JP6390321B2 - 鋼管用ねじ継手 - Google Patents

Description

本発明は、継手部のテーパねじが緩んだ場合においても、鋼管本体以上の継手引張強度を確保可能な鋼管用ねじ継手に関する。

トンネル又は斜面の地盤補強や基礎杭等として用いられる土木用鋼管を管軸方向に接続するための機械式継手として、軸合わせが容易なテーパねじが好適に用いられている。ねじ継手の種類としては、（１）ピン・ボックスタイプと、（２）カップリングタイプと、（３）溶接取付タイプがある。

（１）ピン・ボックスタイプのねじ継手では、２本の鋼管の端部（ピン、ボックス）に雄ねじと雌ねじをそれぞれ切削加工して、鋼管同士が直接締結される（例えば特許文献１参照。）。また、（２）カップリングタイプのねじ継手では、内周面に雌ねじが形成されたカップリングを用いて、管端部（ピン）に雄ねじが形成された２本の鋼管が接続される（例えば特許文献２〜４参照。）。また、（３）溶接取付タイプのねじ継手では、雄ねじを有するピンと、雌ねじを有するボックスを、鋼管とは別途に切削加工し、該ピンとボックスを２本の鋼管の端面にそれぞれ接合（溶接、摩擦圧接、拡散接合など）しておき、該ピンとボックスを締結することで鋼管が接続される（例えば特許文献５、６参照。）。

特開平１１−１０７２７２号公報 特開平９−１１９５６４号公報 特開２００１−２８９３７１号公報 特開２００２−６１１７５号公報 特開平７−１０２５５５号公報 特開２００６−２８３３１４号公報

ところで、上記土木用鋼管として、小口径（例えばφ１２０ｍｍ以下）で薄肉の鋼管が用いられる場合がある。例えば、トンネル施工現場においては、切羽の鏡ボルトや切羽周囲の支保工（長尺フォアパイル）として、長さ約３ｍの小口径短尺鋼管をねじ継手で接続した約１２ｍの長さの小口径鋼管が使用される。このようにトンネルの鏡補強工や長尺先受け工として地盤補強用の小口径鋼管を施工する際には、鋼管内に挿通されたビットを回転させることにより地盤を掘削して穿孔し、該穿孔、継手ねじ締結、鋼管推進が繰り返される。このような地盤補強用の小口径鋼管を接続するために、溶接取付タイプのテーパねじ継手を用いる場合、継手部の薄肉化と継手強度の確保の両立が技術的課題となる。

即ち、継手強度を確保するために、継手部の肉厚を鋼管本体（以下、管体という場合もある。）の肉厚よりも過度に厚くした場合、継手部が管体よりも外周側若しくは内周側に大きく突出してしまう。継手部が管体よりも外周側に大きく突出している場合には、鋼管の周囲にグラウト剤を円滑に注入できなくなったり、或いは、鋼管を貫入する際の貫入抵抗が大きくなったりして、鋼管の施工に支障が生じる。一方、継手部が管体よりも内周側に大きく突出している場合には、穿孔のためのビットを鋼管内に挿通する際に継手部が妨げとなる。従って、管体に対する継手部の肉厚割合（増肉率）を所定割合以下（例えば、継手部の肉厚ｔ_ｊを管体の肉厚ｔの２．３倍以下）に制限することが好ましい。しかしながら、継手部の増肉率を制限しつつ、継手部の引張強度を管体の引張強度以上に確保することは、従来では困難であった。

そこで、従来では、管体の肉厚を増加させて、継手部の増肉率の制限と継手強度の向上とを両立させていた。これに対し、継手部の強度が管体の強度と同等以上であれば、管体の肉厚を増加させることなく、従来よりも薄肉での地盤補強用鋼管の設計が可能となる。また、従来と同じ肉厚での設計をするのであれば、地盤補強用鋼管の強度が高くなるので、その分、地盤補強用鋼管の設置本数を減らすことができる。

ところが、小口径鋼管で、溶接取付タイプのテーパねじ継手を用いた場合、継手部の強度が管体の強度と同等以上であっても、鋼管本体が回転してテーパねじ継手が緩んだ場合には、継手部のピンがボックスから抜けて継手部が破断する現象（いわゆるジャンプアウト）が生じ易いという問題があった。

つまり、小口径鋼管のねじ継手の締結は人力で行われることが多いため、ねじ継手としては、軸合わせが容易であり、小回転で締結可能なテーパねじ継手が用いられる。しかし、テーパねじ継手のピンとボックスの締結が不完全である場合や、穿孔時の振動等によりテーパねじ継手が緩んだ場合には、ピンやボックスの危険断面が小さくなるとともに、テーパねじの噛み合わせ高さ（ねじ掛かり）が減少する。従って、テーパねじ継手では、平行ねじ継手と比べて、緩みにより継手強度が低下し易く、ジャンプアウトが生じる可能性が高い。このため、従来では、テーパねじ継手の緩みを防止するために、テーパねじ継手の締結後に、継手部を仮付け溶接により留めたり、継手部を打撃により変形させたりして、テーパねじを緩みにくくするという対策が講じられてきた。

このように、テーパねじ継手では、ピンとボックスの嵌合が不十分である場合や、掘削時の振動等により鋼管本体が回転してテーパねじが緩んだ場合に、継手強度が著しく劣化する。しかしながら、従来では、テーパねじ継手が緩んだときのメカニズムや劣化代については、何ら解明されていなかった。それ故、従来では、テーパねじ継手の緩みを防止するための対策は講じられてきたが、テーパねじ継手が緩んだ場合においても、ジャンプアウトを防止して、所望の継手引張強度を確保するための技術については、何ら提案されていなかった。

そこで、本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、本発明の目的とするところは、継手部のテーパねじが緩んだ場合においても、鋼管本体以上の継手引張強度を確保することが可能な、新規かつ改良された鋼管用ねじ継手を提供することにある。

上記課題を解決するために、本発明のある観点によれば、
一方の鋼管本体の端面に接合される管状のピンと、他方の鋼管本体の端面に接合される管状のボックスとを備える鋼管用ねじ継手において、
前記ピンの外周面にテーパ状の雄ねじが形成され、前記ボックスの内周面にテーパ状の雌ねじが形成されており、前記雄ねじと前記雌ねじとが嵌合することにより、前記ピンと前記ボックスが締結され、
下記式（１）、（２）及び（３）を満たす、鋼管用ねじ継手が提供される。

Ａ_Ｂ：前記ボックスの危険断面の断面積［ｍｍ^２］
Ａ_Ｐ：前記ピンの危険断面の断面積［ｍｍ^２］
Ａ_０：前記鋼管本体の最小断面積［ｍｍ^２］
Ａｔ：前記雄ねじ又は前記雌ねじのねじ山の荷重面を前記鋼管本体の管軸に垂直な平面に対して投影したときの投影面積［ｍｍ^２］
Ｎ：前記雄ねじ及び前記雌ねじのねじ山数
σ_ＹＪ：前記ピン及び前記ボックスの素材の降伏強度［ＭＰａ］
σ_ＹＢ：前記鋼管本体の素材の降伏強度［ＭＰａ］
σ_ＴＢ：前記鋼管本体の素材の引張強度［ＭＰａ］

また、前記雄ねじと前記雌ねじが完全に嵌合したときの完全ねじ長さＬ_ｔ［ｍｍ］が、前記式（３）を変換して得られる下記式（４）を満たすようにしてもよい。

Ｄ：前記鋼管本体の直径［ｍｍ］
ｔ：前記鋼管本体の肉厚［ｍｍ］
ｄ_ｂ：前記ボックスの危険断面における前記雌ねじのねじ底径［ｍｍ］
ｄ_ｐ：前記ピンの危険断面における前記雄ねじのねじ底径［ｍｍ］
ｐ：前記雄ねじ及び前記雌ねじのねじピッチ［ｍｍ］
ｈ：前記雄ねじ及び前記雌ねじのねじ高さ［ｍｍ］

上記の構成により、式（１）の条件を満たすことにより、管軸方向の引張荷重が鋼管用ねじ継手に作用したときに、ボックスの危険断面積での破断が生じるより先に、鋼管本体での破断を生じさせることができる。また、式（２）の条件を満たすことにより、当該引張荷重の作用時に、ピンの危険断面積での破断が生じるより先に、鋼管本体での破断を生じさせることができる。さらに、式（３）又は（４）の条件を満たすことにより、テーパねじが１回転緩んでいる場合であっても、当該引張荷重の作用時に、ねじ継手のジャンプアウトが生じるより先に、鋼管本体での破断を生じさせることができる。従って、テーパねじが１回転緩んだ場合であっても、鋼管用ねじ継手は、鋼管本体の引張強度以上の継手引張強度を確保することができ、継手破断を防止できる。

以上説明したように本発明によれば、継手部のテーパねじが緩んだ場合においても、鋼管本体以上の継手引張強度を確保することができる。

本発明の第１の実施形態に係る鋼管用ねじ継手を示す断面図である。 同実施形態に係るねじ継手のピンとボックスが完全に嵌合した状態を示す拡大断面図である。 図２の楕円部分Ｅを示す拡大断面図である。 図１及び図２のＡ−Ａ断面、Ｂ−Ｂ断面、Ｃ−Ｃ断面と、ねじ荷重面を投影した投影面を示す図である。 完全ねじ長さＬ_ｔと継手強度の関係を示すグラフである。 ねじ継手のＦＥＡモデルのテーパねじが完全に嵌合している状態と、１回転緩んだ状態を示す図である。 ねじ継手のテーパねじが１回転緩んだときの完全ねじ長さＬ_ｔと継手強度の関係を示すグラフである。 ねじ継手のテーパねじが１回転緩んだときの強度パラメータαと継手効率βとの関係を示すグラフである。 ねじ継手のＦＥＡモデルに対して最大引張荷重を作用させた時の変形状態を示す図である。 ＦＥＡモデルに対して負荷された引張荷重（軸荷重）と、管軸方向の変位との関係を示すグラフである。 テーパねじの緩み回転数と継手強度の関係を示すグラフである。 完全ねじ長さＬ_ｔと継手強度の関係を示すグラフである。 完全ねじ長さＬ_ｔと継手強度の関係を示すグラフである。 ＦＥＡモデルのＬ_ｔと、式（４）から算出されたＬ_ｔの下限値との関係を示すグラフである。 本発明の第２の実施形態に係るグルーブが形成された鋼管本体を示す側面図である。 同実施形態に係るＶ字形のグルーブが形成された鋼管本体を示す一部切り欠き側面図である。 同実施形態に係るコの字形のグルーブが形成された鋼管本体を示す一部切り欠き側面図である。 同実施形態に係るスリットが形成された鋼管本体を示す一部切り欠き側面図である。 図１６〜図１８の鋼管本体のＤ−Ｄ断面、Ｆ−Ｆ断面を示す断面図である。

以下に添付図面を参照しながら、本発明の好適な実施の形態について詳細に説明する。なお、本明細書及び図面において、実質的に同一の機能構成を有する構成要素については、同一の符号を付することにより重複説明を省略する。

［１．第１の実施形態］
［１．１．鋼管用ねじ継手の全体構成］
まず、図１を参照して、本発明の第１の実施形態に係る鋼管用ねじ継手の全体構成について説明する。図１は、本実施形態に係る鋼管用ねじ継手を示す断面図である。

図１に示すように、本実施形態に係る鋼管用ねじ継手（以下、ねじ継手という。）は、溶接取付タイプのテーパねじ継手であり、２本の鋼管本体１Ａ、１Ｂを管軸方向に接続するためのものである。なお、以下の説明では、鋼管本体１Ａ、１Ｂを鋼管本体１と総称し、鋼管本体を管体と略称する場合もある。

鋼管本体１は、例えば、小口径（例えば直径１２０ｍｍ以下）の短尺鋼管（例えば長さ３ｍ程度）からなる。この小口径の鋼管本体１をねじ継手で管軸方向に連結して得られる土木用鋼管は、例えば、トンネル若しくは斜面等の地盤を補強するための地盤補強用鋼管（例えば、トンネルの鏡ボルト又は長尺フォアパイル等）として用いられる。なお、本発明の鋼管用ねじ継手を用いて連結される鋼管は、建造物の基礎杭など、他の用途の鋼管杭として用いられてもよい。鋼管本体及びねじ継手として、例えば、一般構造用炭素鋼鋼管、建築構造用炭素鋼鋼管などを用いることができる。

また、鋼管本体１は、図示のような管体表面に凹凸のないストレート管であってもよいし、ディンプル鋼管であってもよい。なお、ディンプル鋼管は、管体表面に凹凸を有する土木用鋼管用の鋼管であり、鋼管と土砂との付着力を増加させる目的で使用される。ところが、ディンプル鋼管の断面は異径であるため、鋼管の端部に直接的にねじを切削加工するピン・ボックスタイプのねじ継手を用いると、継手強度を確保することが困難となる。そこで、本実施形態のように、管体とは別途に切削加工された継手部を管体端部に摩擦圧接などで接合する溶接取付タイプのねじ継手を使用することが好ましい。

ねじ継手の継手部は、ピン２とボックス３から構成される。ピン２とボックス３は、鋼管本体１とは別途に切削加工される管状の継手部材である。ピン２は、一方の鋼管本体１Ａの端面１１Ａに接合され、ボックス３は、他方の鋼管本体１Ｂの端面１１Ｂに接合される。本実施形態では、ピン２とボックス３は、例えば摩擦圧接により鋼管本体１の端面１１に接合されているが、拡散接合又は溶接などの他の方法により接合されてもよい。これらピン２とボックス３は、継手強度の安定性の観点から、同一の素材（例えば、炭素鋼、低合金鋼、ＳＵＳ等の鋼材）で形成されることが好ましい。さらに、本実施形態では、ピン２とボックス３の素材は、鋼管本体１と同材質であるが、かかる例に限定されず、鋼管本体１とは異なる材質であってもよい。

ピン２の管軸方向中央部から先端側までの薄肉部２１の外周面には、切削加工によりテーパ状の雄ねじ２２が形成されており、ピン２の基部側の厚肉部２３の端面は、一方の鋼管本体１Ａの端面１１Ａに接合されている。一方、ボックス３の管軸方向中央部から先端側までの薄肉部３１の内周面には、切削加工によりテーパ状の雄ねじ３２が形成されており、ボックス３の基部側の厚肉部３３の端面は、他方の鋼管本体１Ｂの端面１１Ｂに接合されている。

上記ピン２の雄ねじ２２と、ボックス３の雌ねじ３２は、同一のねじピッチｐ、ねじ高さｈ、ねじテーパｔａを有しているため、当該雄ねじ２２と雌ねじ３２は相互に嵌合（螺合）する。雄ねじ２２と雌ねじ３２からなるテーパねじは、ピン２からボックス３に向けて縮径するようなテーパを有する。かかるテーパねじ継手においては、ピン２を回転させながらボックス３内に挿入して、ピン２の雄ねじ２２とボックス３の雌ねじ３２を十分に螺合させることにより、図１（ｂ）に示すように、ピン２とボックス３が締結されて、２本の鋼管本体１Ａ、１Ｂを管軸方向に連結できる。

なお、図１（ｂ）の例では、ピン２とボックス３からなる継手部の肉厚ｔ_ｊが鋼管本体１の肉厚ｔよりも厚く、継手部の外径と鋼管本体１の外径が略同一であるため、継手部が鋼管本体１の内側に突出した状態となっている。しかし、かかる例に限定されず、継手部が鋼管本体１の外側に突出した状態、或いは、継手部が鋼管本体１の内側及び外側の双方に突出した状態であってもよい。継手部を鋼管本体１の外側又は内側のいずれに突出させるかは、土木用鋼管の用途や施工方法などに応じて適宜変更することが可能である。

上記のように本実施形態に係るねじ継手はテーパねじを用いているので、軸合わせが容易であり、小回転でピン２とボックス３を締結完了することが可能である。従って、主に人力により継手が締結される小口径で短尺の土木用鋼管として、本実施形態に係るねじ継手を好適に使用できる。

ところが上述したように、テーパねじは、掘削時の振動等により緩みやすく、少しの緩みに対しても有効ねじ山高さ（実際に掛かっているねじ山高さ）が減少する。このため、引張荷重が作用した時に、継手部の１つの破断形態として、ピン２がボックス３からすっぽ抜ける現象（いわゆるジャンプアウト）が発生し、テーパねじの緩みにより継手強度が低下しやすいという欠点がある。

そこで、ピン２やボックス３の構造（形状、寸法、材質等）を適切に設計することにより、継手部のテーパねじが緩んだ場合においても、ジャンプアウトを防止して、継手部の引張強度（以下、継手強度という。）が鋼管本体１の引張強度（以下、管体強度という。）以上の強度を確保可能にすることが望ましい。以下、これを実現するためのねじ継手の構造について詳述する。

［１．２．ねじ継手の各部の定義］
次に、図１〜図４を参照して、本実施形態に係るねじ継手の各部について詳述するとともに、後述するねじ継手の条件式に用いられる各種のパラメータを定義する。図２は、本実施形態に係るねじ継手においてピン２とボックス３が完全に嵌合した状態を示す拡大断面図である。図３は、図２の楕円部分Ｅを示す拡大断面図である。図４は、図１及び図２のＡ−Ａ断面、Ｂ−Ｂ断面、Ｃ−Ｃ断面と、ねじ荷重面を投影した投影面を示す図である。

図１〜図３に示すように、ピン２の雄ねじ２２とボックス３の雌ねじ３２が完全に嵌合した状態では、雄ねじ２２と雌ねじ３２が密着して螺合し、ピン２とボックス３が安定的に締結される。雄ねじ２２と雌ねじ３２は、相互に隙間無く嵌合するように対称な凹凸形状となっている。

図３に示すように、ピン２の雄ねじ２２のねじ山２４と、ボックス３の雌ねじ３２のねじ山３４の断面はともに、略台形状を有し、相互に対称な形状となっている。ピン２のねじ山２４は、荷重面２５、差し込み面２６、頂面２７を有している。同様に、ボックス３のねじ山３４も、荷重面３５、差し込み面３６、頂面３７を有している。

ねじ山２４の荷重面２５と、ねじ山３４の荷重面３５は、管軸方向に対して略垂直に起立している。相互に嵌合したピン２とボックス３に管軸方向の引張荷重が負荷されたときに、ねじ山２４とねじ山３４が係止されるが、このとき、ねじ山２４の荷重面２５とねじ山３４の荷重面３５は当接し、テーパねじが抜けないように引張荷重を受け持つ。一方、ねじ山２４の差し込み面２６と、ねじ山３４の差し込み面３６は、管軸方向に対して傾斜しているため、ピン２をボックス３に差し込んで締結するときに、雄ねじ２２と雌ねじ３２の干渉を軽減し、円滑な締結に寄与する。引張荷重の負荷時には、差し込み面２６と差し込み面３６の間には若干の隙間が生じる。

次に、上記の構造のテーパねじ継手の各部を定義する。
完全ねじ長さＬ_ｔ［ｍｍ］は、ピン２の雄ねじ２２とボックス３の雌ねじ３２が、緩み無く完全に嵌合した状態における、当該雄ねじ２２と雌ねじ３２との嵌合部（完全ねじ部）の管軸方向の長さである（図２参照。）。
管体直径Ｄ［ｍｍ］は、鋼管本体１の直径（外径）である（図１、図２参照。）。
管体肉厚ｔ［ｍｍ］は、鋼管本体１の肉厚である（図１、図２参照。）。
継手肉厚ｔ_ｊ［ｍｍ］は、ねじ継手の継手部（ピン２とボックス３）の嵌合部の肉厚である（図１、図２参照。）。
増肉率Δｔは、管体肉厚ｔに対する継手肉厚ｔ_ｊの比率である（Δｔ＝ｔ_ｊ／ｔ）。

ねじピッチｐ［ｍｍ］は、ピン２の雄ねじ２２及びボックス３の雌ねじ３２のピッチである（図３参照。）。雄ねじ２２のピッチと、雌ねじ３２のピッチは同一である。
ねじ高さｈ［ｍｍ］は、雄ねじ２２及び雌ねじ３２の荷重面２５、３５での高さである（図３参照。）。雄ねじ２２の高さと、雌ねじ３２の高さも同一である。
ねじテーパｔａ［無次元量］は、雄ねじ２２と雌ねじ３２からなるテーパねじのテーパである（図３参照。）。雄ねじ２２のテーパと、雌ねじ３２のテーパは、同一である。
ねじ山数Ｎは、雄ねじ２２のねじ山２４及び雌ねじ３２のねじ山３４の数である。雄ねじ２２のねじ山２４の数と、雌ねじ３２のねじ山３４の数は同一である。

ボックス３の危険断面は、完全ねじ部のボックス３側の端部におけるボックス３の断面（図１、図２のＡ−Ａ断面）である。なお、完全ねじ部は、雄ねじ２２と雌ねじ３２が緩み無く完全に嵌合したときの嵌合部である。
ボックス３の危険断面積Ａ_Ｂ［ｍｍ^２］は、上記ボックス３の危険断面における断面積である（図４（ａ）参照。）。

ピン２の危険断面は、上記完全ねじ部のピン２側の端部におけるピン２の断面（図１、図２のＢ−Ｂ断面）である。ねじ継手で連結された鋼管本体１に引張荷重が負荷されたときには、上記ボックス３の危険断面やピン２の危険断面に応力が集中するため、これら危険断面で継手部が破断しやすい。
ピン２の危険断面積Ａ_Ｐ［ｍｍ^２］は、上記ピン２の危険断面における断面積である（図４（ｂ）参照。）。
管体断面積Ａ_０［ｍｍ^２］は、鋼管本体１の最小断面積（鋼管本体１を軸方向の任意の位置で該軸方向に対して垂直な断面で切断したときの鋼管本体１の断面積のうち、最小の断面積）である。例えば、鋼管本体１がその表面にスリットやグルーブが形成されていないストレート管である場合には、Ａ_０は、鋼管本体１の軸方向の任意の位置での断面（例えば、図１、図２のＣ−Ｃ断面）における鋼管本体１の断面積Ａ_１である（図４（ｃ）参照。）。また、鋼管本体１の表面にスリットやグルーブが形成されている場合には、該スリットやグルーブの分だけ鋼管本体１の断面積が減少するので、Ａ_０は、該該スリットやグルーブの形成位置での鋼管本体１の断面積Ａ_ｇ、Ａ_ｓとなる（後述する第２の実施形態を参照。）。

ねじ底径ｄ_ｂ［ｍｍ］は、上記ボックス３の危険断面（Ａ−Ａ断面）における雌ねじ３２のねじ底の直径である（図２、図４（ａ）参照。）。
ねじ底径ｄ_ｐ［ｍｍ］は、上記ピン２の危険断面（Ｂ−Ｂ断面）における雄ねじ２２のねじ底の直径である（図２、図４（ｂ）参照。）。
ねじ荷重面の直径ｄ_ｎ［ｍｍ］は、雄ねじ２２のｎ番目のねじ山２４の荷重面２５のねじ高さ方向中心の直径、又は雌ねじ３２のｎ番目のねじ山３４の荷重面３５のねじ高さ方向中心の直径である。

ねじ荷重面の投影面積Ａｔ［ｍｍ^２］は、雄ねじ２２のねじ山２４の荷重面２５、又は雌ねじ３２のねじ山３４の荷重面３５を、鋼管本体１の管軸４に垂直な平面（投影面）に対して投影したときの面積である（図４（ｄ）参照）。Ａｔは、１つのねじ山２４、３４の荷重面２５、３５の投影面積である。ΣＡｔ_ｎは、雄ねじ２２又は雌ねじ３２に形成されたＮ個全てのねじ山２４、３４の荷重面２５、３５の投影面積の総和である。

管体降伏強度σ_ＹＢ［ＭＰａ］は、鋼管本体１の素材（管体素材）の降伏強度である。
管体引張強度σ_ＴＢ［ＭＰａ］は、鋼管本体１の素材（管体素材）の引張強度である。一般に、σ_ＴＢ＞σ_ＹＢである。
継手降伏強度σ_ＹＪ［ＭＰａ］は、ピン２及びボックス３の素材（継手素材）の降伏強度である。本実施形態では、ピン２の素材と、ボックス３の素材は同一である。また、本実施形態では、ピン２及びボックス３の素材（継手素材）と、鋼管本体１の素材（管体素材）は同一であるため、σ_ＹＪ＝σ_ＹＢであるが、かかる例に限定されない。

［１．３．継手が完全に嵌合している場合に継手強度を確保するための条件］
次に、上記ねじ継手のテーパねじが完全に嵌合して緩んでいない場合に、ねじ継手が管体強度以上の継手強度を確保できるための条件について説明する。

ねじ継手の破断形態としては、管体破断、ピン破断、ボックス破断、ジャンプアウトがある。ねじ継手が管体以上の引張強度を確保するためには、以下の式（１）、（２）及び（５）の条件を同時に満たす必要がある。

ここで、上記式（１）、（２）の条件はそれぞれ、管体１及び継手部に引張荷重が作用したときに、ボックス３の危険断面、ピン２の危険断面で破断せずに、管体１で破断するための条件である。つまり、式（１）、（２）は、ピン破断やボックス破断よりも先に管体破断を実現させるための条件式である。

詳細には、式（１）の左辺のボックス３の危険断面積Ａ_Ｂと継手降伏強度σ_ＹＪの積が、式（１）の右辺の管体断面積Ａ_０と管体降伏強度σ_ＹＢの積以上であれば、引張荷重作用時に、ボックス３の危険断面での破断が生じる前に、管体１で破断が発生する。同様に、式（２）の左辺のピン２の危険断面積Ａ_Ｐと継手降伏強度σ_ＹＪの積が、式（２）の右辺の管体断面積Ａ_０と管体降伏強度σ_ＹＢの積以上であれば、引張荷重作用時に、ピン２の危険断面で破断が生じる前に、管体１で破断が発生する。

従って、上記式（１）及び（２）の条件を満たしていれば、継手部（ピン２及びボックス３）の危険断面での破断よりも前に管体破断が発生するので、継手強度を管体強度以上に確保できることになる。なお、式（１）及び（２）では、代表強度として降伏強度σ_ＹＪ、σ_ＹＢを用いているが、継手部と管体１を同一の素材で形成した場合、式（１）及び（２）を満足しておけば、継手素材の引張特性にかかわらず、継手引張強度は管体引張強度以上となるため、引張荷重作用時に継手部より先に管体１が破断する。継手部と管体１に異強度材を用いた場合でも、上記式（１）及び（２）を満足しておけば、管体破断を実現できる。この理由の一つとして、継手部のピン２及びボックス３の危険断面は、ねじ部からの拘束効果を受けるため、当該拘束効果を受けない場合と比べて同じ断面積でも破断しにくいことが挙げられる。

一方、上記式（５）は、管体１及び継手部に引張荷重が作用したときに、継手部のジャンプアウト（ボックス３からピン２がすっぽ抜けることによる継手破断）を発生させずに、管体１で破断するための条件である。つまり、式（５）は、ジャンプアウトよりも先に管体破断を実現させるための条件式である。

式（５）の左辺のΣＡｔは、テーパねじのＮ個のねじ山２４、３４の荷重面２５、３５（引張荷重の負荷時に当該引張荷重を受け持つ側の面）の投影面積Ａｔの合計である。このΣＡｔと継手降伏強度σ_ＹＪの積が、式（５）の右辺の管体断面積Ａ_０と管体降伏強度σ_ＹＢの積以上であれば、継手部のジャンプアウトが生じる前に、管体破断が発生すると考えられる。

しかし、継手のピン２又はボックス３の降伏が始まると、テーパねじのねじ山２４、３４同士の乗り上げが起き始めるため、式（５）の条件を満たせば、ジャンプアウトよりも先に管体破断を実現できるかどうかについては明らかではなかった。特に、継手部の増肉率Δｔが制限された条件下では、ボックス３の薄肉化により継手部の剛性が低下し、ジャンプアウトが発生しやすくなると想定される。

そこで、式（５）の適合性をＦＥＡ（Ｆｉｎｉｔｅ Ｅｌｅｍｅｎｔ Ａｎａｌｙｓｉｓ：有限要素解析）により検証することとした。

ところで、上記式（５）の両辺は、以下のように変換できる。ここで、{（ｄ_ｐ＋ｄ_ｂ）／２}は、ピン２の危険断面におけるねじ底径ｄ_ｐと、ボックス３の危険断面におけるねじ底径ｄ_ｂの平均値（テーパねじの平均ねじ直径）である。

従って、上記式（５）は、次の式（６）に変換できる。式（６）は、ジャンプアウトよりも先に管体破断を生じさせるための完全ねじ長さＬ_ｔの条件式である。

上記式（５）及び式（６）の適合性を検証するため、ＦＥＡモデルを用いて完全ねじ長さＬ_ｔと継手強度（継手破断が生じるときに負荷される最大引張荷重）との関係を解析した。図５は、ＦＥＡにより得られた完全ねじ長さＬ_ｔと継手強度の関係を示すグラフである。なお、ＦＥＡモデルの条件は以下の通りである。

Ｄ＝７６．３ｍｍ
ｔ＝３ｍｍ
ｐ＝５．０８ｍｍ
ｈ＝０．８５ｍｍ
ｄ_ｂ＝６８．３ｍｍ
ｄ_ｐ＝７０．６ｍｍ
σ_ＹＢ＝σ_ＹＪ＝２３５ＭＰａ
Δｔ＝ｔ_ｊ／ｔ＝２．２２

図５に示すように、ＦＥＡの結果によれば、Ｌ_ｔ≧２０ｍｍの場合には、継手部のジャンプアウトが発生せずに管体１で破断した。また、Ｌ_ｔ＝１５ｍｍの場合には、継手部がジャンプアウトし継手が管体以上の強度を発揮できなかった。一方、上記ＦＥＡの条件を式（６）に代入すると、Ｌ_ｔ≧２０．１ｍｍという条件式が得られ、この条件式は、図５のＦＥＡ結果（Ｌ_ｔ≧２０ｍｍではジャンプアウトが生じない）と好適に整合する。従って、式（６）で得られる完全ねじ長さＬ_ｔの条件を満足すれば、ジャンプアウトより先に管体破断を実現できることが明らかになり、式（５）及び（６）の正当性を実証できた。

以上から、ねじ継手のテーパねじが完全に嵌合している場合には、前述の式（１）、（２）及び（５）の条件を満たすことにより、引張荷重の作用時に継手破断よりも先に管体破断を実現でき、管体強度以上の継手強度を確保できるといえる。

［１．４．継手が緩んだ場合でも継手強度を確保するための条件］
次に、上記ねじ継手のテーパねじが緩んだ場合であっても、ねじ継手が管体強度以上の継手強度を確保できるための条件について説明する。

上述したように、ねじ継手のテーパねじが緩んでおらず完全に嵌合している場合には、上記式（１）、（２）及び（５）の条件を満たせば、継手破断を防止して管体破断を実現できる。しかし、テーパねじが緩んだ場合には、ピン２の雄ねじ２２とボックス３の雌ねじ３２の嵌合長さが短くなるとともに、ねじ山２４、３４相互のねじ掛かり（有効ねじ山高さ）も小さくなるので、平行ねじよりも、ピン２がボックス３から抜けてジャンプアウトし易くなる。このため、テーパねじが緩んだ場合には、上記式（５）の条件を満たしたとしても、ジャンプアウトを防止できない可能性がある。

そこで、本願発明者は、ねじ継手が１回転緩んだ場合でも、ねじ継手が管体強度以上の継手強度を発揮できる条件を導出するべく鋭意検討し、その条件式を導出した。以下に、当該条件式とその導出方法について説明する。

本願発明者は、ねじ継手が１回転緩んだとしても管体強度以上の継手強度を確保できるための条件を見出すため、ねじ継手のＦＥＡモデルによる感受性解析を行った。この解析では、表１に示すように、外径Ｄ、肉厚ｔ、強度σ_ＹＢ、σ_ＹＪ、σ_ＴＢ等が異なる３種類のＦＥＡモデルを使用した。

いずいれのモデルも、前述した式（１）及び（２）の前提条件を満たしている。

図６は、表１のケースＢの例のねじ継手のＦＥＡモデルにおいて、ねじ継手のテーパねじが完全に嵌合している状態と、１回転緩んだ状態を示す。図６に示すように、ねじ継手のテーパねじが１回転緩んだ場合は、完全に嵌合している場合と比べて、テーパねじの嵌合長さが短くなるとともに、ねじ山２４、３４の嵌合が甘くなり、有効ねじ山高さ（ねじ掛かり）が減少している。そこで、完全に嵌合している場合の完全ねじ長さＬ_ｔを変化させることで、ねじ継手のテーパねじが１回転緩んだときにＬ_ｔが継手強度に及ぼす影響について解析した。

図７は、ねじ継手のテーパねじが１回転緩んだときの完全ねじ長さＬ_ｔと継手強度との関係を示すグラフである。ここで完全ねじ長さＬ_ｔは、ねじ継手のテーパねじが完全に嵌合したときの設計上のねじ長さを意味する。図７では、上記表１のケースＡ〜ＣのＦＥＡモデルそれぞれの解析結果を示している。

図７に示すように、Ｌ_ｔが十分に長いと、テーパねじが１回転緩んでも、ねじ継手がジャンプアウトすることなく、管体破断するが、Ｌ_ｔが所定の閾値を下回れば、ねじ継手は管体破断するより先にジャンプアウトすることが分かった。図７の結果によれば、ケースＡではＬ_ｔ＜３３ｍｍ、ケースＢではＬ_ｔ＜２７ｍｍ、ケースＣではＬ_ｔ＜２６ｍｍで、ねじ継手はジャンプアウトした。この解析結果から、Ｌ_ｔを所定の閾値以上にすれば、テーパねじが１回転緩んだ場合において、ねじ継手のジャンプアウトを防止できるといえる。

本願発明者は、ねじ継手のジャンプアウトは、テーパねじの荷重面２５、３５の投影面積の総和に支配されていると考え、ジャンプアウトよりも先に管体破断を実現するための条件式として、次の式（１０）を導き出した。

ここで、σ_ａは、ジャンプアウトより先に管体破断を実現するための管体強度のパラメータである。テーパねじが完全に嵌合している場合は、上記式（５）のようにσ_ａ＝σ_ＹＢに設定すれば、ねじ継手のジャンプアウトは防止できる（図６参照。）。しかし、テーパねじが１回転緩んだ場合に、ジャンプアウトを防止するための条件式については、これまで明らかになっていなかった。

ここで、式（１０）の境界条件は、以下の式（１１）で表される。また、Ａｔ_ｎは、以下の式（１２）で表される。

従って、上記式（１１）の両辺は、以下のように変換できる。

この結果、式（１１）から以下の式（１２）が導出される。

ところで、図７で示した関係は、サイズ、強度等が異なる３種類のＦＥＡモデルについての解析結果であるため、無次元化を図ることで、その傾向を観察することとした。

まず、横軸については、式（１３）に示すように、σ_ａを強度パラメータαの関数で定義した。強度パラメータαは、テーパねじが緩んだときの有効ねじ山高さと嵌合ねじ長さの減少という寸法次元を、管体１の強度次元に置き換えるためのパラメータである。この式（１３）と式（１２）から、αは以下の式（１４）で表される。

次に、縦軸の継手強度については、継手強度をＷ_ｊ、管体強度をＷ_ｂとし、継手効率βを式（１５）で定義した。

そして、図７のＬ_ｔと継手強度の関係を、式（１４）で導かれるαと式（１５）で導かれるβとの関係に変換したものを図８に示す。

図８に示すように、表１のケースＡ、Ｂ、Ｃのいずれの場合も、α＜０．５である場合に継手効率βが１を下回り、ジャンプアウトが発生することが分かった。従って、テーパねじが１回転緩んだときにジャンプアウトが発生するか否かの境界条件は、α＝０．５であるといえる。そこで、α＝０．５を式（１３）に代入すると、以下の式（１６）が得られる。

そして、式（１６）のσ_ａを式（１０）に代入すると、以下の式（３）が導出される。

この式（３）は、ねじ継手のテーパねじが１回転緩んだ場合においても、ジャンプアウトを防止して、ねじ継手が管体強度以上の継手強度を確保するための条件式である。前述した式（５）では、式（１０）のパラメータσ_ａとして、σ_ａ＝σ_ＹＢを用いているのに対し、式（３）では、σ_ａ＝（σ_ＹＢ＋σ_ＴＢ）／２を用いている。σ_ＴＢ＞σ_ＹＢであるため、｛（σ_ＹＢ＋σ_ＴＢ）／２｝＞σ_ＹＢである。従って、式（５）の条件よりも式（３）の条件の方が、ジャンプアウトを防止する観点から継手強度に厳しい条件を要求している。

このように、本実施形態では、テーパねじが１回転緩んだ場合でも、ジャンプアウトを防止して、管体強度以上の引張強度を確保するための条件式として、上記式（５）に代えて、より厳しい式（３）を用いることを特徴としている。これにより、テーパねじが少なくとも１回転緩んだ場合であっても、ジャンプアウトを好適に防止できる。

以上の結果から、テーパねじが１回転緩んだ場合においても、ねじ継手のボックス破断、ピン破断及びジャンプアウトを防止して、ねじ継手が管体以上の引張強度を確保するためには、以下の式（１）、（２）及び（３）の条件を同時に満たせばよいといえる。

さらに、上記式（１２）等を利用することで、上記式（３）の両辺は、以下のように変換できる。

従って、上記式（３）は、次の式（４）に変換できる。式（４）は、テーパねじが１回転緩んだ場合でも、ジャンプアウトよりも先に管体破断を生じさせるための完全ねじ長さＬ_ｔの条件式である。

以上より、上記式（１）、（２）及び（４）の条件を同時に満たせば、テーパねじが１回転緩んだ場合においても、ねじ継手のボックス破断、ピン破断及びジャンプアウトを防止して、ねじ継手が管体以上の引張強度を確保できる。

［１．５．条件式の検証結果］
次に、上記ねじ継手が１回転緩んだ場合でも、ジャンプアウトを防止して、ねじ継手が管体強度以上の継手強度を発揮できるための条件式（３）及び（４）の妥当性を検証した結果について説明する。

上述したように、人力によりねじ継手が完全締結された状態から１回転緩んだ場合であっても、上記式（３）又は（４）の条件を満足しておけば、ジャンプアウトを防止して、管体強度以上の継手強度を確保することができるとの知見が得られた。以下では、式（４）を満たすことにより、ねじ継手の締結完了から１回転緩んだ場合でも管体強度以上の継手強度を確保できることを、ＦＥＡモデルの解析結果を用いて証明することとする。

（１）試験１
まず、ねじ継手のＦＥＡモデルに引張荷重を作用したときのねじ継手の変形挙動を解析する試験結果について説明する。本試験では、ねじ継手のテーパねじが、（ａ）緩み無く完全に嵌合している場合、（ｂ）１回転緩んでいる場合、（ｃ）２回転緩んでいる場合それぞれのＦＥＡモデルを作成して、引張荷重を作用したときのねじ継手の変形挙動を解析した。当該ＦＥＡモデルの条件は以下の通りである。

Ｄ＝７６．３ｍｍ
ｐ＝５．０８ｍｍ
ｈ＝０．８５ｍｍ
ｄ_ｂ＝６８．３４４ｍｍ
ｄ_ｐ＝７０．５９３ｍｍ
σ_ＹＢ＝３９０ＭＰａ
σ_ＴＢ＝５４０ＭＰａ
Ｌ_ｔ＝３１．５ｍｍ

また、本試験では、ねじ継手の継手強度を評価するために、管体１を設けずにねじ継手単独のＦＥＡモデルを用い、該モデルのねじ継手に対して管軸方向に引張荷重を負荷して、ねじ継手の端面に引張変位を与えた。なお、本試験の条件では、完全ねじ長さＬ_ｔ（＝３１．５ｍｍ）は、上記式（４）の条件を満たしており、理論的にはジャンプアウトよりも先に管体破断が生じることが推定された。

図９は、上記（ａ）〜（ｃ）のねじ継手の各ＦＥＡモデルに対して最大引張荷重を作用させた時の変形状態を示す図である。また、図１０は、当該各ＦＥＡモデルに対して負荷された引張荷重（軸荷重）と、管軸方向の変位との関係を示すグラフである。

図９及び図１０に示すように、（ａ）ねじ継手が緩み無く完全に嵌合している場合には、テーパねじは十分に嵌合しており、ジャンプアウトが生じなかった。また、（ｂ）ねじ継手が１回転緩んでいる場合には、（ａ）の場合と比べて、テーパねじ間に多少の隙間が生じるものの、テーパねじの有効ねじ山高さ（ねじ掛かり）及び嵌合長さとも十分であり、ジャンプアウトは生じなかった、一方、（ｃ）ねじ継手が２回転緩んでいる場合には、テーパねじの隙間が大きくなり、ねじ山２４、３４の乗り上げが生じて有効ねじ山高さが不十分となるだけでなく、嵌合長さも減少するため、ジャンプアウトが生じた。

このように、上記ＦＥＡモデルの解析結果によれば、１回転緩んだねじ継手に引張荷重を負荷したときでも、ねじ継手はなお嵌合しているが、２回転緩んだねじ継手に引張荷重を負荷すると、ジャンプアウトする傾向が観察される。従って、本ＦＥＡモデルの条件では、１回転までの緩みに対してはジャンプアウトを防止できることが実証されたといえる。

（２）試験２
次に、完全ねじ長さＬ_ｔと継手強度の関係を調べた各種試験の結果について説明する。

まず、ねじ継手の緩み回転数と継手強度（最大引張荷重）の関係を調べた試験について説明する。上記試験１と同様なＦＥＡモデルの条件において、Ｌ_ｔが相異なる３種類のＦＥＡモデル（Ｌ_ｔ＝３１．５ｍｍ、２６．８ｍｍ、２１．３ｍｍ）を作成し、ねじ継手の緩み回転数と継手強度の関係を調べる試験を行った。本試験の結果として、図１１は、Ｌｔをパラメータとして、テーパねじの緩み回転数と継手強度の関係を示すグラフである。

図１１に示すように、いずれの条件においても、テーパねじの緩み回転数が大きくなるにしたがって継手強度は低下する。しかし、Ｌ_ｔ＝２６．８ｍｍと３１．５ｍｍの条件では、１回転までの緩みに対しては、略同一の継手強度を示した。これに対し、Ｌ_ｔ＝２１．３ｍｍの条件では、１回転緩んだ場合には、Ｌ_ｔ＝２６．８ｍｍと３１．５ｍｍの条件と比べて、継手強度が低かった。これは、Ｌ_ｔ＝２１．３ｍｍの条件では、Ｌ_ｔが短すぎるため、ねじ継手が１回転緩んだときに十分な嵌合長さや有効ねじ山高さが得られていないからであると考えられる。

さらに、ねじ継手の完全ねじ長さＬ_ｔと継手強度（最大引張荷重）の関係を調べた試験について説明する。Ｌ_ｔが相異なる複数種類のＦＥＡモデルを作成し、ねじ継手の緩みがない場合と、１回転緩んだ場合の継手強度を調べる試験を行った。本試験の結果として、図１２は、完全ねじ長さＬ_ｔと継手強度の関係を示すグラフである。

図１２に示すように、テーパねじに緩みがない場合と１回転緩んだ場合のいずれとも、Ｌ_ｔが所定長さ以上となれば、継手強度は増加せず、ほぼ一定値となっている。これは、ねじ継手が当該所定長さ以上の十分なＬ_ｔを有すれば、ねじ継手はジャンプアウトせずに、ピン２又はボックス３の危険断面で破断することを意味している。しかし、Ｌ_ｔが当該所定長さ未満の不十分なＬ_ｔを有する場合には、完全ねじ長さＬ_ｔが小さくなるにつれて継手強度は低下している。これは、ピン２及びボックス３の危険断面強度よりもテーパねじの嵌合強度（ねじ山強度）が低くなるため、ピン２又はボックス３の危険断面で破断せずに、ねじ継手ｈがジャンプアウトすることを意味している。

また、図１２に示す試験結果によれば、管体１として、Ｄ＝７６．３ｍｍ、ｔ＝４．５ｍｍ、材質：ＳＴＫ４００（σ_ＹＢ＝３５０ＭＰａ、σ_ＴＢ＝４０２ＭＰａ）の鋼管を選択した場合において、テーパねじの緩みがないときは、Ｌ_ｔ≧１８ｍｍであれば、ねじ継手が管体強度以上の継手強度を有することを示唆している。一方、ねじ継手のテーパねじが１回転緩んだときは、Ｌ_ｔ≧２６ｍｍであれば、ねじ継手が管体強度以上の継手強度を有することが期待される。

これに対し、上記式（４）に対して、本モデルのＤ、ｔ、ｄ_ｐ、ｄ_ｂ、ｐ、ｈ、σ_ＹＢ、σ_ＴＢ、σ_ＹＪ等の条件を代入して計算すると、「Ｌ_ｔ≧２６．８ｍｍ」が得られる。この計算結果は、図１２の実際のＦＥＡモデル試験結果から得られる「Ｌ_ｔ≧２６ｍｍ」と整合する。従って、式（４）から得られる条件「Ｌ_ｔ≧２６．８ｍｍ」を満たせば、ねじ継手が１回転緩んだ場合でも管体強度以上の継手強度を発揮することができ、上記式（４）の正当性が上記ＦＥＡ解析結果により実証できたといえる。

さらに、ねじ継手の素材強度（ピン２及びボックス３の素材の強度）の影響を評価するために、ねじ継手の素材として、管体１の素材と同等のＳＴＫ４００（σ_ＹＢ＝３５０ＭＰａ、σ_ＴＢ＝４０２ＭＰａ）を用いて、ＦＥＡモデル解析した。その解析結果を図１３に示す。図１３は、完全ねじ長さＬ_ｔと継手強度の関係を示すグラフである。

図１３に示すように、モデル解析結果によれば、ねじ継手のテーパねじが１回転緩んだ場合には、「Ｌ_ｔ≧３１ｍｍ」であるときに、継手強度が管体強度以上となり、ねじ継手は管体強度以上の継手強度を有することが分かる。一方、上記式（４）からＬ_ｔの条件式を求めると、「Ｌ_ｔ≧３０．０ｍｍ」となり、この条件式は、上記ＦＥＡの結果と整合する。よって、ねじ継手の素材強度を加味した場合でも、上記式（４）の正当性が上記ＦＥＡ解析により実証できたといえる。

（３）試験３
次に、ねじ継手の継手部（ピン２及びボックス３）の両端に管体１を取り付けた多数のＦＥＡモデルを用いて、ねじ継手のテーパねじを１回転緩めて引張荷重を負荷した場合の破断形態を調べた試験結果について説明する。本試験のＦＥＡモデルの条件は以下の通りである。

Ｄ＝７６．３〜１１４．３ｍｍ
ｔ＝３．２〜４．５ｍｍ
σ_ＹＢ＝２５０〜４６０ＭＰａ
σ_ＴＢ＝４０２〜６１０ＭＰａ
σ_ＹＪ＝２５０〜４６０ＭＰａ

本試験では、多数のＦＥＡモデルの破断形態を解析し、それらをジャンプアウトと管体破断に区分した。本試験の結果を図１４に示す。図１４は、本試験によるＦＥＡモデルのＬ_ｔと、上記式（４）から算出されたＬ_ｔの下限値との関係を示すグラフである。なお、図１４では、各モデルの破断形態の区別（ジャンプアウト又は管体破断）も併せて表示してある。

図１４に示すように、ＦＥＡモデルのＬ_ｔが式（４）から算出されたＬ_ｔの下限値以上である場合には常に、管体破断が発生し、ＦＥＡモデルのＬ_ｔが式（４）から算出されたＬ_ｔの下限値未満である場合には常に、ジャンプアウトが発生している。このことは、実際のねじ継手において、Ｌ_ｔが式（４）の条件を満たせば、ジャンプアウトを防止して、管体強度以上の継手強度を確保できることが明らかになったといえる。

なお、上記式（４）と式（３）は相互に式変換可能であるので、式（４）の正当性が実証されれば、同様に式（３）の正当性も実証されたことになる。

［１．６．まとめ］
以上、本実施形態に係るねじ継手と、その条件式について説明した。上述したように、鋼管用のテーパねじ継手では、テーパねじの嵌合が不十分であったり、掘削時の振動などによりテーパねじが緩んだりした場合には、継手強度が著しく劣化する。ところが、従来では、テーパねじが緩んだときのメカニズム、劣化代については、何ら解明されていなかった。即ち、従来では、テーパねじの緩みを防止する対策は提案されていたが、テーパねじが緩んだ場合でも所望の継手強度を確保できる技術については、何ら提案されていなかった。

これに対し、本願発明者は、土木用鋼管の施工現場で予想される１回転までの緩みがねじ継手に生じた場合における、継手強度の劣化メカニズムを解明した。その結果、ねじ継手のテーパねじが緩んだことにより継手強度が管体強度以下になったときの破断形態はすべて、ねじ継手のジャンプアウトであった。このジャンプアウトの原因として、テーパねじの緩みによる有効ねじ山高さ（ねじ掛かり）の減少、及び嵌合ねじ長さの減少があげられる。

そこで、本実施形態では、第１に、テーパねじが緩みなく完全に嵌合している場合には、ねじ荷重面２５、３５における平均的な降伏強度が管体の降伏強度以上になれば、継手のジャンプアウトを防止して、管体破断を発生させることができることを明らかにした（上記式（５）等を参照。）。

次に、ねじ継手が緩むとジャンプアウトが起きやすくなることを明らかにした。そして、有効ねじ山高さと嵌合ねじ長さの減少という寸法次元を、管体１の強度次元に置き換えることで、緩みが生じたときにでも継手強度を確保できるテーパねじ継手の構造を特定できた（上記式（３）及び（４）等を参照。）。

即ち、ねじ継手が上記式（１）及び（２）の前提条件を満たすことで、ねじ継手のピン２及びボックス３の危険断面での破断を防止でき、当該危険断面での破断より先に管体破断を実現できる。さらに、ねじ継手が上記式（３）又は（４）の条件を満たすことで、テーパねじが１回転緩んだ場合であっても、ねじ継手は十分な有効ねじ山高さと嵌合ねじ長さを確保できるので、ジャンプアウトを防止でき、ジャンプアウトよりも先に管体破断を実現できる。

よって、本実施形態によれば、軸合わせが容易で、小回転で締結を完了することが可能な小口径鋼管用のねじ継手を提供することができる。さらに、本実施形態に係るねじ継手は、ねじ継手のテーパねじが１回転緩んだ場合においても、継手のジャンプアウトを防止して、管体強度以上の継手強度を発揮することができる。

なお、テーパねじでは、テーパｔａをなだらかにし、ねじ山高さｈを大きくすると、締結終了までの回転数が増加する。現場作業上、人力で鋼管本体１を抱えて多くのねじ継手を締結するためには、締結時の継手回転数は最大５回転が限度と考えられる。そこで、この回転数の制約を満たす条件として、次の式（１７）が提案される。この式（１７）を満たすことにより、５回転以内で迅速かつ容易にねじ継手を締結可能となる。

［２．第２の実施形態］
次に、本発明の第２の実施形態に係る鋼管用ねじ継手について説明する。第２の実施形態に係る鋼管用ねじ継手は、上記第１の実施形態に係る鋼管用ねじ継手と比べて、鋼管本体１にグルーブ又はスリット等が形成されている点で相違し、その他の機能構成は上記第１の実施形態と同様である。

前述したように、トンネル掘削時の鏡面の前方への崩落を防止するため、例えば約１２．５ｍの鏡ボルトが使用される。特に地山状態の悪い場合には、鏡ボルトを成す鋼管と地山との密着性を向上させるために、鋼管の表面に凹部、凸部、あるいは凹凸部が形成されたディンプル鋼管が用いられる。

トンネル施工においては、まず、鏡ボルトを鏡面に対して設置した後に、トンネルの天端が長尺フォアパイル等により補強される。その後、鏡面に埋設されている鏡ボルトを鏡面の廃土とともに破壊、撤去しながら、トンネル掘削が進行する。このようにして鏡ボルトは産業廃棄物となるため、できるだけ安価かつ簡易な方法で鏡ボルトを撤去することが求められる。その方法の一つとしてトンネル掘削マシンのバケット部などで、鏡面に埋設されている鏡ボルトに衝撃を加えて、該鏡ボルトを例えば約１ｍ長さに折損することで、鏡ボルトの撤去・回収を容易にする施工方法がある。この施工方法では、衝撃による鏡ボルトの折損性を向上させるために、鏡ボルトを成す鋼管の表面に、予めグルーブ又はスリットなどの切欠きを形成しておくことが好ましい。

［２．１．グルーブ等が形成された鋼管本体の構成］
図１５は、鏡ボルト撤去時の折損性を向上させるために、表面にグルーブが形成された鋼管本体１０を示す側面図である。

図１５に示すように、鋼管本体１０は、その表面に凹凸が形成されたディンプル鋼管で構成されている。１本の鋼管本体１０の長さは、約３〜３．５ｍであり、３本の鋼管本体１０（先頭管１０Ａ、中間管１０Ｂ及び端末管１０Ｃ）を相互に接続することで、例えば、全長１２．５ｍの鏡ボルトが構成される。先頭管１０Ａの先端にはビット５が取り付けられている。また、先頭管１０Ａ、中間管１０Ｂ及び端末管１０Ｃの後端にはそれぞれ、前述のピン２が取り付けられており、さらに、中間管１０Ｂ及び端末管１０Ｃの先端にはそれぞれ、前述のボックス３が取り付けられている。

かかる鋼管本体１０の外周面には、鋼管本体１０の周方向に沿って、周溝状のグルーブ６が形成されている。該グルーブ６は、鋼管本体１０の軸方向に相互に間隔をあけて複数形成されている。具体的には、先頭管１０Ａには２つのグルーブ６が、中間管１０Ｂ及び端末管１０Ｃにはそれぞれ３つのグルーブ６が形成されている。

このように、合計８つのグルーブを形成することで、先頭管１０Ａ、中間管１０Ｂ及び端末管１０Ｃを接続して鏡ボルトを構成したときに、概ね１ｍ間隔でグルーブ６を配置できる。かかるグルーブ６を形成することで、該グルーブ６の位置で鋼管本体１０の断面積を減少させ、折損性を高めることができる。従って、鏡ボルトを撤去する際に、鏡ボルトに衝撃を加えることで、該鏡ボルトを約１ｍ長さで容易に折損して撤去することができる。

次に、図１６、図１７を参照して、上記グルーブ６について詳述する。グルーブ６の断面形状は、Ｖ字形、コの字形、Ｕ字形など、適宜設計変更可能である。

図１６、図１７はそれぞれ、Ｖ字形のグルーブ６Ａ、コの字形のグルーブ６Ｂが形成された鋼管本体を示す一部切り欠き側面図である。図１６に示すＶ字形のグルーブ６Ａの方が、図１７に示すコの字形のグルーブ６Ｂよりも、溝底での応力集中により折損性を向上できるので、好ましい。

ここで、Ｖ字形のグルーブ６Ａの形状について、より詳細に説明する。図１６中の拡大図に示すように、Ｖ字形のグルーブ６Ａは、湾曲状の溝底部と、略直線状の溝側部とから構成される。

Ｖ字形のグルーブ６Ａの溝底部の曲率半径Ｒは、例えば、０．２〜１．０ｍｍであることが好ましく、０．４〜０．８ｍｍであることがより好ましい。グルーブ６Ａを加工するための工具の損耗により、Ｒが大きくなるので、Ｒを０．２ｍｍ以下に制御することは困難である。一方、Ｒが大きくなると、グルーブ６Ａの溝底部で応力集中しにくくなるので、鋼管本体１０の折損性が低下してしまう。

また、Ｖ字形のグルーブ６Ａの深さｄｇは、例えば、１．２ｍｍ以上、鋼管本体１０の肉厚ｔ以下である。例えば、鋼管本体１０の肉厚ｔが４．５〜５．５ｍｍである場合、ｄｇの下限は、１．２ｍｍであることが好ましく、１．８ｍｍであることがより好ましい。また、ｄｇの上限は、２．２ｍｍであることが好ましい。ｄｇが小さいと（例えば１．２ｍｍ未満である場合）、鋼管本体１０が折損しにくくなる。一方、ｄｇが小さいと（例えば鋼管本体１０の肉厚ｔ超である場合）、鋼管本体１０の強度が低下してしまう。

また、Ｖ字形のグルーブ６Ａの溝側部の開口角度θは、例えば、３０〜９０°であり、６０°前後であることが好ましい。開口角度θが小さい方が、鋼管本体１０の折損性が向上するが、グルーブ６Ａを加工するための工具が損耗しやすくなる。

次に、図１８を参照して、鋼管本体１０の表面に、上記グルーブ６に代えてスリット７を形成する例について説明する。

図１８は、スリット７が形成された鋼管本体１０を示す一部切り欠き側面図である。図１８に示すように、鋼管本体１０を貫通しない上記グルーブ６に代えて、鋼管本体１０を貫通するスリット７を周方向に部分的に形成してもよい。図１８の例では、鋼管本体１０の周方向に１２０°の範囲に渡って、幅２ｍｍのスリット７が貫通形成されている。かかるスリット７を形成することによっても、該スリット７の位置で鋼管本体１０の断面積を減少させ、折損性を高めることができる。

［２．２．継手強度を確保するための条件］
次に、上記第２の実施形態に係るグルーブ６又はスリット７が形成された鋼管本体１０を用いた場合において、継手が完全に嵌合している場合に継手強度を確保でき、かつ、ねじ継手のテーパねじが緩んだ場合であっても、ねじ継手が管体強度以上の継手強度を確保できるための条件について説明する。

上記のように、鋼管本体１０の折損性を高めるために、グルーブ６又はスリット７を形成すると、その位置において、該グルーブ６やスリット７の断面積の分だけ鋼管本体１０の断面積が減少する。従って、鋼管本体１０の最小断面積（上記の管体断面積）Ａ_０は、グルーブ６又はスリット７が形成されていない位置での鋼管本体１の断面積Ａ_１ではなく、グルーブ６又はスリット７の形成位置での鋼管本体１の断面積Ａ_ｇ、Ａ_ｓとなる。

図１９は、図１６〜図１８の鋼管本体１０のＤ−Ｄ断面、Ｆ−Ｆ断面を示す断面図である。図１９（ａ）に示すように、グルーブ６の形成位置での鋼管本体１０の断面積Ａ_ｇは、他の位置での鋼管本体１０の断面積Ａ_１よりも小さくなる。このため、鋼管本体１０の最小断面積Ａ_０は、Ａ_ｇとなり（Ａ_０＝Ａ_ｇ）、グルーブ６の形成位置において、鋼管本体１０の引張強度が最小となる。

従って、第２の実施形態に係るグルーブ６が形成された鋼管本体１０を用いる場合には、上記第１の実施形態で述べた継手強度を確保するための条件式（１）〜（３）において、鋼管本体１０の最小断面積Ａ_０として、Ａ_ｇを用いることが好適である。Ａ_０にＡ_ｇを代入した条件式（１）〜（３）を以下に示す。

同様に、図１９（ｂ）に示すように、スリット７の形成位置での鋼管本体１０の断面積Ａ_ｓは、他の位置での鋼管本体１０の断面積Ａ_１よりも小さくなる。このため、鋼管本体１０の最小断面積Ａ_０は、Ａ_ｓとなり（Ａ_０＝Ａ_ｓ）、スリット７の形成位置において、鋼管本体１０の引張強度が最小となる。
従って、第２の実施形態に係るスリット７が形成された鋼管本体１０を用いる鋼管本体１０にスリット７を形成した場合には、上記条件式（１）〜（３）において、鋼管本体１０の最小断面積Ａ_０として、Ａ_ｓを用いることが好適である。Ａ_０にＡ_ｇを代入した条件式（１）〜（３）を以下に示す。

以上のように、第２の実施形態では、グルーブ６又はスリット７が形成された鋼管本体１０を用いる場合には、Ａ_０＝Ａ_ｇ、又は、Ａ_０＝Ａ_ｓとした条件式（１）〜（３）を満たすように、ねじ継手を設計する。これにより、上記第１の実施形態と同様に、条件式（１）及び（２）により、ねじ継手が完全に嵌合している場合に、管体強度以上の継手強度を確保でき、かつ、条件式（３）により、ねじ継手のテーパねじが１回転緩んだ場合においても、ねじ継手のボックス破断、ピン破断及びジャンプアウトを防止して、管体強度以上の継手強度を確保できる。

次に、本発明の実施例について説明する。なお、以下の実施例は、本発明の実施可能性及び効果を確認するために採用した条件例にすぎず、本発明が以下の実施例の条件に限定されるものではない。

複数種類のねじ継手の試験体を作成して管体１に接合し、各試験体が上記式（１）〜（４）の条件を満たすか否かを判定するとともに、各試験体に対して管軸方向に引張荷重を負荷した際の破断形態を確認するための引張試験を行った。この引張試験では、各試験体のねじ継手を人力で締結した後に、一部の試験体についてはテーパねじを１回転緩めて引張荷重を負荷し、その他の試験体についてはテーパねじを緩めることなく、そのまま引張荷重を負荷した。

以下の表２は、本発明の実施例及び比較例に係る各試験体の条件を示し、表３は、表２の条件から式（１）〜（４）の右辺・左辺を計算した結果を示す。さらに、表４は、本試験の評価結果として、各試験体が式（１）〜（４）の条件を満足するか否かと、各試験体のテーパねじの締結状況、管軸方向に引張荷重を負荷したときの破断形態を示す。

表２〜表４に示すように、本発明の実施例１〜３３では、式（１）及び（２）の前提条件を満たし、かつ、式（３）及び（４）の条件を満足している。このうち、実施例８、１６、２９は、人力で試験体のテーパねじを締結した後に、テーパねじを緩めることなくそのまま引張試験に供した。それ以外の実施例１〜７、９〜１５、１７〜２８、３０〜３３は、人力でテーパねじの締結を完了した状態から１回転緩めて引張試験を実施した。

この結果、表４に示すように、実施例１〜３３のいずれの試験体も、ピン２やボックス３の危険断面で破断したりジャンプアウトしたりすることなく、管体１で破断した。従って、テーパねじが１回転緩んだ場合であっても、管体強度以上の継手強度を確保できているといえる。

一方、比較例１〜３１は、上記式（１）〜（４）の少なくともいずれかの条件を満たしていない。詳細には、比較例１〜３、７〜１４、１７〜２５、２８〜３１は、式（１）及び（２）の前提条件を満たしているが、式（３）及び（４）の条件を満たしていない。また、比較例５、６、１５、１６、２６、２７は、式（１）又は（２）のいずれか一方の前提条件を満たしていない。それ以外の比較例４〜７、１３〜１６、２４〜２７は、人力で試験体のテーパねじを締結した後に、テーパねじを緩めることなくそのまま引張試験に供した。それ以外の比較例１〜３、８〜１２、１７〜２３、２８〜３１は、人力でテーパねじの締結を完了した状態から１回転緩めて引張試験を実施した。

比較例１〜４、７〜１４、１７〜２５、２８〜３１は、式（１）及び（２）の前提条件を満たしているが、式（３）及び（４）の条件を満たしていないので、１回転緩めた場合は、いずれもジャンプアウトを起こした。特に、比較例４、１３、１４、２４、２５は、完全ねじ長さＬ_ｔが極端に短いため、テーパねじが緩んでいなくとも、ジャンプアウトを起こした。また、比較例５、６、１５、１６、２６、２７は、式（１）又は（２）の前提条件のいずれかを満たしていないため、ピン２又はボックス３の危険断面で破断した。

以上のように、ねじ継手のテーパねじを締結完了した状態から１回転緩めた場合、上記式（１）、（２）及び（３）（あるいは、式（１）、（２）及び（４））の条件を全て満たす実施例１〜３３のねじ継手のみが、管体１で破断した。この理由は、実施例１〜３３は、十分な完全ねじ長さＬ_ｔを有するため、テーパねじが１回転以内で緩んだとしても、ねじ継手はジャンプアウトを防止するために十分な有効ねじ山高さ（ねじ掛かり）と嵌合ねじ長さを確保できるからであると考えられる。

従って、上記試験結果から、式（１）の条件を満たせば、テーパねじが１回転緩んだ場合であっても、ボックス３の危険断面での破断を防止して、管体１での破断を実現できることが実証されたといえる。また、式（２）の条件を満たせば、テーパねじが１回転緩んだ場合であっても、ピン２の危険断面での破断を防止して、管体１での破断を実現できることが実証されたといえる。さらに、式（３）又は（４）の条件も満たせば、テーパねじが緩んでない場合は勿論、１回転緩んだ場合であっても、ジャンプアウトを防止して、管体１での破断を実現できることが実証されたといえる。

以上、添付図面を参照しながら本発明の好適な実施形態について詳細に説明したが、本発明はかかる例に限定されない。本発明の属する技術の分野における通常の知識を有する者であれば、特許請求の範囲に記載された技術的思想の範疇内において、各種の変更例または修正例に想到し得ることは明らかであり、これらについても、当然に本発明の技術的範囲に属するものと了解される。

１、１Ａ、１Ｂ、１０、１０Ａ、１０Ｂ、１０Ｃ 鋼管本体（管体）
２ ピン
３ ボックス
４ 管軸
５ ビット
６ グルーブ
６Ａ Ｖ字形のグルーブ
６Ｂ コの字形のグルーブ
７ スリット
１１、１１Ａ、１１Ｂ 端面
２１、３１ 薄肉部
２２ 雄ねじ
２３、３３ 厚肉部
２４、３４ ねじ山
２５、３５ 荷重面
２６、３６ 差し込み面
２７、３７ 頂面
３２ 雌ねじ

Claims (2)

1. 一方の鋼管本体の端面に接合される管状のピンと、他方の鋼管本体の端面に接合される管状のボックスとを備える鋼管用ねじ継手において、
   前記ピンの外周面にテーパ状の雄ねじが形成され、前記ボックスの内周面にテーパ状の雌ねじが形成されており、前記雄ねじと前記雌ねじとが嵌合することにより、前記ピンと前記ボックスが締結され、
   下記式（１）、（２）及び（３）を満たす、鋼管用ねじ継手。
   

   

   Ａ_Ｂ：前記ボックスの危険断面の断面積［ｍｍ^２］
   Ａ_Ｐ：前記ピンの危険断面の断面積［ｍｍ^２］
   Ａ_０：前記鋼管本体の最小断面積［ｍｍ^２］
   Ａｔ：前記雄ねじ又は前記雌ねじのねじ山の荷重面を前記鋼管本体の管軸に垂直な平面に対して投影したときの投影面積［ｍｍ^２］
   Ｎ：前記雄ねじ及び前記雌ねじのねじ山数
   σ_ＹＪ：前記ピン及び前記ボックスの素材の降伏強度［ＭＰａ］
   σ_ＹＢ：前記鋼管本体の素材の降伏強度［ＭＰａ］
   σ_ＴＢ：前記鋼管本体の素材の引張強度［ＭＰａ］
   
2. 前記雄ねじと前記雌ねじが完全に嵌合したときの完全ねじ長さＬ_ｔ［ｍｍ］が、前記式（３）を変換して得られる下記式（４）を満たす、請求項１に記載の鋼管用ねじ継手。
   

   

   Ｄ：前記鋼管本体の直径［ｍｍ］
   ｔ：前記鋼管本体の肉厚［ｍｍ］
   ｄ_ｂ：前記ボックスの危険断面における前記雌ねじのねじ底径［ｍｍ］
   ｄ_ｐ：前記ピンの危険断面における前記雄ねじのねじ底径［ｍｍ］
   ｐ：前記雄ねじ及び前記雌ねじのねじピッチ［ｍｍ］
   ｈ：前記雄ねじ及び前記雌ねじのねじ高さ［ｍｍ］
   
   

Images