JP7111136B2

JP7111136B2 - 鋼管ねじ継手

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Publication number: JP7111136B2
Application number: JP2020142626A
Authority: JP
Inventors: 淳阿形; 正樹伊奈; 真治妙中; 英司津留
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2019-08-30
Filing date: 2020-08-26
Publication date: 2022-08-02
Anticipated expiration: 2040-08-26
Also published as: JP2021038643A

Description

本発明は、鋼管ねじ継手に関する。

従来、軟弱地盤でのトンネル掘削時には、崩落防止を目的としてＡＧＦ工法（ＡｌｌＧｒｏｕｎｄＦａｓｔｅｎ、長尺鋼管先受け工法）が用いられている。このようなＡＧＦ工法では、トンネルの切羽の断面に例えば外径１１４．３ｍｍ、肉厚６ｍｍ、全長１２．５ｍの長さとなるように複数本の鋼管が打ち込まれる。例えば、１本当たり約３ｍの長さの鋼管を通称ドリルジャンボと呼ばれる掘削機上で人力によって締結し、掘削しながら全長１２．５ｍに仕上げていく。
上述したような従来のＡＧＦ工法で用いられる杭用鋼管としては、施工し易さの観点から、鋼管端部の接合部にねじ継手が加工されたものが使用されている（例えば、特許文献１、２参照）。

また、上述したような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締結するための鋼管ねじ継手として、例えば図２４（ａ）～（ｃ）に示す以下（１）～（３）のような種類のねじ継手が知られている。
図２４（ａ）に示す（１）第１ねじ継手１００Ａは、厚肉鋼管に雄ねじ１０１と雌ねじ１０２を加工したものをそれぞれ杭本体１０３に溶接、摩擦圧接、拡散接合等で一体化した形態のものである。図２４（ｂ）に示す（２）第２ねじ継手１００Ｂは、杭本体１０３に雄ねじ１０１が形成されたピン１０４に対して両端に雌ねじ１０２を形成したカップリング１０５で螺合する形態のものである。図２４（ｃ）に示す（３）第３ねじ継手１００Ｃは、杭本体１０３に雌ねじ１０２が形成されたボックス１０６に対して両端に雄ねじ１０１を形成したニップル１０７で螺合する形態のものである。

特開平１１－１０７２７２号公報特開２０１５－１１０９９４号公報

しかしながら、従来の鋼管ねじ継手では、鋼管のねじ加工の観点で以下のような問題があった。
すなわち従来の鋼管ねじ継手のうち前述した図２４（ａ）に示す（１）第１ねじ継手１００Ａでは、製造コストの観点から予め加工したねじ部を溶接などで一体化するには継手素管を供給し、溶接にかかる費用が増大するという問題があった。図２４（ｂ）に示す（２）第２ねじ継手１００Ｂや図２４（ｃ）に示す（３）第３ねじ継手１００Ｃの場合には、カップリング１０５やニップル１０７などの接合部品を用いるには継手素管を供給し、杭１箇所の接合に対して２組の雄ねじ、雌ねじを加工する必要があることから、コストが増大することになる。しかも、加工時に拡管、縮管を行ってねじを加工するには管端加工にかかるコストが増えるうえ、専用の加工装置が必要となっていた。

また、ＡＧＦ工法では先行して掘削した孔に鋼管を引き込むため、杭本体に対して継手部において径方向外側に突となる外凸形状の場合には引き込み時に地盤に対する抵抗となり、径方向内側に突となる内凸形状の場合にはインナーディバイスの挿入等の障害となる。そのため、外内面への凸形状は最小限に抑える必要があり、カップリング等の外側に張り出す継手構造は使用できないという制約があった。

さらに、ＡＧＦ工法では小口径鋼管を使用し、上述したように外径１１４．３ｍｍ、肉厚６ｍｍ、材質ＳＴＫ４００の鋼管用いるのが主流となっている。ところが、３ｍ当りの重量は５０ｋｇにも及ぶことから、上述したドリルジャンボの掘削機上で鋼管を一人で挿入し、締結するには多大な労力が必要となっている。そのため、同外径のまま鋼管を薄肉化して軽量化を図り、ねじ継手の締結し易く、しかも従来と同等以上の曲げ強度を得るために高強度化することが求められており、その点で改善の余地があった。

しかし、ＡＧＦ工法の場合、施工中もしくは施工後に鋼管に大きな曲げが作用する。そのため、ねじ継手にも曲げ強度が必要となるが、上述の通り鋼管を薄肉化することで、ねじ継手に曲げが作用した際に、図２５（ａ）に示すような緩みにより継手強度が低下してボックス１１０がピン１１１に乗り上げる現象（いわゆるジャンプイン）や、図２５（ｂ）に示すようなねじ継手のピン１１１がボックス１１０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）が生じる可能性が高いという課題があった。

本発明は、上述する問題点に鑑みてなされたもので、加工が容易で、加工コストの増大を抑制でき、薄肉、高強度化することで鋼管の軽量化を図ることができ、施工性と嵌合性を向上させることができるうえ、鋼管の曲げ強度を従来品と同等以上に保つことができる鋼管ねじ継手を提供することを目的とする。

前記目的を達成するため、本発明に係る鋼管ねじ継手では、地盤に打ち込む鋼管同士をねじ込むことによって締結するための鋼管ねじ継手であって、一方の前記鋼管の外面に雄ねじが形成されたピンと、他方の前記鋼管の内面に前記ピンの前記雄ねじに螺合可能な雌ねじが形成されたボックスと、を有し、前記ピンと前記ボックスのねじ列は、管軸に対してテーパーが形成され、前記ピン及び前記ボックスに管軸方向の圧縮がかかる方向を左側に向けた断面視で、前記管軸に直角な面に対するフランク角において、前記直角な面に対して時計回りをプラス側、反時計回りをマイナス側とし、前記ボックス及び前記ピンのねじは、前記ピンと前記ボックスの締結時において圧縮荷重を負担する圧縮フランク面と、引張荷重を負担する引張フランク面とのうち、少なくとも前記圧縮フランク面の前記管軸に直角な面に対するフランク角がマイナス側に傾斜する負角で設定され、前記雄ねじと前記雌ねじのそれぞれのフランク面同士の間に管軸方向に可動可能な間隙が形成されていることを特徴としている。

本発明に係る鋼管ねじ継手では、圧縮荷重を受け持つ圧縮フランク面のフランク角が負角となってフック形状となるので、曲げ強度に優れたねじ継手を構成することができ、鋼管の曲げ強度を従来品と同等以上に保つことができる。すなわち、鋼管に曲げが作用したときに、鋼管の引張側でボックスがピンに乗り上げるいわゆるジャンプイン現象が生じることを防止することができる。また、引張荷重を受け持つ引張フランク面が台形形状となるので、ねじ部同士が嵌合し易くなり、嵌合性と施工性を向上できる。
また、本発明では、鋼管の曲げ強度を向上させることができるので、従来と同等の曲げ強度で薄肉化、軽量化を図ることができ、加工が容易で、加工コストが増大することを抑えられる。しかも、鋼管が薄肉で軽量化されているので、鋼管を手で持って締め込む作業を軽減することができ、作業の効率化を図ることができる。

また、この場合には、ピンをボックスに対して傾けて締結する際に、フランク面同士の間に間隙が形成されているので、斜めに挿入された場合であっても、雄ねじと雌ねじとの干渉を少なくしてピンの雄ねじのねじ山を雌ねじのねじ谷に容易に挿入させることができる。そのため、ねじ継手のボックスに対するピンの嵌合の許容度を大きくすることができ、ピンのフランク面とボックスのフランク面とが競り合うことを防ぐことができる。これにより、ＡＧＦ工法のように締結する鋼管の軸方向を略水平方向からやや上方に向けてねじ継手を嵌合させていく場合であっても、管軸がずれることによるねじのトルク抵抗が上昇したり、再度の軸調心を行う必要がなく、容易に施工を行うことができる。ねじ継手が異常な状態で嵌合することを防止でき、締め込みが開始されるまでの時間を短縮できる。

また、本発明に係る鋼管ねじ継手では、前記フランク面同士の間の前記間隙は、管軸方向の長さで０．３～０．８ｍｍであることを特徴としている。

本発明によれば、フランク面同士の間の間隙を管軸方向の長さで０．３～０．８ｍｍの範囲とすることで、斜めに挿入されたピンの雄ねじのねじ山を雌ねじのねじ谷に挿入させる際に、ボックスに嵌合するピンの嵌合の許容度を示す許容振れ幅が大きくなり、ねじ継手の嵌合のし易さを向上させることができる。

また、本発明に係る鋼管ねじ継手では、前記雄ねじ及び前記雌ねじのそれぞれの雌ねじ頭頂面は、管軸に対して平行に形成され、又は前記ねじ列の前記テーパーの傾斜方向と逆方向に傾斜して形成されていることを特徴としてもよい。

この場合には、ねじ継手のボックスに対するピンの嵌合の許容度をより大きくすることができる。

また、本発明に係る鋼管ねじ継手では、前記引張フランク面のフランク角は、プラス側に傾斜する正角で設定されていることを特徴としてもよい。

この場合には、圧縮フランク面のフランク角が負角で、引張フランク面のフランク角が正角となる構成とすることにより、ねじ形状が逆フック形状となることから、締め込む際にねじ部同士が嵌合し易い。かつピンとボックスのそれぞれのねじ部同士が緩まずに外れ難い構成となり、ピンがボックスから抜け出る現象、いわゆるジャンプインの発生を抑えることができる。

また、本発明に係る鋼管ねじ継手では、前記圧縮フランク面のフランク角の絶対値は、前記引張フランク面のフランク角の絶対値以下であることを特徴としてもよい。

本発明では、ねじを加工する際に１つの刃物で加工することができる。そのため、従来のように圧縮フランク面のフランク角の絶対値が引張フランク面のフランク角の絶対値より大きい場合のように、２種類の刃物を使用する必要がなくなり、ねじの加工性を向上させることができる。

また、本発明に係る鋼管ねじ継手では、前記ボックスにおける前記雌ねじの基端部、及び前記ピンにおける前記雄ねじの基端部には、それぞれ前記ピンの先端部および前記ボックスの先端部を向く環状面を有するショルダー部が形成されていることを特徴としてもよい。

本発明では、鋼管に曲げが作用したときに、ピンとボックスの先端がショルダー部の環状面に当接する。そのため、ボックスがピンに対して乗り上げるジャンプイン現象が生じることを規制するストッパの機能をもたせることができ、曲げ強度をより向上できる。

また、本発明に係る鋼管ねじ継手では、前記鋼管の降伏強度と引張強度の比率である降伏比ＹＲは、（１）式および（２）式の関係を満たすことが好ましい。

この場合には、（１）式、（２）式を満たす降伏比ＹＲを有する鋼管を使用することにより、ボックス座屈により破壊し、変形性能としてより優れたねじ継手を実現することができる。

本発明の鋼管ねじ継手によれば、薄肉、高強度化することで鋼管の軽量化を図ることができ、施工性と嵌合性を向上させることができ、鋼管の曲げ強度を従来品と同等以上に保つことができる。

本発明の第１実施形態による鋼管ねじ継手を示す縦断面図であって、鋼管同士を締結した状態の図、（ｂ）は締結前の状態の図である。図１（ａ）に示す鋼管ねじ継手の要部拡大図である。図２に示す鋼管ねじ継手の雄ねじと雌ねじの螺合状態を示す拡大図である。鋼管ねじ継手の各部を説明するための拡大縦断面図である。第２実施形態による鋼管ねじ継手の構成を示す要部縦断面図であって、図４に対応する図である。第１実施例において比較例１～３の鋼管ねじ継手の構成を示す要部縦断面図であって、図４に対応する図である。第１実施例による解析結果を示す図であって、各ケースにおける最大圧縮荷重を示した図である。第１実施例による解析結果を示す図であって、圧縮側フランク角と最大圧縮荷重の関係を示す図である。第１実施例による解析結果を示す図であって、各ケースにおける最大曲げモーメントを示した図である。第１実施例による解析結果を示す図であって、各ケースにおける変形状態と相当応力分布を示した図である。第１実施例による解析結果を示す図であって、各ケースにおける曲げモーメントを示した図である。第１実施例においてねじ破壊形態による曲げモーメントと変位の関係を示す図である。第１実施例による解析結果による応力分布を示した図であって、（ａ）は圧縮解析結果を示す図、（ｂ）は引張解析結果を示す図である。第１実施例による解析における荷重－変位曲線を示す図であって、（ａ）は圧縮を示す図、（ｂ）は引張を示す図である。第１実施例において、ねじ継手がボックス座屈で破壊する降伏比ＹＲの範囲を示す図である。第１実施例において、径厚比と降伏比ＹＲの関係を示す図である。第２実施例による鋼管を締め込む試験状態を示す側面図である。図１７の鋼管ねじ継手の拡大縦断面図である。第２実施例による解析結果を示す図であって、フランク面クリアランスと許容振れ幅の関係を示した図である。（ａ）～（ｃ）は、第２実施例による試験ケースの構成を示す拡大縦断面図である。第３実施例による試験結果において各ケースの継手の最大曲げモーメントを示した図である。第１変形例による鋼管ねじ継手の要部を示す縦断面図である。第２変形例による鋼管ねじ継手の要部を示す縦断面図である。（ａ）～（ｃ）は、従来の鋼管ねじ継手を示す部分断面図である。従来の鋼管ねじ継手に作用を説明するための部分断面図であって、（ａ）はジャンプアウトを示す図、（ｂ）はジャンプインを示す図である。

以下、本発明の実施形態による鋼管ねじ継手について、図面に基づいて説明する。

（第１実施形態）
図１（ａ）、（ｂ）に示すように、本実施形態による鋼管ねじ継手１０は、管端に対して直接、ねじを加工したテーパーねじ継手であり、２本の鋼管１Ａ、１Ｂ同士をねじ込むことによって管軸Ｏ方向に締結するためのものである。

鋼管１Ａ、１Ｂは、管体表面に凹凸のないストレート管であって、例えば外径１１４．３ｍｍ、肉厚３．５ｍｍの短尺鋼管（例えば、長さ３ｍ程度）に適用している。この鋼管１Ａ、１Ｂを本実施形態の鋼管ねじ継手１０で管軸Ｏ方向に連結して得られる土木用鋼管は、例えばＡＧＦ工法等で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。
また、本実施形態の鋼管ねじ継手１０を用いて連結される鋼管１Ａ、１Ｂ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１Ａ、１Ｂ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。

鋼管ねじ継手１０は、一方の鋼管（第１鋼管１Ａ）の外面に雄ねじ２Ａが加工されたピン２と、一方の鋼管（第２鋼管１Ｂ）の内面に雌ねじ３Ａが加工されたボックス３と、を有している。ピン２の雄ねじ２Ａとボックス３の雌ねじ３Ａが完全に連結した状態では、雄ねじ２Ａと雌ねじ３Ａ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２Ａと雌ねじ３Ａ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。

ここで、以下の説明では、ピン２及びボックス３において、それぞれの管軸Ｏ方向の突出端側を先端側といい、先端側と反対側で本体部１１側を基端側といい、また管軸Ｏ方向に直交する径方向で管軸Ｏ側を内周側、内面といい、内周側及び内面の反対側を外周側、外面という。

ピン２のねじ列は、第１鋼管１Ａの一方の端部側の外面において、管軸Ｏ方向で基端側から先端側に向かうに従い漸次管軸Ｏに近づくテーパーが形成された雄ねじ２Ａを形成している。
ボックス３のねじ列は、第２鋼管１Ｂの一方の端部側の内面において、管軸Ｏ方向で基端側から先端側に向かうに従い漸次、管軸Ｏから離れるテーパーが形成された雌ねじ３Ａを形成している。

ピン２は、図２に示すように、ピン先端２ａからピン基端２ｂ（第１鋼管１Ａの本体部１１側）に向けた順で、ノーズ部２１、雄ねじ２Ａ、及び連設部２２を備えている。ピン２は、ピン基端２ｂ側の外周面においてショルダー部２３を介して本体部１１に連設している。

ボックス３は、ボックス先端３ａからボックス基端３ｂ（第２鋼管１Ｂの本体部１１側）に向けた順で、ノーズ部３１、雌ねじ３Ａ、及び連設部３２を備えている。ボックス３は、ボックス基端３ｂ側の内周面においてショルダー部３３を介して本体部１１に連設している。
鋼管１Ａ、１Ｂがピン２とボックス３とのねじ２Ａ、３Ａ同士の螺合によって締結した状態で、ピン２のノーズ部２１とボックス３の連設部３２とが対向するとともに、ピン２の連設部２２とボックス３のノーズ部３１とが対向する。

ピン２の第１ショルダー部２３は、管軸Ｏにほぼ垂直な環状面２３ａと、本体部１１のピン２側の外周面１１ａと、から構成されている。環状面２３ａとピン２の連設部２２とが交差する角部は曲面で形成されている。第１ショルダー部２３の環状面２３ａとボックス先端３ａとの間には、鋼管１Ａ、１Ｂ同士が締結された状態で隙間Ｓが形成された状態となっている。
ボックス３の第２ショルダー部３３は、管軸Ｏにほぼ垂直な環状面３３ａと、本体部１１のボックス３側の内周面１１ｂと、から構成されている。環状面３３ａとボックス３の連設部３２とが交差する角部は曲面で形成されている。第２ショルダー部３３の環状面３３ａとピン先端２ａとの間には、鋼管１Ａ、１Ｂ同士が締結された状態で隙間Ｓが形成された状態となっている。

これらショルダー部２３、３３は、ピン２に対するボックス３の乗り上げを規制するストッパの機能を有している。
なお、ショルダー部２３、３３に前記隙間Ｓを設けておくことで、鋼管の削孔時の振動により鋼管同士がさらに締め込み可能な許容領域となり、鋼管同士をより強固に締結することができる。

ピン２の雄ねじ２Ａとボックス３の雌ねじ３Ａは、図３に示すように、同一のねじピッチｐ、ねじ高さＨ、ねじテーパーＴを有し、雄ねじ２Ａと雌ねじ３Ａとが相互に嵌合（螺合）する。鋼管ねじ継手１０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２Ａとボックス３の雌ねじ３Ａ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１Ａ、１Ｂを管軸Ｏ方向に連結できる。雄ねじ２Ａと雌ねじ３Ａとにより螺合される継手部分の厚さ寸法は、各本体部１１の厚さと一致している（図１（ａ）参照）。そのため、鋼管１Ａ、１Ｂ同士を締結した状態で、継手部分が本体部１１の内側及び外側に突出しない状態となっている。

本実施形態による鋼管ねじ継手１０は、図３及び図４に示すように、管軸Ｏ方向において、雄ねじ２Ａ及び雌ねじ３Ａのねじ高さＨは、後述する圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃが引張フランク面２０ｄ、３０ｄより大きくなっている。これにより、ピン２及びボックス３のねじ列の上述したテーパーＴが形成される。

ピン２の雄ねじ２Ａは、複数のねじ山頂部２０ａ（雄ねじ頭頂面）、ねじ谷底面２０ｂ、ねじ込みで先行する圧縮フランク面２０ｃ、及びその圧縮フランク面２０ｃとは反対側の引張フランク面２０ｄを有する。ボックス３の雌ねじ３Ａは、それぞれ複数のねじ山頂部３０ａ（雌ねじ頭頂面）、ねじ谷底面３０ｂ、圧縮フランク面３０ｃ、及び引張フランク面３０ｄを有する。
雄ねじ２Ａのねじ山頂面２０ａと雌ねじ３Ａのねじ山頂面３０ａとが管軸Ｏ（図４に示す符号ＬＨの線）に対して平行になっている。ここで、図４に示すＨＬ線は、管軸Ｏに平行な線を示している。

ピン２とボックス３とが締結された状態で、ピン２の雄ねじ２Ａの各ねじ山頂面２０ａは、ボックス３の雌ねじ３Ａのねじ谷底面３０ｂと対向する。雌ねじ３Ａの各ねじ谷底面３０ｂは、雄ねじ２Ａのねじ山頂面２０ａと対向する。ボックス３に雌ねじ３Ａの圧縮フランク面３０ｃは、雄ねじ２Ａの圧縮フランク面２０ｃと対向する。雌ねじ３Ａの引張フランク面３０ｄは、雄ねじ２Ａの引張フランク面２０ｄと対向する。

雄ねじ２Ａ及び雌ねじ３Ａの圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃのフランク角（圧縮側フランク角θ１）は、０°未満の負角になって傾斜している。また、雄ねじ２Ａ及び雌ねじ３Ａの引張フランク面２０ｄ、３０ｄのフランク角（引張側フランク角θ２）は、０°を超える正角になって傾斜している。
なお、ここでいうフランク角とは、管軸Ｏに直角な面とフランク面２０ｃ、２０ｄ、３０ｃ、３０ｄとのなす角度のことである。図４に示す鋼管ねじ継手１０の場合、引張フランク面２０ｄ、３０ｄの引張側フランク角θ２は時計回りを正とし、圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃの圧縮側フランク角θ１は反時計回りを正とする。

本実施形態では、例えば圧縮側フランク角θ１が－３°、引張側フランク角θ２が＋３°に設定されている。つまり、この場合、圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃの角度（圧縮側フランク角θ１）の絶対値は、引張フランク面２０ｄ、３０ｄの角度（引張側フランク角θ２）の絶対値と一致している。なお、圧縮側フランク角θ１は、引張側フランク角θ２以下であることが好ましい。

このように構成される鋼管ねじ継手１０では、図３に示すように、ピン２とボックス３との締結状態において、雄ねじ２Ａ及び雌ねじ３Ａの圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃ同士及び引張フランク面２０ｄ、３０ｄ同士が互いに接触するとともに、雄ねじ２Ａのねじ谷底面２０ｂと雌ねじ３Ａのねじ山頂面３０ａとが互いに接触し、雌ねじ３Ａのねじ谷底面３０ｂと雄ねじ２Ａのねじ山頂面２０ａとが互いに接触した状態になる。

ピン２とボックス３のねじ２Ａ、３Ａに形成される圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃは、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２Ａと雌ねじ３Ａ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、圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃ同士の間には若干の隙間が生じる。
一方、引張フランク面２０ｄ、３０ｄは、相互に嵌合したピン２とボックス３に管軸Ｏ方向の引張荷重が負荷されたときに、雄ねじ２Ａと雌ねじ３Ａが係止されるが、このとき、引張フランク面２０ｄ、３０ｄ同士は当接し、ピン２のテーパーねじが抜けないように引張荷重を受け持つ。

鋼管１Ａ、１Ｂ同士を締結した状態で、雄ねじ２Ａ及び雌ねじ３Ａの圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃ同士の間にクリアランス幅ΔＣ（間隙）が形成されている。このクリアランス幅ΔＣとしては、０．３ｍｍ以上０．８ｍｍ以下が好ましい。なお、最大クリアランス幅は、ねじ高さ以下であることが好ましい。

次に、上述した鋼管ねじ継手の作用について、図面に基づいて詳細に説明する。
本実施形態による鋼管ねじ継手１０では、図４に示すように、圧縮荷重を受け持つ圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃがフック形状となるので、曲げ強度に優れたねじ継手を構成することができ、鋼管杭の曲げ強度を従来品と同等以上に保つことができる。すなわち、鋼管１Ａ、１Ｂに曲げが作用したときに、鋼管１Ａ、１Ｂの圧縮側でボックス３がピン２に乗り上げるいわゆるジャンプイン現象が生じることを防止することができる。また、引張荷重を受け持つ引張フランク面２０ｄ、３０ｄが台形形状となるので、ねじ部同士が嵌合し易くなる。
このように、強度を向上させることができるので、薄肉化、軽量化を図ることができ、加工が容易で、加工コストの増大を抑制できる。しかも、薄肉で軽量化された鋼管を手で持って締め込む作業の効率化を図ることができる。

また、本実施形態では、ピン２をボックス３に対して傾けて締結する際に、圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃ同士の間にクリアランス幅ΔＣが形成されているので、そのクリアランス幅ΔＣを利用して斜めに挿入されたピン２の雄ねじのねじ山を雌ねじ３Ａのねじ谷に挿入させることができる。そのため、ねじ継手のボックス３に対するピン２の嵌合の許容度を大きくすることができ、ピン２とボックス３のうち一方の引張フランク面２０ｄ、３０ｄと他方の圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃとが競り合うことを防ぐことができる。
これにより、ＡＧＦ工法のように締結する鋼管の軸方向を略水平方向に向け、かつやや上方に向けてねじ継手を嵌合させていく場合であっても、ねじのトルク抵抗が上昇したり、再度の軸調心を行う必要がなく、容易に施工を行うことができる。ねじ継手が異常な状態で嵌合することを防止でき、締め込みが開始されるまでの時間を短縮できる。
このように、本発明では、施工性と嵌合性を向上することができる。

また、本実施形態では、圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃ同士の間のクリアランス幅ΔＣを管軸Ｏ方向の長さで０．３～０．８ｍｍの範囲とすることで、許容振れ幅が大きくなり、ねじ継手の嵌合のし易さを向上させることができる。

また、本実施形態では、雄ねじの雄ねじ頭頂面、及び雌ねじの雌ねじ頭頂面は、管軸に対して平行に形成されているので、斜めに挿入されたピン２の雄ねじ２Ａのねじ山を雌ねじのねじ谷に挿入させる際に、ねじ継手のボックスに対するピン２の嵌合の許容度をより大きくすることができる。

また、本実施形態では、圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃの圧縮側フランク角θ１が負角で、引張フランク面２０ｄ、３０ｄの引張側フランク角θ２が正角となる構成とすることにより、ねじ形状が逆フック形状となることから、締め込む際にねじ部同士が嵌合し易く、かつピン２とボックス３のそれぞれのねじ部同士が緩まずに外れ難い構成となり、ピン２がボックス３からずっぽ抜ける現象、いわゆるジャンプインが発生することを防止できる。

上述した本実施形態による鋼管ねじ継手１０では、加工が容易で、加工コストの増大を抑制できるうえ、薄肉、高強度化することで鋼管本体の軽量化を図ることができ、施工性と嵌合性を向上させることができ、鋼管杭の曲げ強度を従来品と同等以上に保つことができる。

次に、他の実施形態による鋼管ねじ継手について説明する。なお、上述した第１実施形態の構成要素と同一機能を有する構成要素には同一符号を付し、これらについては、説明が重複するので詳しい説明は省略する。

（第２実施形態）
次に、図５に示す第２実施形態による鋼管ねじ継手１０Ａは、蟻溝型に適用したものである。すなわち、上述した第１実施形態による逆フック型の鋼管ねじ継手１０と異なる点は引張側フランク角θ２が０°未満の負角になって傾斜している構成となっている。
第２実施形態では、例えば圧縮側フランク角θ１が－３°、引張側フランク角θ２が－３°に設定されている。第２実施形態の場合も、圧縮フランク面２０ｃ、３０ｃの角度（圧縮側フランク角θ１）の絶対値は、引張フランク面２０ｄ、３０ｄの角度（引張側フランク角θ２）の絶対値と一致している。

次に、上述した実施形態による鋼管ねじ継手１０、１０Ａの効果を裏付けるために行った実施例について以下説明する。

（第１実施例）
第１実施例では、上述した実施形態の鋼管ねじ継手を使用した実施例１、２の鋼管と、従来の鋼管ねじ継手を使用した比較例１～３の鋼管と、に対して、それぞれの鋼管ねじ継手の変形と相当応力状態を確認するため、弾塑性有限要素法（ＦＥＡ）によるＦＥＡモデルを作成し、最大荷重時に対して数値シミュレーション解析を行い、その効果を確認した。

表１には、実施例１、２及び比較例１～３で使用した鋼管ねじ継手の構成を示している。
表１に示すように、実施例１、２及び比較例１～３で使用する鋼管は、いずれも外径１１４．３ｍｍ、肉厚３．５ｍｍの素管を採用している。また、実施例１、２及び比較例１～３の鋼管における鋼管ねじ継手のねじ山高さは、すべて０．５ｍｍである。実施例１、２及び比較例１～３のねじ要素やテーパーについては、下記にも示す通りであり、表１の備考には各鋼管の特徴を示している。
ここで、実施例１、２及び比較例１～３で設定した圧縮側フランク角θ１は、予め従来の比較例１（ＢＵ１）と同形状の試験体において曲げ強度試験を実施した結果に基づいている。つまり、試験体による曲げ強度試験の結果、圧縮側フランク角θ１が＋２０°と大きかったため、この角度に起因し、曲げ圧縮側でねじが乗り上げたものと推定し、圧縮側フランク角θ１を＋２０°～－３°に設定している。

比較例１～３は、図６に示すようなバットレス型のねじ継手であって、それぞれ記号ＢＵ１、ＢＵ２、ＢＵ３で示している。引張側フランク角θ２は、比較例１～３のすべてにおいて＋３°である。圧縮側フランク角θ１は、比較例１（ＢＵ１）が＋２０°であり、比較例２（ＢＵ２）と比較例３（ＢＵ３）は＋１０°である。ねじ列のテーパーは、比較例１（ＢＵ１）と比較例２（ＢＵ２）は１／１６であり、比較例３（ＢＵ３）は１／２０で比較例１、２に比べて緩いテーパーとなっている（参考：管用テーパねじの日本工業規格ＪＩＳＢ０２０３（１９９９））。

実施例１は、上述した第２実施形態の鋼管ねじ継手１０Ａと同様の図５に示す蟻溝型のねじ継手であり、記号ＷＥ１で示している。実施例１（ＷＥ１）は、引張側フランク角θ２及び圧縮側フランク角θ１がそれぞれ－３°である。実施例１（ＷＥ１）のねじ列のテーパーは１／１６である。
実施例２は、上述した第１実施形態の鋼管ねじ継手１０と同様の図４に示すバットレス型のねじ継手であり、記号ＹＡ１で示している。実施例２（ＹＡ１）は、引張側フランク角θ２が＋３°であり、圧縮側フランク角θ１が－３°である逆フック形状をなしている。実施例２（ＹＡ１）のねじ列のテーパーは１／１６である。

図７は、表１に示す各ケース（実施例１、２及び比較例１～３）におけるねじ要素を有する継手のＦＥＡモデルを使用し、鋼管ねじ継手の圧縮強度を評価した結果を示している。図７は、横軸に各ケース、縦軸に最大圧縮荷重（ｋＮ）を示している。この結果、圧縮フランク角が－３°である実施例１（ＷＥ１）及び実施例２（ＹＡ１）は、いずれも最大圧縮荷重が７００ｋＮを超え、略６２０～６７０ｋＮの範囲となった比較例１～３のバットレス型の継手よりも圧縮強度に優れていることが確認された。

図８は、圧縮側フランク角（°）と最大圧縮荷重（ｋＮ）との関係を示している。ここでは、ねじ列テーパーが１／１６、引張側フランク角が＋３°で、圧縮側フランク角のみが異なる比較例１（ＢＵ１）、比較例２（ＢＵ２）、実施例１（ＹＡ１）の結果を示している。図８に示すように、ねじ継手の最大圧縮荷重は、圧縮側フランク角が－３°の実施例１（ＹＡ１）、＋１０°の比較例２（ＢＵ２）、＋２０°の比較例１（ＢＵ１）の順で小さくなっており、圧縮側フランク角に対して逆比例することがわかった。

次に、曲げ実験と曲げＦＥＡモデルにより圧縮側フランク角の影響を実証した。
図９は、横軸に各ケース、縦軸に最大曲げモーメント（ｋＮｍ）を示している。この結果、圧縮側フランク角が＋２０°である比較例１（ＢＵ１）の最大曲げモーメントが略１８ｋＮｍとなった。一方、圧縮側フランク角が－３°の実施例１（ＷＥ１）及び実施例２（ＹＡ１）は、いずれも最大曲げモーメントが略２３ｋＮｍを超え、比較例１のバットレス型の継手に対して曲げ強度が大幅に改善されていることが確認された。

図１０は、比較例１（ＢＵ１）、実施例１（ＷＥ１）及び実施例２（ＹＡ１）において、比較例１（ＢＵ１）の最大曲げモーメントである１９ｋＮｍとしたときの変形状態と相当応力分布を示している。図１０では、各ケースにおいて圧縮側と引張側をそれぞれ示している。図１０に示すように、同一の曲げモーメント（１９ｋＮｍ）の下では、比較例１（ＢＵ１）の圧縮側でボックスの雌ねじ全体がピンの雄ねじに乗り上げる傾向を示している。これに対して、実施例１（ＷＥ１）及び実施例２（ＹＡ１）では、圧縮側でボックスの雌ねじ全体がピンの雄ねじに乗り上げる傾向になっていないことが確認された。

図１１は、引張強度の規格が１０００ＭＰａ、外径１１４．３ｍｍ、肉厚３．５ｍｍの鋼管に対して比較例１（ＢＵ１）、実施例１（ＷＥ１）及び実施例２（ＹＡ１）のねじ継手を加工し、曲げ強度試験を行った結果とＦＥＡによる解析結果との比較を示している。本試験では、比較例１（ＢＵ１）及び実施例２（ＹＡ１）のねじ継手はそれぞれ１３本の試験を行い、実施例１（ＷＥ１）は３本の試験を行った。図１１は、横軸に各ケース、縦軸に曲げモーメント（ｋＮｍ）を示している。なお、図１１に示す縦軸は最大の曲げモーメントを示すが、母材強度の影響を平準化するため、実際の試験結果を規格強度に換算して示している。これよりスクリーニングに用いたＦＥＡ結果は試験結果の概ね最大値を示している。また、図１１に示す目標値（目標強度）は、強度の規格がＳＴＫ４００、外径１１４．３ｍｍ、肉厚６．０ｍｍの鋼管の全塑性曲げ耐力で設定される値である。

図１１に示すように、従来型のねじ継手である比較例１（ＢＵ１）は、平均値（ａｖｅ）が１２．６ｋＮｍとなり目標強度に達するものの、略半数が目標強度を下回っていることがわかる。これに対して圧縮側フランク角が－３°となる実施例１（ＷＥ１）及び実施例２（ＹＡ１）ではＦＥＡ結果によりも低値側にばらつくものの、平均値（ａｖｅ）でそれぞれ２５．２ｋＮｍ、２１．９ｋＮｍとなって目標値を大幅に上回ることが実証できた。そして、実施例１（ＷＥ１）と実施例２（ＹＡ１）とを比較すると、実施例１（ＷＥ１）が実施例２（ＹＡ１）よりもやや高い曲げ強度を示した。

ここで、実施例２（ＹＡ１）における逆フック型の３本（ＹＡ１１、ＹＡ１２、ＹＡ１３）の鋼管（試験体）における曲げ強度試験時の破断形態について説明する。
試験の結果、第１試験体（ＹＡ１１）ではピンの危険断面から破断（ピン破断）し、第２試験体（ＹＡ１２）ではボックスの危険断面から破断（ボックス破断）し、第３試験体（ＹＡ１３）ではボックスの危険断面近傍から座屈（ボックス座屈）が発生した。そして、従来のバットレス型のねじ継手で見られたボックスのピンへの乗り上げは発生しないことが確認できた。このように、破断形態が同一の設計でも異なる理由として、高強度薄肉鋼管では真円度や偏肉度が低強度厚肉鋼管に比べて悪く、これが破断形態のばらつきや、図１１で示されたように低値側への強度ばらつきになったものと考えられる。しかし、圧縮側フランク角を－３°にすることで高強度薄肉鋼管に適用できることを確認した。

また、図１２に示すように、上述した各ねじ継手の破壊形態（ピン破断、ボックス破断、ボックス座屈）において、ピン破断やボックス破断よりもボックス座屈で破壊した方が、破壊するまでの変形性能が高いことを確認した。図１２は、横軸を変位とし、縦軸を曲げモーメントとしたグラフである。
ここで、本ねじ継手に必要な性能は曲げ強度ではあるが、施工中に地震等の想定外の曲げ荷重がかかった際に、ねじ継手の変形性能が良いほうが安全性が高く、ねじ継手の破壊形態を変形性能の良いボックス座屈で制御できればより好ましいとされる。そこで、一般的に鉄鋼材料の変形性能を代表する降伏比ＹＲ（降伏強度／引張強度）をパラメータとして構造解析を行った。

ここで、図１２のグラフでは、ピン破断による破壊点と、ピン破断よりも変位が大きくなるボックス座屈による破壊点の２点の破壊箇所が生じている。そして、上述したように、ピン破断およびボックス破断は曲げの引張側、ボックス座屈は曲げの圧縮側で発生する。そこで、降伏比ＹＲを変化させてねじ継手の圧縮解析および引張解析を実施した。

図１３（ａ）、（ｂ）は、曲げＦＥＡモデルによる圧縮解析および引張解析でのねじ継手の変形状態を示している。鋼管は、外径が１１４．３ｍｍ、肉厚が３．５ｍｍの寸法のものを採用している。図１３（ａ）に示すように圧縮ではねじ継手の座屈が発生し、図１３（ｂ）に示すように引張ではねじ継手の破断が発生していることがわかる。これにより、上述したねじ継手の破壊形態を概ね再現できていることが確認された。

図１４（ａ）、（ｂ）には、圧縮解析および引張解析それぞれの荷重－変位曲線のイメージ図を示している。ねじ継手に曲げが作用した際、一般的な材料力学の理論より、圧縮側の縮み量（変位）と引張側の引張量（変位）はほぼ同じとみなせる。そのため、図１４（ｂ）に示す引張最大荷重までの変位量δｔ（ｍｍ）よりも、図１４（ａ）に示す圧縮最大荷重までの変位量δｃ（ｍｍ）が小さければ、ねじ継手に曲げが作用した際、ねじ継手が圧縮側で先に破壊するため、ねじ継手の変形限界が大きいと考えられる。

表２は、降伏比ＹＲを変化させたときの引張最大荷重までの変位量δｔ（ｍｍ）および圧縮最大荷重までの変位量δｃ（ｍｍ）の解析値を示している。このときの鋼管材料の降伏比ＹＲは、８４、９０、９５の３ターンを採用した。ここで、表２において、解析値は構造解析で得られたそのままの変位量δｔ、δｃの値を示し、修正値は圧縮最大荷重までの変位量δｃを０．５ｍｍ増加させた値としている。すなわち、解析値の変位量δｔ、δｃの値は、実際には材料力学の曲げ理論が弾性変形の範囲で成立し、本実施例のようにねじ継手が塑性変形をする場合において曲げの中立軸が移動するため、圧縮側と引張側とで異なることになる。そこで、解析で検証し、曲げの最大荷重時に圧縮側の変位量が引張側と比較して０．５ｍｍ多いことを確認した。そこで、圧縮最大荷重までの変位量δｃを０．５ｍｍ増加させた値をδｃの修正値として採用した。

図１５は、表２をグラフ上にプロットしたものである。図１５より、変位量δｔ、δｃの直線の交点となる鋼管材料の降伏比ＹＲが８７以下であれば、ねじ継手が圧縮側、すなわちボックス座屈により破壊することがわかった。図１５の点線は、上述したように降伏比ＹＲが８７の位置を示している。

ここで使用した鋼管は、外径Ｄが１１４．３ｍｍ、肉厚ｔが３．５ｍｍである。図１５は、外径Ｄと肉厚ｔの比率である径厚比（外径Ｄ／肉厚ｔ）が３２．７の結果を示し、横軸を降伏比ＹＲとし、縦軸をδ（ｍｍ）としたものである。

さらに、鋼管サイズの変化による影響を調べるため、径厚比Ｄ／ｔが１９～３８の範囲で同様の検証を実施した結果を図１６に示している。図１６のグラフは、４つの鋼管サイズのデータをプロットし、それらプロットを直線で繋いだグラフである。
図１６のグラフより、（１）式、（２）式が求められる。

上記の結果より、（１）式、（２）式を満たす降伏比ＹＲを有する鋼管を使用することにより、ボックス座屈により破壊し、変形性能としてより優れたねじ継手となることが確認できた。

（第２実施例）
次に、第２実施例について、具体的に説明する。
第２実施例は、上述した第１実施形態の鋼管ねじ継手１０が形成された鋼管同士を締結する際の施工性について、模擬試験を行うことにより確認した。ここで、施工性を評価することの目的としては、ＡＧＦ工法では仰角４～６°の角度で先行して打設された鋼管に対して後行で打設する鋼管のねじ継手を挿入し、人力で鋼管を回転させて締め込んでいくため、施工上はねじ継手の嵌合性が重要視されていることに基づき、トンネル現場で施工性を評価する前に施工現場を同様な条件を模擬して嵌合性の評価を行った。

第２実施例による模擬試験方法について説明する。先ず試験設備として、仰角６°に設定されたＨ形鋼の上に、そのＨ形鋼の長さ方向に沿って複数のＹ字状の支持台を固定し、その支持台上に鋼管（先行鋼管）を横向きに配置したものを使用した。そして、トンネル現場で実施されるＡＧＦ工法による施工と同様に、先行鋼管に対してやや上向きに鋼管（締結鋼管）を挿入し、手締めにより締め込んだ後にパイプレンチを用いて本締めを行った。

なお、一般的には、鋼管杭用ねじ継手や油井管ねじ継手等は管軸を上下方向に向けて立てた状態で締め込む場合が多く、圧縮側フランク角がなだらかなほど締め込みとやすいと言われてきた。縦型で締め込む際には、ねじが締まり始めるまで鋼管を揺動させたり、締め込みとは逆回転させてねじが締め込み位置に落ち込んだ後に正回転させる等の現場的な工夫により作業効率を向上させていた。しかし、ＡＧＦ工法のように締結する鋼管の管軸を略水平方向からやや上方に向けてねじ継手を嵌合させていく場合には、上述したような縦方向に締め込む際に実施される揺動や逆回転での落とし込みも行うことができず、ねじ継手が異常な状態で嵌合し、締め込みが開始されるまで時間を要する場合が散見されていた。また、手締めが可能になった後も横型の回転であるため、ねじのトルク抵抗が上昇し、再度の軸調心を強いられる場合も生じていた。

これに対して、上述した実施形態のようなねじのフランク面同士の間に形成されるクリアランスを有するねじ継手による横方向の締め込みの効果を確認した。
図１７は、先行鋼管９Ａに対して後行鋼管９Ｂを横向きでねじ継手を嵌合させた状態を模式的に示している。図１７に示すように、自重により後行鋼管９Ｂは下方に傾き、この傾いた後行鋼管９Ｂを作業員が双方の鋼管９Ａ、９Ｂの軸心Ｏ１、Ｏ２を合わせながら締め込むことになる。

図１８は、後行鋼管９Ｂを締め込む際のテーパーねじの状態を示している。図１８に示すように、ピン側である後行鋼管９Ｂが下向きに傾くことにより引張フランク面９ａと圧縮フランク面９ｂが競り合うこととなる。したがって、ねじのフランク面同士の間のクリアランス幅ΔＣが大きいほどねじ継手が嵌合できる許容度が大きいことになる。図１７に示すように、ＡＧＦ鋼管の１本当たりの長さは３ｍであり、後行鋼管９Ｂの終端部の軸心Ｏ２における先行鋼管９Ａの軸心Ｏ１からの偏心量である許容振れ幅をΔＤ（ｍｍ）とするとクリアランス幅ΔＣ（ｍｍ）と許容振れ幅ΔＤ（ｍｍ）との関係は図１９に示される。図１９の結果、フランク面のクリアランス幅ΔＣが大きいほど、許容振れ幅ΔＤが大きくなり、ねじ継手の嵌合のし易さが向上されることがわかった。また、ねじ締結中においてもねじ継手は上向きに嵌合されるため、鋼管の自重の影響で引張フランク面が当たりやすくなる。引張フランク面が正の角度であると締結中においても鋼管を回すための抵抗が小さくなる。
継手締結後に１２ｍとなる鋼管杭のたわみ量は、好ましくは０．１ｍ以下であることが設計上好ましい。図１９の結果からΔＣ＝１ｍｍ当たりの許容振れ幅量であるΔＤは２６ｍｍであり、長さ３ｍの鋼管杭４本を３箇所で連結して杭長１２ｍになった後のたわみ量を０．１ｍ以下にするにはΔＣ＜１．２５ｍｍが好ましい。地山圧力によるたわみを考慮し、尚且つ、良好な嵌合性を維持するには０．３ｍｍ≦ΔＣ≦０．８ｍｍがより好適な範囲となる。

これに基づき、図２０（ａ）～（ｃ）及び表３に示す３ケースのねじ形状の鋼管において、上述した嵌合試験を行い、嵌合性、施工性を評価した。
表３に示すように、試験を行った３ケースの鋼管は、上述した第１実施例で使用した図２０（ａ）に示す比較例１（ＢＴ）、図２０（ｂ）に示す実施例１（ＷＧ）、及び図２０（ｃ）に示す実施例２（ＹＡ）であり、本第２実施例ではそれぞれ記号ＢＴ、ＷＧ、ＹＡで示している。フランク面のクリアランス幅ΔＣ（ｍｍ）は、ＢＴで０．１ｍｍ、ＷＧで０．１ｍｍ、ＹＡで０．５ｍｍである。なお、各ケースの鋼管ねじ継手におけるねじ山頂面はすべて軸心に平行である。

表４は、３ケースによる嵌合試験の結果を示している。嵌合試験は、ケース毎に２回ずつ実施した。試験順番は、表４の数値で示す通りの順であり、嵌合作業な慣れ等を考慮して設定した。嵌合性の評価方法としては、嵌合終了間際まで素手で嵌合が可能なものを「◎」とし、素手で嵌合が可能であるが、軸心の調整が必要なものを「〇」とし、パイプレンチによる嵌合が必要で軸心の調整が必要なものを「△」として評価した。
この結果、実施例２のＹＡのねじ継手のみが１回目、２回目ともに「◎」の評価であり、軸心調整を繰り返すことなく最後まで素手による回転で嵌合することができた。これよりフランク面のクリアランス幅ΔＣが大きいことがねじ嵌合性の向上に効果があることを確認することができた。

また、上述した嵌合試験の結果において、フランク面のクリアランス幅ΔＣ以外にねじ嵌合性に影響を及ぼす因子としてスタビングフランク角がある。これはねじを差し込んだときに接触する方のフランク面を指し、縦型の嵌合では圧縮フランク面と同じになる。そのため、圧縮フランク面はなだらかな方が嵌合性は向上しそうであり、圧縮フランク面がマイナス角であると嵌合性が劣ると判断されていた。しかし、ＡＧＦ工法のように仰角をもった嵌合では締め込み時に接触するのは引張側のフランク面であり、圧縮側のマイナス角度は嵌合性には悪影響を及ぼさない。このような観点からはクリアランスの大きさに加え、逆フック型の継手は引張側がマイナス角である蟻溝型の継手に比べて嵌合性に優れると判断される。

（第３実施例）
次に、第３実施例について、具体的に説明する。
第３実施例では、上述した第１実施形態による鋼管ねじ継手１０と、従来の鋼管ねじ継手を加工した鋼管（試験サンプル）を使用し、４点曲げ試験方法によりねじ継手の曲げ強度を評価した。
表５および表６は、各試験サンプルの仕様と試験結果を示している。表５に示すように、試験サンプルは、表５に示す比較例１～２２の２２ケース、表６に示す実施例１～３５の３５ケースを使用した。
各試験サンプルの素管強度（ＭＰａ）、圧縮側フランク角、引張側フランク角、ショルダー部（ピン先端、ボックス先端）の有無による仕様は、表４に記載している。試験は、４点曲げ強度試験を行うことで曲げ強度を測定し、この曲げ強度より換算最大曲げモーメントを求めた。なお、曲げ強度は最大曲げモーメントで表記し、母材強度の影響を平準化するために母管１０００ＭＰａに換算した。評価方法としては、目標値（目標強度）以上のものには合格「〇」とし、目標強度に満たないものは不合格「×」として評価した。ここで、目標強度は、従来使用されていたＡＧＦ鋼管で外径Ｄが１１４．３ｍｍ、肉厚ｔが６ｍｍ、材質ＳＴＫ４００（引張強度４００ＭＰａ）の鋼管の曲げ耐力である１２．３ｋＮｍを目標値とした。

また、各試験サンプルにおいて、破断形態を目視により確認して評価した。その目視評価方法は、ピンがボックスに乗り上げた状態（ジャンプイン）を「Ａ」とし、ピンが破断した状態を「Ｐ」とし、ボックスが破断した状態を「Ｂ」とし、ボックスが座屈した状態を「Ｚ」とし、ボックスが座屈するとともにピンがボックスから抜け出す状態（ジャンプアウト）を「Ｚ＋Ｊ」とし、ボックスが破断するとともにボックスが座屈した状態を「Ｂ＋Ｚ」として評価した。

図２１は、表５および表６に示す結果において比較例１～２２と実施例１～１９における継手の最大曲げモーメント（ｋＮｍ）を示した図である。比較例では、目標強度である１２．３ｋＮｍを満たす場合もあるが、半数以上が目標を満たしていないことが確認された。このときの破断形態をみると、一つを除きすべてがボックスがピンを乗り上げる形態を呈した。
これに対して実施形態による圧縮側のフランク角が－３°である継手ではすべての試験体で目標を大幅に上回った。また、ボックスがピンを乗り上げる破断形態「Ａ」は発生せず、ピン又はボックスの危険断面から破断が発生するか、ボックスの危険断面近傍が座屈していることを確認できた。

また、実施例１５～１９、および２５～３５は、鋼管の径厚比Ｄ／ｔが３２．７で、降伏比ＹＲが８７以下となり、上述した（１）式、（２）式に示す降伏比ＹＲの条件を満たしており、予想通りボックス座屈にて継手が破壊した。

以上、本発明による鋼管ねじ継手の実施形態について説明したが、本発明は前記の実施形態に限定されるものではなく、その趣旨を逸脱しない範囲で適宜変更可能である。

例えば、圧縮側フランク角θ１の絶対値は、引張フランク面の引張側フランク角θ２の絶対値と同一でなくてもよいが、引張フランク面のフランク角の絶対値以下であることが好ましい。

また、上述した実施形態では、雄ねじの雄ねじ頭頂面と雌ねじの雌ねじ頭頂面とが管軸Ｏに対して平行としているが、これに限定されず、例えば、ねじ列の第１テーパー及びテーパーと逆方向に傾斜している構成であってもかまわない。

また、本実施形態では、管端に対して直接、ねじを加工したテーパーねじ継手の一例を示しているが、このような鋼管ねじ継手であることに制限されることはない。
例えば、図２２に示す第１変形例による鋼管ねじ継手１０Ｂは、一方の鋼管１Ｂの管端を拡径した拡径部３４に直接加工した雌ねじ３Ａが形成されたボックス３と、管端に雄ねじ２Ａが形成されたピン２と、を有している。この場合、ピン２が形成される他方の鋼管１Ａの管端は縮径も拡径されていない。そのため、鋼管１Ａ、１Ｂ同士が締結された状態でボックス３がピン２の鋼管１Ａよりも外周側に張り出して双方のねじが螺合されることになる。

また、図２３に示す第２変形例による鋼管ねじ継手１０Ｃは、一方の鋼管１Ａの管端を縮径した縮径部３５に直接加工した雄ねじ２Ａが形成されたピン２と、管端に雌ねじ３Ａが形成されたボックス３と、を有している。この場合、ボックス３が形成される他方の鋼管１Ｂの管端は縮径も拡径もされていない。そのため、鋼管１Ａ、１Ｂ同士が締結された状態でピン２がボックス３の鋼管１Ｂよりも内周側に張り出して双方のねじが螺合されることになる。

その他、本発明の趣旨を逸脱しない範囲で、前記した実施形態における構成要素を周知の構成要素に置き換えることは適宜可能である。

１Ａ、１Ｂ鋼管
２ピン
２Ａ雄ねじ
３ボックス
３Ａ雌ねじ
１０、１０Ａ、１０Ｂ、１０Ｃ鋼管ねじ継手
１１本体部
２３、３３ショルダー部
２０ａ、３０ａねじ山頂面（ねじ頭頂面）
２０ｃ、３０ｃ圧縮フランク面
２０ｄ、３０ｄ引張フランク面
θ１圧縮側フランク角
θ２引張側フランク角
ΔＣクリアランス幅（間隙）
Ｏ鋼管の管軸

Claims

地盤に打ち込む鋼管同士をねじ込むことによって締結するための鋼管ねじ継手であって、
一方の前記鋼管の外面に雄ねじが形成されたピンと、
他方の前記鋼管の内面に前記ピンの前記雄ねじに螺合可能な雌ねじが形成されたボックスと、を有し、
前記ピンと前記ボックスのねじ列は、管軸に対してテーパーが形成され、
前記ピン及び前記ボックスに管軸方向の圧縮がかかる方向を左側に向けた断面視で、前記管軸に直角な面に対するフランク角において、前記直角な面に対して時計回りをプラス側、反時計回りをマイナス側とし、
前記ボックス及び前記ピンのねじは、前記ピンと前記ボックスの締結時において圧縮荷重を負担する圧縮フランク面と、引張荷重を負担する引張フランク面とのうち、少なくとも前記圧縮フランク面の前記管軸に直角な面に対するフランク角がマイナス側に傾斜する負角で設定され、
前記雄ねじと前記雌ねじのそれぞれのフランク面同士の間に管軸方向に可動可能な間隙が形成されていることを特徴とする鋼管ねじ継手。
前記フランク面同士の間の前記間隙は、管軸方向の長さで０．３～０．８ｍｍであることを特徴とする請求項１に記載の鋼管ねじ継手。
前記雄ねじ及び前記雌ねじのそれぞれの雌ねじ頭頂面は、管軸に対して平行に形成され、又は前記ねじ列の前記テーパーの傾斜方向と逆方向に傾斜して形成されていることを特徴とする請求項１又は２に記載の鋼管ねじ継手。
前記引張フランク面のフランク角は、プラス側に傾斜する正角で設定されていることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項に記載の鋼管ねじ継手。
前記圧縮フランク面のフランク角の絶対値は、前記引張フランク面のフランク角の絶対値以下であることを特徴とする請求項４に記載の鋼管ねじ継手。
前記ボックスにおける前記雌ねじの基端部、及び前記ピンにおける前記雄ねじの基端部には、それぞれ前記ピンの先端部および前記ボックスの先端部を向く環状面を有するショルダー部が形成されていることを特徴とする請求項１乃至５のいずれか１項に記載の鋼管ねじ継手。
前記鋼管の降伏強度と引張強度の比率である降伏比ＹＲは、（１）式および（２）式の関係を満たすことを特徴とする請求項１乃至６のいずれか１項に記載の鋼管ねじ継手。