技術研究報告第 48 号 2022.11

戸田建設株式会社

管内伝搬音抑制構造の実用化の検討
INVESTIGATION OF THE TUBULAR STRUCTURE FOR NOISE REDUCTION

小 林 正 明*1, 松 岡 明 彦*2, 小 泉 穂 高*3, 河 井 康 人*4Masaaki KOBAYASHI, Akihiko MATSUOKA, Hodaka KOIZUMI and Yasuhito KAWAI

The authors, based on the theory of edge effects and the control of such effects which is proposed by Kawai, have developed a high-performance soundproof wall for practical use with less height than previous walls. This theory mentioned above states that by using materials with appropriate flow resistanceand surface density, the particle velocity in specific areas can be suppressed, and greater noise reduction can be obtained with less effort than before. When
this theory is applied to the noise which propagates in the pipe, it is possible to control the noise, without sealing the sound source. Therefore, significant
noise reduction effects can be expected in various situations where noise control is conventionally difficult due to heat dissipation and air circulation.
This paper, as a first step, reports the effectiveness of this theory for practical use which was confirmed through experiments
Keywords : Noise transmission, Noise reduction, Particle velocity, Flow resistance, Areal density
騒音伝搬，騒音低減，粒子速度，流れ抵抗，面密度1. はじめに筆者らは，河井ら 1,2)が提唱するエッジ効果とその抑制に関する理

筒を開口部が上下になるよう設置し，角筒の下端に設置したスピー論に基づき，従来よりも高さを抑えた高性能防音壁を実用化していカから試験音を放射しながら，角筒の仕様を変化させてもう一方のる 3-6)．上述の理論は防音壁の先端（エッジ）近傍に粒子速度が非常筒先（開放）の音圧レベルを測定した．に大きくなる領域が存在しており，当該領域における粒子速度を適

2.1 音源と測定点切な流れ抵抗と面密度を有する材料を用いて抑制することで回折音源と測定点の配置を図 1 に示す．スピーカは WASEDA E.E.W3232 平面スピーカ（300×300 mm）を使用した．音圧レベルの測定音場に対し，大きな騒音低減効果が得られるものである．
同様の現象は空調ダクトなどの音が伝搬する管内においてもみ

点は角筒上端の開口部中央から 500 mm 離れた位置に加え，音源のられ，河井 7)は境界積分方程式による理論解析によって，伝搬方向変化の有無を明らかにすることを意図したスピーカ近傍の2 点としと直交する仕切り板等で区切られた適切な大きさの複数の窪みのた．試験音にはピンクノイズを用い，測定状況によらず入力電圧を並びがある場合に，窪みの開口面付近で面の法線方向に粒子速度の一定とした.

大きな領域が集中して現れること，および，当該領域における粒子2.2 実験条件速度を抑制することで伝搬音を効果的に抑制できること（以下，管実験に用いた角筒は図 2 に示す 6 種類である．試験体 A1 および内伝搬音抑制構造）を明らかにした．この理論に基づけば，音源を試験体 B1 はそれぞれ内法が 350 mm 角，500 mm 角の角筒である．

密閉することなく騒音抑制を図ることが可能となるため，従来は放試験体 A2 は試験体 A1 の筒内中央部の四周に空気層を設けずに多熱や空気の流通等の関係で騒音対策が困難であった多様な場面へ孔質吸音材（グラスウール）を設置したもので，従来の一般的な騒の適用が考えられる．

音対策手法に相当する．試験体 B2 は試験体 B1 の筒内中央部に厚本研究では，管内伝搬音抑制構造の実用化を目的とし，まず，本さ 5 mm の仕切り板を用いて 9 層の窪みを設けたものである．すべての窪みの深さと幅はそれぞれ 125 mm と 50 mm で同一である．試理論によって得られる騒音低減効果を実験により確認した．

験体 B3 は試験体 B2 の窪みの表面にグラスウールを設置したもので，河井 7)の提唱する管内伝搬音抑制構造を体現したものである．

2. 実験 1:管内伝搬音抑制構造の騒音低減効果
実験は無響室内で実施した．長さ 1,000 mm の塩化ビニル製の角試験体 B4 は試験体 B2 の仕切り板を両端部のみ残し，その仕切り*1 戸田建設㈱知財･技術最適部 博士（工学）Intellectual Property & Technology Optimization Division, TODA CORPORATION, Ph. D.

*2 戸田建設㈱技術研究所

Technology Research Institute, TODA CORPORATION*3 戸田建設㈱技術研究所 修士（工学）Technology Research Institute, TODA CORPORATION, M. Eng.

*4 関西大学名誉教授 博士（工学）Professor Emeritus, Kansai University, Dr. Eng.

管内伝搬音抑制構造の実用化の検討

66

音圧レベル測定点（角筒上部）

350

500 mm(1) 試験体 A1（内法 350 mm 角，筒内対策なし）

1,000 mm

35066

角筒50250

緩衝材
ベニヤ板

500 mm250

350

66(3) 試験体 B1（内法 500 mm 角，筒内対策なし）
6800 mm

250506

スピーカ

250
グラスウール350

音圧レベル測定点（スピーカ近傍）

61,000 mm(2) 試験体 A2（内法 350 角，筒内吸音）

500

図 1 音源と測定点の配置る．試験体 A2，B3 および B4 に用いたグラスウールの密度と厚さ6板の間に空気層を設けてグラスウールを設置（四周）したものであ
1,000 mm

500

66はいずれも 32 kg/m3，50 mm である．また，試験体 B2～4 において，250

500
62.3 実験結果
図 3 および図 4 は試験体 A1 を基準レベルとする各試験体の相対仕切り板（塩化ビニル製）

125

験体も 250×250 mm となるよう調整した．

125

なお，試験体 A2，B2，B3 および B4 は，管内に設けた窪みや吸音材によって角筒内の開口が狭まるが，当該部の寸法はいずれの試

250

5+50+5…+50+5
1,000 mm

音圧レベルを示したものである．すなわち，相対音圧レベルが小さくなるほど，角筒内部での騒音低減効果が大きいことを表す．

250である．

(4) 試験体 B2（内法 500 mm 角，仕切り板 10 層）
6

角筒の開口面から最寄りの仕切り板までの距離はいずれも 250 mm

25050066(5) 試験体 B3（内法 500 mm 角，仕切り板 10 層+吸音材）

100

本実験では，筒内の仕様が管内伝搬音の抑制に及ぼす影響を明らか

250
グラスウール

500にするため，これ以降は，角筒の内法寸法の影響が殆どみられな

6

図 4 は試験体 B1 を除く試験体の相対音圧レベルを示したもので100かった 100～1600 Hz について比較する．

250

満と 2k Hz 以上の周波数帯域において 5 dB 以上の差がみられた．

6

図 3 より，角筒の内法が 350 mm 角と 500 mm 角では，100 Hz 未5+50+5…+50+5
1,000 mm

250ある．これより，試験体 A2 は周波数が高くなるほど相対音圧レベ25050066ルが小さくなるという多孔質型吸音機構特有の傾向がみられた．一100大きくなる共鳴器型吸音機構の特性である．これらに対し，試験体と同様，周波数が高くなるほど相対音圧レベルが小さくなるという多孔質型吸音機構の特性がみられた．多くの周波数帯域で試験体A1 の相対音圧レベルを下回っているが，これは，グラスウールの100本実験で用いた試験体の中で最小となった．試験体 B4 は試験体 A2500

圧レベルが小さくなる特性を有し，250～1k Hz の相対音圧レベルは250
グラスウール

6B3（管内伝搬音抑制構造）は 250～1600 Hz の幅広い帯域で相対音250

Hz で最小となった．これは特定の周波数において騒音低減効果が(6) 試験体 B4（内法 500 mm 角，仕切り板 2 層+吸音材）
6方，試験体 B2 は相対音圧レベルが 500 Hz に近づくほど低下し，500

250

5+50+5…+50+5
1,000 mm

2506500

図 2 実験 1 に用いた角筒（左：縦断面, 右：平断面）6

技術研究報告第 48 号 2022.11

戸田建設株式会社

いてスピーカ近傍で 10 dB 程度の差が生じていることが示された．
相対音圧レベル, dB15

一方，試験体 B2～4 において，スピーカ近傍の音圧レベルには10100～1600 Hz において明らかな差はみられなかった．

5⑧平面SP／250+500+250（吸音無以上の結果より，管内伝搬音抑制構造を体現した試験体 B4 は高し）350角

0周波領域において大きな騒音低減効果が得られることに加え，低周-5波帯域においても，本実験で用いた他の試験体を明らかに上回る騒-10音低減効果が確認されており，その有効性が示された．

-15-2063125250

500
周波数, Hz1k2k4k

図 3 試験体 A1 を基準とする試験体 B1 の相対音圧レベル（角筒上部）

3. 実験 2:窪みの深さと幅が騒音低減効果に及ぼす影響
実験 1 では，角筒内に窪みを設け，その表面に吸音材を設置する⑭平面SP／250+500+250（吸音無し）ことで従来よりも広帯域，かつ，低周波領域に大きな騒音低減効果が得られることを確認した．一方，管内伝搬音抑制構造は，窪みの深さと幅を適切に設定することで，⑩平面SP／250+(5+50+‥+50+5)+250 挿入損失のピークを任意の周波5（GW32K,t50 9段設置）
7, 8)．
数に調整可能であることが示されている

相対音圧レベル, dB0

そこで実験 2 では，管内伝搬音抑制構造の窪みの深さや幅が騒音⑧平面SP／250+500+250（吸音無-5し）350角低減効果に及ぼす影響を確認した．

-103.1 音源と測定点-15⑧平面SP／250+500+250
音源と測定点の配置は図1 と同様である．スピーカは実験 1 で用（GW32K,t50四周設置）350角-20

いた WASEDA E.E.W-3232 平面スピーカ（300×300 mm）を使用し，-25

音圧レベルの測定点も実験1 と同様の 2 点である．試験音にはピン（GW32K,t50設置）⑩平面SP／250+(5+490+5)+250

クノイズを用い，いずれの測定状況においても実験 1 と同一の入力-30⑭平面SP／250+(5+50+‥+50+5)+250（吸音無し）開口250角●: A2 ◇:B2 ◆:B3 △:B4電圧（一定）とした.

-3563125

250500周波数, Hz1k2k4k(1) 試験体 C1（内法 500 mm 角, 750 mm 角，仕切り板 6 層）

62252256

図 4 試験体 A1 を基準とする各試験体の相対音圧レベル（角筒上部／実験 1）

15⑩平面SP／250+(5+50+‥+50+5)+250（GW32K,t50 9段設置）
7505005300

仕切り板（塩化ビニル製）

300

1060225⑧平面SP／250+500+250（吸音無し）350角-56⑩平面SP／250+(5+490+5)+250（GW32K,t50設置）
5+94+5…+94+5
250-106500

2506762

1,000 mm

125250500
周波数, Hz1k2k4k6

図 5 試験体 B1 を基準とする各試験体の相対音圧レベル（スピーカ近傍／実験 1）

250
グラスウール

750500の背後空気層の影響と考えられる．一方で，試験体 B2，B3 でみら25063⑭平面SP／250+(5+50+‥+50+5)+250（吸音無し）開口250角(2) 試験体 C2（内法 500 mm 角, 750 mm 角，仕切り板 6 層+吸音材）

225-156

相対音圧レベル, dB◇:B2 ◆:B3 △:B4れた低・中周波数帯域における相対音圧レベルの明らかな低下はみて，試験体 B1 を基準レベルとする各試験体の相対音圧レベルとして表したものである．
これより，同じ 500 mm 角の角筒であっても，筒内に仕切り板やグラスウールを設けることで，一部の周波数にお66た．
図 5 は試験体 B2～4 におけるスピーカ近傍の音圧レベルについ225られず，250～400 Hz の相対音圧レベルは試験体 B3 を大きく上回っ

6250

5+94+5…+94+5250

500762

1,000 mm

図 6 実験 2 に用いた角筒（左：縦断面, 右：平断面）6

相対音圧レベル, dB

管内伝搬音抑制構造の実用化の検討

5⑩平面SP／400
Hz の相対音圧レベルは B3 をやや上回るが，125～200 Hz の相0

対音圧レベルは試験体B3 を明らかに下回った．
（GW32K,t50 9段設置）

250+(5+50+‥+50+5)+250

図 8 は試験体 B3 と試験体 C2 のスピーカ近傍の音圧レベルにつ-5⑧平面SP／250+500+250（吸音無いて，試験体B1 を基準レベルとする相対音圧レベルとして表したし）350角-10ものである．これより，試験体 C2 のスピーカ近傍の音圧レベルは-15⑬平面SP／250+(94×5段)+250
試験体
B2 のスピーカ近傍の音圧レベルと明らかな差はみられない．

-20以上の結果より，管内伝搬音抑制構造を体現した試験体 C2 は高周（GW32K,t50 5段設置）750角(上下500角)波領域での騒音低減効果に加え，低周波領域においても大きな騒音-25⑬平面SP／250+(94×5段)+250低減効果が得られており，改めてその有効性が確認された．さらに，（吸音無し）750角(上下500角)-30

窪みの深さや幅を変化させることで，特に，低周波数帯域において◆:B3 〇:C1 ●:C2-3563125

250500周波数, Hz1k2k4k

騒音低減効果が大きくなる周波数を調整可能であることも確認された．

図 7 試験体 A1 を基準とする各試験体の相対音圧レベル（角筒上部／実験 2）

4. まとめ
本稿では，河井 7) の提唱する管内伝搬音抑制構造の実用化を目的10⑩平面SP／とし，まず，本理論を体現した際に得られる騒音低減効果を実験に250+(5+50+‥+50+5)+250より確認した．その結果，管内伝搬音抑制構造は従来の騒音低減手（GW32K,t50 9段設置）5法等と比較して幅広い帯域において大きな騒音低減効果が確認さ⑧平面SP／250+500+250（吸音無0低周波数帯域における騒音低減効果が大きくなる周波数を調整で-5⑬平面SP／250+(94×5段)+250きることも示された．これらの結果は，本理論の有用性を示すもの

15

相対音圧レベル, dB◆:B3 ●:C2れた．さらに，管内に設ける窪みの深さと幅を変化させることで，し）350角（GW32K,t50 5段設置）750角(上下500角)であり，従来は放熱や空気の流通等の関係で騒音対策が困難であっ-10た幅広い用途・部位への適用が期待できる．筆者らは，引き続き，-1563125250500
周波数, Hz1k2k4k

図 8 試験体 B1 を基準とする各試験体の相対音圧レベル（スピーカ近傍／実験 2）

3.2 実験条件
実験に用いた角筒は図 6 に示す 2 種類である．試験体 C1 は両端の内法が 500 mm 角，中央部の内法が 750 mm 角の段差を有する角筒である．
中央部は仕切り板によって5 層の窪みが設けられており，すべての窪みの深さと幅はそれぞれ 225 mm と 94 mm で同一である．なお，角筒の開口面から最寄りの仕切り板までの距離（250mm）は実験 1 と同様である．試験体 C2 は窪みの表面にグラスウールを設置したもので，グラスウールの密度と厚さは実験 1 と同様，32 kg/m3 と 50 mm である．角筒内の開口は仕切り板や吸音材によって狭められており，当該部の寸法は試験体 C1 が 300×300 mm，試験体 C2 が 250×250 mm である．
3.3 実験結果
図 7 は試験体 A1 を基準レベルとする各試験体の相対音圧レベルを示したものである．すなわち，相対音圧レベルが小さいほど，角筒内の騒音低減効果が大きいことを表す．なお，比較のため，図中には実験 1 の試験体 B3 の結果を併せて示す．
図 7 より，試験体 C1 は相対音圧レベルが 400 Hz に近づくほど低下し，400 Hz で最小となる共鳴器型吸音機構の特性がみられた．これに対し，吸音材を付加した試験体 C2（管内伝搬音抑制構造）は160～1600 Hz の幅広い帯域で相対音圧レベルが小さくなり，250～その実用化に向けた検証を進めている．
参考文献（記載例）
1) 河井康人, 豊田政弘, エッジ効果抑制型遮音壁の性能向上について, 音響学会講論集, 1115-1118, 2012.3
2) Y. Kawai and M. Toyoda, Sound insulation performance of edge-effectsuppression barriers, Proc. Inter-Noise 12, in12-170, 2012.3
3) 小林正明, 松岡明彦, 鈴木信也, 河井康人, 豊田政弘, エッジ効果抑制型
防音壁の実用化の検討, 音響学会講論集, 1007-1008, 2012.94) 小林正明, 松岡明彦, 鈴木信也, 河井康人, 豊田政弘, エッジ効果抑制型遮音壁の開発, 音響学会講論集, 1095-1096, 2013.95) 小林正明, 松岡明彦, 小泉穂高, 河井康人, エッジ効果抑制型遮音壁の開発その 2－防音ユニット上部枠の影響－, 音響学会講論集, 1209-1210,
2014.96) https://www.toda.co.jp/tech/surrounding/silencer.html
7) 河井康人, トンネル工事における発破音伝搬の抑制法, 騒音・振動研究会
資料, N-2018-36, 2018.88) 竹村美穂, 河井康人, エッジ効果を利用したダクト内伝搬音抑制構造の音響特性, 建築学会梗概集, 359-360, 2019.9