JP4182111B2 - Method for predicting acoustic properties of fiber assemblies - Google Patents
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Description
本発明は、フェルト,グラスウールなどの繊維集合体における吸音特性等の音響特性を計算により予測する方法に関するものである。 The present invention relates to a method for predicting acoustic characteristics such as sound absorption characteristics in a fiber assembly such as felt and glass wool by calculation.
繊維集合体または多孔質合成樹脂層(以下、多孔質材料という。)の吸音特性等の音響特性は、多孔質材料中を流れる空気の流れ抵抗を実測すると共に、ポロシティ(多孔度)と呼ばれる多孔質材料内の空気割合と、粘性,熱的特性長と呼ばれるエネルギー変換値、トーチュオジティ(迷路度)と呼ばれる多孔質材料内の空気の通り道長さと、多孔質材料の硬さ指標である弾性率を実測し、さらに多孔質材料の見掛け嵩密度、材料厚みを計算に加えることで予測が可能である。 The acoustic characteristics such as the sound absorption characteristics of the fiber assembly or the porous synthetic resin layer (hereinafter referred to as porous material) are measured by measuring the flow resistance of air flowing through the porous material and the porosity called porosity. The ratio of air in the porous material, energy conversion value called viscosity and thermal characteristic length, air passage length in porous material called tortoise (maze degree), and elastic modulus that is the hardness index of porous material Prediction is possible by actually measuring and adding the apparent bulk density and material thickness of the porous material to the calculation.
なお、下記文献1には、多孔質材料の音響特性理論(Johnsonモデル)が開示されている。
ところで、上記流れ抵抗は、多孔質材料に風速0.05cm/sの微風を流し、その材料前後の差圧を測定することにより求められるが、その測定値は、大気状態に大きく左右され、測定装置の環境にも充分に配慮する必要があるなど、測定誤差が生じ易いという問題がある。
また、上記多孔度は、一定容積の容器に多孔質材料を入れて密封し体積を僅かに変化させ、そのときの体積変化と圧力変化を測定することにより求められるものであり、上記粘性,熱的特性長は、超音波パルス送受信機を使用し、雰囲気をヘリウムガスに置換した試験室に多孔質材料を置いて測定する必要があるなど、測定のための設備および工数を要すると共に、熟練者でないと測定誤差が生じ易いため、音響特性を高精度に予測することは容易でないものであった。
そこで本発明は、フェルト,グラスウールなどの繊維集合体について、垂直入射吸音率、音響インピーダンス、伝搬定数、特性インピーダンス等の音響特性を高精度に予測することを可能にする方法を提供しようとするものである。
By the way, the above-mentioned flow resistance is obtained by flowing a slight wind at a wind speed of 0.05 cm / s through a porous material and measuring the differential pressure before and after the material. There is a problem that measurement errors are likely to occur, for example, it is necessary to pay sufficient attention to the environment of the apparatus.
The porosity is obtained by placing a porous material in a fixed volume container and sealing it, changing the volume slightly, and measuring the volume change and pressure change at that time. The characteristic characteristic length requires measurement equipment and man-hours, such as using an ultrasonic pulse transmitter / receiver and placing a porous material in a test room where the atmosphere is replaced with helium gas. Otherwise, measurement errors are likely to occur, and it is not easy to predict acoustic characteristics with high accuracy.
Therefore, the present invention intends to provide a method that makes it possible to predict acoustic characteristics such as normal incidence sound absorption coefficient, acoustic impedance, propagation constant, and characteristic impedance with high accuracy for fiber assemblies such as felt and glass wool. It is.
上記課題を解決するため請求項1に記載した繊維集合体の音響特性予測方法の発明は、実効密度ρeffを次式(数26)により算出し、体積弾性率Kfを次式(数27)により算出し、繊維径により定まる定数Cを次式(数30)により算出し、該実効密度ρeff、体積弾性率Kfおよび定数Cを用いてフェルト,グラスウールなどの繊維集合体の特性インピーダンスZcを次式(数31)により算出することを特徴とした繊維集合体の音響特性予測方法。
また、請求項2に記載の発明は、フェルト,グラスウールなどの繊維集合体の伝搬定数Γを請求項1に記載した実効密度ρeffおよび体積弾性率Kfを用い次式(数32)により算出することを特徴とした繊維集合体の音響特性予測方法。
また、請求項3に記載の発明は、フェルト,グラスウールなどの繊維集合体の背面剛壁を条件とする音響インピーダンスZ0を請求項1に記載した特性インピーダンスZcおよび請求項2に記載した伝搬定数Γを用い次式(数33)により算出することを特徴とした繊維集合体の音響特性予測方法。
また、請求項4に記載の発明は、フェルト,グラスウールなどの繊維集合体の垂直入射吸音率α0を請求項3に記載した音響インピーダンスZ0を用い次式(数34)により算出することを特徴とした繊維集合体の音響特性予測方法。
本発明によれば、フェルト,グラスウールなどの繊維集合体について、その音響特性を比較的容易に正確に予測し得るので、新規な吸音体等の音響部品の設計、開発を容易にし、そのコストを軽減させるなどの利便性をもたらす。 According to the present invention, the acoustic characteristics of fiber aggregates such as felt and glass wool can be predicted relatively easily and accurately, so that the design and development of a new acoustic component such as a sound absorber can be facilitated and its cost can be reduced. It brings convenience such as mitigation.
次に本発明の実施形態を説明する。先ず、上記非特許文献1等により現在公表されている多孔質材料の音響特性理論(以下、Johnson-Allardモデルという。)の概要を説明する。
Johnson-Allardモデルは、円筒管の内半径を多孔質材料の物理特性により置き換えた円筒管モデルをベースとする。この物理特性値に、流れ抵抗、ポロシティ、トーチュオジティ、粘性特性長、熱的特性長を用いる。円筒管内部の空気の実効密度ρeffと体積弾性率Kfは、Kirchhoffの理論を基にBessel関数を用い次式で定義される。
The Johnson-Allard model is based on a cylindrical tube model in which the inner radius of the cylindrical tube is replaced by the physical properties of the porous material. Flow resistance, porosity, tortoise, viscosity characteristic length, and thermal characteristic length are used as the physical characteristic values. The effective density ρ eff and bulk modulus K f of air inside the cylindrical tube are defined by the following equations using the Bessel function based on Kirchhoff's theory.
また、Johnson-Allardモデルでは上記Bessel関数部を次式に置き換えている。
Johnson-Allardモデルでは上記式(数5)のR1を上記式(数7)のRに置き換えた式となる。
In the Johnson-Allard model, the Bessel function part is replaced by the following equation.
In the Johnson-Allard model, R 1 in the above equation (Equation 5) is replaced with R in the above equation (Equation 7).
また、粘性特性長Λ、熱的特性長Λ'および内半径Rの間に次式が成り立つと仮定する。
このため、実効密度式(数1)にトーチュオジティα∞を考慮(α∞を積算)し、式(数6)のR3、R4を熱的特性長Λ'に置き換えることで、以下のようにJohnson-Allardモデルの実効密度ρeffと体積弾性率Kfの式が完成する。
For this reason, by considering the tortility α ∞ in the effective density equation (Equation 1) (accumulating α ∞ ) and replacing R 3 and R 4 in the equation (Equation 6) with the thermal characteristic length Λ ′, the following is obtained. The formulas for the effective density ρ eff and bulk modulus K f of the Johnson-Allard model are completed.
次にこのJohnson-Allardモデルの問題点を説明する。
上記熱的特性長Λ'は多孔質材料の内部空気の体積Vと固体と空気が接する表面積Aにより次式で定義される。
なお、粘性特性長Λは、繊維材料が円柱状で、その繊維の長手方向に対して垂直に音波が入る場合、Allardは次式が成り立つとしている。
The thermal characteristic length Λ ′ is defined by the following equation by the volume V of the internal air of the porous material and the surface area A where the solid and the air contact.
Note that the viscosity characteristic length Λ is such that when the fiber material is cylindrical and a sound wave enters perpendicularly to the longitudinal direction of the fiber, Allard satisfies the following equation.
図1および図2に、熱的特性長Λ'の理論式(数13)、および粘性特性長Λの理論式(数14)と、Johnsonモデルによるフィット値をグラフに示す。ここで実効繊維径Dは31.48[μm]、実効材料密度ρsは1380[kg/m3]のポリエステル不織布を用いた。なお、2つの特性長のフィット値(Johonson-Allardモデル)はポリエステル不織布を加熱盤で潰し嵩密度を変化させ、25個のデータから回帰分析により求めた。
このように低嵩密度では理論値とフィット値(Johnson-Allardモデル)の間に大きな差が見られる。そしてフィット値(Johnson-Allardモデル)は、嵩密度が低くなるにつれて2つの特性長の値は接近し、嵩密度が20kg/m3より低い時に、熱的特性長より粘性特性長の方が大きな値となる。この状態は物理的に矛盾する。この現象は、円筒管にのみで成り立つ流れ抵抗と管の内半径の関係式(数7)を多孔質材料にも適用したことが原因と推測できる。その修正項として2つの特性長は物理的な定義を無視した係数として扱われている。
2つの特性長を計測する技術は存在するが、ここで説明したことが原因で計測値を用いることができず、現状では2つの特性長を吸音率の結果にフィッティングさせて得る手法が一般化している。
このようにして得られた2つの特性長により吸音率を合わせることは可能なため、この問題が見逃されていたか、或いはJohnson-Allardモデルに変わる最良モデルが存在しないため、従来ではこのJohnson-Allardモデルが使用されてきた。
FIG. 1 and FIG. 2 are graphs showing the theoretical formula (Formula 13) of the thermal characteristic length Λ ′, the theoretical formula (Formula 14) of the viscous characteristic length Λ, and the fitting value according to the Johnson model. Here, a polyester nonwoven fabric having an effective fiber diameter D of 31.48 [μm] and an effective material density ρ s of 1380 [kg / m 3 ] was used. In addition, the fit value (Johonson-Allard model) of two characteristic lengths was calculated | required by regression analysis from 25 data by crushing a polyester nonwoven fabric with a heating board and changing bulk density.
Thus, there is a large difference between the theoretical value and the fit value (Johnson-Allard model) at low bulk density. And the fit value (Johnson-Allard model) shows that the two characteristic length values approach each other as the bulk density decreases, and when the bulk density is lower than 20 kg / m 3 , the viscous characteristic length is larger than the thermal characteristic length. Value. This state is physically contradictory. It can be inferred that this phenomenon is caused by applying the relational expression (Equation 7) between the flow resistance and the inner radius of the pipe, which is formed only in the cylindrical pipe, to the porous material. As the correction terms, the two characteristic lengths are treated as coefficients that ignore the physical definition.
Although there are technologies for measuring two characteristic lengths, the measurement values cannot be used because of the explanations given here, and at present, a method of obtaining two characteristic lengths by fitting them to the result of the sound absorption rate has become common. ing.
Since it is possible to match the sound absorption rate with the two characteristic lengths obtained in this way, this problem has been overlooked, or there is no best model to replace the Johnson-Allard model, so this Johnson-Allard has traditionally been A model has been used.
しかして本発明に係るモデル(以下、修正モデルという。)では、Johnson-Allardモデルと同様に円筒管モデル式(数1)、(数2)を基に実効密度ρeffと体積弾性率Kfを求める。ここで、式(数3)のせん断力波数sに用いられている管内半径Rを粘性抵抗に関連する特性として粘性特性長Λに置き換える。式(数4)のせん断力波数s'に用いられている管内半径Rを熱伝導に関する特性として熱的特性長Λ'に置き換える。これは実効密度に粘性摩擦を考慮し、体積弾性率に熱伝導を考慮することを意味する。
また、Johnson-AllardモデルではBessel関数部を式(数5)、(数6)に置き換えている。しかし、この近似式は管内半径Rが1mm以上で一致するが、一般的な多孔質材料では管内半径に換算すると0.4mm以下[式(数7)から換算すると流れ抵抗が1000Ns/m4以上]に相当し、この近似式は妥当とは言えない。
そこで、管内半径Rが0.4mm以下(これを毛細管と定義する)で良く一致する近似式を上式(数15)、(数16)を使って次に示す。
In the Johnson-Allard model, the Bessel function part is replaced by equations (5) and (6). However, this approximate expression agrees when the pipe inner radius R is 1 mm or more, but in the case of general porous materials, 0.4 mm or less when converted to the pipe inner radius [flow resistance is 1000 Ns / m 4 or more when converted from the formula (Equation 7)] This approximation is not valid.
Therefore, an approximate expression that agrees well when the tube inner radius R is 0.4 mm or less (this is defined as a capillary tube) is shown below using the above expressions (Expression 15) and (Expression 16).
さらに上記式(数17)、(数18)を(数1)、(数2)の式へ代入し、実効密度ρeffと体積弾性率Kfを書き換えると次のようになる。
図3に実効密度の計測値と毛細管モデルによる解析値の比較をグラフに示す。この解析例は実効材料密度ρs=1380[kg/m3]、実効繊維径D=37.1[μm]、嵩密度ρ=50.0[kg/m3]の場合である。同図に示されるように、実効密度の負数(虚数部)に差が現れる。この現象は他の繊維径、嵩密度でも確認された。この差を詳細に調査した結果、Bessel関数の虚数部に次に示す差が現れていることを導きだした。即ち、繊維径15〜37μmの間での限定された条件ではあるが、その差をs''とすると次の関係となった。
次に、実効密度の計測値と修正モデルによる解析値とを比較する。
毛細管と多孔質材料の実効密度ρeffと体積弾性率Kfは、式(数23)の関係を用いて上式(数1)、(数2)を書き換え次式で表すことができる。
The effective density ρ eff and the bulk modulus K f of the capillary tube and the porous material can be expressed by the following equations by rewriting the above equations (Equation 1) and (Equation 2) using the relationship of Equation (Equation 23).
図4、図5に前記と同じ仕様のポリエステル不織布を用い、修正モデルにより定数Cを1で計算した解析値と計測値の比較を示す。なお、計測における体積弾性率Kfは特性インピーダンスZcと伝搬定数Γから次式で定義される。
なお、繊維径により定まる定数Cについては、検証に用いたポリエステル不織布から実験式を求めた。そして検証に用いた材料で確認した結果、次式を導き出した。
次に修正モデルについて検証する。ここでは修正モデル式(数26)、(数27)から特性長の理論式(数13)、(数14)、および繊維径により定まる定数の式(数30)を用いて実効密度ρeffと体積弾性率Kfをそれぞれ算出し、得られた実効密度と体積弾性率から特性インピーダンスZcを次式(数31)により算出する。
また、背面剛壁を条件とする音響インピーダンスZ0をこの特性インピーダンスZcおよび伝搬定数Γを用い次式(数33)により算出する。
さらに垂直入射吸音率α0をこの音響インピーダンスZ0を用い次式(数34)により算出する。
Further, the acoustic impedance Z 0 subject to the back rigid wall is calculated by the following equation (Equation 33) using the characteristic impedance Zc and the propagation constant Γ.
Further, the normal incident sound absorption coefficient α 0 is calculated by the following equation (Equation 34) using the acoustic impedance Z 0 .
図6〜図10はこのように繊維集合体の音響特性を垂直入射吸音率α0に換算した結果を5種類の繊維径別について羅列したグラフである。即ち、図6は実効繊維径D=37.1μmにおける垂直入射吸音率、図7は実効繊維径D=31.5μmにおける垂直入射吸音率、図8は実効繊維径D=28.6μmにおける垂直入射吸音率、図9は実効繊維径D=23.3μmにおける垂直入射吸音率、図10は実効繊維径D=15.7μmにおける垂直入射吸音率を示す。検証に用いた材料は全て100%ポリエステル不織布であり実効材料密度ρsを1380kg/m3とした。同グラフ中に繊維集合体の嵩密度ρ、繊維径により定まる定数C、材料厚みdを夫々記した。 6 to 10 are graphs in which the acoustic characteristics of the fiber assembly are converted to the normal incident sound absorption coefficient α 0 and the results are listed for five different fiber diameters. That is, FIG. 6 shows a normal incidence sound absorption coefficient at an effective fiber diameter D = 37.1 μm, FIG. 7 shows a normal incidence sound absorption coefficient at an effective fiber diameter D = 31.5 μm, and FIG. 8 shows a normal incidence at an effective fiber diameter D = 28.6 μm. FIG. 9 shows the normal incident sound absorption coefficient at an effective fiber diameter D = 23.3 μm, and FIG. 10 shows the normal incident sound absorption coefficient at an effective fiber diameter D = 15.7 μm. The materials used for the verification were all 100% polyester nonwoven fabric, and the effective material density ρ s was 1380 kg / m 3 . In the graph, the bulk density ρ of the fiber assembly, the constant C determined by the fiber diameter, and the material thickness d are shown.
なお、音響インピーダンス、垂直入射吸音率を測定するには、図11に示したように背面が剛壁となる有底状の音響インピーダンス測定管1の内低部にサンプルとなる繊維集合体2を配置し、該測定管1の開口部に設けられたスピーカ3の音を該繊維集合体2の前部に所定の間隔を離して設けた2本のマイクロフォン4、5により取り込んで解析する周知の測定システムが使用される。
In order to measure the acoustic impedance and the normal incidence sound absorption coefficient, as shown in FIG. 11, the
図6〜図10に示した検証結果から本発明に係る修正モデルの有効性が明らかとなった。なお、図10の右下に示したグラフは繊維間の接触面積を考慮し、その左側のグラフ(特性長の理論値を使用)に対し2つの特性長の値を理論値より20%大きく設定した結果を示している。このように、繊維間の接触面積を考慮することにより、細繊維の高嵩密度の材料まで一致させることのできるモデルとなる。 The effectiveness of the modified model according to the present invention has been clarified from the verification results shown in FIGS. The graph shown in the lower right of FIG. 10 considers the contact area between the fibers, and sets the two characteristic length values 20% larger than the theoretical values for the graph on the left side (using the theoretical value of the characteristic length). Shows the results. Thus, by considering the contact area between the fibers, it becomes a model that can match even a material with a high bulk density of fine fibers.
次に繊維材料の実効材料密度と実効繊維径について補足説明をする。
繊維材料を用いた不織布を製造するにあたり、一般的に一つの材料密度、繊維径で作成されることはなく、骨格を形成するための太い繊維と音響性能を確保するための細い繊維、およびこれらを結ぶためのバインダー繊維を複合し作成される。一方、その音響特性は修正モデル式(数26)、(数27)にあるように特性長により定まる。そこで特性長の定義からポロシティ、表面積、嵩密度を変化させることなく、複数の材料を一つの材料に置き換える手法を説明する。
実効材料密度ρsについては、一般的に繊維材料を配合する場合、個々の材料の重量比により配合が管理される。そこで、各材料の重量比をYxとする。
この式(数36)および式(数37)を用いることにより、音響的に等価な(特性長を変化させない)1本の繊維材料に置き換えることができる。この検証に用いたポリエステル不織布は、主原料70%にバインダー材30%を配合して製造されたもので、式(数36)と式(数37)に示した実効材料密度ρsと実効繊維径Dを用いている。
Next, supplementary explanation will be given on the effective material density and the effective fiber diameter of the fiber material.
When manufacturing non-woven fabrics using fiber materials, they are generally not created with a single material density and fiber diameter, but are thick fibers for forming a skeleton and thin fibers for ensuring acoustic performance, and these It is made by combining binder fibers for tying. On the other hand, the acoustic characteristic is determined by the characteristic length as shown in the modified model equations (Equation 26) and (Equation 27). Therefore, a method of replacing a plurality of materials with one material without changing the porosity, surface area, and bulk density from the definition of the characteristic length will be described.
Regarding the effective material density ρ s , generally, when a fiber material is blended, the blending is controlled by the weight ratio of each material. Therefore, the weight ratio of the materials to Y x.
By using this formula (formula 36) and formula (formula 37), it can be replaced with one acoustically equivalent (not changing the characteristic length) fiber material. The polyester nonwoven fabric used for the verification was manufactured by blending 70% of the main raw material with 30% of the binder material. The effective material density ρ s and the effective fiber shown in the equations (36) and (37) were used. The diameter D is used.
このように上記式(数26)および式(数27)は、特性長の物理的な定義を崩すことなく、実効密度と体積弾性率を求め得る本発明に係る修正モデルである。この修正モデルによりJohnson-Allardモデルで必要であった流れ抵抗を必要とせず、特性長の物理的な定義を使用できるため、繊維集合体の場合は繊維径と繊維密度をデータベースとして解析することができる。これにより、繊維材料を一定の厚さに潰して音響部品を製造するに際し、特性長の定義式(数13)、(数14)から嵩密度の変化のみで熱的特性長Λ'および粘性特性長Λを定義できるため、音響特性を容易に求めることが可能となる。なお、嵩密度を上げると繊維間の接触面積の減少分を特性長に反映させる必要性が示唆されるが、嵩密度が100kg/m3未満の材料であれば、式(数13)、(数14)は問題のない誤差範囲で用いることが可能なことを確認した。ちなみに、この修正モデルにはトーチュオジティα∞を考慮していないが、Johnson-Allardモデルと同様の概念を用いトーチュオジティα∞を考慮すると実効密度ρeffは次式となる。
この修正モデルにより期待できるさらなる効果として次のものが挙げられる。
(1)流れ抵抗は媒体の粘性が影響するため気温により変化する特性であるが、修正モデルでは流れ抵抗を用いないことから流れ抵抗の計測ができない気温まで精度良く解析できる。
(2)繊維材料の場合、繊維の向きにより粘性特性長の値が変化する。この値を定量化することにより斜め入射やランダム入射を異方性材料として精度良く解析できるようになる。
Further effects that can be expected from this modified model include the following.
(1) Although the flow resistance is a characteristic that varies depending on the temperature due to the influence of the viscosity of the medium, the corrected model does not use the flow resistance, and therefore can accurately analyze even the temperature at which the flow resistance cannot be measured.
(2) In the case of a fiber material, the value of the viscosity characteristic length varies depending on the direction of the fiber. By quantifying this value, oblique incidence and random incidence can be analyzed with high accuracy as an anisotropic material.
ρeff 繊維材料内部の実効密度
Kf 繊維材料内部の体積弾性率
C 定数
Zc 特性インピーダンス
Γ 伝搬定数
Z0 音響インピーダンス
α0 垂直入射吸音率
D 実効繊維径
ρ0 空気の密度
μ 空気の粘性係数
ω 角速度(ω=2πf)
c0 空気中の音速
γ 空気の比熱比
ρ0c0 2 空気の体積弾性率
P0 大気圧
Λ 繊維材料の粘性特性長
Λ’ 繊維材料の熱的特性長
ρ 繊維集合体の嵩密度
ρs 実効材料密度
D 実効繊維径
i 虚数単位(i2=−1)
d 繊維集合体の厚み
ρ0c0 空気の固有音響抵抗
ρ eff Effective density inside fiber material
Bulk modulus of elasticity inside Kf fiber material C constant
Zc Characteristic impedance Γ Propagation constant
Z 0 Acoustic impedance α 0 Normal incident sound absorption coefficient D Effective fiber diameter ρ 0 Air density μ Air viscosity coefficient ω Angular velocity (ω = 2πf)
c 0 Sound velocity in air γ Specific heat ratio of air ρ 0 c 0 2 Volume modulus of air
P 0 Atmospheric pressure Λ Viscosity characteristic length of fiber material Λ ′ Thermal characteristic length of fiber material ρ Bulk density of fiber assembly ρ s Effective material density D Effective fiber diameter i Imaginary unit (i 2 = −1)
d Thickness of fiber assembly ρ 0 c 0 Specific acoustic resistance of air
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