東急建設技術研究所報 No. 45

U.D.C 534.83/.84

防振支持した乾式二重床の床面剛性が防振効果に与える影響に関する基礎的検討
堀尾

要約：

貞治 ＊

井上諭 ＊＊

本論文は，床衝撃音遮断性能の向上を意図した防振処理が施された乾式二重床に関し，二重床床面の剛性の変化が防振効果に与える影響ついて論ずるものである。910 mm×910 mm の床面を単スパンで支持する単スパンモデルと，600 mm×600 mm の床面を支持脚を介して多スパンに接合し，床面積を 2 m×3 m に拡張した多スパンモデルについて基礎的な実験を行い検討した。また，防振効果の予測手法として，平松らが提案している湿式の防振基礎を対象にした 2 質点系振動モデルによる伝達損失の予測式に本実験値を用いて，同式の乾式二重床への適用を試みた。
キーワード：

乾式二重床，床衝撃音，遮音，床剛性，質量，RC 造，木造目

1．はじめに

3．実験結果2．実験方法4．まとめ

次：

1．はじめに乾式二重床の重量床衝撃音遮断性能は，コンクリートスラブに設置した場合に，スラブ素面時に対して低下するケースがあることはよく知られている。対策法の一つとして，二重床床面の質量と剛性を変化させることが検討されている 1)。しかしながら，床板材の積層数を変化させる等の質量と剛性が共に変化する条件下での検討であるため，それぞれが防振効果に与える影響の度合はわかっていない。
そこで，本論文では，二重床床面の剛性の変化が防振効果に与える影響を検討するため，試験体間で二重床の質量は一定とした基礎的な比較実験を行い検討した。実験は，910 mm×910 mm の 単 ス パ ン モ デ ル と，600 mm×600mm の床面材を支持脚を介して多スパンに接合し，床面積

図2を 2 m×3 m に拡張した多スパンモデルにつ単スパンモデルの試験体図および測定点

表1

いて行った。また，防試験体諸元

振効果の予測手法として，平松らが提案している湿式の防振基礎を対象にした 2 質点系振動モデル（図 1）による伝達損失の予測式 2)に本実験値を用いて，同式の乾式二重床への適用を試みた。

構成は同一とした。支持脚は鋼鉄製のボルトを 4 箇所と図1し，図 3 内に示すような振動特性を持つ設置床（厚さ 150

2 質点系振動モデル概念図mm のコンクリートスラブ）上に設置した。床板間の固定
2．単スパンモデルによる検討
2.1

方法は，以下に示すように試験体ごとに接着面数を変更し試験体た。試験体 1 は接着なし，試験体 2 は一面接着，試験体 3

実験に用いた乾式二重床の仕様および測定点を図 2 およは二面接着とし，接着を施さない箇所についてはビス止め

び表 1 に示す。いずれの試験体も平面形状および床面材ののみとし，接着箇所はビス止めを併用した。これにより，＊技術研究所

振動・音響グループ＊＊技術研究所

81東急建設技術研究所報 No. 45

床質量は一定で，床面の剛性は，試験体 1＜試験体 2＜試験体 3 となる試験体を用意した。試験体 4 は，試験体 1 の床面材と同じ条件で，ゴムのばね定数のみを変化させた。
また，式()より，1 質点系振動モデルとした場合の基本固有周波数 f 0, ゴム ［Hz］を算出した。さらに，試験体中央に 静 荷 重 1［kN］を 与 え た 時 の 変 形 量 δ を 実 測 し，式()および式()より，ゴム装着時の二重床の曲げ振動の基本固有周波数 f 0, 床 ［Hz］を両端自由梁とみなして算出した。また，式()より，ゴム非装着時の二重床の曲げ振動の基本固有周波数 f 0, 床 ［Hz］を周辺単純支持として算出した。
f  ゴム' =(12π)  K M

()

()

()

K：ゴムの動的ばね定数［N/m］
M：支持脚 1 脚当りの床質量［kg］
EI =PL (48δ)
EI：二重床床面の曲げ剛性［Nm 2］
P：変形量 δ を与える力（=1000）［N］
f  床' =(λ2πL )  EI ρA

図3単スパンモデルの振動特性（実験値）

λ：固有値（=4.73）
表2

L：梁の長さ（=0.644）［m］

挿入損失の予測計算に用いたパラメータ値：梁の幅（=0.91）×梁成 h（=0.067）［m 2］f  床" =(πL ) Dρh()

ただし，D=EI L(1−ν)
ここに，ν：ポアソン比（=0.3 とした）
2.2

実験方法

実験は，インパクトハンマー（PCB Model086D20）を用いてハンマリング試験を行った。加振点は，試験体中央とした。受振点は，二重床上の点 P0 および設置床上の点P1 とし，圧電式加速度ピックアップを用いて記録した振幅信号について，FFT アナライザ（小野測器 DS‑2000）を用いてアクセレランスレベルを算出した。
なお，防振効果による挿入損失をみるため，全ての試験体に対して，ゴムを非装着にし，支持脚ボルトを直接設置床に固定した場合についても，同様の実験を行った。
2.3

実験結果

図 3 に，振動特性の実験結果を示す。これに，表 1 に示

図4

す f 0, ゴム および f 0, 床 の値と P0 (ゴム装着時) におけるアクセレラ単スパンモデルの防振効果（左：計算値，右：実験値）ンスレベルのピーク周波数を照合し，ゴム装着時の f 0, ゴムおよび f 0, 床 を推定して矢印表記した。また，表 1 に示すの有無によるアクセレランスレベルの差）として算定した

f 0, 床 の値と P0 (ゴム非装着時) におけるアクセレランスレベルの挿入損失レベルの実験結果を図 4 に示す。また，表 2 に示

ピーク周波数を照合し，ゴム非装着時の f 0, 床 を推定して併す本実験値を式(記した。これらの数値は，表 2 に示す。試験体 1 に対して入損失レベル ΔL［dB］を計算結果として示した。

試験体 2，3 を比較すると，f 0, ゴム はほぼ一定であるのに対T =し，床面剛性の平方根  EI が 1.2 倍，1.5 倍と増加するの

F=β F)に代入して算出 2)した挿)および式(
1+γ+α A +B α に 応 じ，f 0, 床(ゴム装着時) は 1.2 倍，1.5 倍，f 0, 床(ゴム非装着時) は 1.2ΔL=20log(1T )倍，1.4 倍となり，ともに床面剛性の変化量とよく合う。

ただし，A=(1−α )(β −α )−(m+βγγ)α ,

一方，試験体 1 に対して試験体 4 を比較すると，f 0, 床 はほB=γ(β −α )+βγ(1−α )−mγα ,ぼ一定で，f 0, ゴム はゴムのばね定数比（=1.4）に応じて約α= / 0, 床，β= 0, ゴム/ 0, 床， =1/2/(π 2 2 0, 床0−1

1=121.2 倍になる。

3)，

2=()

()

,次に，防振効果を見るため，図 3 の結果を用いて，設置

こ こ に，T r：伝 達 率，γ 1：二 重 床 床 構 造 の 損 失 係 数

床の振動加速度振幅の比（ここでは，点 P1 におけるゴム（=0.02 とした 2)），γ 2：支持脚ゴムの損失係数（=0.01 と82

東急建設技術研究所報 No. 45

した 2)），m 1：二重床床面の曲げ振動の基本固有周波数に寄与する有効質量，m 0：防振材が支持する質量。
試験体 1〜3 の実験値をみると，f 0, ゴム（=20 Hz 前後）
から 60 Hz 前後にかけては，剛性変化の影響を受けず，ほぼ同一の特性を示す。60 Hz 以上の周波数では，床面の曲げ振動に起因すると見られる挿入損失のディップが，床面剛性の増加に応じて高い周波数へ移行する。これにより，60 Hz から 100 Hz 前後における挿入損失レベルは，床面剛性の増加に応じて上昇する。また，計算値は 40〜
80 Hz を除いた周波数範囲では実験値と概ね一致した。
40〜80 Hz で実験値の挿入損失レベルが計算値を 5〜10 dB上回る要因としては，設置床の共振の影響と推察している。このようにして，単スパンモデルにおいては，乾式二図5

重床も湿式の防振工法と同様に，支持脚ゴムによる防振系多スパンモデルの試験体図および測定点（A 矢視平面図）と，床面材の曲げ振動系によって，防振設計が出来る可能性が示唆された。そこで，次に，支持脚を介して床面材が連結された多スパンモデルについて同様にして検討した。
3．多スパンモデルによる検討
3.1

試験体

実験に用いた乾式二重床の仕様および測定点を図 5，図図66 および表 3 に示す。いずれの試験体も，パーティクルボ

試験体断面図（B‑B）

ード部を 600 mm×600 mm で目地に隙間 12 mm を設けて表3区切り，それらを支持脚を介して連結することで，約 2 m床面材の構成×3 m の床面を構築した。床面は，図 7 内に示すような振動特性を持つ設置床（厚さ 150 mm のコンクリートスラブ）上に，鋼鉄製のボルトと図 6 に示す防振ゴムによって，防振支持した。試験体 5 のパーティクルボードはビスのみで固定し，試験体 6 はビスと接着剤を併用して固定した。また，試験体 5 および試験体 6 は，パーティクルボード上に直にフローリングを設置し，試験体 7 は，試験体 6のパーティクルボード上に目地の隙間を設けずに床全面に合板 15 mm をビスで固定した（写真 1）。ゴムのばね定数は，支持脚については試験体 1〜3 のゴム S，際根太については試験体 4 のゴム H を用いた。なお，単スパンモデ
ルでは挿入損失レベルを算出するために，ゴム非装着時に写真 1ついても実験を行ったが，本実験では，ゴム装着時のみと多スパンモデルの試験体（試験体 7）し，挿入損失レベルは，点 P1 における設置床スラブ素面時との振動加速度振幅比として算出した。
3.2へ約 1.2 倍に上昇する。これは，パーティクルボードを接実験方法着することで床面剛性が増加したことに起因すると考えら実験は，インパクトハンマー（PCB Model086D50）をれる。しかし，単スパンモデルにおけるその上昇度は，試用いてハンマリング試験を行った。図 5 に示す加振点およ験体 1 に対して床板の 2 層接着を行った試験体 3 では約び受振点で，圧電式加速度ピックアップを用いて振幅信号1.5 倍であったため，多スパンモデルでは，単スパンモデを記録し，FFT アナライザ（小野測器 DS‑2000）を用いルよりも床面剛性の上昇量が f 0,床 に与える影響は小さいこてアクセレランスレベルを算出した。とが示唆される。

3.3

実験結果

一方，試験体 6 に対して試験体 7 を比較すると，f 0, 床 は

図 7 に，振動特性の実験結果を示す。これに，単スパン106 Hz から 70 Hz に下降する。ここで，床厚が近い試験モデルの f 0 の値と，図 7 のアクセレランスレベルのピー

体 3 について，式(ク周波数を照合して f 0, ゴム および f 0, 床 を推定し矢印表記しf  床' を算出すると 69 Hz となることから，試験体 7 の f 0, 床た。試験体 5 に対して試験体 6 を比較すると，f 0, ゴム は 18

は，単スパンで生じている共振ではなく，合板により床全Hz でほぼ一定であるのに対し，f 0, 床 は 92 Hz から 106 Hz面がスパン間で一体化されている影響が大きいものと推察

83)の梁の長さを 2 m と仮定して

東急建設技術研究所報 No. 45

図7多スパンモデルの振動特性（実験値）される。また，試験体 7 では，22 Hz に生じる際根太ゴム

図8多スパンモデルの防振効果（実験値）

4．まとめによるものと見られる共振 f 0, ゴム(際根太) のピークが試験体 5，乾式二重床も湿式の防振工法と同様に，支持脚ゴムによ6 に比べ顕著であることも，この一体化の影響だと考えらる防振系と，床面材の曲げ振動系によって，防振設計が出れる。

来る可能性が示唆された。重量床衝撃音遮断性能で重要と次に，防振効果を見るため，図 7 の結果を用いて，設置なる 63 Hz 帯域に着眼すると，踏み心地等の品質を損な床の振動加速度振幅の比（ここでは，設置床スラブ素面時わない範囲で，ゴムの基本固有周波数は低く，かつ，床面と試験体二重床設置時の点 P1 におけるアクセレランスレの基本固有周波数は高く（すなわち床面の曲げ剛性を大きベルの差）として，1/3 オクターブバンドで算定した挿入く）することが有効であると考えられる。ただし，多スパ損失レベルを図 8 に示す。これを見ると，試験体 5，6 はンモデルの場合には，単に床面剛性だけでなく，スパン間100〜160 Hz，試験体 7 は 63〜100 Hz に，それぞれ床面の一体化の度合により床板の共振周波数にも配慮することの曲げ振動に起因すると見られる挿入損失のディップが生で，より緻密な防振設計が可能になると考えられる。しかじている様子がわかる。これにより，試験体 7 に対して試しながら，防振効果が必ずしも床衝撃音の低減量として得験体 5，6 は，床質量は合板の分だけ軽いにもかかわらず，られるわけではないことや，設置床の影響，さらには際根80 Hz 前後の挿入損失レベルは 5〜10 dB 上回る結果とな

太および空気ばねの影響など，実際の床構造としての条件った。なお，試験体 5，6，7 共に生じている 63 Hz の挿を加味する必要がある。今後は，床衝撃音の低減量との関入損失のディップは設置床の共振の影響と推察している。

係性についても検討していく予定である。

謝

辞

本研究は，ナイス株式会社および淡路技建株式会社に多大なご協力をいただき実施いたしました。末筆ながら，関係者各位に御礼申し上げます。
参考文献
1) 柳沼勝夫・井上勝夫・他 3 名，日本建築学会大会学術講演梗概集，2005.9
2) 平松友孝・濱田幸雄・他 2 名，騒音制御工学会紙，pp. 263‑272, 1997. Vol. 21, No. 4

A BASIC STUDY ON THE EFFECTS FOR VIBRATION ISOLATION BY RIGIDITY
OF THE DRY DOUBLE WOODEN FLOOR ON CONCRETE SLAB
S. Horio and S. Inoue
This report discusses the influence that the rigid change of dry double wooden floors gives for vibration isolation effect.
The dry double floors are made of vibration isolation for the improvement of the performance of heavy floor impact sound.
First, we performed a basic experiment to the single span floor model of an area of 910 mm×910 mm. Then, we performeda basic experiment to the multi span floor model of an area of 2 m×3 m.
As a result, it was shown that the performance of vibration isolation increased as rigidity increased. Also, we attempted
the prediction of vibration isolation effect by using the formula of vibration transmission loss at two‑mass model.

84