の質量と間隙の弾性とで定まる一次共振周波数において孔４ａ又はスリット全体が粘性境界層となる大きさとする。内装板３の躯体対向面又は反対側面を通気布６で被覆し、通気布６により孔４又はスリットに前記流れ抵抗を形成してもよい。【選択図】          図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
構造物の躯体内面に、当該躯体から放射される固体音の増幅防止可能な流れ抵抗を有する通気性内装板を、当該躯体内面から間隙を介し独立振動可能に対向させてなる固体音低減型内装構造。
【請求項２】
請求項１の構造において、前記内装板に躯体対向面から反対側面まで貫通する前記流れ抵抗の複数の孔又はスリットを設けてなる固体音低減型内装構造。
【請求項３】
請求項２の構造において、前記孔又はスリットを、前記内装板の質量と間隙の弾性とで定まる一次共振周波数において当該孔又はスリット全体が粘性境界層となる大きさとしてなる固体音低減型内装構造。
【請求項４】
請求項３の構造において、前記孔の直径又はスリットの幅を実質上０．２〜０．５ｍｍとしてなる固体音低減型内装構造。
【請求項５】
請求項２の構造において、前記内装板の躯体対向面又は反対側面を通気布で被覆し、当該通気布により前記孔又はスリットの流れ抵抗を形成してなる固体音低減型内装構造。
【請求項６】
請求項２から５の何れかの構造において、前記内装板の躯体対向面の面積に対する孔又はスリットの面積比率を、前記固体音の周波数域の増幅を防止し且つ固体音より高周波数域の音の透過を低減する範囲内としてなる固体音低減型内装構造。
【請求項７】
請求項６の構造において、前記内装板の躯体対向面の面積に対する孔又はスリットの面積比率を０．２〜０．５％としてなる固体音低減型内装構造。
【請求項８】
構造物の躯体内面と当該躯体に対向する内装板との間に、当該躯体から放射される固体音の増幅防止可能な流れ抵抗を有する通気板を、当該躯体内面から間隙を介し当該躯体と一体振動可能に固定してなる固体音低減型内装構造。
【請求項９】
請求項８の構造において、前記通気板に躯体対向面から内装板対向面まで貫通する前記流れ抵抗の複数の孔又はスリットを設けてなる固体音低減型内装構造。
【請求項１０】
請求項９の構造において、前記孔又はスリットを、前記内装板の質量と前記通気板・躯体間の間隙及び通気板・内装板間の間隙の弾性とで定まる一次共振周波数において当該孔又はスリット全体が粘性境界層となる大きさとしてなる固体音低減型内装構造。
【請求項１１】
請求項９の構造において、前記通気板の躯体対向面又は内装板対向面を通気布で被覆し、当該通気布により前記孔又はスリットの流れ抵抗を形成してなる固体音低減型内装構造。
【請求項１２】
請求項９から１１の何れかの構造において、前記内装板の躯体対向面の面積に対する孔又はスリットの面積比率を、前記通気板・躯体間の間隙及び通気板・内装板間の間隙の大きさに応じて前記固体音の増幅を抑制する範囲内としてなる固体音低減型内装構造。
【請求項１３】
請求項９から１２の何れかの構造において、前記通気板を前記躯体と内装板との中間部位に固定してなる固体音低減型内装構造。
【請求項１４】
構造物の躯体から放射される固体音の増幅防止可能な流れ抵抗を有する通気性内装パネル、及び当該パネルを躯体内面に間隙を介し独立振動可能に対向させる取付け具を備えてなる固体音低減型内装パネル装置。
【請求項１５】
請求項１４の装置において、前記内装パネルに躯体対向面から反対側面まで貫通する前記流れ抵抗の複数の孔又はスリットを設けてなる固体音低減型内装パネル装置。
【請求項１６】
請求項１５の装置において、前記孔又はスリットを、前記内装パネルの質量と間隙の弾性とで定まる一次共振周波数において当該孔又はスリット全体が粘性境界層となる大きさとしてなる固体音低減型内装パネル装置。
【請求項１７】
請求項１６の装置において、前記孔の直径又はスリットの幅を実質上０．２〜０．５ｍｍとしてなる固体音低減型内装パネル装置。
【請求項１８】
請求項１５の装置において、前記内装パネルの躯体対向面又は反対側面に、前記孔又はスリットの入口を被覆して前記流れ抵抗を形成する通気布を設けてなる固体音低減型内装パネル装置。
【請求項１９】
請求項１５から１８の何れかの装置において、前記内装パネルの躯体対向面の面積に対する孔又はスリットの面積比率を、前記固体音の周波数域の増幅を防止し且つ固体音より高周波数域の音の透過を低減する範囲内としてなる固体音低減型内装パネル装置。
【請求項２０】
請求項１９の装置において、前記内装パネルの躯体対向面の面積に対する孔又はスリットの面積比率を０．２〜０．５％としてなる固体音低減型内装パネル装置。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術の分野】
本発明は固体音低減型内装構造及び内装パネル装置に関し、とくに建築音響の分野において構造物の躯体から構造物内の空間に放射される固体音の増幅を防止して当該空間の低騒音化を図る内装構造及び内装パネル装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
集合住宅やホテル、オフィスビル、学校、劇場、スタジオ等の構造物では、それぞれ目的に応じて、外部騒音及び内部騒音に対する適切な音響対策が求められる。問題となる騒音・振動は、騒音源から居室等の受音点への音の伝わり方により、固体中を伝播する固体音（ｓｏｌｉｄ  ｂｏｒｎｅ  ｓｏｕｎｄ）と空気中を伝播する空気音（ａｉｒ  ｂｏｒｎｅ  ｓｏｕｎｄ）とに分けられる。固体音とは、構造物の外部騒音（例えば、地下鉄等の鉄道軌道の振動に起因する騒音）又は内部騒音（例えば、階上の足音・トイレの排水音等の重量床衝撃音や建築設備機器の振動等に起因する騒音）が、地盤や構造物躯体の固体中を伝播して床や壁・天井等の躯体表面から構造物内の居室等の空間に放射される騒音である。固体音と空気音とでは遮断又は制御する手法が異なることが多い。
【０００３】
従来の固体音に対する音響対策として、例えば特許文献１は、地上又は地下の鉄道軌道を取り込む形で建築された駅ビル等の構造物において、軌道を支持するフローティンブスラブと躯体との間に防振ゴムを挟んだ躯体兼用フローティングスラブ軌道を開示している。列車の走行時に軌道が発生する固体音の構造物躯体への伝播を防振ゴムで遮断することにより、構造物内の居室空間等における固体音騒音の低下を図る。また特許文献２及び３は、構造物躯体内における固体音の伝播を同様の原理により遮断するため、材軸方向の中間部に緩衝材が介装された柱部材、及びコンクリート層内に複数の遮音用ブロックが埋設された床スラブ構造を開示している。
【０００４】
他方、特許文献４は、内燃機関・工作機械・電動工具・モータ・事務機器等の設備・装置から周囲への固体音及び空気音を低減する手法として、内部損失が大きくしかも構造用途に適する高弾性樹脂材料製の制振材（吸音材）を開示している。また特許文献５及び６は、頑丈堅固な天井等における空気伝播音と足音に対する遮音を高めるため、吊り天井等の建築部品として利用可能な吸音性の多孔金属パネル及びガラス建築部品を開示している。この多孔金属パネルは、表面全体に対し５％未満の少ない割合で直径０．１〜１．０ｍｍの微小穿孔が均等又は不均等に配置され、微小穿孔中の空気（質量）とパネル背後の天井中空空間の空気（バネ）とが特殊な質量−バネ振動系として働き、ヘルムホルツの共鳴器の原理により比較的広い中・高周波数帯域の音を吸収するものである（特許文献５の第１２頁８行〜第１３頁１２行）。従来から天井・壁体・床等の吸音構造として多孔質系吸音材（例えば、鉱物繊維パネル等）が利用されているが、特許文献５の多孔金属パネル及びガラス建築部品は多孔質系吸音材を用いずに広帯域で高度な吸音力を有する特徴がある。
【０００５】
【特許文献１】特開２０００−１２９６０１号公報
【特許文献２】特開２００１−２２７０８２号公報
【特許文献３】特開２００３−００３５９６号公報
【特許文献４】特開平５−１８６６５５号公報
【特許文献５】特表平９−５０２４９０号公報
【特許文献６】特表平８−５１００２０号公報
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】
上述した従来の固体音に対する音響対策は、構造物の躯体中を伝播する固体音の低減を図るものであるが、固体音を完全に遮断することは困難であり、最終的に固体音は構造物内の居室等との境界面であるコンクリートスラブやコンクリート壁から居室等へ放射される。実際の構造物では、コンクリートスラブに空気層を介して軽量の内装材（二重天井材や二重床材）を敷設する場合やコンクリート壁に空気層を介して内装材（二重壁材）を設置する場合が多く、躯体−空気層−内装材によって構成されるバネ−質量系、すなわち内装材の密度（質量）と空気層の弾性とで形成される共振（ｍａｓｓ−ａｉｒ−ｍａｓｓ  ｒｅｓｏｎａｎｃｅ：以下、ＭＡ共振という。）により躯体から放射される固体音が増幅され、居室内の音響性能を低下させる問題が経験されている。従来の音響対策では、このようなＭＡ共振による固体音の増幅に適切に対応できない。
【０００７】
ＭＡ共振による固体音の増幅防止対策として、躯体から放射される固体音の周波数よりもＭＡ共振周波数（後述するＭＡ共振の一次共振周波数）ｆｒを十分低くする方法が採られることがある。躯体から放射される固体音の卓越周波数は、ひとつには加振源の卓越周波数に依存する。鉄道の軌道であれば一般的に６３〜１２５Ｈｚ程度、建築設備機器の振動であれば６３〜２５０Ｈｚ程度、受領床衝撃音であれば６３〜１２５Ｈｚ程度である。また、躯体の形状や大きさ、周辺の拘束の状況（固定あるいは支持）等によって決定される固有周波数にも依存する。更に、主に躯体厚さに依存するコインシデンス周波数にも依存する。これらの卓越周波数よりも十分低域にＭＡ共振周波数ｆｒを移動させるためには、内装材を厚くする等して重量を増加するか空気層の幅を大きくし、かつ、グラスウールのような多孔質系吸音材を空気層内に挿入する必要がある。しかし、この方法は固体音の増幅を十分抑制できない場合があるだけでなく、内装材の厚さや空気層の幅を非常に大きくする必要があるため、内装材が重くなる、居室等の構造物内空間の有効スペースが狭くなる等の問題点がある。また、併用することが不可欠な多孔質系吸音材は、粉塵等による人体への影響や結露事故の危険性、耐久性が劣る等の問題点がある。
【０００８】
そこで本発明の目的は、軽量で構造物内空間の有効スペースを狭めずに固体音の増幅を抑制できる内装構造及び内装パネル装置を提供することにある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
本発明者は、先ずＭＡ共振による固体音増幅のメカニズムを解析するため、図４に示すように内装板及び躯体としてｚ＝０及びｚ＝ｚ１にｘｙ平面と平行な無限大の二重弾性板Ｐｌａｔｅ−１及びＰｌａｔｅ−２を想定し、固体音による振動として点（０，０，ｚ１）に点加振力を作用させて躯体（Ｐｌａｔｅ−２）を振動させたときの内装板（Ｐｌａｔｅ−１）からの放射音圧レベルを理論的に算出した。同図において、内装板と躯体との間は構造的結合による振動伝達がなく、内装板と躯体との間の幅ｚ１の空間ＩＩ（キャビティ）と内装板内側の空間Ｉと躯体外側の空間ＩＩＩとはそれぞれ空気層とし、空間Ｉ及び空間ＩＩの両対向面の音圧差により内装板が振動し、空間ＩＩ及び空間ＩＩＩの両対向面の音圧差と点加振力とにより躯体が振動するものとする。
【００１０】
図４において、空間Ｉにおける遠距離受音点の音圧レベルｐ１（Ｒ，θ）は式（１）〜（３）のように算出できる。ここで、Ｒは原点（０，０，０）から受音点までの距離、θは加振点と受音点の方向とのなす角度、ρ０は空気密度、ωは音波周波数、ｃ０は音速、ｋ０は波数（＝ω／ｃ０）である。また、Ｄｊ＝Ｅｊｈｊ３（１−ηｊ）／１２（１−νｊ２）はＰｌａｔｅ−ｊの曲げ剛性、ＥｊはＹｏｕｎｇ率、ｈｊは厚さ、ηｊは損失係数、νｊはＰｏｉｓｓｏｎ比、ρｐｊは密度である。遠距離受音点の音圧レベルｐ１（Ｒ，θ）は半無限空間における放射音圧であり、式（１）〜（３）から分るように角度θにより周波数特性は大きく変化する。
【００１１】
但し、実際の構造物における受音室は一般的に閉空間であり、放射面以外の反射面（壁、床、天井等）の影響を受けるので、音響放射面として二重弾性板の音響性能を評価するためには、式（１）〜（３）の音圧レベルｐ１（Ｒ，θ）よりも二重弾性板から放射される音響放射パワーΠが重要である。内装板から放射される音響放射パワーΠは、遠距離受音点における半径Ｒの半球面上を通過する放射インテンシティ（＝｜ｐ１（Ｒ，θ）｜２／２ρ０ｃ０）を半径Ｒの半球面全体で積分することにより式（４）として求まる。実験においては式（７）から音響放射パワーが求められる。システムが線形である場合は、音響放射パワーΠは躯体に加わる加振力の振幅に依存する。
【００１２】
【数１】
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【００１３】
更に本発明者は、実際の構造物において加振力を同定することは一般的に困難であるから、加振力の大きさに依存しない二重弾性板の音響性能の評価量として式（６）に示す内装板の放射低減量（Ｒａｄｉａｔｉｏｎ  ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ：以下、ＲＲと表すことがある。）を定義した。ＲＲは、躯体単体の音響放射パワー（Ｐｌａｔｅ−１がない場合のＰｌａｔｅ−２の音響放射パワー、式（５）参照）Πｓに対する二重弾性板の音響放射パワーΠの相対量である。
【００１４】
次に、理論的な二重弾性板の音響放射パワーΠ及び放射低減量ＲＲの妥当性を実験的に検討するため、図５に示す実験装置を用い、躯体と内装板とで構成される二重弾性板の音響放射パワーレベルＰＷＬを測定する実験を行った。本実験では、表１に示す２種類の二重弾性板（各々の表面積＝約１２ｍ２；以下、試験体１又は２という。）を図５に示す２つの残響室の間の開口部に設置した。躯体取付け側の残響室と内装板取付け側の残響室（受音室）との間は振動伝達がないので、試験体のみが実質的な音響放射面積とみなせる。内装板を取付けるために軽量鉄骨下地（Ｌｉｇｈｔ−ｇａｕｇｅ  ｓｔｕｄ：ＬＧＳ）を用いたが、躯体と内装板の構造的なカプリングを避けるため、内装板は躯体から支持せずに上下のランナーに固定した。測定に際し、電動型加振器の先端に取付けたジグを試験体の躯体中央に接合して１／３−ｏｃｔバンドノイズで定常加振し、フォーストランスデューサをジグの間に挿入して入力加振力を測定した。また、受音室内の５点で測定した放射音圧レベルｐ１（Ｒ，θ）の平均値Ｌと受音室の平均吸音力Ａとから、式（７）に基づき受音室の音響放射パワーレベルＰＷＬを算出した。更に、二重弾性板の放射低減量ＲＲを求めるため、開口部に躯体（２種類の試験体に共通）のみを設置して躯体単体の音響放射パワーレベルＰＷＬも併せて求めた。
【００１５】
【表１】
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【００１６】
図５の実験による躯体単体の音響放射パワーレベルＰＷＬの測定値を、音響放射パワーΠの理論値と比較して図６に示す。同図の測定値（黒丸）及び理論値（実線）は共に、躯体のコインシデンス周波数ｆｃ（１２５Ｈｚ付近）で顕著なピークを示している。また、同実験による二重弾性板の試験体１及び２のＰＷＬ測定結果を理論値と比較して図７（Ａ）及び（Ｂ）に示す。同図のＰＷＬの測定値（黒丸）及び理論値（実線）は共に躯体のコインシデンス周波数ｆｃで顕著なピークを示すと共に、図６との比較から分るように、その周波数ｆｃの低域及び高域の周波数帯において躯体単体の場合よりも高いＰＷＬ値を示している（試験体２参照）。この高いＰＷＬ値の原因が後述するようにＭＡ共振による増幅である。試験体１では周波数ｆｃより高域でのみ増幅を生じているが、これは内装板が軽いためＭＡ共振周波数（ＭＡ共振の一次共振周波数）ｆｒが周波数ｆｃより高域に存在するからである。３１５０Ｈｚ付近に存在する顕著なピークは空気層の高次共振の影響と考えられる。
【００１７】
図８（Ａ）及び（Ｂ）は、図５の実験による試験体１及び２の放射低減量ＲＲの測定値と理論値との比較を示す。ＲＲの測定値（黒丸）及び理論値（実線）は共に、ＭＡ共振によるＰＷＬの周波数ｆｃより高域及び低域の周波数帯における増幅を顕著なマイナスディップ（負ディップ）として現している。また、図６では観察されたＰＷＬの理論値と測定値との差異があるが、これは主に躯体の有限性や躯体周辺の支持条件に起因するものであるため、図８のＲＲでは除去されている。このことから、躯体の支持条件や大きさに関わらず実際の構造物における二重弾性板の音響性能を式（６）の放射低減量ＲＲによって適切に評価できることが確認できた。
【００１８】
図９は、図４の解析による受音室の複数の受音点における放射音圧レベルｐ１（Ｒ，θ）の理論値を、角度θ及び周波数ｆの関数として三次元的に濃淡表示したものである。同図においてＳＰＬ（Ｓｏｕｎｄ  Ｐｒｅｓｓｕｒｅ  ｌｅｖｅｌ）は濃淡で表した音圧レベルを示し、色が淡い（薄い）ほど音圧レベルが大きい。同図から躯体のコインシデンス周波数ｆｃのピーク軌跡（左上から右下への対角曲線）、ＭＡ共振周波数ｆｒ（θ）のピーク軌跡（左下から右上への対角曲線）、内装板のコインシデンス周波数のピーク軌跡（右上）、及び高次共振のピーク軌跡（左上）が観察できる。また、二重弾性板の音響放射パワー特性が躯体のコインシデンス周波数ｆｃの特性とＭＡ共振周波数ｆｒのピーク等の特性との重なり合いにより形成されること、とくにコインシデンス周波数ｆｃの軌跡とＭＡ共振周波数ｆｒの軌跡とが重なり合う点のピーク値が非常に大きいことが分る。この重なり合うピークすなわち躯体のコインシデンス周波数ｆｃによって強められたＭＡ共振のピーク（ＭＡ共振の一次共振周波数）が、周波数ｆｃより高域の周波数帯における図７の音響放射パワーレベルＰＷＬの増幅（図８の放射低減量ＲＲのディップの発生）の要因である。他方、躯体のコインシデンス周波数ｆｃより低域の周波数帯における音響放射パワー特性はＭＡ共振のピークだけで形成されており、共振の最低周波数から周波数ｆｃまでのピーク値はほぼ一定である。なお、内装板のコインシデンス周波数のピークは、躯体に比べて小さくしかも他のピークと強め合うこともないため、音響放射パワーレベルＰＷＬ及び放射低減量ＲＲの特性において支配的な要因とはならない。
【００１９】
一般的に共振はシステムのインピーダンスの虚部が０になる周波数で起こり、二重弾性板では式（２）の虚部Ｉｍ［Ｋ（ω）］＝０がこの条件に相当する。ＭＡ共振の起こる低域では内装板は質量制御下にあるのでＰｌａｔｅ−ｊの曲げ剛性を０（Ｄｊ＝０）と仮定でき、空気層の幅は音波の波長に比べて十分小さい（ｋ０ｚ１≪１）と仮定できるので、これらの仮定の下でＩｍ［Ｋ（ω）］＝０をωについて解くとＭＡ共振周波数ｆｒ（θ）は式（１１）となる。また、躯体のコインシデンス周波数ｆｃ（θ）は式（１２）で表すことができる。図１０に示す式（１１）及び（１２）の計算結果と図９との比較から、式（１１）及び式（１２）によりＭＡ共振周波数ｆｒ（θ）のピーク軌跡と躯体のコインシデンス周波数ｆｃ（θ）のピーク軌跡とを正確に予測できることが確認できた。なお、式（１１）及び（１２）から躯体のコインシデンスとＭＡ共振とが交差する周波数ｆｐは式（１３）となる。この式（１３）から常にｆｐ≧ｆｃとなるので、ｆｃ以上の周波数帯域ではＭＡ共振による増幅が必ず起こる。
【００２０】
【数２】
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【００２１】
固体音の増幅を防止するためには、躯体のコインシデンス周波数ｆｃの低域及び高域の周波数帯におけるＭＡ共振による増幅、すなわち図８（Ｂ）の放射低減量ＲＲのディップを小さくするか又はなくす必要がある。本発明者は、内装板の剛性に関するＹｏｕｎｇ率Ｅ１、損失係数ｈ１及び厚さｈ１（ただし、面密度ρｐ１・ｈ１は一定）を変化させて前記解析によるシミュレーションを繰り返したところ、図１１（Ａ）、（Ｂ）及び（Ｃ）に示すように、内装板の剛性や内部損失に関するパラメタはＲＲに対し極僅かな影響しか与えないとの結果が得られた。その理由は上述したように、二重弾性板の放射特性に対する内装板のコインシデンスの寄与が少ないためと推測される。また、内装板の密度ρｐ１を変化させて前記解析によるシミュレーションを繰り返したところ、図１２に示すように、ＲＲの周波数ｆｃより高域のディップは低減するが、周波数ｆｃより低域のディップは低域側に移動して広帯域化するだけで低減しない（むしろ大きくなる）との結論が得られた。更に、空気層の幅ｚ１を変化させて前記解析によるシミュレーションを繰り返したところ、図１３に示すように、幅ｚ１の増加に伴い周波数ｆｃより低域のディップが広帯域化するだけで低減しない（むしろ大きくなる）との結論が得られた。すなわち、内装板の剛性や内部損失はＲＲのディップの抑制に殆ど寄与せず、内装板の密度や空気層の幅を増加させてもＲＲのディップが広帯域化するだけで低域固体音の低減効果は期待できない。
【００２２】
本発明者は、内装板に通気性及び音波の流れ抵抗（粘性抵抗）を与えることに注目した。流れ抵抗を有する通気性内装板の一例は微細な孔を有する多孔板（Ｍｉｃｒｏｐｅｒｆｏｒａｔｅｄパネル；以下、ＭＰＦパネルということがある。）である。特許文献５及び６が開示するように、ＭＰＦパネルと躯体とで構成される二重板構造は従来から吸音構造体として実用化されている。しかし、吸音ではＭＰＦパネルの微小穿孔中の空気（質量）とパネル背後の天井中空空間の空気（バネ）とで形成される質量−バネ振動系による音の吸収を問題とするのに対し、固体音の放射低減では上述したように内装板の質量と空気層の弾性とで形成されるＭＡ共振系による増幅が問題となるので、ＭＰＦパネルにより固体音放射がどの程度低減するかは不明であり、流れ抵抗を付与した内装板が固体音放射の低減に有効であるか否かは確認されていない。
【００２３】
【数３】
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【００２４】
そこで先ず、ＭＰＦパネル製の内装板（以下、ＭＰＦ内装板という。）を用いた場合にも前述した理論的なＭＡ共振系の増幅の予測手法（評価手法）が適用可能か否かを検討するため、図１４（Ｂ）に示す厚さｈ１のＭＰＦ内装板と躯体とが同図（Ａ）のようにｚ＝０及びｚ＝ｚ１上にあるｘｙ平面と平行な無限大の二重弾性板Ｐｌａｔｅ−１及びＰｌａｔｅ−２を想定し、点（０，０，ｚ１）に作用する点加振力で躯体（Ｐｌａｔｅ−２）が振動したときのＭＰＦ内装板（Ｐｌａｔｅ−１）の放射低減量ＲＲを算出した。ＭＰＦ内装板自体が板両面の音圧差Δｐ（ｒ０）により速度ｖｐで振動し、その孔部分に速度ｖｈの空気流が生じた場合、ＭＰＦ内装板の流れ抵抗Ｒは式（２１）で与えられる。内装板の孔部分と孔のない部分とでインピーダンスが異なるため、孔部分及び孔のない部分の面積をａ１、ａ２として式（２２）で定義される開孔率（内装板の躯体対向面の面積に対する孔の面積比率。以下同じ。）σを用いると、平均的な粒子速度ｖは式（２３）で表せる。また躯体の振動速度ｖｐは式（２４）で表せる。
【００２５】
図１４において、内装板全体の平均的なインピーダンスを式（２３）の平均的な粒子速度ｖで与えることにより、内装板の内側空間Ｉにおける遠距離受音点の音圧レベルｐ１（Ｒ，θ）を式（２５）〜（２８）で表すことができる。ここで、ΔＰ（ｋ）はΔｐ（ｒ）のＨａｎｋｅｌ変換、ＡＨ＝σρ０ｃ０／Ｒである。他方、一般的に有孔板の孔部分に形成される毛細管のインピーダンスＺＨは式（３１）で表せる。式（３１）において、ｄは毛細管の直径、ｌは毛細管の長さ（＝有孔板の厚さｈ１）、Ｒｅｙは（３２）式で示す音響Ｒｅｙｎｏｌｄｓ数である。従って、式（２５）〜（２８）における流れ抵抗Ｒを式（３１）のＺＨ（式（３１）の実部（レジスタンス））に置き換えて式（４）により音響放射パワーΠを算出し、式（６）により内装板の放射低減量ＲＲを算出した。
【００２６】
【数４】
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【００２７】
更に、図５の実験装置を用いて、理論的に求めたＭＰＦ内装板利用の二重弾性板の放射低減量ＲＲの妥当性を検証する実験を行った。本実験では、孔径ｄ＝６ｍｍで開孔率σ＝５．８％の市販の建築用有孔板を利用し、その有孔板に石膏を流し込んで開孔率σを調整することにより表２に示す２種類の試験体１及び２を作成した。また試験体１及び２において、躯体（Ｐｌａｔｅ−２）と有孔内装板（Ｐｌａｔｅ−１）との間の空気層の幅ｚ１は０．０６ｍとした。本実験による試験体１及び２の放射低減量ＲＲの測定値（黒丸及び白丸）を、前記理論値（実線及び破線）と比較して図１５に示す。同図において黒丸及び実線は試験体１の測定値及び理論値を表し、白丸及び破線は試験体２の測定値及び理論値を表す。
【００２８】
【表２】
2004232354.tif 000008
【００２９】
図１５に示す理論値及び測定値は共に、開孔率σが高い試験体１（σ＝０．７５％）の場合は周波数＝３００Ｈｚ付近に、開孔率σが低い試験体２（σ＝０．３５％）の場合は周波数＝２５０Ｈｚ付近にそれぞれ顕著なディップを生じており、ディップ周波数以下の周波数帯域において非常によく一致している。また、ディップ周波数以上の中高周波数帯域では理論値と測定値との間に空気層の有限性に起因する系統的な差異が見られるものの、両者は共に開孔率σの増加に依存した放射低減量ＲＲの減少（音響放射パワーの増加）を示している。このことから、理論的な放射低減量ＲＲにより開孔率σの変化に応じた二重弾性板の測定値の傾向が把握できることが確認できた。すなわち、放射低減量ＲＲは、有孔内装板利用の二重弾性板においても、開孔率σの変化に応じた二重弾性板の音響性能を予測する妥当な手法であるといえる。
【００３０】
そこで本発明者は、ＭＰＦ内装板の孔径ｄ及び開孔率σを変えながら理論的な放射低減量ＲＲを算出し、固体音放射低減に対するＭＰＦ内装板の有効性を検討した。図１６は、孔のない内装板（無孔板；実線）、通常の大きさの孔径ｄを有する有孔内装板（ｄ＝６ｍｍ；一点鎖線）、及びＭＰＦ内装板（ｄ＝０．５ｍｍ；破線）を用いた二重弾性板について、それぞれ開孔率σ＝１．０％としたときのＲＲの理論値を比較したものである。また図１７（Ａ）及び（Ｂ）は、それぞれ有孔内装板（ｄ＝６ｍｍ）及びＭＰＦ内装板（ｄ＝０．５ｍｍ）を用いた二重弾性板について、ＲＲの理論値を開孔率σと周波数との関数として三次元的に濃淡表示したものである。図１７では色が淡いほどＲＲが小さく、図中の白色部分が図１６のディップと対応する。
【００３１】
図１７（Ａ）に示す有孔内装板を用いた二重弾性板では、開孔率σが非常に小さいときは無孔板と同様に低域においてＭＡ共振による顕著なディップ（音響放射パワーの増幅）を示す。また開孔率σが増加した場合に、躯体のコインシデンス周波数ｆｃより低域のディップはなくなるが、図１６の一点鎖線グラフに示すように周波数ｆｃより高域の増幅周波数ｆｐにおけるディップ（式（１３）参照）はなくならず、周波数ｆｐが高域に移動するだけである。共振周波数ｆｐにおけるディップが小さくならないのは、有孔内装板の孔径ｄが大きく孔部分の流れ抵抗が小さいからと考えられる。
【００３２】
これに対し図１７（Ｂ）に示すＭＰＦ内装板を用いた二重弾性板では、開孔率σが非常に小さいときは無孔板と同様に低域において顕著なディップを示すが、開孔率σを増加すると周波数ｆｃ及び周波数ｆｐのディップは共に小さくなる（図１６の破線グラフも参照）。図１７（Ｂ）は、開孔率σ＝０．２％付近で増幅はほぼ完全に消失することを示している。ＭＰＦ内装板を用いた場合も有孔内装板の場合と同様に開孔率σの増加に伴い共振周波数ｆｐは高域に移動すると考えられるが、ＭＰＦ内装板は孔径ｄが十分小さく孔部分の流れ抵抗が大きいので、孔部分での熱エネルギー変換により共振周波数のディップが消失すると考えられる。すなわち、ＭＰＦ内装板のように適当な流れ抵抗の通気性内装板を用いれば、ＭＡ共振の増幅を効果的に抑制して固体音の増幅低減が期待できる。本発明は、この知見に基づく更なる研究開発により完成に至ったものである。
【００３３】
図１の実施例を参照するに、本発明の固体音低減型内装構造は、構造物の躯体１の内面に、当該躯体１から放射される固体音の増幅防止可能な流れ抵抗を有する通気性内装板３を、当該躯体１の内面から間隙を介し独立振動可能に対向させてなるものである。
【００３４】
好ましくは、図３に示すように、内装板３に躯体対向面から反対側面まで貫通する前記流れ抵抗の複数の孔４又はスリットを設ける。この場合、同図（Ａ）に示すように、その孔４又はスリットの大きさを、内装板３の質量と間隙の弾性とで定まるＭＡ共振の一次共振周波数において孔４ａ又はスリット全体が粘性境界層となる大きさとすることができる。また同図（Ｂ）に示すように、内装板３の躯体対向面又は反対側面を通気布６で被覆し、通気布６により孔４又はスリットに前記流れ抵抗を形成してもよい。更に好ましくは、内装板３の躯体対向面の面積に対する孔４又はスリットの面積比率を、固体音の周波数域の増幅を低減し且つ固体音より高周波数域の音の透過を低減する範囲内とする。
【００３５】
また、図１の実施例を参照するに、本発明の固体音低減型内装パネル装置２は、構造物の躯体１から放射される固体音の増幅防止可能な流れ抵抗を有する通気性内装パネル３、及び当該パネル３を躯体１の内面に間隙を介し独立振動可能に対向させる取付け具８を備えてなるものである。
【００３６】
【発明の実施の形態】
図１は、この場合コンクリートスラブである躯体１の下方及び上方に、それぞれ本発明の内装パネル装置２を対向させて二重天井及び二重床とした実施例を示す。各パネル装置２は、通気性内装パネル３と、そのパネル３を躯体１の内面に間隙を介し独立振動可能に対向させるパネル取付け具８とを有する。例えば、図示例のように取付け具８を防振ゴム９付きの木軸下地又は軽量鉄骨下地とし、防振ゴム９を介して内装パネル３を躯体１へ支持することにより、内装パネル３を躯体１と独立に振動可能とする。但し、防振ゴム９は必須のものではない。例えば図２のようにコンクリート壁である躯体１に内装パネル３を二重壁として対向させる場合は、内装パネル３を躯体１に支持する必要はなく、独立間柱等の取付け具９により内装パネル３を躯体１と独立振動可能に対向させることができるので、防振ゴム９を必要としない。
【００３７】
図３は、本発明で用いる通気性内装パネル３の一例を示す。同図（Ａ）に示す内装パネル３ａは躯体対向面から反対側面まで貫通する複数の孔４ａを有し、その複数の孔４ａにより固体音の増幅防止可能な流れ抵抗を形成したものである。パネル３の材質は精度よく穿孔可能であれば特に制限はなく、例えばガラス製、金属製、木材製、プラスチック製、プラスターボード製等とすることができる。
【００３８】
内装パネル３ａを通気性とすることにより躯体対向面と反対側面との間で空気粒子の移動が可能となり、通気性のない内装パネル（無孔板）の場合にＭＡ共振が発生する躯体１のコインシデンス周波数ｆｃより低域の周波数帯においてパネル３ａの両面間の圧力差（音圧差）が生じ難くなり、増幅が避けられる。通気性とした場合でも流れ抵抗が小さいときは、上述した図１６の一点鎖線グラフに示すように、躯体１のコインシデンス周波数ｆｃより高域の増幅周波数ｆｐが移動するだけで消失しないが、図１６の破線グラフに示すように、流れ抵抗を大きくすることにより音波が効率よく熱に変換されるため高域の増幅も効果的に抑制できる。
【００３９】
内装パネル３の流れ抵抗を調整する方法の一例として、貫通孔４の孔径ｄを調節する方法と、貫通孔４の開孔率σを調節する方法が考えられる。図１８は、孔径ｄの設計のため、開孔率σを１．０％として孔径ｄを変えながら二重弾性板の放射低減量ＲＲを算出し、その計算結果を孔径ｄと周波数との関数として三次元的に濃淡表示したものである。同図から分るように、孔径ｄが０．１ｍｍより小さい場合は無孔板の場合と同様にＭＡ共振による増幅が発生する。その理由は０．１ｍｍより小さい微細な孔に対して開孔率σが１．０％では不足しているからである。また、孔径ｄが０．５ｍｍを超えると周波数＝３００Ｈｚ付近の周波数域に再びＭＡ共振によるディップが生じることが分る。図１８からは、開孔率σが１．０％程度である場合に、孔径ｄを約０．２〜０．５ｍｍ程度とするのが最適であることが分る。
【００４０】
内装パネル３の貫通孔４の流れ抵抗は、貫通孔４の内壁面近傍に形成される粘性境界層の振る舞いに基づく。図１９は、式（４１）で表される無限大平面板上に形成される粘性境界層の厚さｄｖを周波数の関数として示したものである。同図において、周波数＝３００Ｈｚにおける粘性境界層の厚さｄｖは約０．２５ｍｍとなり、貫通孔４の断面が円形である場合は孔部分の粘性境界層の厚さが２倍の０．５ｍｍとなる。貫通孔４の孔径ｄが０．５ｍｍより大きいと、孔部分において空気による質量慣性の振る舞いが活発化する。図１８において孔径ｄが０．５ｍｍを超えると周波数＝３００Ｈｚ付近の周波数域にＭＡ共振によるディップが発生するという現象は、貫通孔４における質量慣性の振る舞いの活発化と対応している。すなわち、内装パネル３の貫通孔４の孔径ｄは、ＭＡ共振周波数（ＭＡ共振の一次共振周波数）ｆｒにおいて貫通孔４の全体が粘性境界層となる大きさ（貫通孔半径ｄ／２≦粘性境界層の厚さｄｖとなる大きさ）とするのが適切である。このことからも、開孔率σが１．０％程度である場合に、孔径ｄを約０．２〜０．５ｍｍ程度とするのが最適であるといえる。
【００４１】
【数５】
2004232354.tif 000009
【００４２】
他方、内装パネル３の貫通孔４の孔径ｄを一定として開孔率σ及び周波数の関数として表した二重弾性板の放射低減量ＲＲ（図１７（Ｂ）参照）を参照することにより、貫通孔４の開孔率σを設計できる。但し、同図では開孔率σ＝０．２％付近でＭＡ共振による増幅がほぼ完全に消失することが分るものの、共振の影響がない中高域では開孔率σの増加に伴い孔部分を透過する音波が増加するため、二重弾性板の音響放射パワー特性が躯体単体のそれに近づいてしまう。同図において開孔率σが０．５％を超えると、低域の共振部分のＲＲはほとんど変化しないまま中高域のＲＲの減少が著しくなる。このことから内装パネル３の開孔率σは、固体音の周波数域の増幅を防止すると共に固体音より高周波数域の音の透過を低減できる範囲内、すなわち中高域の音響放射パワーの増大を最小限度に保ちながらＭＡ共振による増幅を効果的に抑制できる最適範囲内とすることが望ましい。図１７（Ｂ）からは、貫通孔４の孔径ｄを０．５ｍｍとした場合に、開孔率σを０．２〜０．５％とすることが最適であることが分る。
【００４３】
内装パネル３に貫通孔４に代えてスリット等を設けることにより、流れ抵抗を形成してもよい。この場合も、スリットの幅ｄや開孔率σを調節することにより、内装パネル３の流れ抵抗を調整できる。またスリットの場合も貫通孔４の場合と同様に、その内壁面近傍に形成される粘性境界層の振る舞いにより流れ抵抗が形成されるので、上述した貫通孔４の孔径ｄ及び開孔率σの設計手法をスリットの幅ｄや開孔率σの設計に適用できる。例えば、図１の躯体１の上部居室に本発明を適用する場合に、貫通孔４付きの床パネルに代えて、フローリング様のスリット付き床パネルを利用することができる。
【００４４】
図３（Ｂ）は通気性内装パネル３の他の実施例を示す。図示例のパネル３ｂは躯体対向面又は反対側面を被覆する通気布６を有し、通気布６と貫通孔４ｂ又はスリットとにより固体音の増幅防止可能な流れ抵抗を形成したものである。同図（Ａ）の内装パネル３ａは貫通孔４ａのみで流れ抵抗を形成するため、貫通孔４ａの孔径ｄを約０．２〜０．５ｍｍ程度に加工しなければならず、製造に手間がかかる。同図（Ｂ）の内装パネル３ｂは、例えば孔径ｄ＝６ｍｍ程度の市販の建築用有孔板の表面を通気布６で被覆することにより製造できるので、騒音対策コストの低減に寄与できる。内装パネル３ｂも原理的には貫通孔４ｂ又はスリットの内壁面近傍の粘性境界層を利用するものであり、例えば図５の実験装置により通気布６と貫通孔４ｂとの組み合わせの放射低減量ＲＲを測定することにより、適当な流れ抵抗が形成できる通気布６及び貫通孔４ｂの組み合わせを実験的に定めることが可能である。
【００４５】
通気性内装パネル３の厚さは、従来の内装仕上材等と同程度（例えば天井材では９．５ｍｍ程度、壁材では２０ｍｍ程度）とすることができる。内装パネル３の厚さが二重弾性板の放射低減量ＲＲに及ぼす影響を検討するため、内装パネル３の厚さｈ１を０．００５ｍ、０．０１ｍ、０．０２ｍ、及び０．０４ｍとした場合の放射低減量ＲＲを計算した。この計算結果から、内装パネル３を厚くしても、躯体のコインシデンス周波数ｆｃの低域の増幅量が若干大きくなるものの、周波数ｆｃの高域では増幅が少ないまま維持できることが確認できた。但し、厚さｈ１が薄い場合は貫通孔４の流れ抵抗も小さくなり、中高域において貫通孔４を透過する音波が増加して放射低減量ＲＲが小さくなるので、ＭＡ共振による増幅を防止しつつ中高域においても高いＲＲを示す内装構造とするため、内装パネル３の厚さｈ１を０．０１ｍ程度以上とすることが望ましい。
【００４６】
また、通気性内装パネル３と躯体１との間の空気層の幅も特に制限はなく、従来の内装仕上材と同程度とすることができる。空気層の厚さの違いが二重弾性板の放射低減量ＲＲに及ぼす影響を考察するため、空気層の厚さｚ１を０．０３ｍ、０．０６ｍ、０．１２ｍ、及び０．２４ｍとした場合の放射低減量ＲＲを計算した。この計算結果から、空気層の厚さｚ１を大きくしても、躯体のコインシデンス周波数ｆｃの低域の増幅量が若干増すものの、周波数ｆｃの高域において増幅は起こらないことが確認できた。従って本発明の内装構造は、例えば二重天井のようにキャビティの幅が比較的大きい場合にも躯体１からの固体音を有効に防止できる。
【００４７】
本発明は、従来の内装仕上材と同様に施工することができ、内装材の質量や空気層の幅を増加させることなくＭＡ共振による増幅を防止して構造物内空間の低騒音化を図ることができる。また、通気性内装パネルの孔径や開孔率を調節して流れ抵抗を調整できるので、様々な固体音の低減に利用できる。市販の建築用有孔板の表面を通気布で被覆し、通気布と貫通孔とで所要の流れ抵抗を形成すれば、比較的安価なコストでの固体音騒音対策が可能となる。しかも、通気性内装パネルは孔又はスリットが十分小さいので、天井や壁、床の表面材として用いた場合でも意匠性を損なうおそれが小さい。更に本発明の内装構造は、多孔質系吸音材を併用する必要がないので軽量且つ衛生的であり、環境的にも優れている。
【００４８】
こうして本発明の目的である「軽量で構造物内空間の有効スペースを狭めずに固体音の増幅を抑制できる内装構造及び内装パネル装置」の提供が達成できる。
【００４９】
【実施例】
以上、通気性内装パネル３を用いた固体音低減型内装構造について説明したが、通気板は表面仕上げ板としての利用ばかりでなく、施工済みの躯体及び内装板の間の間隙（キャビティ）へ挿入することによりダンピングを付加するといった利用方法も考えられる。キャビティへの設置方法として、内装板および躯体の何れとも構造的に連結せずに通気板を独立して振動させる場合（独立設置タイプ）と、通気板を躯体表面に構造的に固定して連結して躯体と一体的に振動させる場合（固定設置モデル）とが考えられる。
【００５０】
先ず、独立設置タイプによりＭＡ共振の増幅が防止できるか否かを確認するため、図２０に示すように内装板、通気板及び躯体としてｚ＝０、ｚ＝ｚ１，ｚ＝ｚ２上にあるｘｙ平面と平行な無限大弾性板Ｐｌａｔｅ−１、Ｐｌａｔｅ−Ｍ、Ｐｌａｔｅ−２を想定し、固体音による振動として点（０，０，ｚ２）に点加振力を作用させて躯体（Ｐｌａｔｅ−２）を振動させたとき、すなわち三重弾性板の音響振動連成による内装板（Ｐｌａｔｅ−１）からの放射音圧レベルを理論的に算出した。本検討では通気板（Ｐｌａｔｅ−Ｍ）を微細な孔を有する多孔板（ＭＰＦパネル。以下、ＭＰＦ通気板ということがある。）とし、躯体及び内装板から独立振動可能に挿入した。
【００５１】
図２０において空間Ｉにおける遠距離受音点の音圧レベルｐ１（Ｒ，θ）は近似的に式（５１）〜（５５）のように算出できる。この式（５１）〜（５５）から式（４）により音響放射パワーΠを算出し、式（６）により放射低減量ＲＲを算出することができる。この場合の放射低減量ＲＲは、キャビティに挿入したＭＰＦ通気板（Ｐｌａｔｅ−Ｍ）を含む内装材全体の低減量を意味する。
【００５２】
図２０において、内装板と通気板との間の空気層の幅ＣＬ、及び通気板と躯体との間の空気層の幅ＣＲを変えながら放射低減量ＲＲを算出した。なお、空気層の幅ＣＬ及びＣＲと通気板の厚さｈＭとの間にはＣＬ＋ＣＲ＋ｈＭ＝空気層の幅ｚ１の関係があり、通気板を挿入した場合の空気層の総和ＣＬ＋ＣＲは、挿入しない場合に比べて必然的に狭くなる。通気板の厚さｈＭ＝０．０１ｍ、通気板の孔径ｄ＝０．５ｍｍ、通気板の開孔率σ＝０．０７％とし、（ＣＬ、ＣＲ）＝（０．０４５ｍ、０．００５ｍ）とした場合（通気板が躯体側に近接；破線）、（ＣＬ、ＣＲ）＝（０．０２５ｍ、０．０２５ｍ）とした場合（通気板が中央；実線）、（ＣＬ、ＣＲ）＝（０．００５ｍ、０．０４５ｍ）とした場合（通気板が内装板側に近接；一点鎖線）とした場合の計算結果を図２２に示す。同図には、通気板がない場合の放射低減量ＲＲ（点線）も併せて示す（図１６の実線グラフ参照）。図２２は、通気板の設置位置に拘わらず、３００〜４００Ｈｚより高域において非常に高い放射低減効果を示すが、躯体のコインシデンス周波数ｆｃの低域及び高域の周波数帯域において顕著なディップを示している。すなわち、通気板を独立振動可能にキャビティに設置する独立設置タイプでは、ＭＡ共振による増幅に対してはほとんど低減効果を示さないことが確認できた。
【００５３】
【数６】
2004232354.tif 000010
【００５４】
次に、図２１に示す固定設置タイプによりＭＡ共振の増幅が防止できるか否かを確認した。固定設置タイプの解析では、ＭＰＦ通気板の音響特性を躯体表面の音響アドミタンス比として与えればよいと考えられる。ＭＰＦ通気板を二重弾性板のキャビティに挿入する場合、内装板と通気板との間の空気層及び通気板と躯体との間の空気層の両者が音響リアクタンスとして作用する。従って、ＭＰＦ通気板のインピーダンスは式（６１）で表され、躯体表面の音響アドミタンス比Ａ３は式（６２）で表される。この式（６１）〜（６２）から式（４）により音響放射パワーΠを算出し、式（６）により放射低減量ＲＲを算出した。但し、この場合の放射低減量ＲＲもキャビティに挿入したＭＰＦ通気板（Ｐｌａｔｅ−Ｍ）を含む内装材全体の低減量である。
【００５５】
【数７】
2004232354.tif 000011
【００５６】
図２１において、通気板の厚さｈＭ＝０．０１ｍ、通気板の孔径ｄ＝０．５ｍｍ、通気板の開孔率σ＝０．０７％とし、（ＣＬ、ＣＲ）＝（０．０４５ｍ、０．００５ｍ）とした場合（通気板が躯体側に近接；破線）、（ＣＬ、ＣＲ）＝（０．０２５ｍ、０．０２５ｍ）とした場合（通気板が中央；実線）、（ＣＬ、ＣＲ）＝（０．００５ｍ、０．０４５ｍ）とした場合（通気板が内装板側に近接；一点鎖線）とした場合の放射低減量ＲＲの計算結果を図２３に示す。同図には、通気板がない場合の放射低減量ＲＲ（点線）も併せて示す。図２３は、とくに通気板が中央にある場合又は内装板側に近接している場合に、ＭＡ共振による低域のディップが効果的にダンピングされていることを示す。躯体のコインシデンス周波数ｆｃの低域の増幅は僅かに存在するが、周波数ｆｃの高域のディップは十分に減少しており、とくに通気板が中央にある場合はこの帯域において放射低減量ＲＲが正の値を示している。このことから、通気板をキャビティに適用する場合は、躯体に固定して設置することにより固体音の増幅において重要な周波数ｆｃの低域で高い性能を示すことが確認できた。
【００５７】
通気板によるＭＡ共振のダンピングのメカニズムは、Ｈｅｌｍｈｏｌｔｚ共鳴器による吸音のメカニズムと同様に、孔部分の共鳴によって生じる音響エネルギーの減衰に依存している。従って、通気板の共鳴周波数ｆｒ−ＭＰＦがＭＡ共振周波数ｆｒ（θ）に近いほど孔部分の速度依存型の粘性抵抗により音響エネルギーが効率よく熱エネルギーに変換されると考えられる。すなわち、ひとつの孔で消費される音響エネルギーはｆｒ−ＭＰＦ＝ｆｒ（θ）のときにほぼ最大となるはずである。仮に音響的Ｒｅｙｎｏｌｄｓ数Ｒｅｙ＝１と仮定し、式（６３）においてＩｍ［ＺＨ］＝０をωについて解くと、ｆｒ−ＭＰＦを近似的に式（６３）で表すことができる。この式から、ｆｒ−ＭＰＦは通気板がＣＬ＝ＣＲ（中央）となる位置のときに低くなり、内装板又は躯体の何れかに近づくと高くなることが分る。他方、ＭＡ共振の最低周波数ｆｒ（０）は式（１１）で表されるので、式（６３）及び式（１１）からｆｒ−ＭＰＦ＝ｆｒ（０）を解くことにより、通気板の開孔率σとＣＬ、ＣＲとの関係が式（６４）のように得られる。
【００５８】
式（６４）から、通気板の開孔率σは内装板と通気板との間の空気層の幅ＣＬ及び通気板と躯体との間の空気層の幅ＣＲと関係があることが分る。すなわち、通気板の開孔率σは、空気層の幅ＣＬ及びＣＲの大きさに応じてＭＡ共振による増幅を最も効率よくダンピングする範囲内、すなわち式（６４）を満たす範囲内で定めることができる。また通気板の孔径ｄは、上述した通気性内装パネル３の場合と同様に、ＭＡ共振周波数（ＭＡ共振の一次共振周波数）ｆｒにおいて孔全体が粘性境界層となる大きさ（孔の半径ｄ／２≦粘性境界層の厚さｄｖとなる大きさ）とするのが適切である。
【００５９】
以上の解析から、通気板を躯体及び内装板の間のキャビティへ挿入して固体音の増幅を防止する場合は、（１）可能な限りキャビティ中央位置に設置し、（２）式（６４）により設置位置に対して最適な開孔率σを決定し、（３）式（１１）からＭＡ共振周波数ｆｒを求め、その周波数ｆｒにおける臨界粘性境界層厚さを式（４１）から算出して孔の直径ｄを決定することができる。通気板の厚さ及び密度は適当に選択することが可能であるが、例えば厚さ＝０．５ｍｍ〜１０ｍｍ程度、密度＝６００〜１０００ｋｇ／ｍ３程度とすることができる。
【００６０】
【発明の効果】
以上詳細に説明したように、本発明の固体音低減型内装構造及び内装パネル装置は、構造物の躯体内面に間隙を介して当該躯体から放射される固体音の増幅を抑制する流れ抵抗の通気性内装板を当該躯体と独立振動可能に対向させるので、次の顕著な効果を奏する。
【００６１】
（イ）内装材の質量や空気層の幅を増加させることなくＭＡ共振による増幅を防止して構造物内空間の低騒音化を図ることができるので、軽量で構造物内空間の有効スペースを狭めない内装構造とすることができる。
（ロ）従来の内装仕上材と同様に施工することが可能であり、騒音対策のための特別な施工を必要としない。
（ハ）通気性内装パネルの孔径や開孔率を調節して流れ抵抗を調整できるので、様々な固体音の低減に利用できる。
（ニ）市販の建築用有孔板の表面を通気布で被覆し、通気布と貫通孔とで所要の流れ抵抗を形成すれば、比較的安価なコストでの固体音騒音対策が可能となる。（ホ）通気性内装パネルは孔又はスリットが十分小さいので、天井や壁、床の表面材として用いた場合でも意匠性を損なうおそれが小さい。
（ヘ）通気板を、表面仕上げ板としてでなく、躯体及び内装板の間のキャビティへ挿入することによりＭＡ共振による増幅を防止することも可能である。
（ト）多孔質系吸音材を併用する必要がないので衛生的であり、環境的にも優れている。
【図面の簡単な説明】
【図１】は、本発明の一実施例の説明図である。
【図２】は、本発明の他の実施例の説明図である。
【図３】は、本発明で用いる内装板の一例の説明図である。
【図４】は、躯体及び内装板（無孔板）からなる二重弾性板の音響性能の評価手法の説明図である。
【図５】は、二重弾性板の音響性能を測定する実験装置の説明図である。
【図６】は、躯体単体の音響放射パワーレベルＰＷＬの測定値及び理論値を示すグラフである。
【図７】は、二重弾性板の音響放射パワーレベルＰＷＬの測定値及び理論値を示すグラフである。
【図８】は、二重弾性板の放射低減量ＲＲの測定値及び理論値を示すグラフである。
【図９】は、図５の実験装置の複数の受音点における放射音圧レベルｐ１の理論値を角度θ及び周波数ｆの関数として三次元表示したものである。
【図１０】は、ＭＡ共振周波数ｆｒのピーク理論値の軌跡と躯体コインシデンス周波数ｆｃのピーク理論値の軌跡を表した図９に対応するグラフである。
【図１１】は、（Ａ）内装板のＹｏｕｎｇ率Ｅ１を変化させたとき、（Ｂ）損失係数ｈ１を変化させたとき、及び（Ｃ）厚さｈ１を変化させたときの放射低減量ＲＲの理論値の変化を示すグラフである。
【図１２】は、内装板の密度ρｐ１を変化させたときの放射低減量ＲＲの理論値の変化を示すグラフである。
【図１３】は、空気層の幅ｚ１を変化させたときの放射低減量ＲＲの理論値の変化を示すグラフである。
【図１４】は、躯体及び内装板（多孔板）からなる二重弾性板の音響性能の評価手法の説明図である。
【図１５】は、孔の直径ｄ＝６ｍｍ、開孔率σ＝０．７５％の多孔内装板（実線）及び孔の直径ｄ＝６ｍｍ、開孔率σ＝０．３５％の多孔内装板（破線）を用いた二重弾性板の放射低減量ＲＲの測定値及び理論値を示すグラフである。
【図１６】は、孔のない内装板（無孔板；実線）、通常の大きさの孔径を有する有孔内装板（ｄ＝６ｍｍ；一点鎖線）、及びＭＰＦ内装板（ｄ＝０．５ｍｍ；破線）を用いた二重弾性板の放射低減量ＲＲの理論値を示すグラフである。
【図１７】は、（Ａ）有孔内装板（ｄ＝６ｍｍ）又は（Ｂ）ＭＰＦパネル（ｄ＝０．５ｍｍ）を用いた二重弾性板の放射低減量ＲＲを開孔率σと周波数との関数として三次元表示したものである。
【図１８】は、ＭＰＦパネルを用いた二重弾性板の放射低減量ＲＲを孔径ｄと周波数との関数として三次元表示したものである。
【図１９】は、無限大平面板上に形成される粘性境界層の厚さｄｖを周波数の関数として表したグラフである。
【図２０】は、通気板を躯体及び内装板の間へ独立振動可能に挿入した場合の音響性能の評価手法の説明図である。
【図２１】は、通気板を躯体及び内装板の間へ躯体と一体的に振動可能に挿入した場合の音響性能の評価手法の説明図である。
【図２２】は、図２０における放射低減量ＲＲの理論値を示すグラフである。
【図２３】は、図２１における放射低減量ＲＲの理論値を示すグラフである。
【符号の説明】
１…躯体                ２…内装パネル装置
３…内装板              ４…孔（又はスリット）
６…通気布              ８…パネル取付け具
９…防振ゴム
【図１】
2004232354.tif 000012
【図２】
2004232354.tif 000013
【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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