JP2019131033A - 自動車のパネル構造 - Google Patents

Abstract

【課題】走行音の透過損失を向上させること。【解決手段】対向する外壁２１と内壁２２との間に、これら壁２１，２２の面内方向全体に渡って少なくとも所定の厚みを有するコア材５１ａが封入された二重壁パネル５からなり、コア層５０に体積弾性率Ｅが定常状態の空気より低い気体を封入させた。【選択図】図１

Description

この発明は、対向する内壁と外壁との間にコア材が封入された二重壁パネルから成る自動車のパネル構造に関する。

特許文献１の防音材に例示されるように、車体パネルを、内部に音の減衰材（コア材）や気体（空気）が封入された内壁と外壁から成る二重壁パネルを構成する自動車のパネル構造に関する技術が知られている。二重壁パネルは、内壁と外壁との間に、減衰材と気体とから成るコア層が構成されるが故に走行音（ロードノイズ）の透過損失（遮音性）に優れるが、該透過損失を効率的に向上させるためには該コア層に工夫を要する。

例えば、特許文献１の二重壁パネルは、コア層の一部を成す減衰材を、互いに接触状態で固着されていない球状の粒状態或いは繊維状物質で形成することにより、音のエネルギーを運動エネルギーに変え易くして走行音の透過損失を高めたものである。

しかしながら特許文献１のものは、走行音の透過損失を高めるうえで減衰材そのものにしか殆ど着目されておらず、減衰材だけでなく内壁、外壁、およびこれら壁間に、減衰材と共に封入する気体を含めた二重壁パネル全体の系の中でコア層に対して如何に工夫を施すという観点が見受けられないため、改善の余地があった。

なお、特許文献１には、コア材としての減衰材が繊維状物質の場合には、その太さや長さ等について、球状の粒状態の場合には、その密度等について言及されているが、それらの数値限定の具体的根拠については明示されていない。

特開２００１−２４２８７３号公報

本発明はこのような課題に鑑みてなされたもので、走行音の透過損失を向上させることができる二重壁パネルから成る自動車のパネル構造の提供を目的とする。

この発明は、対向する内壁と外壁との間に、これら壁の面内方向全体に渡って少なくとも所定の厚みを有するコア層を備えた二重壁パネルから成る自動車のパネル構造であって、上記コア層に、体積弾性率（気体弾性率）が定常状態の空気より低い気体を封入させたものである。

上記構成によれば、コア層のバネ弾性率ｋを下げることで二重壁パネルの共振点を下げることができ、走行音の透過損失を飛躍的に向上できる。

ここで上記面内方向とは、上記内壁と上記外壁との間の厚み方向に直交する方向を示す。

この発明の態様として、上記体積弾性率が１００（ＫＰａ）以下に設定されたものである。

上記構成によれば、走行音の周波数領域（約５００Ｈｚ）で４０ｄＢ程度の透過損失を得ることができる。

この発明の態様として、上記コア層に０．７気圧以下の負圧空気が封入されたものである。

上記構成によれば、体積弾性率を１００（ＫＰａ）以下に設定できる。

この発明の態様として、上記コア層に易圧縮ガス（ＳＦ_６）が封入されたものである。

上記構成によれば、体積弾性率を１００（ＫＰａ）以下に設定できる。

この発明の態様として、上記コア層に、繊維材、又は通気性を有するフォーム材から成るコア材が設けられたものである。

上記構成によれば、繊維材の吸熱効果を併用することで気体の弾性率の低下代を縮小でき気体の選択枠を拡大できる。

この発明によれば、走行音の透過損失を向上させることができる。

本実施形態に係る車体床部構造を示す断面図。 図１の二重壁パネルを示す模式図。 二重壁パネルの透過損失と騒音周波数との関係を示す図。 コア材の有無に応じた、閉断面部圧縮時の圧力変化の違いを示す図。 本発明の実験例と、従来例３とを模式的に示すとともに、夫々についての透過損失と騒音周波数との関係を示す図。 所定領域の騒音周波数における透過損失の平均値とコア材の比表面積との関係を示す図。 比表面積が２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）を満たすコア材の充填密度と、二重壁パネルの単位体積当たりの質量との関係を示す表。 定常状態の空気と、該空気よりも体積弾性率が低い気体との体積弾性率を示す棒グラフ。 外壁を内壁よりも剛性が低く設定した二重壁パネルが奏する作用を模式的に示す作用説明図。 騒音時の外壁振動の様子を模式的に示すとともに外壁振動によって圧縮される閉断面部の圧縮率と壁間距離との関係を示す図。 他の実施形態に係る二重壁パネルを模式的に示す断面図。 比表面積の説明するための具体的ケースを示す模式図およびテーブル。 本実施形態の二重壁パネルの製造方法を模式的に示す説明図。 従来例１，２に係るパネル構造を模式的に示すとともに、該パネル構造の何れかを備えた従来の車体床部構造の断面図。

以下、図面に基づいて本発明の実施形態を詳述する。
［（１） 本実施形態の二重壁パネルの基本構造］
本実施形態の二重壁パネル５を、車室の床部ＦＬを構成するフロアパネルに適用した実施形態について説明する。図１は、本実施形態の自動車に備えた車体床部構造を前後方向の直交断面で示した断面図である。

なお、本実施形態の車体床部構造１は、本願出願人が先に出願した「特願２０１７−２１１５７９号」に開示している車体床部構造と特に示す場合を除いて基本構造が同じであるため本発明に関する以外の詳細は省略するものとする。

図１に示すように、車体床部構造１は、左右のサイドシル３と、センタートンネル部４と、左右の二重壁パネル５とを備えている。

車体床部構造１は、左右対称形状で形成されているため、車幅方向の中央および、左右いずれか一方の構成に基づいて説明する。

サイドシル３は、車室の床部ＦＬの左右両端を構成する鋼製から成る骨格部材であり、内部が中空で車体前後方向に延びている。サイドシル３は、その下部が本体部３１に対して車幅方向内側に向けて突出する内側突出部３２が設けられており、内側突出部３２は、二重壁パネル５の車幅方向外側の端部を支持するものである。

センタートンネル部４は、車室の床部ＦＬの中央に配置され、車体前後方向に延びるとともに、車体前後方向の直交断面が車室の床部ＦＬの上方に例えば中空の略台形状に張り出して形成されており、内部には車体前後方向に延びる排気管６等が配設されている。

センタートンネル部４の下部には、本体部４１に対して車幅方向外側に向けて突出する外側突出部４２が設けられている。外側突出部４２は、二重壁パネル５の車幅方向内側の端部を支持するものである。

内側突出部３２と外側突出部４２とは、二重壁パネル５を平行に支持するため、各上面が互いに同じ高さとなる平坦状に形成されている。

二重壁パネル５は、車体外側に配置された外壁２１（下壁）と、車室側に配置された内壁２２（上壁）と、外壁２１と内壁２２との各外周縁を上下方向に連結する縦壁２３（車幅外壁２３ｏ、車幅内壁２３ｉ並びに必要に応じて不図示の前壁および後壁）とで構成されており、ブロー成形等によって内部に閉断面部２０（中空部）を有する中空状に一体又は一体的に構成されている。

縦壁２３としての車幅外壁２３ｏおよび車幅内壁２３ｉは、共に下部縦壁２３ａと、上部縦壁２３ｂと、下部縦壁２３の上端と上部縦壁２３の下端とを水平に連結する段部２３ｃとで全体として段状に一体形成されている。

外壁２１は、車室外側（下方）から車室側（上方）への二重壁パネル５に対する音の透過方向（二重壁パネル５の厚み方向）において二重壁パネル５への入射側の壁部（下パネル）に相当する一方で、内壁２２は、二重壁パネル５からの出力側の壁部（上パネル）に相当する。

二重壁パネル５を構成する外壁２１、内壁２２、縦壁２３は共に樹脂製としている。当例では、外壁２１はＰＰで形成するとともに、内壁２２はガラス繊維強化樹脂で形成されており、外壁２１の曲げ剛性を内壁２２の曲げ剛性に比して下げる構成としている。さらに当例では縦壁２３は外壁２１と同じＰＰで形成されている。

具体的には、内壁２２の曲げ剛性を、ガラス繊維強化樹脂相当以上（３ＧＰａ以上）に設定するのに対して外壁２１の曲げ剛性をＰＰ相当以下（５０００ＭＰａ以下、好ましくは２５００ＭＰａ以下、より好ましくは１５００ＭＰａ以下）に設定している。

ここで、内壁２２の剛性（弾性率）は、該内壁２２の質量と、要求される性能との関係を考慮して例えば、３ＧＰａ〜１５ＧＰａの範囲で設定することが好ましい。

すなわち、内壁２２は、その板厚が例えば、１．５ｍｍ程度の薄肉である場合には、１５ＧＰａの剛性が要求される一方、その板厚が例えば、２．９ｍｍ程度の厚肉である場合には、３ＧＰａの剛性で足りるため、３ＧＰａ〜１５ＧＰａの範囲の剛性で構成する場合には、板厚を１．５ｍｍ〜２．９ｍｍ程度に設定することが好ましい。

これら外壁２１と内壁２２と間の閉断面部２０には、その全体に渡ってコア材５１ａと気体５２ａ（例えば空気）とが封入（充填）されており、該コア材５１ａによって形成される固体層５１と気体５２ａによって形成される気体層５２とで、コア層５０が構成されている。

また、繊維材から成るコア材５１ａは、例えば、ポリエステル、アクリル、ナイロン、ポリプロピレン、綿又はレーヨンから構成しているが、当例ではポリエステルから構成している。

閉断面部２０に封入された、繊維材から成るコア材５１ａは、図１中のＸ部拡大図に示すように、繊維方向（多数の繊維５１ａａの大部分の長手方向）が外壁２１の壁面２１ａ（パネル面）に沿って配置されている。当例では繊維状のコア材５１ａは、各繊維５１ａａの大部分が外壁２１の壁面２１ａと略平行に配置されている。

図１に示すように、二重壁パネル５は、その車幅方向両外側部分をサイドシル３との連結部１１ｏとして形成するとともに、その車幅方向両内側部分をセンタートンネル部４との連結部１１ｉとして形成し、これら連結部１１ｏ，１１ｉは車幅方向の中央部分と比して薄肉に形成されている。

そして二重壁パネル５は、その車幅方向外側の連結部１１ｏが、サイドシル３の内側突出部３２に支持されるとともに、その車幅方向内側の連結部１１ｉが、センタートンネル部４の外側突出部４２に支持されることによってサイドシル３とセンタートンネル部４との間に横架するように配置されている。

さらに、二重壁パネル５は、サイドシル３と連結部１１ｏとの各対向部分との間、およびセンタートンネル部４と連結部１１ｉとの各対向部分との間に、夫々接着材１２が介在されており、該接着材１２によってサイドシル３とセンタートンネル部４とに一体に接合されている。
なお、二重壁パネル５は、内壁２２の上面に吸音層Ｗ１と表皮層Ｗ２とがこの順に配設されている。

本実施形態の二重壁パネル５は、面内方向（車幅方向および車体前後方向）全体に渡って１５ｍｍ以上３０ｍｍ以下の範囲内の壁間距離（外壁２１と内壁２２との間隔）を有して形成されている。すなわち二重壁パネル５は、車幅方向中央部分よりも薄肉に形成された連結部１１ｉ，１１ｏにおいても少なくとも１５ｍｍ以上の壁間距離を有している。

［（２） 本実施形態の二重壁パネルの詳細構造］
本願発明者らは、大別して、コア層５０の後述するバネ弾性率ｋと、内外両壁２１，２２の剛性比等とに着目し、これら２つの着目点を見直すことで、本実施形態の二重壁パネル５の走行音の透過損失を、従来の二重壁パネルと比して高めた構成としている。

＜（２Ａ） コア層のバネ弾性率について＞
まず前者の着目点としてのコア層５０のバネ弾性率ｋについて、その着眼に至る背景技術から説明する。
図２（ａ）は、外壁２１から入射した騒音Ｎが内壁２２から透過する様子を示す二重壁パネル５のバネ・マス・ダンパーモデルの前提となる模式図であるとともに、図２（ｂ）は、二重壁パネル５を、バネ・マス・ダンパーモデルによって示すモデル図である。

なお、図２（ｂ）中の入射側パネルとしての外壁２１の質量をｍ_１［ｋｇ］、出力側パネルとしての内壁２２の質量をｍ_２［ｋｇ］、コア層５０のバネ弾性率（つまり閉断面部２０に封入された気体５２ａの圧縮され易さ）をｋ［Ｎ／ｍ］、コア層５０の減衰係数をＤ［Ｎ・ｓ／ｍ］とする。

図２（ｂ）に示すような１自由度系のバネ・マス・ダンパーモデルの二重壁パネル５に対して図２（ａ）に示すように騒音Ｎが外壁２１から入射した際の二重壁パネル５の運動方程式に基づいて、該二重壁パネル５の共振周波数ｆ_ｒｍは、次式によって示すことができる。

ここで、ｍ_ｅは内外各壁２１，２２の実効質量であり、ｍ_ｅ，ｋはそれぞれ次式によって示すことができる。

ここで、ρは気体５２ａの密度、ｃは音速、ｄは壁間距離、ρｃ^２はコア層５０の体積弾性率Ｅ（気体弾性率）である。

ところで、図１４（ａ）は、従来例１のパネル構造１００の模式図を示し、図１４（ｂ）は、従来例２のパネル構造１１０の模式図を示し、図１４（ｃ）は、従来例１のパネル構造１００又は従来例２のパネル構造１１０を適用した従来の車体床部構造１２０の断面図を示す。

従来例１は、図１４（ａ）に示すように、アンダカバー１０１と鋼材１０２とによって内部に閉断面部１０３Ａを有する中空状に構成しているが不図示のボルト挿通孔が設けられる等によって気密性が低い疑似的な二重壁構造１０３をベースにして構成されたものであり、鋼材１０２の上面に様々なパネルＷ１〜Ｗ３を重畳的に付加した従来のパネル構造である。

なお、図１４（ａ）（ｂ）（ｃ）中の符号Ｗ３は共に、疑似的な二重壁構造１０３に、吸音層Ｗ１と表皮層Ｗ２と共に、該二重壁構造１０３の機能を補強するために付加したパネルの一例としてのフェルトを示すものである。

従来例２も従来タイプのパネル構造１１０であるが、図１４（ｂ）に示すように、従来例１に対して、フェルトＷ３の厚みを約４倍、吸音層Ｗ１の厚みを約７倍にして吸音効果を高める一方で、従来例１の厚みに対して全体として約１．１５倍に厚くなっている、従来例１の変形例を示す。

図３は、車室床部ＦＬのパネル構造による騒音の透過損失（遮音量）と騒音周波数との関係を示す図である。
図３中の波形Ｌａは上述した従来例１のパネル構造１００を示し、波形Ｌｂは上述した従来例２のパネル構造１１０を示す。

ここで走行音の騒音周波数は、例えば、５００Ｈｚ以上である。中でも乗員にとって耳障りとなる騒音は大よそ８００Ｈｚ〜１６００Ｈｚの周波数領域とされている。

図３から明らかなとおり、共振周波数ｆ_ｒｍが従来例１（波形Ｌａ参照）よりも低い値となる従来例２（波形Ｌｂ参照）の方が、走行音（騒音周波数が５００Ｈｚ以上）における透過損失（遮音性能）が高くなっている。このことから、図３のグラフにおいて共振周波数ｆ_ｒｍが低周波側にシフトすること（図３中の矢印ｄ参照）、すなわち共振周波数ｆ_ｒｍの値を下げることが、走行音の透過損失を高めることに寄与すると考えられる。

そして共振周波数ｆ_ｒｍを下げるためには、［数１］から明らかなとおり、コア層５０のバネ弾性率ｋを下げることが有効であることが分かる。

そこで本願発明者らは、コア層５０のバネ弾性率ｋを下げるための具体的手段として、コア層５０の圧縮時の見かけ上の実効的な弾性率の増加を抑制すること（以下、「バネ弾性率低下手段１」ともいう。）と、コア層５０の体積弾性率Ｅを下げること（以下、「バネ弾性率低下手段２」ともいう。）に着目した。

（（２Ａ−１） バネ弾性率低下手段１について）
上述したコア層５０の圧縮時の見かけ上の実効的な弾性率の増加を抑制する手段について説明する。
まず騒音の入力によって入射側パネルとしての外壁２１が振動し、その過程で外壁２１が閉断面部２０側へ撓み変形した際には、その撓み変形によって閉断面部２０（コア層５０）は圧縮され、密閉空間であるが故にその内圧が高まる。

［数１］から明らかなとおり、コア層５０のバネ弾性率ｋが高まるに伴って共振周波数ｆ_ｒｍが高くなると、上述したように、走行音の透過損失を高めるうえで不利になることから、コア層５０のバネ弾性率ｋに相当する閉断面部２０の内圧が高まることは好ましくない。

そこで、本願発明者は、閉断面部２０（コア層５０）の圧縮によってコア層５０の気体５２ａが発熱して膨張することがコア層５０の見かけ上の実効的な弾性率の増加に繋がることに着目し、本実施形態では、コア層５０の見かけ上の実効的な弾性率が増加しないように、この圧縮による気体５２ａの発熱を、閉断面部２０に充填した、繊維材から成るコア材５１ａによって吸熱することとしたものである。

これにより本実施形態は、閉断面部２０にコア材５１ａを封入することで例えば図４に示すように、閉断面部２０をＶ_０からΔＶだけ圧縮する過程において、コア材５１ａによって吸熱させずに断熱変化させる場合（図４中の波形Ｌｅ参照）と比して極力等温変化させることができ（図４中の波形Ｌｄ参照）、閉断面部２０の内圧Ｐ、すなわち、コア層５０の見かけ上の実効的な弾性率の増加を抑制することができる（図４中のＰ１＜Ｐ２参照）。

換言すると図示省略するが、閉断面部２０にコア材５１ａを封入した場合には、コア材５１ａを封入しない場合と比較して該閉断面部２０を同じ圧力で圧縮したとき、より大きな圧縮率で圧縮することができる。このことからも明らかなとおり、閉断面部２０にコア材５１ａを封入した場合の方が封入しない場合よりもコア層５０の見かけ上の実効的な弾性率の増加を抑制することができる。

以上より、閉断面部２０に封入する、繊維材から成るコア材５１ａの吸熱性を高めるため、該コア材５１ａを緻密な構造とすること、すなわち、気体５２ａに触れるコア材５１ａの表面積を大きくすることが好ましく、当例ではコア材５１ａの単位体積（Ｖ）に対する表面積（Ｓ）を示す比表面積（Ｓ／Ｖ）を２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）以上に設定している。

一方、比表面積を高めるためにコア材５１ａの充填密度を高く設定しすぎると、コア材５１ａの重量増加に繋がることから該コア材５１ａの充填密度を、０．１１（ｇ／ｃｍ^３）以下に設定している。

換言すると、当例では、比表面積が２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）以上、且つ充填密度が０．１１（ｇ／ｃｍ^３）以下を満たすコア材５１ａとして、その繊維太さを３（デニール）以下に設定している。

ここで、繊維密度：ρ（ｇ／ｍｍ^３）、繊維半径：ｒ（ｍｍ）、コア層中の繊維重量：Ｍ（ｇ）、コア層の体積：Ｖｃ（ｃｍ^３）とすると、比表面積（Ｓ／Ｖ）は次式によって示すことができる。

［数３］
Ｓ／Ｖ＝１／（ρ×πｒ^２）×Ｍ／Ｖｃ×２πｒ
［数３］の導出手順について簡単に説明する。
比表面積（Ｓ／Ｖ）は上述したとおり、コア材５１ａの単位体積（Ｖ）に対する表面積（Ｓ）を示す値であり、言い換えると、「１ｃｍ^３当たりの繊維長さ」×「繊維外周長さ」である（※Ａ）。

ここで、上記「１ｃｍ^３当たりの繊維長さ」は、「１ｇあたりの繊維長さ」×充填密度（但し、充填密度＝「コア層中の繊維重量」／「コア層の体積」）であるため（※Ｂ）、比表面積は詳しくは、「１ｇあたりの繊維長さ」×充填密度×「繊維外周長さ」と示すことができる。

ここで、上記「１ｇあたりの繊維長さ」は、「１ｇあたりの繊維体積」／繊維断面積であり、「１ｇあたりの繊維体積」は、すなわち「繊維密度の逆数」であるため（※Ｃ）、比表面積は、より詳しくは、１／（繊維密度×繊維断面積）×充填密度×「繊維外周長さ」と示すことができる（※Ｄ）。

従って、上述した※Ａ〜※Ｄの記載に基づいて比表面積（Ｓ／Ｖ）は、［数３］のとおり示すことができる。

なお、繊維半径ｒの代わりにデニールを用いる場合には、デニール（ｄ）は繊維９０００（ｍ）当たりの重さ（ｇ）であり、ｄ＝πｒ^２×９０００００×ρの関係が成り立つため（※Ｅ）、ｒを［ｄ／（π×９０００×ρ）］^１／２に置き換えることで上記［数３］を、デニールを用いて示すことができる。

上記※Ａ〜※Ｅの記載に基づいて、比表面積の具体的な算出方法（特定方法）について、例えば、「６デニール」の「ＰＥＴ繊維」を用いて充填密度が「６００ｇ／ｍ^２」、１０ｍｍの厚みで形成した図１２（ａ）に示すケース１のようなコア材としてのフェルトを例に採り、以下、説明する。

まず図１２（ａ）に示すケース１のような繊維の半径は、上記※Ｅの記載より、ｒ＝［６／（π×９０００×１．３８）］^１／２＝１２．４μｍとなる。ちなみに、「繊維外周長さ」は、２πｒ＝０．０７８（ｍｍ）となる。そして、※Ｃの記載より明らかなとおり、「１ｇあたりの繊維長さ」を算出するうえで必要となる、上記「１ｇあたりの繊維体積」は、繊維密度（公知のポリエステル密度：１．３８（ｇ／ｃｍ^３））を用いて７２４ｍｍ^３／ｇとなる。また、上記の繊維断面積は繊維半径ｒを用いて０．００００４８３（ｍｍ^２）となる。これらより、上記※Ｃの記載に基づいて「１ｇあたりの繊維長さ」は、１４９９（ｍ／ｇ）となる。

一方、ケース１におけるフェルトの充填密度（Ｍ／Ｖ）は、６００（ｇ）／（１（ｍ）×１（ｍ）×０．０１（ｍ））＝０．０６（ｇ／ｃｍ^３）となる。よって、※Ｂの記載に基づいて、充填密度（Ｍ／Ｖ）の値（０．０６（ｇ／ｃｍ^３））と、上記「１ｇあたりの繊維長さ」の値（１４９９（ｍ／ｇ））を乗じることでフェルトの「単位体積当たりの繊維長さ」は９００００（ｍｍ／ｃｍ^３）を得ることができる。

そして、※Ａの記載に基づいて、フェルトの「単位体積当たりの繊維長さ」の値（９００００（ｍｍ／ｃｍ^３）と、上記で算出した「繊維外周長さ」の値（０．０７８（ｍｍ））を用いて比表面積は、７０２０（ｍｍ^２／ｃｍ^３）と算出することができる。

このように、図１２（ａ）に示すケース１では、比表面積は７０２０（ｍｍ^２／ｃｍ^３）であるが、同じ繊維（繊維密度）で、かつ、コア層の充填密度が同じであっても、例えば、図１２（ｂ）の表に示すケース２のように繊維径を細くすれば（例えば、６ｄ［２４．８μｍ］⇒０．６ｄ［７．８４μｍ］）、比表面積は２００００以上に設定することができる。

続いてコア材５１ａの比表面積を上述したとおり、２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）以上に設定する具体的根拠について図５（ａ）（ｂ）（ｃ）、図６を用いて説明する。

図５（ａ）は、外壁２１０に鉄板、内壁２２０に樹脂板を採用し、内壁２２０に対して隙間Ｓを空ける一方で外壁２１０に当接するように、比表面積を２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）に設定した繊維材から成るコア材５１ａを配置した、上述した本実施形態の二重壁パネル５の変形例に係る本発明の実験例の二重壁パネル５Ａの模式図を示す。
図５（ｂ）は、従来例であり、外壁２１０としての鉄板と、内壁２２０としての樹脂板との間にコア材５１ａを封入せずに空気５３ａを封入して中空状とした従来の二重壁パネル１１１を示す。

図５（ｃ）は、二重壁パネルにおける走行音の透過損失と騒音周波数との関係を示す関係図である。図５（ｃ）中の波形Ｌｅは、上述した本発明の実験例（図５（ａ）参照）の波形を示し、同図中の波形Ｌｄは、上述した従来例（図５（ｂ）参照）における波形を示す。

ちなみに図５（ｃ）に示すように、本発明の実験例は、騒音周波数が例えば１０００Ｈｚにおける透過損失が、従来例と比して約５ｄＢ向上した。また、本発明の実験例の共振周波数ｆ_ｒｍにおける透過損失は、従来例の共振周波数ｆ_ｒｍにおける透過損失に対して約１５％向上した。

図６は、走行音（８００Ｈｚ〜１６００Ｈｚ）の透過損失の平均値と、繊維材から成るコア材５１ａの比表面積との関係を示すプロット図である。

図６中のプロットＰ０，Ｐ２は、夫々図５（ｃ）の波形Ｌｄ，Ｌｅに基づいて算出した、走行音の透過損失の平均値を示すプロットであり、プロットＰ０は従来例（図５（ｂ）参照）における上記平均値をプロットしたものであるとともに、プロットＰ２は、コア材５１ａの比表面積を２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３））とした上記実験例（図５（ａ）参照）における上記平均値をプロットしたものである。

さらに、図６中のプロットＰ１，Ｐ３は、コア材５１ａの比表面積が５０００、１０００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）の夫々における上記平均値をプロットしたものであり、これら平均値はプロットＰ０，Ｐ２と同じ要領で算出したものである。

ここで本実施形態の二重壁パネル５は、騒音周波数の中でも乗員にとって耳障りとなる走行音の周波数領域（８００Ｈｚ〜１６００Ｈｚ）において、透過損失を最終的に５０ｄＢ〜５５ｄＢ程度まで高めることを目標としている。

そしてその最終的な目標を達成するためには、上述したバネ弾性率低下手段１の採用によって走行音の透過損失の平均値を少なくとも４４ｄＢ程度まで担保する必要がある。

よってバネ弾性率低下手段１を採用するにあたり、走行音の透過損失が４４ｄＢ程度以上を満たすには、図６から明らかなとおり、繊維材から成るコア材５１ａの比表面積が２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）以上必要であることから、当例では上述したように、繊維材から成るコア材５１ａの比表面積を２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）以上に設定している。

続いて、コア材５１ａの充填密度を、上述したように、０．１１（ｇ／ｃｍ^３）以下に設定する具体的根拠について図７中の表を用いて説明する。
図７中の表は、コア材５１ａの比表面積を２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）に設定したときの、コア材５１ａの充填密度と、二重壁パネルの単位面積当たりの質量との関係を示す表である。

図７中の表の比較例および、本実施形態に係る実施例１〜３は、共に内壁２２（上パネル）と外壁２１（下パネル）と、これらの間に封入したコア材５１ａとで構成するとともにコア材５１ａの比表面積を２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）に設定した二重壁パネルであって、それぞれのコア材５１ａの充填密度の設定を図７中の表に示す値に設定したものである。

ところで、レインフォースを除くアンダカバー（厚さｔ：０．６ｍｍ、鉄）、内装マットを含めた現行の車体フロアの単位面積当たりの質量は、概算で１０７００（ｇ／ｍ^２）である。

本実施形態では透過損失を高めるべく、コア層５０の比表面積を２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）以上に設定しつつ、そのうえで現行の車体フロアの上記質量よりも軽くしたいというニーズを満たすものである。

図７中の表に示すように、比較例は、比表面積が２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）を満たすものの、コア層５０の充填密度が０．１１（ｇ／ｃｍ^３）より大きな値となる例えば、０．３（ｇ／ｃｍ^３）としたものである。この場合には、同表に示すように、単位面積当たりの質量が現行の車体フロアの上記質量以上となる（１５８４０＞１０７００（ｇ／ｍ^２））。

これに対して図７中の表に示すように、実施例１は、比表面積を２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）とし、且つコア層５０の充填密度を０．１１（ｇ／ｃｍ^３）に設定したもの、換言するとコア材５１ａの繊維径を３（デニール）としたものである。この場合には、同表に示すように、単位面積当たりの質量が現行の車体フロアの上記質量より小さくなる（１０１４０＜１０７００（ｇ／ｍ^２））。

同様に、表１中の実施例２，３は、比表面積を２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）とし、且つコア層５０の充填密度を０．１１（ｇ／ｃｍ^３）より小さく設定したもの、換言するとコア材５１ａの繊維径を３（デニール）より小さく設定したものである。この場合にも、同表に示すように、単位面積当たりの質量が現行の車体フロアよりも小さくなる。

ちなみにコア材５１ａの繊維径を３（デニール）より太くしてコア層５０の充填密度を０．１１（ｇ／ｃｍ^３）を維持すると比表面積が２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）を下回ることになり、上記ニーズを満たさない。

さらに特許文献１（特開２００１−２４２８７３号公報）の段落［００２６］によれば、特許文献１に係る実験例２は、繊維状物質の平均太さが１５（デニール）、充填密度が０．０２１（ｇ／ｃｍ^３）に設定することが記載されている。

一方、図７中の表に示す実施例３より明らかなとおり、コア層５０の充填密度が０．０２１（ｇ／ｃｍ^３）に近い０．０２４（ｇ／ｃｍ^３）においても比表面積を２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）以上とするにはコア材５１ａの繊維径を０．１（デニール）以下に設定する必要がある。

すなわち、特許文献１に係る実験例２においては繊維状物質の充填密度は０．１１（ｇ／ｃｍ^３）以下であるが故に軽量であるものの、繊維状物質の平均太さが太すぎるため（１５＞０．１（デニール））、比表面積が２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）よりも大きく下回ることになり、透過損失を高めるうえで改善の余地がある。

以上より本実施形態の二重壁パネル５は、コア層５０の比表面積を２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）以上としつつ、コア材５１ａの充填密度を０．１１（ｇ／ｃｍ^３）以下に設定している。

また図７中の表に示すように、実施例２は、単位面積当たりの質量が現行の車体フロアに対して約２０パーセント（＝８７４０／１０７００×１００）の軽量化を図ることができる。しかも、実施例２のコア材５１ａの繊維径は０．６（デニール）であるが、このような繊維径が０．６（デニール）のコア材５１ａは、実用化可能である。その一方でコア材５１ａの繊維径が０．１（デニール）より小さくなると製造コストの増加に繋がる。

このことから、コア材５１ａの繊維径は０．１〜３（デニール）の範囲の中でも０．１〜０．６（デニール）であることが好ましい。

また他の実施形態としてコア材５１ａは、上述したように、繊維材から形成するに限らず通気性を有するフォーム材を採用してもよい。フォーム材としては例えば、ポリウレタンや多孔質状のゴム等の気泡が繋がっている連続気泡構造体から構成することができる。

図示省略するがフォーム材から成るコア材５１ａを採用した二重壁パネルにおいても、コア層５０の比表面積を２００００（ｍｍ^２／ｃｍ^３）以上としつつ、コア材５１ａの充填密度を０．１１（ｇ／ｃｍ^３）以下に設定する、すなわちフォーム材を構成する骨格（枝状の壁）の太さ（直径）を、繊維材から成るコア材５１ａに要求される繊維太さである０．１〜０．６（デニール）に相当する３〜７（μｍ）に設定することでバネ弾性率低下手段１の採用によって走行音の透過損失が４４ｄＢ程度以上の値を満たすように構成できるため好ましい。

（（２Ａ−２） バネ弾性率低下手段２について）
上述したバネ弾性率低下手段２として、コア層５０の体積弾性率Ｅを下げるべく、閉断面部２０（コア層５０）に、体積弾性率Ｅが定常状態の空気よりも低い気体５２ａを封入した構成を採用することができる。

つまり図８中のグラフに示すように、定常状態の空気の体積弾性率Ｅは約１４０（ｋｐａ）であり、この定常状態の空気の体積弾性率Ｅよりも本実施形態のコア層５０に有する気体５２ａの体積弾性率Ｅを低く設定している。なお、体積弾性率Ｅは物質（当例では気体５２ａ）の圧縮し難さを表す。

具体的に本実施形態の二重壁パネル５は、閉断面部２０（コア層５０）に、定常状態の空気よりも圧縮し易い気体５２ａ、すなわち易圧縮ガスとしての六フッ化硫黄（ＳＦ_６）ガスを封入している。

これにより図８中のグラフに示すように、コア層５０に有する気体５２ａの体積弾性率Ｅを、定常状態の空気の体積弾性率Ｅ（約１４０（ｋｐａ））に対して約１００（ｋｐａ）まで下げることができる。

このように、コア層５０に有する気体５２ａの体積弾性率Ｅを下げることで、コア層５０のバネ弾性率ｋの低下に寄与することができる。
そしてコア層５０のバネ弾性率ｋを下げることで上述したように、二重壁パネル５の共振周波数ｆ_ｒｍを低下させることができるため、バネ弾性率低下手段２の採用によって結果的に走行音周波数領域で４０（ｄＢ）程度の透過損失を得ることができる。

なお、易圧縮ガスは、六フッ化硫黄（ＳＦ_６）に限らず、例えば、圧縮すると容易に気体になるハイドロクロロフルオロカーボン（ＨＣＦＣ）、ハイドロフルオロカーボン（ＨＦＣ）等のガスを採用してもよい。

また、コア層５０の気体５２ａの体積弾性率Ｅが定常状態の空気の体積弾性率Ｅ（約１４０（ｋｐａ））よりも低く設定する構成は、上述した実施形態のように、閉断面部２０に易圧縮ガスを封入した構成に限らず、体積弾性率Ｅと圧力（気圧）とは線形の関係を示すことから例えば、閉断面部２０（コア層５０）に、気体５２ａとしての空気を負圧にした状態で封入した構成を採用してもよい。

具体的には図８中のグラフに示すように、閉断面部２０に、空気を例えば、０．７気圧まで負圧にした状態で封入することで、コア層５０に有する気体５２ａの体積弾性率Ｅを、易圧縮ガスとしての六フッ化硫黄を封入した場合と略同等の約１００（ｋＰａ）まで下げることができる。

さらに同グラフに示すように、閉断面部２０に、空気を例えば０．５気圧まで負圧にした状態で封入することで、コア層５０に有する気体５２ａの体積弾性率Ｅを、圧縮ガスとしての六フッ化硫黄を封入した場合よりも低い約７０（ｋＰａ）まで下げることができる。

このように閉断面部２０に負圧状態の空気を封入することにより、易圧縮ガスという特殊な気体５２ａを使用せずとも、閉断面部２０に易圧縮ガスを封入したときと同等以上の効果を得ることが可能となる。

上述したように、本実施形態の二重壁パネル５は、コア材５１ａの吸熱効果を利用するバネ弾性率低下手段１と、コア層５０に有する気体５２ａの体積弾性率Ｅ（ρｃ^２）を定常状態の空気の体積弾性率Ｅよりも下げるバネ弾性率低下手段２との双方を備えた構成を採用することで、コア層５０のバネ弾性率ｋを大幅に下げることができ、結果的に走行音に相当する周波数領域の透過損失を格段に高めることができる。

加えて、バネ弾性率低下手段２を備えることで、バネ弾性率低下手段１において、繊維材又はフォーム材から成るコア材５１ａの吸熱性能を縮小できるため、その分、コア材５１ａの選択枠を拡大できる一方、バネ弾性率低下手段１を備えることで、バネ弾性率低下手段２において、コア層５０の気体５２ａの体積弾性率Ｅの低下代を縮小できるため、その分、例えば、易圧縮ガスの選択枠を拡大したり、空気の負圧加減を緩和することができる。

但し、本実施形態の二重壁パネル５は、バネ弾性率低下手段１，２の双方を備えた構成に限らず、いずれか一方のみを備えた構成を採用してもよい。

＜（２Ｂ） 内外両壁の剛性比等について＞
次に、二重壁パネル５によって、走行音の透過損失を最大限高めるための上述した２つの着目点のうち、後者の着目点（内外両壁２１，２２の剛性比等の関係）について説明する。

当例の二重壁パネル５は、上述したように、外壁２１の剛性（曲げ剛性）をＰＰ相当以下（１５００ＭＰａ以下）とするとともに、内壁２２の剛性（曲げ剛性）をガラス繊維強化樹脂相当以上（３ＧＰａ以上）とすることによって、外壁２１の剛性を内壁２２の剛性に比して下げる構成としたものである。

上記構成により、二重壁パネル５に対して外壁２１からの走行音の入射時に、気体層５２に有する気体粒子（気体分子）の運動エネルギーの減衰効率を高めることができ、走行音の透過損失を高めることができる。

外壁２１の剛性を内壁２２の剛性に比して下げる構成によって、このような効果を奏するに至る作用について図９（ａ）、（ｂ）、（ｃ）を用いて説明する。
図９は本実施形態の二重壁パネル５を断面により模式的に示した作用説明図であり、図９（ａ）、（ｂ）、（ｃ）は夫々二重壁パネル５に対して騒音Ｎの入射前、入射直後、入射後の様子を示す。

まず、仮に外壁の剛性が高い場合には、騒音Ｎの入射によって外壁の振動が誘発されず、二重壁パネルに対して外壁から入射した騒音Ｎを、そのままコア層および内壁を介して車室側へ伝えてしまうことが懸念される。

これに対して、本実施形態のように外壁２１の剛性が低い場合には、図９（ａ）（ｂ）に示すように、二重壁パネル５に対しての外壁２１からの騒音Ｎの入射によって、外壁２１をより積極的に振動させることができる（図９（ｂ）中の仮想線で示した外壁２１参照）。

このように外壁２１が振動する際に、該外壁２１が閉断面部２０に向けて凸状に撓み変形することで（図９（ｂ）中の仮想線で示した外壁２１参照）、コア層５０において外壁２１から内壁２２（上方向）に向けて伝わる音のエネルギー（音の伝達による気体分子５２ａａ（空気分子）の運動エネルギー）はそのまま車室側へ伝達されることなく、図９（ｃ）に示すように面内方向Ｗ（二重壁パネル５の厚み方向に直交する方向）へと伝達される。

換言すると、外壁２１が閉断面部２０に向けて凸状に撓み変形することで、コア層５０の気体分子５２ａａは内壁２２に積極的に衝突するように厚み方向Ｙ（上下方向）に圧縮される。これにより、厚み方向Ｙに圧縮された気体分子５２ａａは、図９（ｃ）に示すように、内壁２２に衝突して面内方向Ｗへと拡散し、内壁２２に向けての運動から面内方向Ｗの運動へと変換される。

すなわち、二重壁パネル５に対して外壁２１からの騒音Ｎの入射によって、外壁２１は低剛性であるが故に振動が誘発され、この外壁２１の振動によってコア層５０に有する気体分子５２ａａの面内方向Ｗ（図９では車幅方向のみ図示）への運動が励起される。

そして、閉断面部２０は密閉状態であるため、上述したコア層５０の気体分子５２ａａの面内方向Ｗの運動によって、気体分子５２ａａ（粒子）が繊維材から成るコア材５１ａとの摩擦によって音のエネルギーを熱エネルギーに変換して減衰させることができ、結果的に騒音Ｎが二重壁パネル５を通過して伝わり難くしたものである。

なお、上述した作用説明では、簡略化のため、騒音Ｎの入射による外壁２１の振動が、腹が１つ（波長が１／２）の基本振動の場合を例に採り説明したが、これに限らず、外壁２１の振動がｎ倍振動（ｎは２以上の自然数）となる場合においても同じ作用効果を奏することができる。

また当例では上述したように、縦壁２３（２３ｏ，２３ｉ）は、その大部分が外壁２１と同じＰＰ材から形成されている。
ここで一般にパネル等の固体自体を伝達する音は、固体の剛性が低い程、音の高い減衰効果が見込まれるため、例えば、外壁２１と同じ剛性を有するＰＰ等、縦壁２３の大部分を内壁２２と比して剛性が低い材質から形成することで、縦壁２３に沿って車室側へ伝わる音の減衰効果を高めることができる。

但し、本発明では、縦壁２３の大部分を上述したように、内壁２２と比して剛性が低い材質にて形成するに限らず、内壁２２の剛性と同程度の部材から形成する等、外壁２１と比して剛性が高い部材から形成することも排除しない。

このように、縦壁２３の大部分を外壁２１と比して剛性が高い部材から形成することで（図示省略）、外壁２１と内壁２２との支持（連結）剛性を高めることができる。

さらに本実施形態の二重壁パネル５においては、このように外壁２１の剛性を内壁２２の剛性と比して下げたうえで、外壁２１と内壁２２とを、互いに同じ質量で形成したものである。

［数２］にて表される、ｍ_ｅと、ｍ_１およびｍ_２との関係式から明らかなとおり、上述したように外壁２１と内壁２２との質量比が１：１であるとき、実効面密度ｍ_ｅを最大化することができる。さらに、［数１］にて表される、ｆ_ｒｍとｍ_ｅとの関係式から明らかなとおり、上述したように実効面密度ｍ_ｅを最大化することで二重壁パネル５の共振周波数ｆ_ｒｍを下げることに寄与することができる。

よって、上述したように、外壁２１の剛性を内壁２２の剛性と比して下げながらも、外壁２１と内壁２２とを、互いに同じ質量で形成することにより、外壁２１と内壁２２とを互いの質量比と剛性比との双方の観点から走行音の透過損失を高めることができる。

さらにまた本実施形態においては、上述したように、繊維材から成るコア材５１ａの繊維方向が外壁２１の壁面２１ａ（パネル面）と略平行に配置されたものであるため（図１のＸ部拡大図参照）、二重壁パネル５に対して外壁２１からの騒音Ｎの入射によって生じる外壁２１の振動が、閉断面部２０に充填された、繊維材から成るコア材５１ａによって阻害されることがなく（つまり振動の減衰を抑制でき）、外壁２１の積極的な振動によって気体層５２に有する気体分子の運動エネルギーの減衰効果を高めることができる。

また、本実施形態の二重壁パネル５は、上述したように、面内方向Ｗ全体に渡って１５ｍｍ以上３０ｍｍ以下の範囲内の壁間距離（外壁２１と内壁２２との間隔）を有して形成されている。

ここで図１０（ａ）に示すように、二重壁パネル５に対して外壁２１からの騒音Ｎの入力による、外壁２１の閉断面部２０への押し込み量をΔＶとすると、閉断面部２０の体積（Ｖ）に対する押し込み量（ΔＶ）は、閉断面部２０の圧縮率（ΔＶ／Ｖ）として表すことができ、この閉断面部２０の圧縮率（ΔＶ／Ｖ）はコア層５０のバネ弾性率ｋ（圧縮し易さ）に相当する。そして、この圧縮率（ΔＶ／Ｖ）と壁間距離（ｄ）との関係は図１０（ｂ）に示すグラフに示すとおりになる。

上述した［数１］から明らかなとおり、コア層５０のバネ弾性率ｋ（閉断面部２０の圧縮率（ΔＶ／Ｖ））を下げる程、共振周波数ｆ_ｒｍを低下させることができ、結果的に走行音の透過損失向上に寄与できる一方で、図１０（ｂ）に示すように、二重壁パネル５の壁間距離（ｄ）が増加する。

よって当例では、二重壁パネル５の厚さを実用範囲内に抑制しつつ、二重壁パネル５の防音性を極力高めるため、二重壁パネル５を上述したように、例えば、１５ｍｍ以上３０ｍｍ以下の範囲内の壁間距離ｄに設定している。

また上述したように、本実施形態の二重壁パネル５は、外壁２１と内壁２２との剛性比および質量比を上述したように設定することで、走行音の中でも８００Ｈｚ〜１６００Ｈｚの周波数領域の透過損失の平均値を４４ｄＢ程度まで高めることができる。

従って、上述した２つの着目点（（２Ａ）節のコア層５０のバネ弾性率ｋおよび（２Ｂ）節の内外両壁２１，２２の剛性比等）を全て見直すことで、換言すると、バネ弾性率低下手段１，２を採用するとともに外壁２１を内壁２２に比して低い剛性に設定することで、図３の波形Ｌｃに示すように、本実施形態の二重壁パネル５の走行音の中でも８００Ｈｚ〜１６００Ｈｚの周波数領域の透過損失の平均値を最終的に例えば、５０ｄＢ〜５５ｄＢ程度まで高めるという目標を達成できる。

さらに、図１４（ａ）に示す従来例１，２のように各パネル１０１，１０２，Ｗ１〜Ｗ３および閉断面部１０３Ａごとに分散していた機能を図２（ｃ）に示す本実施形態の二重壁パネル５のように統合することで、従来例１に対して厚みを半分程度に抑えることができる。
なお図３中の波形Ｌｃは、本実施形態の二重壁パネル５の波形を示し、図２（ｃ）は図１４（ａ）（ｂ）に対応して示した本実施形態の二重壁パネル５の模式図である。

この発明は、上述した実施形態の構成のみに限定されるものではなく様々な実施形態で形成することができる。
例えば他の実施形態のとして、図１１に模式的に示す二重壁パネル５Ｂように、内壁２２と同等以上の剛性を有する剛性部材としてのハニカム材７を、繊維材から成るコア材５１ａと該内壁２２との間に介在させた実施形態を採用してもよい。すなわちこの実施形態によれば、閉断面部２０の外壁２１側には、繊維材から成るコア材５１ａを備えたコア層５０が配置されるとともに、閉断面部２０の内壁２２側には、ハニカム材７が配置された構成としている。

ハニカム材７は、その面上に、共に六角形に形成された凹状部位７１と凸状部位７２とが互いに隣接するように隙間なく配設されたハニカム構造の鋼板で構成されている。

上記構成によれば、閉断面部２０の内壁２２側に備えたハニカム材７によって、内壁２２側の剛性を高めることができる。

さらに、閉断面部２０の外壁２１側にコア層５０を備えることで、外壁２１を内壁２２よりも低い剛性で形成したことによる上述したメリット、すなわち、外壁２１からの音の入力時に外壁２１の振動励起によるコア層５０内の空気の動きを活発化し、音のエネルギーから運動エネルギーへの変換を促進させて音の減衰効果をより高めることができる。

なお剛性部材は、ハニカム材７に限らず、図示省略するが例えば、基部と、内壁２２に向けて該基部に配設された凹状又は凸状の複数のリブとで構成したものなど、内壁２２と同等以上の剛性を有する部材で構成することができる。

上述した本実施形態の二重壁パネル５は、ブロー成形等によって内部に閉断面部２０（中空部）を有する中空状に構成したが、本発明の二重壁パネルは、ブロー成形による一体成形に限らず、他の製造方法にて製造してもよい。
例えば、図１３に示すように、二重壁パネル５の上壁２２を除いて下壁２１および縦壁２３とで上方に開口６１ａを有する箱状体６１を形成し、該箱状体６１の内部に開口６１ａからコア材５１ａとしての繊維材（５１ａ）を入れる（図１３中の矢印１で示したステップ１）。

二重壁パネル５の上壁２２によって開口６１ａを閉塞して該上壁２２と箱状体との重合部分を溶着する（図１３中の矢印２で示したステップ２）。なお、二重壁パネル５にハニカム材７（図１１参照）を備える場合には、図示省略するが、このハニカム材７を上壁２２の裏面側に予め接着した状態でステップ２を行うことが好ましい。また、当例ではハニカム材７は鋼板であるが、硬質樹脂の成形による場合には溶着によって上壁２２の裏面側に接着してもよい。

最後にコア層（繊維材（５１ａ））を含む二重壁パネル５全体を金属製の車体骨格部材に溶着等で連結する（図１３中の矢印３で示したステップ３）。なお、車体骨格部材としてのサイドシル３は鋼製以外にもアルミ製の押出し材を適用してもよい。さらに、外側突出部４２は、骨格部材であり、通常、トンネルサイドフレームを適用することができる。さらに外側突出部４２は、サイドシル３と同様に構成若しくはアルミ製から構成したものを適用することができる。

１…車体床部構造（自動車のパネル構造）
５，５Ａ，５Ｂ…二重壁パネル
２１…外壁
２２…内壁
５０…コア層
５１ａ…コア材
５２ａ…気体

Claims (5)

1. 対向する内壁と外壁との間に、これら壁の面内方向全体に渡って少なくとも所定の厚みを有するコア層を備えた二重壁パネルから成る自動車のパネル構造であって、
   上記コア層に、体積弾性率が定常状態の空気より低い気体を封入させた
   自動車のパネル構造。
2. 上記体積弾性率が１００（ＫＰａ）以下に設定された
   請求項１に記載の自動車のパネル構造。
3. 上記コア層に０．７気圧以下の負圧空気が封入された
   請求項２に記載の自動車のパネル構造。
4. 上記コア層に易圧縮ガスが封入された
   請求項２に記載の自動車のパネル構造。
5. 上記コア層に、繊維材、又は通気性を有するフォーム材から成るコア材が設けられた
   請求項１乃至４のいずれか１項に記載の自動車のパネル構造。

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