(57)【要約】  テーパ雄ねじ、メタルシール形成部およびトルクショルダ形成部を管端部に有するピン部材と、これらに相対するテーパ雌ねじ、メタルシール形成部およびトルクショルダ形成部を管端部に有するボックス部材とを螺合して接続される鋼管用のねじ継手において、荷重面とねじ底面が接触し、ねじ頂面と挿入面にすき間が形成される台形ねじと、荷重面と挿入面が接触し、ねじ底面とねじ頂面にすき間が形成されるラギッドねじとを、単一の継手内に混在させる。
2008516155.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
テーパ雄ねじ、メタルシール形成部およびトルクショルダ形成部を有するピン部材と、ピン部材のこれらに相対するテーパ雌ねじ、メタルシール形成部およびトルクショルダ形成部を有するボックス部材とを有する鋼管用ねじ継手において、前記テーパ雄ねじおよびテーパ雌ねじを構成するねじは、荷重面と挿入面とが同時に接触しない第１台形ねじ部と、荷重面と挿入面が接触し、ねじ底面とねじ頂面にすき間がある第２台形ねじ部とを有することを特徴とする鋼管用ねじ継手。
【請求項２】
前記第１台形ねじ部は、荷重面とねじ底面が接触し、ねじ頂面と挿入面にすき間がある請求項１記載の鋼管用ねじ継手。
【請求項３】
管軸に垂直な面に対する前記荷重面角度が−１０度以上＋１０度以下、挿入面角度が＋１５度以上＋５０度以下であることを特徴とする請求項１または２に記載の鋼管用ねじ継手。
【請求項４】
第１台形ねじ部の挿入面の軸方向すき間ａが次式を満足することを特徴とする請求項１ないし３のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
０＜ａ＜［（ｔａｎα＋ｔａｎθ）／２］×δ
ただし、αは荷重面角度、θは挿入面角度、δはねじ干渉量（直径分）を指す。
【請求項５】
雌ねじ山荷重面の内径側の１／８〜１／２の部分の荷重面角度を、管軸垂直面に対し２５度以上６０度以下にしたことを特徴とする請求項１ないし４のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
【請求項６】
雌ねじ山挿入面の内径側の１／８〜１／２の部分の挿入面角度を、管軸垂直面に対し２５度以上６０度以下にしたことを特徴とする請求項１ないし５のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
【請求項７】
雄ねじ山荷重面の外径側の１／８〜１／２の部分の荷重面角度を、管軸垂直面に対し２５度以上６０度以下にしたことを特徴とする請求項１ないし６のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
【請求項８】
雄ねじ山挿入面の外径側の１／８〜１／２の部分の挿入面角度を、管軸垂直面に対し２５度以上６０度以下にしたことを特徴とする請求項１ないし７のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
【請求項９】
前記第２台形ねじ部がテーパ雄ねじの不完全ねじ部を有することを特徴とする請求項１ないし８のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
【請求項１０】
前記第２台形ねじ部が、テーパ雄ねじの不完全ねじ部を有し、テーパ雄ねじの不完全ねじ部における雄ねじ山高さの低減量（半径分）ｃが次式を満足することを特徴とする請求項４に記載の鋼管用ねじ継手。
ｃ＞ａ／（ｔａｎα＋ｔａｎθ）
【請求項１１】
第１台形ねじ部と第２台形ねじ部の間にメタルシール形成部を有する請求項１ないし１０のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
【請求項１２】
前記メタルシール形成部に加え、さらにメタルシール形成部を設置したことを特徴とする請求項１１に記載の鋼管用ねじ継手。
【請求項１３】
前記ねじが多条ねじである請求項１ないし１２のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
【請求項１４】
雄ねじあるいは雌ねじのうちいずれか一方が、どの条のねじ山の寸法、形状も同じであることを特徴とする請求項１３に記載の鋼管用ねじ継手。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、油井やガス井の探索や生産に使用される油井管、ライザー管、ラインパイプなどの鋼管を接続するねじ継手に関するものであり、特に耐圧縮性や耐外圧性、さらには圧縮負荷下の内圧シール性および外圧シール性、そして好ましくは現場施工時の作業性にも優れた鋼管用ねじ継手に関する。
【背景技術】
【０００２】
油井管を接続する技術としてねじ継手が一般に使用される。また近年はライザー管やラインパイプなど、従来、溶接により接続を行っていた鋼管についてもねじ継手の適用が広がっている。
【０００３】
これまで、標準的なねじ継手はＡＰＩ（米国石油協会）規格に合致するものであったが、近年、原油や天然ガスの掘削・生産環境が苛酷化しているため、プレミアムジョイントと呼ばれる特殊ねじ継手の使用が増加している。
【０００４】
図１(ａ)、(ｂ)は、プレミアムジョイントの１例の模式的断面図、およびその部分拡大図である。通常、プレミアムジョイントは、テーパねじ１２、２２、メタルシール部４、トルクショルダ部５を備える。テーパねじである雄ねじ１２を設けている側をピン１１、雌ねじ２２を設けている側をボックス２１と呼ぶ。
【０００５】
これらのテーパねじ、メタルシール部、トルクショルダ部の配置や組み合わせ、各々の設置個数などは継手の用途によって種々である。例えば、メタルシール部、トルクショルダ部は、図２(ａ)に示す位置Ａ、Ｂ、Ｃ、つまり、ねじに対し外側の位置Ａ、ねじの中間の位置Ｂ、ねじの内側の位置Ｃに設置される。
【０００６】
例えば、継手の内側にメタルシール部とトルクショルダ部を配置したもの（図２(ｂ)）、継手の内側にメタルシール部を、内側と外側にトルクショルダ部を配置したもの（図２(ｃ)）、内側と外側にメタルシール部を、中間にトルクショルダ部を配置したもの（図２(ｄ)）、中間と内側にメタルシール部を、外側にトルクショルダ部を配置したもの（図２(ｅ)）などがある。
【０００７】
また、継手には、図３(ａ)、(ｂ)に示すように、両端にピン（雄ねじ部材）を設けた鋼管を、短管の両端にボックス（雌ねじ部材）を設けたカップリングによって接続するカップリング方式（図３(ａ)参照）と、片端にピンを、反対側の端部にボックスを設けた鋼管同士を直接接続するインテグラル方式（図３(ｂ)参照）とがある。
【０００８】
次に、最も一般的な図１および図２(ｂ)の構造を例に挙げて継手の各構成要素について詳しく説明する。
すなわち、プレミアムジョイントに用いられるねじは図４(ａ)、(ｂ)に示すＡＰＩ規格のバットレスねじと呼ばれる台形ねじに類似したものが殆どである。このねじにおいて、締結した際に強く接触する側の側面を荷重面１６、その反対側の側面を挿入面１７、２３と呼ぶ。また、通常バットレスねじでは、ねじ底面１４が接触するが、ねじ頂面１８にはすき間がある。
【０００９】
プレミアムジョイントの重要な性能のひとつである気密性能は、メタルシール部が設計値通りの適正な干渉量で嵌合されることにより発揮される。
ここで、「干渉量」とは、シール面のはめ合いしろのことであり、（ボックスのメタルシール部の径）−（ピンのメタルシール部の径）で与えられる値である。
【００１０】
ねじ結合を強固なものにするため、干渉量はテーパねじ部にも設けられている。前出のバットレスねじの場合、ねじ部の干渉量によりねじ底が強く接触する。
この場合の「干渉量」も、（ボックスのねじ部の径）−（ピンのねじ部の径）で与えられる値である。
【００１１】
ここで、メタルシール部間を適正な状態で嵌合させるストッパーの役割を果たすのがトルクショルダ部である。
プレミアムジョイントは、このトルクショルダ部を弾性変形の範囲内で突き当て、継手内部に締め付け軸力を発生させた状態で締結を完了することにより、その性能を最大限に発揮することができる。
【００１２】
トルクショルダ部を突き当てないと締め付け軸力が発生せず締め込み量不足の状態となり、逆に強くトルクショルダ部を突き当て過ぎると、トルクショルダ部が塑性変形してしまい、隣接するメタルシール部のシール性能を低下させてしまう。
【００１３】
ところで、従来は垂直井が主流だったため、プレミアムジョイントは自重による引張負荷に耐えうること、内外部の流体を密閉する気密性能を備えることが基本性能として要求されていた。
【００１４】
しかし、近年、水平坑井や傾斜井が増加の一途をたどり、さらには海洋油田のライザー管の接続にもねじ継手が利用されるようになってきた。
図５(ａ)、(ｂ)は、これらの様子を模式的に説明するものである。図５(ａ)に示すように、海底の油井３３には、海上のリグ３４からライザー管３５が垂直に下ろされて接続されているため、ライザー管には大きな圧縮力が作用する。また最近では、図５(ｂ)に示すように、油井管３１が水平方向に伸びている場合、あるいは油井管３２が屈曲している場合がある。このような、水平坑井などへの油井管埋設時には、地中の屈曲部に真直な油井管を通過させるため、油井管を回転させながら押し込んでいくが、その際に継手部に大きな圧縮力が作用する。
【００１５】
このため、プレミアムジョイントに対する新たな要求性能として耐圧縮性が取り上げられるようになってきた。
さらに、また近年は、油井の深井戸化や地質の良くない場所での掘削・生産により、坑井外部から生産物（原油や天然ガス）以外の流体による負荷や坑壁の収縮・崩壊などにより油井管が大きな外圧を受けることがある。
【００１６】
そのような状況下において、外部高圧流体の侵入を防止する外圧シール性が新たな要求性能としてとり上げられるようになった。
油井は３０００ｍから６０００ｍくらいの深さが一般的であり、地上あるいは海上に設けられたリグの上で長さ８〜１０ｍ程度の油井管を上記ねじ継手で接続しながら油井坑へ挿入していく。つまり、１本の油井に油井管を埋設するのに、概ね３００から７５０回のねじ継手の締結作業が行われることになる。
【００１７】
この埋設作業は一旦開始すると埋設終了まで昼夜を問わず連続して行われ、概ね２〜３日くらいかかる。例えば継手の締結作業が１分余分に掛かったとすると、埋設作業全体が６〜１２時間くらい余分に掛かることになる。そうすると現場作業の人件費や機材のレンタル費が余分にかかりコスト増加につながる。
【００１８】
そのため、ねじ継手の締結作業性は非常に重要な性能のひとつとなっている。
耐圧縮性
耐圧縮性を向上させることを目的としたねじに、台形ねじの荷重面および挿入面を接触させ、ねじ底面およびねじ頂面にすき間を設けたねじ（以下「ラギッドねじ」と呼ぶ）がある。
【００１９】
図６(ａ)は、ラギッドねじ２２の断面形状の模式的説明図であり、図６(ｂ)は、その力の分布状況の説明図である。
このようなラギッドねじ２５は、すでに、特許文献１および特許文献２で開示されている。前者は荷重面角度を−２０°から０°に限定したものであり、後者は０°から＋３°に限定したものである。
【００２０】
ラギッドねじ２５はねじ１２、２２の挿入面１７が接触するため、圧縮荷重をねじの挿入面１７で負担でき、非常に耐圧縮性能が高い。反面、ねじ１２、２２の荷重面１６および挿入面１７が接触するため、ねじ山幅１９の製造公差のねじ発生トルクに及ばす影響度が極めて高い。
【００２１】
プレミアムジョイントは通常、トルクで締め付け管理を行っている。すなわち、締め付け時のトルク反力をモニタし、規定の締め付けトルクに達した時点で締結を完了させる。しかし、ラギッドねじは、ねじ公差によるトルクのばらつきが非常に大きいために、適正な締め付けトルクを設定するのが困難である。
【００２２】
ここに、適正トルクとは製造公差内で作られた製品全てに対し、弾性変形の範囲内でショルダを突き当てることのできる締め付けトルクを指す。しかし、極端な場合、公差内のある製品のショルダ接触開始トルク（これをショルダリングトルクと呼ぶ）が公差内の他の製品のショルダが塑性変形してしまうトルク（これをオーバートルクと呼ぶ）を上回る事態が生じ、適正トルクが存在しなくなる。
【００２３】
上記のような事態（一般にハイショルダリング問題と呼ぶ）は、現在の加工管理技術（製造可能公差）では、特に外径が５インチ以下の小径サイズのラギッドねじにおいて避けられない。
【００２４】
上記の従来技術にはいずれもこのハイショルダリング問題に関する記載はなく、したがいその解決方法も提供されていない。
外圧シール性
外圧シール性を向上させることを目的として、例えば、特許文献３ではピン部材の大部分をスウェージ加工（管端絞り加工）により厚肉化している。
【００２５】
また、特許文献４では、雄ねじをピン部材先端のトルクショルダぎりぎりまで設けることにより、ピン先端の変形剛性をぎりぎりまで稼ぐ工夫をしている。
上記の先行技術はいずれも、基本的にピン部材あるいはピン先端とトルクショルダーの間の接続部分の肉厚を大きくすることにより、外圧に対する変形剛性（収縮剛性）を大きくして縮径量を小さくし、メタルシールが口開きしないようにしている。
【００２６】
いずれの先行技術も外圧シール性を向上させる効果はある。
しかし、特許文献３は管端のかなりの長さ（おそらく１００〜２００ｍｍ程度）をスウェージ加工しないといけないため、非常に大出力の横型圧延装置が必要となり、またスウェージダイスの劣化も早いため、製造コストが相当高くなることが懸念される。また継手内径が相当の比率で絞られるため、内部流体が継手部を通過する際の乱流がひどくなりエロージョンの発生原因になることが懸念される。さらに、油井管の場合には内側に挿入できるパイプサイズが小さくなるため、非常に効率の悪いストリングデザインになってしまう。
【００２７】
特許文献４ではピン先端のトルクショルダとねじ部の間の接続部の縮径量が少なくなる分、メタルシール部の干渉量の目減りをある程度抑える効果はあるが、前出の特許文献３のようにピンリップ厚を直接厚肉化する技術に比べると、その効果は限定的であるといえる。
【００２８】
締結作業性
締結作業性を向上させることを目的とした先行技術として、特許文献５あるいは特許文献６がある。
【００２９】
これらの技術は、締結速度およびスタビング性の向上を目的としたものである。
スタビング性とは、雄ねじ部材のピンを雌ねじ部材のボックスに差し込む際、如何にスムーズにねじ締め込み開始状態まで挿入できるかという性能である。ピンとボックスの軸のずれや角度のずれが大きくても安定してピンをボックスの最奥まで挿入できる継手ほど、スタビング性が良い。
【００３０】
また、締結速度とは何回転で継手を締結できるか、ということである。ねじテーパが大きいほど、ねじ高さが低いほど、ねじピッチが大きいほど、ねじ山条数が多いほど、締結に必要な回転数は少なくてすむことになる。
【００３１】
前述の従来技術は主として多条ねじの採用とねじ頂面の傾きあるいはねじ高さの工夫により、上記のスタビング性、締結速度の向上を図ったものである。
しかしながら、これらの従来技術は締結作業性を向上させる工夫のみで、耐圧縮性を向上させるための工夫は謳われていない。
【特許文献１】特許２７０５５０５号公報
【特許文献２】特開平１１−２９４６５０号公報
【特許文献３】特開２００２−２２０７０号公報
【特許文献４】特開２００１−３１７６６８号公報
【特許文献５】特開平１１−２０１３４４号公報
【特許文献６】特開平１１−２２３２８４号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【００３２】
本発明の目的は、ラギッドねじの優れた耐圧縮性を保持し、かつラギッドねじの問題点であるトルクばらつきを現状の公差管理技術で製造可能な程度に低く抑え、耐外圧性能を確保するとともに、現場作業性、特に締結速度を向上させる技術を提供することである。
【課題を解決するための手段】
【００３３】
本発明の課題を解決するにあたり、発明者らはなぜラギッドねじがバットレスねじにくらべトルクばらつきが大きいのかを力学的観点から考察した。
いまピン部材とボックス部材が干渉量２δでもって丁度ショルダリングする直前の状態に締結嵌合されていると仮定する。このとき巨視的にみて、干渉量２δによりねじ嵌合部に径方向のはめ合い力Ｆが発生したとする。
【００３４】
バットレスねじでは、荷重面とねじ底とではめ合い力を負担するため、ねじ底の接触力Ｃ１、荷重面の接触力Ｃ２とはめ合い力の力の釣り合いは図４(ａ)、(ｂ)のように表すことができる。そして荷重面と半径方向とのなす角をα、ねじ底と継手軸方向とのなす角（言い換えれば、ねじテーパ角）をβとすると、以下の４つの式が成り立つ。
【００３５】
ｆ１＝Ｃ１ｃｏｓβ
ｆ２＝Ｃ２ｓｉｎα
Ｃ１ｓｉｎβ＝Ｃ２ｃｏｓα
Ｆ＝ｆ１＋ｆ２                  ・・・・・  式(１)
一方、ラギッドねじでは、荷重面と挿入面とではめ合い力を負担するため、各面の接触力Ｃ３、Ｃ４とはめ合い力Ｆとの力の釣り合いは図６(ａ)、(ｂ)のように表すことができ、挿入面と半径方向とのなす角をθとすると、以下の４つの式が成り立つ。
【００３６】
ｆ３＝Ｃ３ｓｉｎθ
ｆ４＝Ｃ４ｓｉｎα
Ｃ３ｃｏｓθ＝Ｃ４ｃｏｓα
Ｆ＝ｆ３＋ｆ４                  ・・・・・  式(２)
式(1)、(２)の式を解くと結局、ねじ各面の接触力Ｃ１〜Ｃ４ははめ合い力Ｆにより以下のように表すことができる。
【００３７】
Ｃ１＝Ｆｃｏｓα／（ｓｉｎαｓｉｎβ＋ｃｏｓαｃｏｓβ）
Ｃ２＝Ｆｓｉｎβ／（ｓｉｎαｓｉｎβ＋ｃｏｓαｃｏｓβ）
Ｃ３＝Ｆｃｏｓα／（ｓｉｎαｃｏｓθ＋ｓｉｎθｃｏｓα）
Ｃ４＝Ｆｃｏｓθ／（ｓｉｎαｃｏｓθ＋ｓｉｎθｃｏｓα）  ・・・  式(３)
ここで、ねじの摩擦係数をμ、等価半径をＲとすると、ねじの締め付けトルクはこれら接触力Ｃ１〜Ｃ４による摩擦抵抗に腕の長さＲを乗じたものとして概算できる。
【００３８】
バットレスねじの締め付けトルク  ＴＢ＝（Ｃ１＋Ｃ２）×μＲ
ラギッドねじの締め付けトルク    ＴＲ＝（Ｃ３＋Ｃ４）×μＲ  ・・・  式(４)
一般的な例として、荷重面角度α＝３°、ねじ底角度β＝１.８°、ラギッドねじの挿入面角度θ＝３０°とし、ねじ干渉量２δ（言い換えるとはめ合い力Ｆ）、摩擦係数μおよびねじ等価半径Ｒがどちらの種類でも等しいとすると、ラギッドねじの締め付けトルクＴＲはバットレスねじの締め付けトルクＴＢの３.３倍と計算される。
【００３９】
弾性力学の範囲では、干渉量δとはめ合い力Ｆはほぼ比例するので、干渉量の製造公差範囲がΔδで等しいとした場合のトルクばらつきΔＴＲも、ΔＴＢの３.３倍であるともいえる。
【００４０】
ラギッドねじには上記した以外にさらにトルクばらつきを増大させる要因としてねじ山幅の製造公差がある。これは例えばねじ山幅が小さくなると（ねじ谷幅が大きくなると）雌ねじ山が所定のかみ合い位置より径方向に落ち込み、その分実質的なねじ干渉量が減少することになるからである。
【００４１】
雄ねじ、雌ねじ双方のねじ山幅（軸方向）の製造公差範囲をΔａとすると、図７のような関係から、ラギッドねじの径方向の干渉量公差範囲は以下の式で与えられる範囲Δδａだけ増加することになる。
【００４２】
Δδａ＝４Δａ／（ｔａｎα＋ｔａｎθ）  ・・・  式(５)
通常、ねじ山幅の製造公差範囲Δａは干渉量の製造公差範囲Δδの１／５程度あるため、ラギッドねじの実質的な干渉量公差範囲Δδｔｏｔａｌ＝Δδ＋Δδａはバットレスねじの公差（Δδ）の約２.３倍程度あることになり、トルクばらつきで見ると実に７.５倍もの違いがあることになる。
【００４３】
実際の継手は弾塑性体であり、形状ももっと複雑で、上記の机上計算以外にさまざまな影響因子が存在する。しかし、それらを考慮したとしても、ラギッドねじのトルクばらつきはバットレスねじの４〜５倍程度はあると推定される。
【００４４】
以上の力学的考察から、ラギッドねじのトルクばらつきが大きいのは現状の製造可能公差では仕方のないことであると発明者らは結論した。同時に、バットレスねじの製造公差範囲に対するトルクばらつきの小ささにあらためて着目し、この両者のねじ形状をひとつの継手に混在させれば、ラギッドねじの優れた耐圧縮性を保持したままバットレスねじの持つトルク安定性を生かすことができるという、本発明を着想するに至った。
【００４５】
次に、本発明者らは図１の代表的なプレミアムジョイントについて、外圧漏れが発生するときのメカニズムを考察し、外圧に強いシールの要件を検討した。
プレミアムジョイントのメタルシール部はほぼ全て、円錐面あるいは曲率回転体面であるシール面同士を径方向にはめ合わせることにより接触力を発生させ、シール面を密着させている。
【００４６】
外圧が長時間作用すると、外圧はねじ結合部のすき間を伝いメタルシール手前までの継手内部に浸透し、ピン部材とボックス部材を径方向に引き剥がす方向に力が作用する。
つまり、ピン部材にとっては、メタルシール部手前までの雄ねじ面に管本体とほぼ同じ外圧が作用していることになり、管本体より肉厚が薄い分、収縮変形剛性（後の曲げ剛性と区別するため、ここでは収縮剛性と呼ぶ）が小さくなり、縮径量が大きくなる。
【００４７】
また、ピン部材の最先端部を自由端とすると、外圧に対する（円筒シェルとしての）曲げ剛性は最も小さくなるため、大きく撓む（お辞儀変形）ことになる。
これらの縮径およびお辞儀変形によりシール干渉量、つまりシール接触力は減少していき、ある限界値以下になるとメタルシール部で漏れが発生すると考えられる。
【００４８】
したがって、外圧が漏れにくいシールにするには、(ｉ)（初期）シール干渉量を大きくする、(ｉｉ)ピン部材の収縮剛性を大きくする（すなわちピン部材肉厚を厚肉化する）、(ｉｉｉ)ピン先端メタルシール部の曲げ剛性を大きくする、の３つの方法が考えられる。
【００４９】
上記(ｉ)の方法は、余り大きくすると締め付けの際にゴーリング（焼き付き）が発生する原因となるため、耐ゴーリング性とのバランスで上限値が存在する。その上限値を決めることは個々のねじ継手の設計事項のため、本発明ではこの方法(ｉ)によるアプローチはしなかった。
【００５０】
上記(ｉｉ)の方法は従来技術（特許文献３および特許文献４）が着目し具体化した方法であるが、製造が困難である等の課題を有する。
上記(ｉｉｉ)の方法に該当する従来技術は見あたらない。しかし、もともとのリップ厚をある程度厚くすれば一定の効果は得られると考えられる。
【００５１】
以上の考察から、(ｉｉ)および(ｉｉｉ)の方法を同時に実現するようなメタルシール部（リップ部）の形状を考えれば、外圧シール性はさらに効果的に向上させることができるという、本発明の着想に至った。
【００５２】
最後に、前述の複合のねじの着想とメタルシール部あるいはリップ形状の着想を同時に実現する方法として、ねじを２つ以上の部分に分けてラギッドねじ部とバットレスねじ部を設け、両者のねじの間にメタルシール部を配置すれば、ピン側のメタルシール部の肉厚を相当厚くでき、かつメタルシール部先端を延長して曲げ剛性を上げることが可能となる。
【００５３】
ここに、本発明は次の通りである。
(１)テーパ雄ねじ、メタルシール形成部およびトルクショルダ形成部を有するピン部材と、ピン部材のこれらに相対するテーパ雌ねじ、メタルシール形成部およびトルクショルダ形成部を有するボックス部材とを有する鋼管用ねじ継手において、前記テーパ雄ねじおよびテーパ雌ねじを構成するねじは、荷重面と挿入面とが同時に接触しない第１台形ねじ部と、荷重面と挿入面が接触し、ねじ底面とねじ頂面にすき間がある第２台形ねじ部とを有することを特徴とする鋼管用ねじ継手。
【００５４】
(２)前記第１台形ねじ部は、荷重面とねじ底面が接触し、ねじ頂面と挿入面にすき間がある(１)記載の鋼管用ねじ継手。
(３)管軸に垂直な面に対する前記荷重面角度が−１０度以上＋１０度以下、挿入面角度が＋１５度以上＋５０度以下であることを特徴とする(１)または(２)に記載の鋼管用ねじ継手。
【００５５】
(４)第１台形ねじ部の挿入面の軸方向すき間ａが次式を満足することを特徴とする(１)ないし(３)のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
０＜ａ＜［（ｔａｎα＋ｔａｎθ）／２］×δ
ただし、αは荷重面角度、θは挿入面角度、δはねじ干渉量（直径分）を指す。
【００５６】
(５)雌ねじ山荷重面の内径側の１／８〜１／２の部分の荷重面角度を、管軸垂直面に対し２５度以上６０度以下にしたことを特徴とする(１)ないし(４)のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
【００５７】
(６)雌ねじ山挿入面の内径側の１／８〜１／２の部分の挿入面角度を、管軸垂直面に対し２５度以上６０度以下にしたことを特徴とする(１)ないし(５)のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
【００５８】
(７)雄ねじ山荷重面の外径側の１／８〜１／２の部分の荷重面角度を、管軸垂直面に対し２５度以上６０度以下にしたことを特徴とする(１)ないし(６)のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
【００５９】
(８)雄ねじ山挿入面の外径側の１／８〜１／２の部分の挿入面角度を、管軸垂直面に対し２５度以上６０度以下にしたことを特徴とする(１)ないし(７)のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
【００６０】
(９)前記第２台形ねじ部が、テーパ雄ねじの不完全ねじ部を有することを特徴とする(１)ないし(８)のいずれかに記載の鋼管用ねじ継手。
(１０)前記第２台形ねじ部が、テーパ雄ねじの不完全ねじ部を有し、テーパ雄ねじの不完全ねじ部における雄ねじ山高さの低減量（半径分）ｃが次式を満足することを特徴とする(４)に記載の鋼管用ねじ継手。
【００６１】
ｃ＞ａ／（ｔａｎα＋ｔａｎθ）
(１１)第１台形ねじ部と第２台形ねじ部の間にメタルシール形成部を有する(１)ないし(１０)に記載の鋼管用ねじ継手。
【００６２】
(１２)前記メタルシール形成部に加え、さらにメタルシール形成部を設置したことを特徴とする(１１)に記載の鋼管用ねじ継手。
(１３)前記ねじが多条ねじである(１)ないし(１２)のいずれか記載の鋼管用ねじ継手。
【００６３】
(１４)雄ねじあるいは雌ねじのうちいずれか一方が、どの条のねじ山の寸法、形状も同じであることを特徴とする(１３)に記載の鋼管用ねじ継手。
【発明の効果】
【００６４】
本発明によれば、ラギッドねじの優れた耐圧縮性を保持しかつラギッドねじの問題点であるトルクばつきを現状の公差管理技術で製造可能な程度に低く抑え、耐外圧性能を確保するとともに、現場作業性、特に締結速度を向上させることができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００６５】
次に、本発明にかかる継手の製造に関連して本発明をさらに具体的に説明する。
プレミアムジョイントのねじは、チェザーと呼ばれる台形ねじのねじ溝形状を型取った切削バイトによって旋盤加工される。
【００６６】
連続したねじ山形状（溝形状）を途中で変え、前述したラギッドねじとバットレスねじを混在させるためには、通常それぞれのねじ山形状を型取った異なる２つのチェザーを用いる必要がある。しかし、そのような加工方法は現実には極めて困難であり、かつ加工コストも非常に高価になってしまう。
【００６７】
この点、本発明にかかる継手は、単一形状のチェザーによる通常のねじ切削加工でラギッドねじ、バットレスねじの異なる２つのねじを設置できる。
すなわち、ねじ山形状と干渉量を調整したバットレスねじをあらかじめひとつのチェザーで加工したのち、ラギッドねじにしたい部分の雌ねじ高さを切削あるいは研削加工（以下切削／研削と表記）により低くしてやれば、与えられた干渉量により雌ねじが径方向に落ち込み、ねじ底でなく挿入面が接触するラギッドねじになる。
【００６８】
もちろん、そのように雌ねじ山高さを低くした部分がラギッドねじになるためには、ねじ山の寸法および干渉量を適正に与える必要がある。
本発明者らは、それらの適正な組み合わせを規定する設計式を以下の考え方により導出した。
【００６９】
まず、図８(ａ)の切削／研削加工をしていないバットレスねじ山を考える。当然、ねじ挿入面のすき間ａは正でなければならないから、次式が成り立つ。
ａ＞０    ・・・・・    式(６)
次に、図８(ａ)のバットレスの雌ねじ山を高さｃだけ切削／研削加工して、図８(ｂ)に示す形状にしたとする。このとき、ねじ挿入面が接触してラギッドねじになるためには、ねじの干渉量δ（直径分）は雌ねじ山の高さの落ち込み量ｂより大きくないといけないから、次式が成り立つ。
【００７０】
（δ／２）＞ｂ＝α／（ｔａｎα＋ｔａｎθ）  ・・・・・  式(７)
ちなみに、干渉量δが式(７)の式を満足しない場合は、ねじ荷重面だけしか接触せず、ガタガタのねじになってしまうため良くない。
【００７１】
雌ねじ山を削る高さｃには、当然次式の制約がある。
ｃ＞ｂ＝ａ／（ｔａｎα＋ｔａｎθ）  ・・・・・  式(８)
上記の式(６)、(７)、(８)を満足する寸法の組み合わせの例は、後述する実施例において詳細に説明する。
【００７２】
ラギッドねじを設ける部分はどの箇所でも、何カ所でも、何山でも構わないが、本発明の効果をより多く引き出すには、メタルシール部に近い側の端部の概ね２〜８山程度をラギッドねじにするのがよい。
【００７３】
単一のチェザーでラギッドねじとバットレスねじを混在させることができる本発明の第２の態様として、本発明者らはさらに以下のねじ形状を発明した。
すなわち、第２の態様として図９(ｂ)に示すような、ねじ頂面と荷重面が接触するバットレスねじを発明した。
【００７４】
本ねじ形状の場合、不完全ねじ部で自然に雄ねじ高さが低くなるため（図９(ａ)参照）、切削／研削加工をせずとも完全ねじ部がバットレスねじ、不完全ねじがラギッドねじになる。
【００７５】
この第２の態様の場合、ねじ山の寸法・公差が満足しないといけない条件は上記式(６)、(７)のみでよい。
この第２の態様のバリエーションとしては、完全ねじ部の任意の箇所のバットレス雄ねじ頂部を切削／研削加工することにより、完全ねじ部にラギッドねじをどこでも、何山でも追加できる（図９(ｃ)参照）。
【００７６】
実際にこの第２の態様の完全ねじ部にラギッドねじを追加する場合、シールに近い側の端部から２〜５山程度をラギッドねじにするのが望ましい。
いままでねじ山高さを低くする方法として、ねじを設置した後に切削／研削加工すると述べてきたが、いうまでもなくねじ加工を施す前の段階で当該部の径（いわゆるねじ下径）を切削あるいは研削により所望の径に加工しておいてからねじを切っても構わない。
【００７７】
ねじ山の荷重面および挿入面の角度が小さい場合、ねじ山高さを低くする切削／研削加工を施すとねじ山角部にバリ（切削痕）が生ずる場合があり、これを放置するとねじを締結したときに焼き付き（ゴーリング）が発生する原因となるため、除去する必要がある。
【００７８】
長年の切削／研削加工の経験より、切削／研削部分のねじ斜面が概ね３５度以上であれば、このバリの発生が殆ど無くなることがわかっている。バリ発生抑制のため、削り取る側のねじ山（第１の態様では雌ねじ側（図１０(ａ)）、第２の態様では雄ねじ側（図１０(ｂ)）のねじ荷重面のみ、あるいは荷重面と挿入面の両方の先端側、好ましくは雌ねじの内径側または雄ねじの外径側の１／８〜１／２の部分の傾斜を、２５度以上、より好ましくは３５度以上、６０度以下に低くする、本発明の第３の態様を発明した。
【００７９】
以上述べてきた本発明の第１、第２および第３の態様のねじは、あらゆるサイズ、材質の鋼管を接続するカップリング方式、インテグラル方式のテーパねじ継手に適用することができる。また、前述した設計式を満足する限りにおいて、どんなねじ寸法にも適用することができ、その効果を発揮することができる。
【００８０】
ただし、実際には、ラギッドねじを必要とするほど優れた耐圧縮性を要求される製品は油井管ねじ継手が主のため、管サイズは外径で概ね２−３／８”（約６０ｍｍ）から２０”（約５１０ｍｍ）、材料は降伏強度が５５２ＭＰａ（８０ｋｓｉ）から１０３４ＭＰａ（１５０ｋｓｉ）程度の炭素鋼、ステンレス鋼、クロム合金鋼などの鋼である。
【００８１】
適用できる継手の構造については、図２で紹介した構造全てに対し適用できる。
ねじ寸法については、上記サイズの油井管に設置される寸法は主にねじピッチが２.５ｍｍから１２.７ｍｍ、ねじ高さが０.７ｍｍから４ｍｍ、ねじテーパが１／２０から１／８である。
【００８２】
切削／研削加工によりねじ高さを削る量ｃは、必要以上に大きくするとねじの噛み合い高さが小さくなりジャンプアウト（引張を加えたときにねじがすっぽ抜けること）し易くなってしまうので、式(８)を満足する範囲でできるだけ小さいことが好ましい。
【００８３】
第１の態様の本発明のねじ寸法を示すと、例えばねじピッチを５.０８ｍｍ、ねじテーパを１／１８、雄ねじ高さを１.４ｍｍ、切削／研削加工する前の雌ねじ高さを１.６ｍｍ、荷重面角度を３度、挿入面角度を３５度、ねじ挿入面のすき間ａを０.０４ｍｍ、切削高さｃを０.２ｍｍ、ねじ干渉量（直径分）の最小値を０.２ｍｍと設定することにより本発明のねじが得られる。
【００８４】
本発明のさらに別の態様では、図１１に示すように、ねじは中央にメタルシール部４を配置して２段ねじにしてもよい。例えばピン先端側のねじ（以後第１のねじ部と呼ぶ）をラギッドねじ、パイプ側のねじ（以後第２のねじ部と呼ぶ）をバットレスねじという具合に、各ねじ部毎に異なるねじ山形状を配置すれば、前述したねじ切削加工の問題点が解決し、容易にラギッドねじとバットレスねじの混合継手が得られる。
【００８５】
またメタルシール部を、ピン先端でなく、ねじとねじの間に配置したため、ピンメタルシール部の肉厚が大きく取ることができ、またメタルシールよりもピン先端側にもボックス部材に噛み合ったテーパねじ部があるため、ピンメタルシール部の曲げ剛性も非常に大きい。
【００８６】
そのため、外圧が作用しメタルシールの手前まで浸透してきたとしても、ピン部材の縮径変形およびお辞儀変形は非常に小さくすることが出来るのである。
ねじ部の段数は、本発明の対象となる鋼管の肉厚（４〜２０ｍｍ程度）では３段以上にするとねじの噛み合いが悪くなるので２段にすることが好ましい。
【００８７】
また、ラギッドねじ、バットレスねじのいずれを第１のねじ部、第２のねじ部に配置してもよいが、各ねじ部の連続したねじに１種類のねじ山を設置するのが製造上好ましい。
メタルシール部は第１のねじ部と第２のねじの間（Ｂ部）に最低１箇所設置するが、これとは別に第２、第３のメタルシール、あるいはゴムや高分子材料、複合材料などの軟質材料からなるシールリングを第１のねじ部のさらに先端側（Ｃ部）、あるいは／および第２のねじ部のさらにパイプ側（Ａ部）に設置しても良い（図２(ａ)参照）。
【００８８】
特に、Ｃ部に第２のメタルシール部を配置すると、外圧に対してだけでなく内圧に対しても高いシール性を発揮することが出来る（図２(ｂ)）。
トルクショルダ部はＡ、Ｂ、Ｃ部のどの位置に何個設置しても基本的に構わない。
【００８９】
ただ、継手の耐引張性能をできるだけ高くしたいならば、Ｂ、Ｃ部にトルクショルダを設置することが好ましい。
また、本発明のメタルシールの外圧シール性向上効果をできるだけ多く引き出すためには、Ａ、Ｃ部にトルクショルダを設置することが好ましい。
【００９０】
したがって、本発明の望ましいトルクショルダ部の設置位置はＣ部の位置である。
ねじの荷重面角度は、緩やか過ぎると引張荷重が作用したときにねじがすっぽ抜け（これをジャンプアウトという）てしまうため良くない。また負角がきつすぎるとねじの切削加工が困難になり製造コストが跳ね上がる。よって、ねじ荷重面角度の望ましい範囲は継手軸に垂直な平面に対し−１０度から＋１０度の間である。
【００９１】
また、ねじの挿入面角度も同様に、緩やかすぎるとラギッドねじの特徴である優れた耐圧縮性が低下してしまい、逆に急すぎるとねじ溝切削加工の許容公差が厳しくなりすぎ製造困難になってしまうため、ねじ挿入面角度は＋１５度から＋５０度の間が望ましい。
【００９２】
本発明者らは、別法として次の方法を見出した。
すなわち、ねじ山を２条とし、２条の山を同時に加工できるよう２山分のねじを型取ったチェザーとし、２条のうち片方をラギッドねじに、もう一方をラギッドでないねじ（以後、「非ラギッドねじ」と呼ぶ）とすれば、単一の工具で２つの異なるねじ山を同時に加工できる。
【００９３】
もちろん、ねじ山は１条目、２条目いずれが相対するねじ溝の１条目、２条目に噛み合っても良いようにしなければならない。そのためには雄ねじあるいは雌ねじのどちらか一方を１条目、２条目とも全く同じ形状・寸法のねじ山にしなければならない。
【００９４】
非ラギッドねじ山の各斜面の接触状況の組み合わせは、雄ねじの両斜面を接触させるラギッドねじとした場合、図１２に示す１０通りが考えられる。
図１２(ａ)は非ラギッドねじの４つの面を全て接触しないようにしたもの、図１２(ｂ)は挿入面のみ接触させたもの、図１２(ｃ)は頂面のみ接触させたもの、図１２(ｄ)は非ラギッドねじの荷重面前方のねじ底面を接触させたもの、図１２(ｅ)は荷重面のみ接触させたもの、同（ｆ）は非ラギッドねじの挿入面後方のねじ底を接触させたもの、同（ｇ）は荷重面とねじ頂面を接触させたもの、同（ｈ）はねじ頂面と挿入面を接触させたもの、図１２(ｉ)は荷重面と挿入面後方のねじ底面を接触させたもの、同（ｊ）は荷重面前方のねじ底面と挿入面を接触させたものである。
【００９５】
ここで、非ラギッドねじが(ｉ)荷重面と挿入面が同時に接触するもの、(ｉｉ)ねじ頂面と底面が同時に接触するもの、(ｉｉｉ)３以上の面で接触するものおよび、(ｉｖ)ラギッドねじ、非ラギッドねじに限らず３つ以上の連続するねじ面が接触するもの、は本発明の範囲外である。
【００９６】
なぜなら、(ｉ)では、荷重面と挿入面が接触するとラギッドねじになってしまう。
また(ｉｉ)では、ねじ頂面とねじ底を同時に接触させるには、非ラギッドねじの雄ねじと雌ねじの高さをまったく同じにしなければならないが、このような製造公差を許さない精密な加工は実際の大量生産ではほぼ不可能である。
【００９７】
同じことが(ｉｉｉ)および(ｉｖ)でも当てはまる。台形ねじ山の３面以上を同時にぴったり接触させるということは、ねじ山と相対するねじ溝の寸法をまったく同じにしなければならない。しかし、このような製造公差を許さない精密な加工は実際の大量生産ではほぼ不可能である。
【００９８】
これらの斜面角度はもちろん、ラギッドねじ山と非ラギッドねじ山で共通である。
今までは２条ねじについて述べてきたが、本発明の別の態様として条数を２以上の多条ねじとしても構わない。その場合、ラギッドねじのねじ山数は、１≦ｎ≦（条数／２）とする。
【００９９】
適用できる継手の構造については、図２で紹介した構造全てに対し適用できる。ただし、中間位置Ｂにシールあるいはショルダを有する継手では２条あるいは多条ねじを設けるには内側、外側のそれぞれのねじ長さは短いため、中間位置Ｂにシールあるいはショルダがない、ひと続きの連続したねじを有する継手に対して適用するのが望ましい。
【実施例１】
【０１００】
本発明の効果を具体的に明らかにするため、以下のような弾塑性有限要素法による数値シミュレーション解析とねじ切り試作試験を実施した。
評価対象は図１に示したカップリング形式の油井管用ねじ継手とした。５−１／２インチ＃２０パイプ（外径１３９.７ｍｍ、肉厚９.１７ｍｍ）用の継手であった。
【０１０１】
材料はＡＰＩ規格のＰｌｌ０材とした。有限要素解析では等方硬化の弾塑性体とし、弾性係数２１００００ＭＰａ、０.２％耐力が公称の降伏強度１１０ｋｓｉ（＝７５８ＭＰａ）になるように数値モデル化したものを使用した。
【０１０２】
表１に評価を実施した継手を示した。解析対象のメタルシール部、トルクショルダ部の形状はそれぞれ若干の違いがあるが、シール干渉量の値は最小値、最大値とも全て同じである。
【０１０３】
評価対象のねじ形状のうち、ねじピッチ５.０８ｍｍ、ねじテーパ１／１８は全て共通である。
【０１０４】
【表１】
2008516155.tif 000003
【０１０５】
第１の解析は、表１の各継手に対し発生トルクが最も大きくなる干渉量組み合わせと最も小さくなる組み合わせでねじ締め付けの解析を行い、ショルダリングトルクのばらつきを評価した。
【０１０６】
第２の解析は、表１の各継手に対し管本体降伏強度の１００％にあたる圧縮（２８５２ｋＮ＝２９１ｔｏｎ）を負荷したのち、圧縮を除荷する解析を実施し、継手がどれだけ緩んだか（ダメージを受けたか）を、除荷後の発生トルクの締め付けトルクに対する割合（これをトルク保持率と呼び、この値が高いほど緩みにくい（性能が良い）とされる）で評価した。
【０１０７】
ねじ切り試験は例Ｎｏ.２、３においてのみ行った。１０体ねじ加工を行い、除去作業が必要な程度のバリ（高さが概ね０.１５ｍｍ以上）が発生する試験体数を記録した。
表２に評価結果を示した。
【０１０８】
【表２】
2008516155.tif 000004
【０１０９】
この結果より例Ｎｏ.１、２の本発明のねじはいずれも、全てラギッドねじである例Ｎｏ.４の場合よりもトルクばらつきが小さく、また圧縮除荷後のトルク低下度も例Ｎｏ.５のバットレスねじに比べはるかに良好で、例Ｎｏ.４の場合とほぼ同等の結果であることがわかる。
【０１１０】
またバリ除去作業が必要な試験体数はＮｏ.２のの９体に比べ例Ｎｏ.３の場合は３体と大幅に減っていることがわかる。
以上の結果より、本発明のねじはラギッドねじに比べトルクばらつきが大幅に改善され、かつ優れた耐圧縮性が保持されており、さらに本発明の第３の態様によりバリの発生が大幅に抑制されることは明白である。
【実施例２】
【０１１１】
本例でも、実施例１を繰り返して弾塑性有限要素法による数値シミュレーシヨン解析を実施した。
表３に評価を実施した継手を示した。例Ｎｏ.６は、２段ねじのうち第１のねじ部をラギッドねじ、第２のねじ部をバットレスねじとした本発明に係る継手であった。メタルシールはＢ部のみに配置し、トルクショルダはＣ部のみに設置した。
【０１１２】
例Ｎｏ.７〜８の継手は、図１に示したような１段ねじのものであった。いずれもピン先端部にメタルシールとトルクショルダを備えた構造とした。
例Ｎｏ.６〜８の継手のシール形状、トルクショルダ形状は上記したようにそれぞれ少しずつ異なるが、メタルシール部に与える干渉量の最小値、最大値は全て同じにした。
【０１１３】
ねじ形状のうち、ねじピッチ５.０８ｍｍ、ねじテーパ１／１８は、例Ｎｏ.６〜８で全て共通であった。
【０１１４】
【表３】
2008516155.tif 000005
【０１１５】
第１の解析は、表３の例Ｎｏ.６、７の継手に対し発生トルクが最も大きくなる干渉量組み合わせと最も小さくなる組み合わせでねじ締め付けの解析を行い、ショルダリングトルクのばらつきを評価した。
【０１１６】
第２の解析は、表３の例Ｎｏ.６〜８の継手に対し管本体降伏強度の１００％にあたる圧縮荷重（２８５２ｋＮ＝２９１ｔｏｎ）を負荷したのち、圧縮を除荷する解析を実施した。継手がどれだけ緩んだか（ダメージを受けたか）を、除荷後の発生トルクの締め付けトルクに対する割合（これをトルク保持率と呼び、この値か高いほど緩みにくい（性能が良い）とされる）で評価した。
【０１１７】
第３の解析は、表３の例Ｎｏ.６、７の継手に対しＡＰＩの規格５Ｃ３で定められるパイプ崩壊外圧（７６.５ＭＰａ）を負荷する解析を実施し、メタルシール部の接触力がどれだけ保持されているかを、外圧負荷時の接触力の締結時の接触力に対する割合（これを接触力保持率と呼ぶ）で比較した。
【０１１８】
表４に評価結果を示した。この結果より本発明の継手例Ｎｏ.６は、全てラギッドねじである継手例Ｎｏ.７よりもはるかにトルクばらつきが小さく、また圧縮除荷後のトルク低下度も継手例Ｎｏ.８のバットレスねじに比べはるかに良好で、さらに圧縮荷重負荷下のメタルシール部の接触力の保持率も良いことがわかる。
【０１１９】
以上の結果より、本発明のねじはラギッドねじに比べトルクばらつきが大幅に改善され、かつ優れた耐圧縮性が保持されており、さらに外圧シール性にも優れていることは明白である。
【０１２０】
【表４】
2008516155.tif 000006
【実施例３】
【０１２１】
本例でも、実施例１を繰り返して、弾塑性有限要素法による数値シミュレーシン解析とねじ締め付け作業時間の推定を実施した。
表５に評価を実施した継手を示した。本発明の代表例として図１２に示すものを用いた。解析対象のメタルシール部、トルクショルダ部の形状はそれぞれ若干の違いがあるが、シール干渉量の値は最小値、最大値とも全て同じであった。
【０１２２】
評価対象のねじ形状のうち、ねじピッチ５.０８ｍｍ、ねじテーパ１／１８は全て共通であった。
【０１２３】
【表５】
2008516155.tif 000007
【０１２４】
第１の解析は、表３の各継手に対し発生トルクが最も大きくなる干渉量組み合わせと最も小さくなる組み合わせでねじ締め付けの解析を行い、ショルダリングトルクのばらつきを評価した。
【０１２５】
第２の解析は、表５の各継手に対し管本体降伏強度の１００％にあたる圧縮荷重（２８５２ｋＮ＝２９１ｔｏｎ）を負荷したのち、圧縮を除荷する解析を実施した。継手がどれだけ緩んだか（ダメージを受けたか）を、除荷後の発生トルクの締め付けトルクに対する低下度（これをトルク保持率と呼び、この値が高いほど緩みにくい（性能が良い）とされる）で評価した。
【０１２６】
さらに、例Ｎｏ.９、１２の継手に対しねじの締め付けに要する作業時間を、過去の実績より比較を実施した。
表６に評価結果を示した。この結果より例Ｎｏ.９〜１１の本発明のねじはいずれも、全てラギッドねじである例Ｎｏ.１２の場合よりもトルクばらつきが小さく、また圧縮除荷後のトルク低下度も例Ｎｏ.１３のバットレスねじに比べはるかに良好で、例Ｎｏ.１２の場合とほぼ同等の結果であることがわかる。
【０１２７】
【表６】
2008516155.tif 000008
【０１２８】
またねじ締め付けに要する時間の推定値についても、例Ｎｏ.１２の場合のような１条ねじに比べ、本発明の２条ねじは約２０％の時間短縮が可能である。
【０１２９】
なお、締め付け時間の推定根拠は以下による。締め付け作業を、(ｉ)スタビング（ピン部材をボックス部材に立て込む作業）およびハンドタイト（作業者の手回しにより停止する位置まで回転させる）、(ｉｉ)マシンタイト（パワートングなどの締め付け機械で所定のトルクまで締め付ける作業）、(ｉｉｉ)締め付け後の調整、の３段階に分けて考えると、１条ねじではそれぞれおよそ(ｉ)２分、(ｉｉ)２分、(ｉｉｉ)１分かかるが、本発明のように２条ねじを適用することにより(ｉｉ)に掛かる作業時間が半減するためである。
【０１３０】
以上の結果より、本発明のねじはラギッドねじに比べトルクばらつきが改善され、かつ優れた耐圧縮性が保持されており、さらにねじ締め付けに要する時間も大幅に短縮されることは明白である。
【図面の簡単な説明】
【０１３１】
【図１】図１(ａ)、(ｂ)は、一般的な油井管用プレミアムジョイント（カップリング形式）の１例の模式断面図およびその部分拡大図である。
【図２】図２(ａ)〜(ｅ)は、プレミアムジョイントの構造の各種例を示す模式的説明図である。
【図３】図３(ａ)はカップリング方式の継手を、図３(ｂ)はインテグラル方式の継手を説明する模式図である。
【図４】図４(ａ)は、ＡＰＩ規格のバットレス台形ねじの模式的説明図、図４(ｂ)  は、図４(ａ)のねじ部に作用するはめ合い力とねじ接触力との力の釣り合いを説明する模式図である。
【図５】図５(ａ)、(ｂ)は、それぞれ海洋油田および傾斜井・水平坑井を示す模式説明図である。
【図６】図６(ａ)、(ｂ)は、特許２７０５５０５号公報あるいは特開平１１−２９４６５０号公報に開示されるラギッドねじおよび、ねじ部に作用するはめ合い力とねじ接触力との力の釣り合いを説明する模式図である。
【図７】ラギッドねじにおけるねじ山幅公差Δａによるねじ干渉量（直径分）の変化しろΔδａ  を幾何学的に求めるねじ挿入面すき間の模式的説明図である。
【図８】図８(ａ)、(ｂ)は、本発明の第１の態様のねじ形状の模式的説明図である。
【図９】図９(ａ)、(ｂ)、(ｃ)は、本発明の第２の態様のねじ形状を説明する模式図である。
【図１０】図１０(ａ)、(ｂ)は、本発明の第３の態様のねじ形状を説明する模式図である。
【図１１】別の面からの本発明のねじ形状を説明する模式図である。
【図１２】図１２(ａ)〜（ｊ）は、さらに別の面からの本発明のねじ形状を説明する模式図である。
【図１】
2008516155.tif 000009
【図２】
2008516155.tif 000010
【図３】
2008516155.tif 000011
【図４】
2008516155.tif 000012
【図５】
2008516155.tif 000013
【図６】
2008516155.tif 000014
【図７】
2008516155.tif 000015
【図８】
2008516155.tif 000016
【図９】
2008516155.tif 000017
【図１０】
2008516155.tif 000018
【図１１】
2008516155.tif 000019
【図１２】
2008516155.tif 000020
【手続補正書】
【提出日】平成19年4月12日(2007.4.12)
【手続補正１】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】００２５
【補正方法】変更
【補正の内容】
【００２５】
また、特許文献４では、雄ねじをピン部材先端のトルクショルダぎりぎりまで設けることにより、ピン先端の変形剛性をぎりぎりまで稼ぐ工夫をしている。
上記の先行技術はいずれも、基本的にピン部材あるいはピン先端のトルクショルダーとねじ部の間の接続部分の肉厚を大きくすることにより、外圧に対する変形剛性（収縮剛性）を大きくして縮径量を小さくし、メタルシールが口開きしないようにしている。
【手続補正２】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】０１１８
【補正方法】変更
【補正の内容】
【０１１８】
表４に評価結果を示した。この結果より本発明の継手例Ｎｏ.６は、全てラギッドねじである継手例Ｎｏ.７よりもはるかにトルクばらつきが小さく、また圧縮除荷後のトルク低下度も継手例Ｎｏ.８のバットレスねじに比べはるかに良好で、さらに外圧負荷下のメタルシール部の接触力の保持率も良いことがわかる。
【手続補正３】
【補正対象書類名】明細書
【補正対象項目名】０１２４
【補正方法】変更
【補正の内容】
【０１２４】
第１の解析は、表５の各継手に対し発生トルクが最も大きくなる干渉量組み合わせと最も小さくなる組み合わせでねじ締め付けの解析を行い、ショルダリングトルクのばらつきを評価した。
【国際調査報告】
2008516155.tif 000021
2008516155.tif 000022