フジタ技術研究報告㻌
第 㻡㻡 号㻌 㻌 㻞㻜㻝㻥 年㻌

タイヤ衝撃源とゴムボール衝撃源による重量床衝撃音遮断性能の㻌単一数値評価量の対応に関する検討㻌

概漆 戸 幸 雄

*1

小谷朋央貴

*1

阿 部 将 幸*1

要㻞㻜㻝㻢 年に日本建築学会から集合住宅の床衝撃音遮断性能をゴムボール衝撃源を用いて測定し、㻭 特性床衝撃音レベルで評価する評価体系が示された。一方、従来のタイヤ衝撃源による測定、評価には膨大なデータと知見の蓄積があるため、ゴムボール衝撃源を活用していくには両衝撃源による測定値、評価の対応性の検討も必要である。そこで本報では、タイヤ衝撃源による 㻸 数、㻭 特性床衝撃音レベルの測定値と、ゴムボール衝撃源による 㻸 数と、㻭 特性床衝撃音レベルの測定値の対応関係を検討した。さらに、タイヤ衝撃源とゴムボール衝撃源のオクターブバンド衝撃力暴露レベルの差を補正することで、両衝撃源の単一数値評価量の換算を試みた結果について報告する。㻌

Study on the correspondency of the rating of floor impact sound insulation by standard
heavy impact sources using a tire and floor impact sound insulation by standard heavy
impact sources using a rubber ball
Abstract
The evaluation system to conduct evaluation by the A-weighting floor impact sound pressure level bymeasuring impact sound insulation of floors of a multifamily house with a rubber-ball impact source wasshown by the Architectural Institute of Japan in 2016. On the other hand, as there is extensive data andknowledge accumulated at the observation station in the evaluation by the conventional tire impact source,to utilize a rubber-ball impact source, it is necessary for both impact sources to review the measurement
values as well as the correspondency of the evaluation. Therefore, in the present report, we reviewed thecorrespondence of the number of the large by the tire impact source, the measurement values and therubber-ball impact source of the A-weighting floor impact sound pressure level, and the measurement valuesof the A-weighting floor impact sound pressure level. Furthermore, we report on the results of attempting tochange the single value evaluation quantity of both impact sources by revising the difference between the tire
impact sound and the rubber-ball impact source octave-band impact strength exposure level.

キーワード：㻌 タイヤ衝撃源，ゴムボール衝撃源，＊㻝㻌 建築本部㻌 建築ｴﾝｼﾞﾆｱﾘﾝｸﾞｾﾝﾀｰ環境技術部㻌

重量床衝撃音，単一数値評価量，相関㻌−63−－㻝－フジタ技術研究報告㻌 第 55 号

§１．はじめに㻌

可能性について検討した。

§２．検討対象の概要

日本建築学会から集合住宅の床衝撃音遮断性能を
JIS A 1418-2:2000 に規定されている衝撃力特性(2) をもつ標準重量衝撃源（以下ゴムボール衝撃源）で測定し、A検討対象は 2002 年～2019 年に竣工した集合住宅と特性床衝撃音レベルで評価する評価体系が 2016 年に示宿泊施設の 55 物件、延べ 669 室の床衝撃音レベルで1)。一方、従来の衝撃力特性(1)をもつ標準重量衝ある。測定時の床仕上げは、スラブ素面が 44 室、防撃源（以下タイヤ衝撃源）による測定、評価には膨大なデ音直張りフローリングが 62 室、絨毯・タイルカーペータと知見の蓄積があるため、ゴムボール衝撃源を活用ットが 3 室（うち 1 室は一部ビニルシート）、直敷きしていくには両衝撃源による測定値、評価の対応性の検畳が 2 室（以上、素面・直張床系 114 室）、乾式二重討も必要である。

床が 555 室である。スラブ面積は、約 14m2～290m2

された

本報では、タイヤ衝撃源による L 数（以下 L 数,H(1)）、Aである。スラブ構造は、均質単板スラブ、ハーフ PC

特性床衝撃音レベル（以下 LiA,Fmax,H(1)）の測定値と、ゴ合成スラブ（オムニア板、FR 板、スパンクリート）、ムボール衝撃源による L 数（以下 L 数,H(2)）と、A 特性床

デッキプレートスラブ、矩形･波形･球形の発泡ポリ衝撃音レベル（以下 LiA,Fmax,H(2)）の測定値の対応関係

スチレン材による二方向ボイドスラブ、ワインディを検討した。さらに、ゴムボール衝撃源とタイヤ衝撃源のングパイプや発泡ポリスチレン材による一方向ボイそれぞれに対して、一方の衝撃源によるオクターブバンドドスラブが含まれている。

床衝撃音レベルの測定値に JIS A 1418-2:2000 に規定さ

床衝撃音レベルの測定は JIS A 1418-2:2000 に準拠れている両衝撃源のオクターブバンド衝撃力暴露レベル

し、梁型を除いた室平面の中央付近 1 点と対角 4 分の差を補正し、L 数およびバンド合成 A 特性床衝撃音レ点の 5 点を測定点とし、0.3m おきに 0.9～1.8m の高ベルを求め、他方の衝撃源の単一数値評価量の換算のさ、0.2m おきに 0.8～1.4m の高さに、実時間周波数㻤㻜㻣㻜㻢㻜
㻡㻜㻠㻜

○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻝㻕㻌㻌回帰直線全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻢㻕回帰直線

タイヤによる床衝撃音レベル (dB)

タイヤによる床衝撃音レベル (dB)

31.5Hz帯域（1oct.）㻟㻜㻤㻜
63Hz帯域（1oct.）

㻤㻜㻣㻜
㻢㻜
㻡㻜
○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻝㻕㻌㻌回帰直線全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻢㻕
回帰直線㻠㻜㻟㻜

㻟㻜㻠㻜㻡㻜㻢㻜

㻣㻜㻤㻜㻥㻜㻠㻜

㻡㻜

㻢㻜㻣㻜

㻤㻜

㻥㻜

ゴムボールによる床衝撃音レベル (dB)

㻡㻜
㻠㻜
㻟㻜

㻞㻜

○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻝㻕㻌㻌回帰直線全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻢㻕回帰直線

タイヤによる床衝撃音レベル (dB)

500Hz帯域（1oct.）

250Hz帯域（1oct.）

㻢㻜㻡㻜

㻠㻜㻟㻜
㻞㻜

㻝㻜

○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻝㻕㻌㻌回帰直線全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻢㻕
回帰直線

㻜㻝㻜㻝㻜

㻞㻜

㻟㻜

㻠㻜㻡㻜

㻢㻜

ゴムボールによる床衝撃音レベル (dB)

㻣㻜㻢㻜
㻡㻜㻠㻜

㻟㻜

○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻝㻕㻌㻌回帰直線全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻢㻕
回帰直線㻜

㻝㻜

㻞㻜㻟㻜

㻠㻜

㻡㻜

ゴムボールによる床衝撃音レベル (dB)

㻞㻜㻟㻜

㻠㻜

㻡㻜

㻢㻜

㻤㻜

㻢㻜

31.5Hz帯域
㻔㻝㼛㼏㼠㻚㻕
乾式二重床
素面・直張床系
全データ

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数555
0.97 9.06
9.1 0.98
114
1.03 5.72
5.7 0.99
669
0.98 8.64
8.6 0.98

63Hz帯域㻔㻝㼛㼏㼠㻚㻕
乾式二重床
素面・直張床系
全データ

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数555
1.04 7.36
7.4 0.95
114
1.02 7.11
7.1 0.97
669
1.06 5.43
5.4 0.96

125Hz帯域㻔㻝㼛㼏㼠㻚㻕
乾式二重床
素面・直張床系
全データ

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数555
0.97 6.49
6.5 0.85
114
0.97 -0.09 -0.1 0.93669
0.92 8.17
8.2 0.73

250Hz帯域㻔㻝㼛㼏㼠㻚㻕
乾式二重床
素面・直張床系
全データ

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数555
0.86 8.25
8.2 0.76
114
0.93 0.00
0.0 0.94
669
0.69 15.00 15.0 0.71

500Hz帯域㻔㻝㼛㼏㼠㻚㻕
乾式二重床
素面・直張床系
全データ

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数555
0.77 11.32 11.3 0.75
114
0.96 -1.01 -1.0 0.94
669
0.63 15.18 15.2 0.76

図 㻝㻌 検討対象物件のタイヤ衝撃源とゴムボール衝撃源によるオクターブバンド床衝撃音レベルの対応㻌
−64−－㻞－㻌㻣㻜

ゴムボールによる床衝撃音レベル (dB)㻢㻜㻣㻜

125Hz帯域（1oct.）

㻣㻜㻞㻜
㻟㻜

ゴムボールによる床衝撃音レベル (dB)

タイヤによる床衝撃音レベル (dB)タイヤによる床衝撃音レベル (dB)㻥㻜㻥㻜

タイヤ衝撃源とゴムボール衝撃源による重量床衝撃音遮断性能の単一数値評価量の対応に関する検討㻌

分析機能付騒音計（ﾘｵﾝ NA-27 または NA-28）5 台のに近く、相関係数も 0.9 以上となっている。一方、乾式マイクロホンを設置し、オクターブバンド音圧レベ二重床では両衝撃源の測定値の相関は 125Hz 帯域以下

ルと A 特性音圧レベルを 5 点同時に計測している。と比較すると低下しており、回帰直線の傾きがゴムボー

図 1 に今回検討対象とした、タイヤ衝撃源によるオル衝撃源の軸側に寝る傾向がみられる。

クターブバンド床衝撃音レベルの測定値とゴムボール§３．タイヤ衝撃源とゴムボール衝撃源による単一数値評価量の対応

衝撃源によるオクターブバンド床衝撃音レベルの測定値の相関図を示す。31.5Hz 帯域、63Hz 帯域ではタイヤ衝撃源とゴムボール衝撃源の測定値は回帰直線の傾き

図 2 にタイヤ衝撃源とゴムボール衝撃源による単一数が 1 に近い対応を示しており、乾式二重床、スラブ素値評価量の相関図を、図 3 に両衝撃源による単一数値評面・直張床系による対応傾向の差異もみられない。125Hz

価量の差の度数分布を示す。

帯域では乾式二重床、スラブ素面・直張床系とも回帰直線の傾きは 1 に近い対応を示しているが、切片は約㻟㻚㻝㻌 㻸 数㻘㻴㻔㻝㻕と 㻸 数㻘㻴㻔㻞㻕の対応㻌

6.6dB の差が見られる。250Hz 帯域、500Hz 帯域では、タイヤ衝撃源による L 数,H(1)とゴムボール衝撃源による乾式二重床とスラブ素面・直張床系で測定値の対応傾向

L 数,H(2)の対応を見ると、相関係数（図 2 (a)）は、乾式二に差が生じている。スラブ素面・直張床では 63Hz 帯域

重床で 0.79、素面・直張床系で 0.70 であり、両者とも比較

以下と同様に両衝撃源の測定値の回帰直線の傾きは 1

㻣㻜

的強い相関がみられるが、乾式二重床と素面・直張床系

㻣㻜(dB)

㻣㻜㻢㻜㻢㻜㻡㻜L数,H(1)

L数,H(1)

LiA,Fmax,H(1)㻢㻜㻡㻜㻡㻜㻠㻜

㻠㻜㻠㻜
○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻌㻌回帰直線全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻥㻕回帰直線

㻟㻜

○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻌㻌回帰直線全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻥㻕回帰直線㻟㻜㻟㻜

㻠㻜

乾式二重床
素面・直張床系
全データ

㻡㻜L数,H(2)㻢㻜㻣㻜

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数555
0.94 11.03
2.5 0.79
114
0.80 12.09
3.5 0.70669
0.88 12.67
3.3 0.68

㻟㻜

㻠㻜

乾式二重床
素面・直張床系
全データ(a) L 数,H(1)と L 数,H(2)㻡㻜LiA,Fmax,H(2)㻢㻜○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻌㻌回帰直線全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻥㻕回帰直線㻟㻜㻟㻜

㻣㻜
(dB)

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数555
1.02 6.17
1.8 0.86
114
0.84 8.78
2.0 0.88
669
0.83 13.67
2.7 0.71

㻠㻜乾式二重床
素面・直張床系
全データ(b) LiA,Fmax,H(1)と LiA,Fmax,H(2)㻡㻜LiA,Fmax,H(2)

㻢㻜㻣㻜
(dB)

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数555
0.99 9.78
2.7 0.74
114
0.74 14.24
3.7 0.65
669
0.74 19.74
3.9 0.54(c) L 数,H(1)と LiA,Fmax,H(2)図 㻞㻌 タイヤ衝撃源とゴムボール衝撃源による単一数値評価量の対応㻌㻡㻜㻡㻜㻡㻜

素面・直張床（㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻟㻜㻞㻜㻝㻜㻠㻜

素面・直張床（㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻟㻜㻞㻜㻝㻜㻜㻙㻝㻡 㻙㻝㻜㻙㻡㻜㻡
L数,H(1) － L数,H(2) (dB)(a) L 数,H(1)と L 数,H(2)㻝㻜㻠㻜

素面・直張床（㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻟㻜㻞㻜㻝㻜㻜㻙㻞㻜

乾式二重床（㼚㻩㻡㻡㻡）

比率 (%）

㻠㻜乾式二重床（㼚㻩㻡㻡㻡）

比率 (%）

比率 (%）

乾式二重床（㼚㻩㻡㻡㻡）

㻜㻙㻞㻜

㻙㻝㻡

㻙㻝㻜㻙㻡
㻜㻡
㻝㻜
LiA,Fmax,H(1) －ベLルの差
iA,Fmax,H(2)(dB)
㻭特性床衝撃音レ
ﾀｲﾔ－ｺﾞﾑﾎﾞｰﾙ(b) LiA,Fmax,H(1)と LiA,Fmax,H(2)㻙㻞㻜㻙㻝㻡 㻙㻝㻜㻙㻡㻜㻡
L数,H(1) － LiA,Fmax,H(2) (dB)(c) L 数,H(1)と LiA,Fmax,H(2)図 㻟 タイヤ衝撃源とゴムボール衝撃源による単一数値評価量の差の度数分布㻌−65−－㻟－㻌㻝㻜フジタ技術研究報告㻌 第 55 号

では対応傾向が異なり、全データを対象とした場合、相関㻠㻚㻝㻌 㻌 㻸 数㻘㻴㻔㻝㻕と 㻸 数㻘H(2→1)㻌 の対応㻌係数は 0.68 に低下している。両評価量の差の度数分布

L 数,H(1)と L 数,H(2→1)の相関係数（図 4 (a)）は、乾（図 3 (a)）は、乾式二重床は単峰型の分布（-6~3dB の式二重床で 0.93、素面・直張床系で 0.95、乾式二重床10dB 内に約 96%が分布）であるが、スラブ素面・直張床とスラブ素面・直張床系を合わせた全データを対象

系は-13~1dB のなだらかな分布となっている。とした場合も 0.94 であり、床仕上げ構造によらず両評価量には非常に強い相関があるといえる。両評価量の差の度数分布（図 5(a)）は、乾式二重床では-1~4dB㻟㻚㻞㻌 㻸㼕㻭㻘㻲㼙㼍㼤㻘㻴㻔㻝㻕と 㻸㼕㻭㻘㻲㼙㼍㼤㻘㻴㻔㻞㻕㻌 の対応
タイヤ衝撃源による LiA,Fmax,H(1)とゴムボール衝撃源による LiA,Fmax,H(2)の相関係数（図 2 (b)）は、乾式二重床で 0.86、素面・直張床系で 0.88 であり、L 数よりも強い相関がある。L 数と同様に全データを対象とした場合、相関係数は 0.71 に低下している。両評
価量の差の度数分布（図 3 (b)）は、乾式二重床は単峰型の分布で-7~1dB の 8dB の範囲に約 99%が納まっている。スラブ素面・直張床系も単峰型に近い分布であるが、分布範囲は乾式二重床とは異なり、-12~-4dB の 8dB の範囲に約 99%が納まっている。
㻌の 5dB の範囲、スラブ素面・直張床系では-2~3dB の5dB の範囲に 95%以上のデータが納まっている。
㻠㻚㻞㻌 㻸㼕㻭㻘㻲㼙㼍㼤㻘㻴㻔㻝㻕と 㻸iA,Fmax,H(2→1)㻌 㻌LiA,Fmax,H(1)と LiA,Fmax,H(2→1) の相関係数（図 4 (b)）
は、乾式二重床で 0.88、素面・直張床系で 0.92、乾式二重床とスラブ素面・直張床系を合わせた全データ対
象の場合も 0.90 であり、床仕上げ構造によらず両評価量には非常に強い相関があるといえる。両評価量の差の度
数分布（図 5(b)）は、乾式二重床、スラブ素面・直張床系ともに-3~4dB の 8dB の範囲に 98%以上のデータが納ま㻟㻚㻟㻌 㻸 数㻘㻴㻔㻝㻕と 㻸㼕㻭㻘㻲㼙㼍㼤㻘㻴㻔㻞㻕㻌 の対応㻌っている。

タイヤ衝撃源による L 数,H(1)とゴムボール衝撃源による LiA,Fmax,H(2)の相関係数（図 2 (c)）は乾式二重床㻌

で 0.74、素面・直張床系で 0.65、全データを対象と㻠㻚㻟㻌 㻌 㻸 数㻘㻴㻔㻝㻕と 㻸iA,Fmax,H(2→1)㻌 㻌
L 数,H(1)と LiA,Fmax,H(2→1) の相関係数（図 4 (c)）は、

すると 0.54 であり、L 数,H(1)と L 数,H(2)、LiA,Fmax,H(1)と LiA,Fmax,H(2) よりも両評価量間の相関は弱くなっ

乾式二重床で 0.93、素面・直張床系で 0.95、乾式二重（図 3 (a)）
は、
L 数,H(1)ている。両評価量の差の度数分布

床とスラブ素面・直張床系を合わせた全データを対と L 数,H(2)の差の分布と類似した傾向が見られる。
㻌

両評価量には非常に強い相関があるといえる。両評価象とした場合も 0.93 であり、床仕上げ構造によらず§４．ゴムボール衝撃源の測定値と両衝撃源の衝撃力の差の補正によるタイヤ衝撃源の単一数値評
価量の推定量の差の度数分布（図 5(c)）は、乾式二重床では 0~6dBの 7dB の範囲に 97%以上のデータが納まっており、スラブ素面・直張床系では-2~3dB の範囲に 96%以上のデータが納まっている。

ゴムボール衝撃源によるオクターブバンド床衝撃§５．タイヤ衝撃源の測定値と両衝撃源の衝撃力の差の補正によるゴムボール衝撃源の単一数値評
価量の推定

音レベルの測定値に、表 1 に示す JIS A 1418-2:2000に規定されているタイヤ衝撃源のオクターブバンド衝撃力暴露レベル（以下 F,f,H(1)）とゴムボール衝撃源のオクターブバンド衝撃力暴露レベル（以下F,f,H(2)）の差（F,f,H(1)-F,f,H(2)）を加算したバンドレベ

前項と同様の方法でタイヤ衝撃源のオクターブバンド

ルから L 数（以下 L 数,H(2→1)）、およびバンド合成

床衝撃音レベルの測定値に両衝撃源の衝撃力暴露レベルの差（F,f,H(2)-F,f,H(1)）を加算したバンドレベルから L 数

A 特性床衝撃音レベル（以下 LiA,Fmax,H(2→1)）を求め（以下 L 数,H(1→2)）、およびバンド合成 A 特性床衝撃音レた。図 4 に算出した L 数,H(2→1)、LiA,Fmax,H(2→1)とタベル（以下 LiA,Fmax,H(1→2)）を求めた。図 6 に算出した L

イヤ衝撃源の単一数値評価量 L 数,H(1)、LiA,Fmax,H(1)数,H(1→2)、LiA,Fmax,H(1→2)とゴムボール衝撃源の単一数との相関図を、図 5 に評価量の差の度数分布を示す。

値評価量 L 数,H(2)、LiA,Fmax,H(2)との相関図を、図 7 に評価量の差の度数分布を示す。

表 㻝㻌 タイヤ衝撃源とゴムボール衝撃源の㻌
衝撃力暴露レベル㻔㻶㻵㻿㻌㻭㻌㻝㻠㻝㻤㻙㻞㻦㻞㻜㻜㻜㻕㻌㻡㻚㻝㻌 㻸 数㻘㻴㻔㻞㻕と 㻸 数㻘H(1→㻞㻕㻌 の対応㻌

オクターブバンド中心周波数31.5Hz

63Hz

125Hz

250Hz

500Hz

衝撃力特性(1) タイヤ衝撃源F,f,H(1)オクターブバンド衝撃力暴露レベル dB
衝撃力特性(2) ゴムボール衝撃源
F,f,H(2)オクターブバンド衝撃力暴露レベル dB

47.0

40.0

22.0

11.55.5

L 数,H(2)と L 数,H(1→2)の相関係数（図 6 (a)）は、ス

39.0

31.0

23.0

16.011.5

ラブ素面・直張床系では 0.91 であり、非常に強い相関が−66−－㻠－㻌タイヤ衝撃源とゴムボール衝撃源による重量床衝撃音遮断性能の単一数値評価量の対応に関する検討㻌

ある。乾式二重床では相関係数は 0.78 に低下し、回帰直タが納まっている。

線の傾きもスラブ素面・直張床系とは異なっている。両評

㻌

価量の差の度数分布（図 7 (a)）は、乾式二重床では㻡㻚㻟㻌 㻸 数㻘㻴㻔㻞㻕㻌 と 㻸㼕㻭㻘Fmax,H(1→2)㻌 㻌-9~0dB の 10dB の範囲に 97%以上、スラブ素面・直L 数,H(2)と LiA,Fmax,H(1→2)の相関係数（図 6 (c)）は、張床系では-5~2dB の 8dB の範囲に 99%以上のデータ

スラブ素面・直張床系では 0.93 であり、非常に強い相関が納まっている。
㻌がある。乾式二重床では相関係数は 0.80 に低下し、回帰直線の傾きもスラブ素面・直張床系とは異なっている（図 6㻡㻚㻞㻌 㻸㼕㻭㻘㻲㼙㼍㼤㻘㻴㻔㻞㻕㻌 と 㻸㼕㻭㻘Fmax,H(1→2)㻌 の対応㻌(c)）。両評価量の差の度数分布（図 7 (c)）は、乾式二LiA,Fmax,H(2)と LiA,Fmax,H(1→2)の相関係数（図 6 (b)）

重床では-8~0dB の 9dB の範囲に 96%以上、スラブ素は、スラブ素面・直張床系では 0.97 であり、非常に強い面・直張床系では-5~2dB の 8dB の範囲に 100%のデ相関がある。乾式二重床では相関係数は 0.87 に低下し、ータが納まっている。

回帰直線の傾きもスラブ素面・直張床系とは異なっている。

§６．まとめ

両評価量の差の度数分布（図 7 (b)）は、乾式二重床では-9~-2dB の 7dB の範囲に 97%以上、スラブ素面・直張床系では-3~1dB の 5dB の範囲に 98%以上のデー

今回の検討の結果から、ゴムボール衝撃源によるオク㻣㻜

㻣㻜

(dB)

㻣㻜㻢㻜

㻢㻜

L数,H(1)

L数,H(1)

LiA,Fmax,H(1)

㻢㻜㻡㻜

㻡㻜

㻡㻜

㻠㻜

㻠㻜
○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻌㻌回帰直線全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻥㻕回帰直線㻟㻜㻟㻜㻠㻜

乾式二重床
素面・直張床系
全データ

㻡㻜

L数,H(2→1)㻢㻜㻠㻜○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻌㻌回帰直線全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻥㻕
回帰直線㻟㻜㻟㻜

㻣㻜

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数555
0.97 2.66
1.5 0.93
114
0.92 3.59
1.5 0.95669
0.99 1.10
1.6 0.94

㻠㻜

乾式二重床
素面・直張床系
全データ(a) L 数,H(1)と L 数,H(2→1)

㻡㻜㻢㻜

LiA,Fmax,H(2→1)○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻌㻌回帰直線全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻥㻕
回帰直線

㻟㻜
㻣㻜
(dB)

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数5550.89 5.81
1.7 0.88
114
0.87 6.11
1.6 0.92
669
0.92 4.52
1.7 0.90

㻟㻜

㻠㻜

乾式二重床
素面・直張床系
全データ(b) LiA,Fmax,H(1)と LiA,Fmax,H(2→1)

㻡㻜

㻢㻜

LiA,Fmax,H(2→1)

㻣㻜(dB)

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数555
1.08 -0.98
1.5 0.93
114
1.06 -2.41
1.5 0.95669
1.13 -4.13
1.7 0.93(c) L 数,H(1)と LiA,Fmax,H(2→1)

図 㻠 タイヤ衝撃源による単一数値評価量とゴムボール衝撃源によるオクターブバンド床衝撃音レベルに衝撃力暴露レベルの差分を補正して算出した単一数値評価量の対応㻌㻡㻜㻡㻜
素面・直張床（㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻟㻜
㻞㻜
㻝㻜

㻠㻜

素面・直張床（㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻟㻜
㻞㻜
㻝㻜

㻜
㻙㻡

㻜

㻡
L数,H(1) － L数,H(2→1) (dB)(a) L 数,H(1)と L 数,H(2→1)

㻝㻜㻠㻜

素面・直張床（㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻟㻜㻞㻜㻝㻜㻜㻙㻝㻜

乾式二重床（㼚㻩㻡㻡㻡）

比率 (%）

㻠㻜㻡㻜
乾式二重床（㼚㻩㻡㻡㻡）

比率 (%）

比率 (%）

乾式二重床（㼚㻩㻡㻡㻡）㻜㻙㻝㻜㻙㻡㻜
㻡㻝㻜L㻭特性床衝撃音レiA,Fmax,H(1) － ベ
LiA,Fmax,H(2→1)(dB)
ルの差 ﾀｲﾔ－ｺﾞﾑﾎﾞｰﾙ(b) LiA,Fmax,H(1)と LiA,Fmax,H(2→1)

㻙㻝㻜㻙㻡
㻜
㻡
L数,H(1) － LiA,Fmax,H(2→1) (dB)(c) L 数,H(1)と LiA,Fmax,H(2→1)

図 㻡 タイヤ衝撃源による単一数値評価量とゴムボール衝撃源によるオクターブバンド床衝撃音レベルに衝撃力暴露レ
ベルの差分を補正して算出した単一数値評価量の差の度数分布㻌

−67−－㻡－㻌㻝㻜フジタ技術研究報告㻌 第 55 号

㻣㻜㻣㻜

㻢㻜

㻣㻜

○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻌㻌回帰直線全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻥㻕回帰直線(dB)○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻌㻌回帰直線
全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻥㻕
回帰直線

㻢㻜L数,H(2)L数,H(2)

LiA,Fmax,H(2)

㻢㻜㻡㻜

㻡㻜

㻡㻜㻠㻜

㻠㻜㻠㻜㻟㻜㻟㻜

㻟㻜
㻟㻜㻠㻜

㻡㻜

L数,H(1→2)

㻢㻜㻣㻜

㻟㻜

㻠㻜

㻡㻜

LiA,Fmax,H(1→2)

㻢㻜

乾式二重床

乾式二重床

素面・直張床系
全データ

114
669

素面・直張床系
全データ

114
669

0.91
0.77

(a) L 数,H(2)と L 数,H(1→2)

0.97 0.29
0.69 10.53

㻠㻜

1.1
2.00.970.80

乾式二重床
素面・直張床系
全データ(b) LiA,Fmax,H(2)と LiA,Fmax,H(1→2)

㻡㻜LiA,Fmax,H(1→2)(dB)

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数555
0.71 8.93
1.5 0.87

1.82.3㻟㻜㻣㻜

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数555
0.67 12.25
2.1 0.78
0.80 8.20
0.64 13.81○：乾式二重床㻔㼚㻩㻡㻡㻡㻕㻌㻌回帰直線□：素面・直張床㻔㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻌㻌回帰直線全データ㻔㼚㻩㻢㻢㻥㻕
回帰直線

㻢㻜

㻣㻜

(dB)

データ 回帰直線 標準 相関数
傾き 切片 誤差 係数555
0.75 8.40
2.0 0.80
114
0.93 1.80
1.6 0.93669
0.74 8.91
2.1 0.80(c) L 数,H(2)と LiA,Fmax,H(1→2)

図 㻢 ゴムボール衝撃源による単一数値評価量とタイヤ衝撃源によるオクターブバンド床衝撃音レベルに衝撃力暴露レベルの差分を補正して算出した単一数値評価量の対応㻌㻡㻜㻡㻜
素面・直張床（㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻟㻜㻞㻜㻝㻜㻠㻜

乾式二重床（㼚㻩㻡㻡㻡）

素面・直張床（㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻟㻜
㻞㻜
㻝㻜㻜
㻙㻝㻜

㻙㻡

㻜
L数,H(2) － L数,H(1→2) (dB)(a) L 数,H(2)と L 数,H(1→2)

㻡㻠㻜

素面・直張床（㼚㻩㻝㻝㻠㻕㻟㻜㻞㻜㻝㻜㻜㻙㻝㻡

比率 (%）

㻠㻜㻡㻜
乾式二重床（㼚㻩㻡㻡㻡）

比率 (%）

比率 (%）

乾式二重床（㼚㻩㻡㻡㻡）

㻜㻙㻝㻡
㻙㻝㻜
㻙㻡
㻜
㻡
L㻭特性床衝撃音レ
iA,Fmax,H(2) － ベ
LiA,Fmax,H(1→2)(dB)
ルの差 ﾀｲﾔ－ｺﾞﾑﾎﾞｰﾙ(b) LiA,Fmax,H(2)と LiA,Fmax,H(1→2)

㻙㻝㻡㻙㻝㻜
㻙㻡㻜
L数,H(2) － LiA,Fmax,H(1→2) (dB)

㻡(c) L 数,H(2)と LiA,Fmax,H(1→2)

図 㻣 ゴムボール衝撃源による単一数値評価量とタイヤ衝撃源によるオクターブバンド床衝撃音レベルに衝撃力特性の差分を補正して算出した単一数値評価量の差の度数分布㻌

ターブバンド床衝撃音レベルの測定値にタイヤ衝撃源とひ と こ と 㻌

ゴムボール衝撃源のオクターブバンド衝撃力暴露レベル

ゴムボール衝撃源は、重量床衝撃の差を加算したバンドレベルから L 数またはバンド合成 A

音レベル測定の標準衝撃源として、特性床衝撃音レベルを求めることで、タイヤ衝撃源とゴム従来からのタイヤ衝撃源に加えてボール衝撃源による床衝撃音遮断性能の単一数値評価㻞㻜㻜㻜 年に 㻶㻵㻿 規格に登場したものの、量の対応付けられる可能性があるとの知見が得られた。

タイヤ衝撃源で蓄積された知見が膨漆戸 幸雄

大なこともあり、利用が進んでいない

参 考 文 献のが現状です。一方、タイヤ衝撃源

㻝㻕㻌 日本建築学会編㻘集合住宅の遮音性能・遮音設計の考えに比べて小型・軽量なので測定者にとっては負担の軽減にもなり、働き方方㻘丸善出版㻘㻞㻜㻝㻢㻚㻝㻌㻌

改革や高齢化社会への親和性もある㻌のではないかと思われます。今回の㻌

検討がタイヤ衝撃源で蓄積された知㻌

見とゴムボール衝撃源を結びつける

㻌一助になれば幸いです。㻌
−68−－㻢－㻌