(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
長手方向に接続されるねじ節鉄筋とその対向する端部に跨がって螺合するカプラーと該カプラー内に残る空隙に充填されるグラウトとで形成され、前記鉄筋の双方が回転不能かつ変位不能な状態にあることに基因して一方の鉄筋のねじ節にカプラーを螺着した状態で他方の鉄筋のねじ節位相がカプラーのねじ節位相と一致させ得ないときでも、鉄筋に作用する所定の引張力を伝達することができるようにしたねじ節鉄筋継手機構において、
鉄筋のねじ節山頂と同一レベルにあるカプラーのねじ節の繋り幅（Ｓc ）と、カプラーのねじ節山頂と同一レベルにある鉄筋のねじ節の繋り幅（Ｓb ）とが、
Ｓc ＝（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb 
ただし、Ｒb ：鉄筋のねじ節山半径、  Ｒc ：カプラーのねじ節山半径、
σfb：鉄筋の引張強さ、      σfc：カプラーの引張強さ、
の関係を満たし、鉄筋の個々のねじ節の繋り幅部が持つせん断耐力とカプラーの個々のねじ節の繋り幅部が保有するせん断耐力とを略同等に与えていることを特徴とするねじ節鉄筋継手機構。
【請求項２】
鉄筋のねじ節山頂幅（ｂm ）とカプラーのねじ節山頂幅（ｃm ）とが、
ｂm ＝｛Ｐ／２−α＋２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ｝
／｛１＋（Ｒbv＋ｕ1 ）／（Ｒbv＋ｈ1 ）×（σfb／σfc）｝
−２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ
ｃm ＝Ｐ／２−ｂm −α−２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ
ただし、Ｐ  ：鉄筋ねじ節（およびカプラーねじ節）のピッチ、
α  ：ねじ節の半ピッチ長から鉄筋のねじ節の幅とそれに同一レベルのカ
プラーのねじ節の幅との和を引いて得られる軸方向長さ、
ｈ1 ：鉄筋のねじ節高さ、
ｕ1 ：鉄筋のねじ節谷底とカプラーのねじ節山頂との隙間、
θ  ：ねじ節の立ち上がり傾斜角、
Ｒbv：鉄筋のねじ節谷半径、
σfb：鉄筋の引張強さ、
σfc：カプラーの引張強さ、
で与えられる寸法を持つようにしたことを特徴とする請求項１に記載されたねじ節鉄筋継手機構。
【請求項３】
前記鉄筋のねじ節谷幅（ｂva）は、鉄筋のねじ節山裾幅（Ｓbr）に以下の式で求められる値（γ）、
γ＝２×｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb ＋α＋ｂm ｝／Ｓbr−１
を乗じて与えられる寸法を持つようにしたことを特徴とする請求項１に記載されたねじ節鉄筋継手機構。
【請求項４】
請求項１ないし請求項３のいずれか一項に記載されたねじ節鉄筋継手機構におけるカプラー。
【請求項５】
請求項１ないし請求項３のいずれか一項に記載されたねじ節鉄筋継手機構におけるねじ節鉄筋。
【請求項６】
請求項１ないし請求項３のいずれか一項によって寸法規定されたねじ節鉄筋継手機構の鉄筋を、少なくともいずれか一方の鉄筋が回転可能または変位可能な状態にあって、鉄筋のねじ節位相をカプラーのねじ節位相と一致させ得る場合にも適用するようにしたことを特徴とする鉄筋の使用法。
【請求項７】
請求項１ないし請求項３のいずれか一項によって寸法規定されたねじ節鉄筋継手機構のカプラーを、少なくともいずれか一方の鉄筋が回転可能または変位可能な状態にあって、鉄筋のねじ節位相をカプラーのねじ節位相と一致させ得る場合にも適用するようにしたことを特徴とするカプラーの使用法。
【請求項８】
請求項７の使用法に適用されるカプラーであって、鉄筋の隣りあうねじ節の空隙を減らすべく、ねじ節の山頂幅が請求項１ないし請求項３のいずれか一項によって寸法規定されたカプラーのねじ節山頂幅より大きくされていることを特徴とするカプラー。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明はねじ節鉄筋継手機構およびそれを構成する鉄筋・カプラーならびにその使用法に係り、詳しくは、対向部位の端部に跨がるように螺合するカプラーでねじ節鉄筋を縦継ぎするにあたり、いずれの鉄筋も回転不能かつ変位不能な状態におかれているために鉄筋のねじ節位相がカプラーのそれとの間にずれ（位相差）が生じている場合でも、ねじ節相互の干渉が生じないようにし、またカプラーの可及的な短小化を図ることができるようにしたねじ節鉄筋継手機構に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
鉄筋コンクリート造においては、コンクリートを補強するため鉄筋が多数投入される。その補強対象が柱であれ梁であれ長いものが必要となることが多いが、輸送の都合等によって、建築現場に運び込まれる鉄筋の長さには例えば８メートルといったように制約が課せられる。そこで、工事現場では、所定の位置に配筋しつつ、カプラーを用いて次々と鉄筋を縦継ぎしている。
【０００３】
補強用鉄筋としては呼び径が５１ｍｍ（ミリメートル）程度までのものがよく用いられるが、コンクリートに対する定着性を向上させるべく、竹を模した節と縦リブとを組み合わせたものや螺旋状リブを表面に持った異形鉄筋であることが一般的である。このような鉄筋は筒状のカプラー内で可及的に接近させた状態で突き合わされ、カプラー内に残る空隙に充填したグラウトを固化させて接続力が発揮されるようにしている。この場合、鉄筋の節やリブ、カプラー内壁に設けられた突起などは迷路を形成するように機能するが、鉄筋のリブがカプラー内面とひっかかりを保つほどに期待できるものでない。それゆえ、鉄筋からカプラーを介して他方の鉄筋に力を伝達する効率は決して高いと言えず、グラウトに強力な固着性のある高価なものが要求されることになる。
【０００４】
鉄筋とカプラーとの締結性を上げることを目的として、昨今では節をねじ状にしたねじ節鉄筋が多用されるようになってきている。しかし、製造コスト等の観点からねじ節も本体の成形と同様に圧延ロールによることになるので成形上の粗さは避けられず、ＪＩＳで規定されるような形状や寸法の精度高いねじと言えるものにはならない。一方、カプラーは筒状の鋳造品とされるから、その内面に高精度なねじ節を形成することはこれまたコスト的に問題が多い。いずれのねじ節もその成形精度に限界はあるが、図１０の（イ）にあるように一応の噛みあわせが達成できるので、力の伝達は円滑となる。なお、接触した噛みあいがなされない場合であっても、空隙に充填されたグラウト（図示せず）を介して力は伝達され、ガタつきも排除される。
【０００５】
鉄筋を縦継ぎする場合に問題となるのは、鉄筋のいずれか一方であっても、回転させることができるか変位させることができる状態にあるかどうかである。それが可能な場合には、上で述べた図１０の（イ）のようにカプラー３を鉄筋２，２に簡単に掛けることができる。しかし、鉄筋の双方が回転不能かつ変位不能な状態にある場合は、カプラーを常に掛けられるとは限らない。図１１の（ニ）は、プレキャストコンクリートパネル２２，２２に予め埋設させた鉄筋２，２を接続し、周囲に爾後的にコンクリート２３を打ってパネルを連続させた状態の水平断面図である。
【０００６】
その接続作業は、次のような手順となる。まず、既に固定された状態にあるコンクリートパネル２２の端面から突き出た鉄筋２にカプラー３を図１１の（イ）のように臨ませ、（ロ）のように、カプラー３の全体を鉄筋２に螺着させる。次に、鉄筋２の突き出たもう一つのパネル２２を所定位置に配置するが、その位置は通常変更不可能であり、鉄筋はそのパネルに埋設されて必然的に固定した状態にある。したがって、両鉄筋はもはや回転も変位もすることができなくなっている。カプラー３は（ハ）のように右の鉄筋２に向けて回転させながら繰り出される。（ニ）のように、カプラー３が鉄筋２，２にほぼ等しい長さで跨がれば、注入口２４からグラウト４が充填される。
【０００７】
ところで、（ニ）の締結状態を得るためには、（ハ）のごとく対向した鉄筋２，２の位相が一致していれば、カプラー３を簡単に二つの鉄筋に噛みあわせることができる。図１０の（ロ）や（ハ）のように一方の鉄筋２のねじ節位相が他方の鉄筋２のそれとの間に差があっても、それが小さくカプラーの隣りあうねじ節の空隙に山を納めることができる程度であれば問題ない。しかし、鉄筋の位相が大きく違っていると、例えば１８０度の差があると、図１０の（ニ）の右半部に示したようにカプラー３のねじ節５が鉄筋２のねじ節６と重なる。この場合、締結不可能となることは言うまでもない。
【０００８】
そこで、カプラーには次のような処置が施される。それは、特開２００２−２３５４０４にも提案されているが、図１０の（ホ）のごとく、カプラーが元来保有していたねじ節の山頂幅を例えば０にまで減らしてカプラーのねじ節間に広いスペース２５を確保し、鉄筋のねじ節６を常にその空間に納める。しかし、カプラーのねじ節の幅が減らされることにより、一つのねじ節が負担できるせん断耐力は当然に比例的に低下する。それゆえ、カプラーのねじ節数を増やすことが余儀なくされ、結局は（ホ）のカプラー３Ａを（イ）のカプラー３より長くせざるを得なくなる。ねじ節幅の減少を進めれば進めるほど理屈上はカプラー長が増大するから、カプラーのねじ節幅を減らすにしても何処かで見切りをつけなければならない。
【０００９】
ところで、カプラーのねじ節に接触する鉄筋のねじ節は、一回転すればカプラーのねじ節との位相差が実質的になくなる。ということは、カプラーは鉄筋が半回転したとき最大の位相差を発生させることになるが、このことは、鉄筋をねじ節の半ピッチ分変位させたときも同様である。結局、鉄筋が半回転すなわち位相が１８０度違った状態までのねじ節をカプラーのねじ節間に収容することができればよい。このような配慮を施せばカプラーの長大化に歯止めが掛けられるが、それでも、例えばＡ社製のカプラーの場合、位相吸収を要しないときのカプラーの長さに対して、位相差吸収可能カプラーのそれは１．７倍に達するものもあり、グラウトの著しい充填量増加が避けられなくなっている。
【００１０】
この倍率はそのままカプラーを製作するときに費やされる鉄量の増大も招く。ねじ節鉄筋は上下２段配置の圧延ロールによる成形の都合上、図１０の（ヘ）に示したように、ロールカリバーの及ばない部位２６に節なし部を設けており、カプラーが長くなればねじ節の痩化とあいまってカプラー内空隙の容積が増大し、グラウトの充填量は倍加する。グラウトは決して安価でないので、位相差吸収型カプラーの採用は経済的に極めて大きい負担を強いる。ちなみに、ねじ節鉄筋はＪＩＳＧ３１１２に準拠しているとはいえ、呼び径が同じでもねじ節形状や寸法は各社まちまちであり、したがって、Ａ社製のカプラーをＢ社製の鉄筋に適用するなどいうことはあり得ないのが現状である。
【００１１】
位相差吸収型カプラーは各社製の鉄筋ごとに製作しなければならないということのほかに、位相差非吸収型カプラーとも区別して製作しなければならない。と言うのは、図１０の（ホ）に示したようなねじ節の諸元が変更されて長くなったカプラーを非吸収型継手機構としても理屈上使用できなくはないが、増大するグラウト費を相殺するほどに非吸収型カプラーよりも安価になるならともかく、敢えて吸収型カプラーとしたものを非吸収型継手機構に使われることなどあり得ないからである。それゆえ、鉄筋の呼び径ごとに二種類のカプラーの提供が余儀なくされ、カプラーの共通化は所詮無理なことが分かる。
【００１２】
ちなみに、鉄筋をコンクリートパネルに埋め込むとき、パネルの端面から何本も出る鉄筋のねじ節の位相を統一しておいたり、縦継ぎされる鉄筋の位相に予め合わせておくといったことは膨大な手間隙を要する。また、コンクリートパネルの建て付けにもある程度の公差が許されるから、鉄筋の事前の位相合わせが報われるとは限らず、結局、回転不能変位不能となる鉄筋では事前の位相あわせは徒労に終わること明白である。
【００１３】
そういう意味からは、ねじ節鉄筋継手として、位相差が生じていてもそれを無くす手立てを施すことなく接続でき、そのカプラーの長大化を抑制したり、位相差吸収を要しない場合にも使用することができる共通化の図られたカプラーを提供できれば、従前の問題は一気に解決されることになる。一つの建物に消費されるカプラーは数千個、場合によっては万を超えることもあるので、資源節約の観点からも、早急なる問題解決が待たれるところである。
【００１４】
以上の説明から、従来の吸収型ねじ節鉄筋継手機構の開発においては、鉄筋表面に与えられたねじ節の大きさやピッチ等を維持しておいたうえで、カプラーのねじ節の諸元を決定するという設計思想をとっていることが分かる。鉄筋はねじ節鉄筋であっても、主としてコンクリートとの密着性を考慮して節の諸元が定められる結果、カプラーによる締結時の利便性に対しては重きを置くに到っていないのが現状である。
【００１５】
それゆえ、鉄筋のねじ節山裾幅寸法のねじ節１ピッチに占める比率が大きい場合は、カプラーのねじ節の切除量を多くせざるを得ない。逆に言えば、ねじ節山裾幅寸法がねじ節１ピッチに対して占める比率の小さい鉄筋の場合、カプラーのねじ節を部分的に切除する量は少なくて済む。しかし、上記したＪＩＳによれば、異形鉄筋の節間隔は、その公称直径の７０％以下と規定されおり、ねじ節のピッチを随意に大きくとることは許されていない。
【特許文献１】特開２００２−２３５４０４
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【００１６】
本発明は上記した問題に鑑みなされたもので、その目的は、固定状態にある鉄筋のねじ節をその位相の如何によらず収容することができるにもかかわらず、長大化する傾向にあるカプラーの可及的な短小化を図ること、それによってカプラーに使用される鉄材ならびにグラウトの消費量が抑えられること、位相吸収できるカプラーを位相吸収の必要ない場合にも使用できるだけでなく、その場合でさえグラウトの使用量抑制の配慮を施すことができるようにしたねじ節鉄筋継手機構およびその使用法ならびに鉄筋・カプラーを提供せんとすることである。
【課題を解決するための手段】
【００１７】
本発明は、長手方向に接続されるねじ節鉄筋とその対向する端部に跨がって螺合するカプラーとこのカプラー内に残る空隙に充填されるグラウトとで形成され、鉄筋の双方が回転不能かつ変位不能な状態にあることに基因して一方の鉄筋のねじ節にカプラーを螺着した状態で他方の鉄筋のねじ節位相がカプラーのねじ節位相と一致させ得ないときでも、鉄筋に作用する所定の引張力を伝達することができるようにしたねじ節鉄筋継手機構に適用される。その特徴とするところは、図１を参照して、鉄筋２のねじ節６の山頂６ｂと同一レベルにあるカプラー３のねじ節５の幅〔カプラーのねじ節繋り幅Ｓc 〕と、カプラー３のねじ節５の山頂５ｃと同一レベルにある鉄筋２のねじ節６の幅〔鉄筋のねじ節繋り幅Ｓb 〕とが、
Ｓc ＝（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb 
ただし、Ｒb ：鉄筋のねじ節山半径、  Ｒc ：カプラーのねじ節山半径、
σfb：鉄筋の引張強さ、      σfc：カプラーの引張強さ、
の関係を満たし、鉄筋の個々のねじ節の繋り幅部が持つせん断耐力とカプラーの個々のねじ節の繋り幅部が保有するせん断耐力とを略同等に与えていることである。
【００１８】
鉄筋のねじ節山頂幅ｂm とカプラーのねじ節山頂幅ｃm とが、
ｂm ＝｛Ｐ／２−α＋２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ｝
／｛１＋（Ｒbv＋ｕ1 ）／（Ｒbv＋ｈ1 ）×（σfb／σfc）｝
−２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ
ｃm ＝Ｐ／２−ｂm −α−２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ
ただし、Ｐ  ：鉄筋ねじ節（およびカプラーねじ節）のピッチ、
α  ：ねじ節の半ピッチ長から鉄筋のねじ節の幅とそれに同一レベルのカプ                ラーのねじ節の幅との和を引いて得られる軸方向長さ
ｈ1 ：鉄筋のねじ節高さ、
ｕ1 ：鉄筋のねじ節谷底とカプラーのねじ節山頂との隙間、
θ  ：ねじ節の立ち上がり傾斜角
Ｒbv：鉄筋のねじ節谷半径、
σfb：鉄筋の引張強さ、
σfc：カプラーの引張強さ、
で与えられる寸法を持つようにしていることである。
【００１９】
鉄筋２のねじ節６の谷幅ｂvaは、鉄筋のねじ節の山裾幅Ｓbrに以下の式で求められる値      γ＝２×｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb ＋α＋ｂm ｝／Ｓbr−１
を乗じて与えられる寸法を持つようにしたことである。
【００２０】
上記いずれかによって規定されたねじ節鉄筋継手機構のためのカプラーないしは鉄筋とすることができるが、少なくともいずれか一方の鉄筋が回転可能または変位可能な状態にあって、鉄筋のねじ節位相をカプラーのねじ節位相と一致させ得る場合に適用するようにしてもよい。なお、このように使用されるカプラーでは、ねじ節の山頂幅を寸法規定されたカプラーのねじ節山頂幅より大きくすることもできる。
【発明の効果】
【００２１】
本発明によれば、長手方向に接続されるねじ節鉄筋の繋り幅Ｓb とその対向する端部に跨がって螺合するカプラーのねじ節繋り幅Ｓc とが、Ｓc ＝（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb の関係を満たすようにされる。したがって、回転も変位もし得ない鉄筋のねじ節位相差を吸収することができるにもかかわらず、カプラーのねじ節繋り幅の減寸化は回避される。鉄筋の個々のねじ節で発揮させることができるせん断耐力とカプラーの個々のねじ節のせん断耐力とを略均衡させることができる結果、カプラー全長の増大化は可及的に抑えられることになる。
【００２２】
ねじ節のピッチＰ、鉄筋のねじ節高さｈ1 、カプラーのねじ節山頂と鉄筋のねじ節谷底との隙間ｕ1 、鉄筋の引張強さσfb、カプラーの引張強さσfc、ねじ節の立ち上がり傾斜角θ、鉄筋のねじ節谷半径Ｒbv、ねじ節の半ピッチ長から鉄筋のねじ節の幅とそれに同一レベルのカプラーのねじ節の幅との和を引いて得られる軸方向長さ（鉄筋の軸方向空間におけるＰ／２からの余裕代）αを与えて、鉄筋のねじ節山頂幅ｂm とカプラーのねじ節山頂幅ｃm とを、
ｂm ＝｛Ｐ／２−α＋２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ｝
／｛１＋（Ｒbv＋ｕ1 ）／（Ｒbv＋ｈ1 ）×（σfb／σfc）｝
−２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ
ｃm ＝Ｐ／２−ｂm −α−２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ
で得られる寸法にしておけば、カプラーの全長を可及的に短くすることができる。それにもかかわらず、鉄筋が回転不能変位不能状態にあってそのねじ節位相がカプラーのねじ節位相に対してずれていてもそれを常時吸収することができる。
【００２３】
鉄筋のねじ節谷幅ｂvaを、鉄筋のねじ節山裾幅Ｓbrに、
γ＝２×｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb ＋α＋ｂm ｝／Ｓbr−１
を乗じて与えられる寸法にしておけば、カプラーには、（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb の寸法のねじ節繋り幅を与えることができ、その場合のカプラーの全長を最小限界値とすることができる。
【００２４】
上記のごとく寸法規定されたねじ節鉄筋継手機構の鉄筋を、少なくともいずれか一方の鉄筋が回転可能もしくは変位可能な状態にあって、鉄筋のねじ節位相をカプラーのねじ節位相と一致させ得る場合に適用して工事することもできる。また、カプラーを、少なくともいずれか一方の鉄筋が回転可能もしくは変位可能な状態にあって、鉄筋のねじ節位相をカプラーのねじ節位相と一致させることができる場合に適用することも差し支えない。
【００２５】
カプラーのねじ節の山頂幅を、上記のごとく寸法規定されたねじ節鉄筋継手機構におけるカプラーのねじ節山頂幅より、鉄筋のねじ節間空隙を減らすべく増大させたカプラーとしておくなら、そのカプラーをねじ節位相の吸収を要しない場合に使用したとき、カプラーに充填されるグラウトの量を減らすことができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２６】
以下に、本発明に係るねじ節鉄筋継手機構、そのための鉄筋・カプラーならびにその使用法を、実施の形態を表した図面を基にして詳細に説明する。本発明は、鉄筋を接続するにあたり鉄筋が回転も変位もできない状態にあるとき、一方の鉄筋のねじ節位相と他方の鉄筋に既に螺合状態にあるカプラーのねじ節位相との間にずれが生じていても、そのずれ（位相差）を吸収して、対向する鉄筋の端部に跨がってカプラーを螺着させることができるようにしたものである。
【００２７】
この発明は、位相差を吸収可能とすることによって全長が増大する傾向にあるカプラーを可及的に短くするとともに、少なくとも鉄筋は非吸収型継手機構においても吸収型のそれにおいても、カプラーの短小化を促す極めて汎用性の高いねじ構造が形成されるものを提案しようとする。技術的には多様な機械工学的要素が絡みあって設計されるねじ節であるが、本説明においては理解を容易とするために論理を単純化させるものの数理的処理も織りまぜ、理屈上略最小の長さにとどめられることも明らかにした。これは、背景技術の項で述べた「鉄筋のねじ節の大きさやピッチなどを基準にして、カプラーのねじ節の諸元を決定する」という思想をとらず、鉄筋とカプラーとの関連において一方が他方の犠牲を強いることなく、双方に最適値を与えようとの観点に立つことに注目すべきである。
【００２８】
本発明の本質は、図９に示す非吸収型ねじ節鉄筋継手機構２１に対比して描かれた図１に表されるねじ節鉄筋継手機構１にある。両者は、言うまでもなく、長手方向に接続されるねじ節鉄筋２と、その対向する端部に跨がって螺合するカプラー３と、そのカプラー内に残る空隙に充填されるグラウト４（図１１の（ニ）を参照）とで形成される。図１のカプラー３の隣りあうねじ節５，５の隙間Ｙの長さは、図９の隙間Ｚと異なっている。この図１には図１０の（ホ）で述べたカプラーのねじ節を部分切除するという思想は一切導入されず、原則的にカプラー３のねじ節５の山部諸元は図９の鉄筋２のねじ節６の山部諸元と後述するごとく（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）≡１とした場合に数理的には同等となるようにしておき、カプラーのねじ節と鉄筋のねじ節との間に或る関係を持たせるようにしたものである。
【００２９】
言い換えれば、図２に表された鉄筋２のねじ節６の一つあたりに作用する軸力Ｆb ／Ｎ（Ｆb ：鉄筋に作用する軸力、Ｎ：ねじ節の噛みあい数）をカプラー３のねじ節５の一つにＦc ／Ｎ（Ｆc ：カプラーに作用する軸力）として一旦受け止めさせるとき、各ねじ節５，６での負担限度に差を持たせないようにしている。一方の負担限度が他方のそれと異なれば、負担限度の低い方のねじ節の数を多くしないと、カプラーのねじ節全体が発揮できる引張耐力と鉄筋のカプラー内ねじ節群の引張耐力とのバランスがとれなくなるからである。例えばカプラー側がクリティカルな状態におかれていれば、図１０の（ホ）で説明したようにカプラー３は非吸収型のそれに比べて著しく長くなってしまう。
【００３０】
この場合、図１から分かるように、荷重をせん断力として負担するのは鉄筋２のねじ節６の山頂６ｂと同一レベルにあるカプラー３のねじ節５の幅（カプラーのねじ節繋り（かかり）幅という）Ｓc であり、カプラー３のねじ節５の山頂５ｃと同一レベルにある鉄筋２のねじ節６の幅（鉄筋のねじ節繋り幅という）Ｓb である。これらの繋り幅が形成する個々の仮想円筒面７，８（図２を参照、実際には１８０度ごとに断続するねじ節（図１０の（ヘ）を参照）は螺旋であるから円筒面とはならないが）には、軸力に基因したせん断力が作用する。鉄筋２のねじ節６のせん断面（円筒面）７には矢印群Ａのせん断力が、カプラー３のねじ節５のせん断面８には矢印群Ｂのせん断力が作用する。これらの個々の矢印群全体が形成するせん断力の負担限界値（せん断耐力）を等しくしておこうとするのが本発明の基本的思想であり、背景技術の項で述べた図１０の（ホ）にはこのような思想がどこにも存在しない。
【００３１】
図１に戻って、この図は鉄筋２の後述するねじ節山半径Ｒb 、カプラー３のねじ節山半径Ｒc 、鉄筋の引張強さσfb、カプラーの引張強さσfcとした場合に、（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）が１であると仮定して目視的に理解させやすく描いたものである。ちなみに、Ｒc ＜Ｒb は明らかなことであるが、鉄筋と鋳造カプラーの引張強さσfb、σfcを考慮しても、その１とした仮定は現実から大きく外れるものでない。それゆえ、カプラーのねじ節も鉄筋のねじ節も同じ山部諸元で描かれた図３をもとにして話を進める。
【００３２】
図３の（イ）は鉄筋２のねじ節６の右斜面にカプラー３のねじ節５の左斜面が当接している状態で、（ロ）は鉄筋２を左方向に半ピッチ変位させたものである。それにもかかわらず鉄筋２のねじ節６はカプラー３のねじ節５と干渉することなく、カプラー３のねじ節５に対して僅かな隙間αを残す程度の位置まで進むことができている。（ハ）は（ロ）の状態からカプラー３を左方向に半ピッチ変位させたものである。この場合、カプラーのねじ節５は鉄筋のねじ節６に当接する程度に進んできている。いま、これらが実現できているカプラーと鉄筋であるとして、それらを重ね合わせると、（ニ）のように描くことができる。（ロ）では接近したねじ節６の進行側に隙間αが僅かに残されているが、この理由は後で述べるとして、この（ニ）を書き換えたものが図１である。
【００３３】
図１に着目すると、Ｐc ＝α＋ｂm ＋Ｓc ＋α＋ｂm ＋Ｓc およびＰb ＝ｃm ＋α＋Ｓb ＋ｃm ＋α＋Ｓb となっていることが分かる。カプラー３のねじ節５と鉄筋２のねじ節６とが干渉しないのは、カプラーのねじ節ピッチＰc と鉄筋のねじ節ピッチＰb が等しいからにほかならない。Ｐc ＝Ｐb ≡Ｐとして、
Ｓc ＝Ｐ／２−α−ｂm 
Ｓb ＝Ｐ／２−α−ｃm 
と表すことができる。なお、ｂm は鉄筋のねじ節山頂幅、ｃm は吸収型カプラーのねじ節山頂幅である。
【００３４】
以上の説明を踏まえると、やや繰り返しとなるが、以下のことが言える。ねじ節鉄筋をカプラーで接続するにあたり、いずれか一方のねじ節のせん断耐力を過小にしてしまうことが回避される。対向するうちの一方の鉄筋の軸力はカプラーを介して他方の鉄筋に伝達されるが、その力の伝播は鉄筋それぞれのねじ節をカプラーのねじ節との噛みあわせによっている結果、鉄筋に作用する引張力は各ねじ節の繋り幅が形成する面にせん断力を生じさせる。すなわち、その各ねじ節の繋り幅面に作用したせん断力と噛みあっているねじ節の数の積が引張力とバランスする。鉄筋とカプラーの各ねじ節のせん断耐力を等しくすれば、結果的には鉄材の過剰な消費量を抑制できることになる。
【００３５】
そこで、予め決められた軸力に耐えられるカプラーの諸元を定めるにあたり、鉄筋とカプラーの双方のねじ節の繋り幅Ｓb ，Ｓc が形成するリング状面（図２中の７，８を参照）に作用したねじ節一つあたりのせん断耐力を等しいとする。そして、所望する引張軸力に耐えるためにＮ個の噛みあい数を必要とすると、
Ｆc ／Ｎ＝２π×Ｒb ×Ｓc ×σfc＝２π×Ｒc ×Ｓb ×σfb＝Ｆb ／Ｎ
その結果、  Ｓc ＝（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb                 … (1)
が得られる。
【００３６】
ここで、回転させ得ない鉄筋のねじ節位相と、そのねじ節に噛みあうカプラーのねじ節の位相との差を吸収する条件を考察する。図１のところで説明したように、以下の式が成り立つ。
Ｐ＝２×（α＋ｂm ＋Ｓc ）＝２×（ｃm ＋α＋Ｓb ）                … (2)
各ねじ節５，６の傾きは通常４５度であるが、それをθで表すと、
ｃm ＝Ｓc −２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ                            … (3)
であることも分かる。なお、ｕ1 はカプラーのねじ節山頂と鉄筋のねじ節谷底との隙間、ｈ1 は鉄筋のねじ節高さである。
【００３７】
式(2) および(3) より、
Ｓb ＝Ｐ／２−ｃm −α
＝Ｐ／２−｛Ｓc −２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ｝−α
∴  Ｓb ＋Ｓc −２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ＝Ｐ／２−α              … (4)
式(1) を式(4) に代入して整理すると、
Ｓb ＝Ｐ／２−α＋２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ
−（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb 
を得る。Ｓb で整理すると、
｛１＋（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）｝Ｓb 
＝Ｐ／２−α＋２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ
Ｓb ＝｛Ｐ／２−α＋２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ｝
／｛１＋（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）｝  … (5)
となる。
【００３８】
また、図１を参照すれば、
Ｒb −ｈ1 ＋ｕ1 ＝Ｒc                                             … (6)
である。これを式(5) に代入すれば、
Ｓb ＝｛Ｐ／２−α＋２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ｝
／｛１＋（Ｒb −ｈ1 ＋ｕ1 ）／Ｒb ×（σfb／σfc）｝  … (7)
となる。
また、鉄筋のねじ節山幅ｂm は、図１より次式で表される。
ｂm ＝Ｓb −２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ                            … (8)
式(7) を式(8) に代入すれば、
ｂm ＝｛Ｐ／２−α＋２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ｝
／｛１＋（Ｒb −ｈ1 ＋ｕ1 ）／Ｒb ×（σfb／σfc）｝
−２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ    … (9)
となる。
【００３９】
さらに、図１よりＲb を鉄筋のねじ節谷半径Ｒbvを用いて表すと、
Ｒb ＝Ｒbv＋ｈ1                                                   …(10)
であり、これを式(9) に代入すれば、
ｂm ＝｛Ｐ／２−α＋２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ｝
／｛１＋（Ｒbv＋ｕ1 ）／（Ｒbv＋ｈ1 ）×（σfb／σfc）｝
−２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ  …(11)
となる。
一方、カプラーのねじ節山頂幅ｃm は、上記の式(3) のように、
ｃm ＝Ｓc −２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ
である。
式(2) から得たＳc を代入すると、
ｃm ＝Ｐ／２−ｂm −α−２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ                …(12)
が得られる。
なお、カプラーのねじ節谷半径Ｒcvは、図１によれば、
Ｒcv＝Ｒb ＋ｕ2                                                   …(13)
で表される。
【００４０】
そこで、ｕ1 、ｕ2 、ｈ1 およびＰを仮定すれば（ｈ2 はｕ1 ＋ｈ1 −ｕ2 で与えられる）、カプラーのねじ節繋り幅Ｓc や鉄筋のねじ節繋り幅Ｓb を決定することができる。もう少し詳しく言えば、Ｒbv、σfb、σfc、α、θも含めて与えると、ｂm 、Ｒb は式(11)および(10)により、ｃm 、Ｓb 、Ｒcvは式(12)、 (7)および(13)により、Ｓc は式(3) により決まり、全ての諸元が定まることになる。
【００４１】
鉄筋とカプラーそれぞれのねじ節繋り幅Ｓb 、Ｓc が決まれば、ねじ節一つあたりのせん断耐力が決まる。その結果、継手としての必要な引張強さ以上となるねじ節山数が決まり、安全率を加味すれば、継手の長さも決定することができる。なお、カプラーを介した鉄筋から鉄筋への引張力の伝達を確保するため、カプラー内に残る空隙にグラウトが充填される。このことは、背景技術の項で既に述べた。
【００４２】
ここで、上記のαについて説明する。「鉄筋軸方向の隙間の０．５Ｐからの余裕代」とでも名づけられるものであるが、このαの存在は、鉄筋を成形する圧延ロールの局部的な変形やカリバーの全体的な磨耗の発生に基因した成形鉄筋の形状変化をカプラーとの螺合の際に影響させないようにするため欠かせないものである。この値を鉄筋の呼び径ごとに幾らをあてがうかは、設計的、生産技術的な観点などから定められる。このαは、厳密には、「ねじ節の半ピッチ長から鉄筋のねじ節の或る高さでの幅とそれに同一レベルにあるカプラーのねじ節の幅との和を引いて得られる軸方向長さ」と表されるものであり、「ねじ節の半ピッチ長からカプラーのねじ節の或る高さでの幅とそれに同一レベルにある鉄筋のねじ節の幅との和を引いて得られる軸方向長さ」とも表現することができる。これを０とすることは、製造上や継手操作上現実性のないねじ節の諸元を与えることになる。
【００４３】
鉄筋２は、図４の（イ）のごとく、圧延ロール１１で成形される。圧延の最終段に位置するロールにカリバー１１Ａが形成されており、丸棒状の鉄筋２の表面にはそのカリバーに対応したピッチＰb のねじ節６が成形される。ピッチＰb は、ロール半径Ｒに１ピッチ分の円弧を望む中心角度φ（rad)を乗じた長さＲ・φである。操業を続けるうちにロール表面は磨耗するが、（イ）の破線１１ａの位置まで後退するのを許容するなら、そのときのロールの半径はΔＲだけ短くなる。（ロ）は半径が（Ｒ−ΔＲ）となったロール１１とそれによって成形されている鉄筋２を示す。その鉄筋２に形成されたねじ節６のピッチＰb は、（Ｒ−ΔＲ）・φとなり、ΔＲ・φだけ（イ）の場合より短くなっている。ロール周囲に形成されたカリバーの数をＮCLとすればφ＝２π／ＮCLであるから、（ハ）に示すように、例えば３ピッチ分の長さを比較すると、ロール半径がＲで成形された鉄筋と（Ｒ−ΔＲ）で成形された鉄筋との間に３×２πΔＲ／ＮCLの差が生じることになる。
【００４４】
カプラーのねじ節のピッチが上記したＲ・φで形成され、このカプラーと半径（Ｒ−ΔＲ）のロールで成形された鉄筋とのねじ節噛みあい数をＮa とすると、Ｎa 個のピッチにおいてカプラーと鉄筋との間にＮa ×２πΔＲ／ＮCLの長さの差が生じる。先に述べたαがＮa ×２πΔＲ／ＮCLより小さければ、半径（Ｒ−ΔＲ）のロールで成形した鉄筋は、それより少し長いＲ・φのピッチを持つカプラーとはＮa 番目のねじ節に到る以前に噛みあわなくなる。図５（上下方向を意図的に引き延ばして表している）は、図１の噛みあい機構を少なくとも６ピッチ分連ねて表したものである。（イ）はカプラーも鉄筋もそれぞれのねじ節のピッチがＲ・φで形成されたものを噛みあわせており、ピッチごとに２α、すなわちＰ／２ごとにαの隙間が確保されている。（ロ）はカプラーのねじ節のピッチがＲ・φで形成され、鉄筋のそれが（Ｒ−ΔＲ）・φで成形された場合であって、鉄筋のピッチが短いゆえに左端ではαの隙間が確保できても右端では０となってしまっている例である。この（ロ）では、辛うじて噛みあいは達成されているが、噛みあい数が７となる場合なら、その７番目においてはねじ節同士が干渉することになる。
【００４５】
以上から分かるように、αは、圧延ロールの表面磨耗による成形鉄筋のピッチ減少を、カプラーとの噛みあいねじ節数内では不感状態におくための空間を提供するものである。したがって、これは、鉄筋の径、ロール周囲に形成するカリバーの数、ロールの半径減少許容量、カプラーとの噛みあいねじ節数等を考慮すれば与えることができる。通常使用されるねじ節鉄筋においては、αとして０．４ｍｍないし２．０ｍｍ弱としておけば十分であることが多い。このαは鉄筋のねじ節を成形する工作上の配慮によるところのものであるが、噛みあい時の送り操作を円滑にするためのバックラッシュとして機能するものでもある。なお、操業を重ねるうちにカリバーに局部的なへたりの発生することもあるが、或る程度まではそれも吸収するように機能する。
【００４６】
ここで、図１のねじ節機構１は、位相差を吸収する場合の最小のカプラー長さを実現するものであるかどうかを考察する。まず、図１０の（ホ）のところで説明したように、カプラーを位相差吸収型とすればＮa （Ｎa ：吸収型カプラーに必要となるねじ節数）は増加するが、それが同図の（イ）の非吸収型カプラーの必要ねじ節数Ｎu （Ｎu ：非吸収型カプラーに必要となるねじ節数）の何倍になるかを見る。その後、カプラー長さに最小値が存在するかについて検討する。なお、その説明において、非吸収型継手機構では、各諸元を表す符号に unabsorbable を意味する「ｕ」を添字として、吸収型継手機構では、 absorbable を意味する「ａ」を添字として付し、いずれのものであるかを区別する。鉄筋２の山部の諸元は共用されるので、「ｕ」も「ａ」も付されない。
【００４７】
いま、吸収型カプラーのねじ節繋り幅Ｓcaと、同じ山部諸元を持つ非吸収型カプラーのねじ節の繋り幅Ｓcuとの関係を、式(1) を模して次式で与えるものとする。いずれの場合も、非吸収型カプラーのねじ節繋り幅Ｓcuは螺合する鉄筋のねじ節繋り幅Ｓb に等しいとしておき、一つのねじ節あたりのせん断力負担限界に差が生じないモデルで議論する。
Ｓca≡ρa ×（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb 
∴  ρa ＝Ｓca／｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb ｝          …(14)
ちなみに、図１の作図要領の説明のときと同様、（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）≡１とすれば、ρa ＝Ｓca／Ｓb となり、ρa はカプラーの繋り幅が鉄筋繋り幅の何倍になるかを示す指標であることが分かる。言うまでもなく、ρa ＞０ではあるが、せん断力負担の見地からはＳca＞Ｓb としておく必然性がないから、ρa ≦１でもある。
【００４８】
ところで、吸収型カプラーで必要となるねじ節数Ｎa は、次のように与えられる。
Ｎa ≡Ｌreq ／Ｓca
ここで、Ｌreq は非吸収型カプラーにおける繋り幅の合計で、Ｓb ×Ｎu に相当する。
Ｎa ＝（Ｓb ×Ｎu ）／｛ρa ×（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb ｝
＝Ｎu ／｛ρa ×（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）｝
∴  １／ρa ＝Ｎa ×｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）｝／Ｎu 
（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）≡１とすれば、１／ρa ＝Ｎa ／Ｎu となり、結局、これは、吸収型カプラーの必要ねじ節数が非吸収型カプラーのそれの何倍になるかを表している。
【００４９】
Ｓcaは図１のところで説明したように、Ｐ／２−α−ｂm であり、また、吸収型カプラー用鉄筋のねじ節谷幅ｂvaをねじ節山裾幅Ｓbrのγa 倍であると定義し、鉄筋のねじ節谷部の長さを示す指標としてのγa を導入する。式(14)は以下のように表される。
ρa ＝（Ｐba／２−αa −ｂm ）／｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb ｝
＝｛Ｓbr×（１＋γa ）／２−αa −ｂm ｝
／｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×（Ｓbr−２×ｕ1 ／ tanθ）｝
いま、Ｓbr≡ｍ×ｂm 、α≡αa*×ｂm 、ｕ1 ≡ｎ×ｈ1 、ｈ1 ≡ｑ×ｂm 
と定義すれば、
ρa ＝｛ｍ×ｂm ×（１＋γa ）／２−αa*×ｂm −ｂm ｝
／｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）
×（ｍ×ｂm −２×ｎ×ｑ×ｂm ／ tanθ）｝
＝｛ｍ×（１＋γa ）／２−αa*−１｝／｛（Ｒc ／Ｒb ）
×（σfb／σfc）×（ｍ−２×ｎ×ｑ／ tanθ）｝  …(15)
となり、ρa は「γa 」の関数であることが分かる（その他の符号は上記のとおり定数である）。
【００５０】
ここで、γa （＞０）のとり得る範囲における限界値γLIT について検討する。
Ｓca≦（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb の場合、i.e.  ρa ≦１  の場合
上記したごとく、Ｓca＝Ｐ／２−α−ｂm 、Ｐ＝Ｓbr×（１＋γa ）であるから、
Ｓca＝Ｓbr（１＋γa ）／２−αa −ｂm ≦（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb 
∴  γa ≦２×｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb ＋αa ＋ｂm ｝／Ｓbr−１
…(16)
＝２×｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）
×（Ｓbr−２×ｕ1 ／ tanθ）＋αa ＋ｂm ｝／Ｓbr−１
＝２×｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）
×（ｍ×ｂm −２×ｎ×ｑ×ｂm ／ tanθ）＋αa*×ｂm ＋ｂm ｝
／（ｍ×ｂm ）−１
∴  γLIT ＝２×｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）
×（ｍ−２×ｎ×ｑ／ tanθ）＋αa*＋１｝／ｍ−１      …(17)
＝ const. （∵Ｒc ，Ｒb ，σfb，σfcは定数であり、ｍ，ｎ，ｑ， tanθ，
αa*は、Ｓbr，ｂm ，ｕ1 ，ｈ1 ，θ，αa が決まれば定数である。）
【００５１】
したがって、（ｉ）０＜γa ≦γLIT のとき
ρa ＝｛ｍ×（１＋γa ）／２−αa*−１｝
／｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×（ｍ−２×ｎ×ｑ／ tanθ）｝
（ii）γa ＞γLIT のとき
i.e.  Ｓca＝（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb のとき、
ρa ≡Ｓca／｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb ｝＝１
【００５２】
ここで、ρa のγa に対する変化について検討する。
（ｉ）０＜γa ≦γLIT のとき
ρa ＝｛ｍ×（１＋γa ）／２−αa*−１｝
／｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×（ｍ−２×ｎ×ｑ／ tanθ）｝
≡  Ｊ1 ×γa ＋Ｊ2 
ただし、  Ｊ1 ≡（ｍ／２）
／｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）
×（ｍ−２×ｎ×ｑ／ tanθ）｝
Ｊ2 ≡（ｍ／２−αa*−１）
／｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）
×（ｍ−２×ｎ×ｑ／ tanθ）｝
Ｊ1 、Ｊ2 は、Ｒc 、Ｒb 、σfb、σfc、αa が決まれば一定の値である。
【００５３】
ρa はγa の一次関数であるから微分するまでもないが、念のために記すと、
【数１】
0004917982.tif 000002
Ｊ1 の分子  ≡  ｍ／２  ＞０
Ｊ1 の分母  ≡（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×（ｍ−２×ｎ×ｑ／ tanθ）
＝（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）
×｛（Ｓbr／ｂm ）−２×ｕ1 ／（ｂm × tanθ）｝
＝（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）
×（Ｓbr× tanθ−２×ｕ1 ）／（ｂm × tanθ）＞０
∵  tan θ≧１（θ≧45 deg）、かつＳbr≧２×ｕ1 （∵設計上Ｓbr＜２×ｕ1 はあり得ないか、Ｓbr≧２×ｕ1 となるように諸元が決められる。）
したがって、Ｊ1 ＞０であるから、γa がγLIT まで増加すれば、ρa は１まで増大することが分かる。
【００５４】
（ii）γa ＞γLIT のとき
ρa ≡Ｓca／Ｓb ＝１
であるから、１まで増大したρa はその値に留まることになる。ということは、
γa ＝γLIT 
のとき、ρa は最初に最大値に到達したことになる。
（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）≡１
であれば、ＳcaがＳb に、またはＮa がＮu に等しいときが限界で、他の要因を加味することがあるにしても、せん断力の負担限界値のバランスを主におく限り、ＳcaをＳb より大きく与える必要のないことが分かる。
【００５５】
図６および図７は、上記のγa を変化させて求めたρa を付記したねじ節図である。これは、山部諸元（ねじ節の谷部は含まれない）を一定に保持してγa を変えたもの、すなわち、鉄筋のねじ節谷幅ｂvaを変えて鉄筋ねじ節のピッチＰb を順次変化させたものである。このγa を変えれば無限通りの吸収型カプラーが創出されるが、図は変化の傾向を見やすい幾つかを示しているにすぎない。図６の（イ）は、ピッチＰ＝７．８９ｍｍ、鉄筋２のねじ節６の繋り幅Ｓb とカプラー３のねじ節５の繋り幅Ｓc とが３．５５ｍｍ、鉄筋のねじ節高さｈ1 とカプラーのねじ節高さｈ2 とを１．６ｍｍ、カプラーのねじ節山頂と鉄筋のねじ節谷底との隙間ｕ1 と鉄筋のねじ節山頂とカプラーのねじ節谷底との隙間ｕ2 とを、０．６ｍｍとしたねじ節を想定した非吸収型継手機構であり、（ロ）以降はそれをベースにしてγa を変化させた吸収型継手機構を示している。
【００５６】
γa を順次大きくして計算を続けると、図７の（ロ）のγa ＝γLIT となるまでに、例えば図６の（ロ）、（ハ）、（ニ）、（ホ）、図７の（イ）といったような吸収型の継手機構が得られる。各図中の二点鎖線の山は、鉄筋のねじ節が半ピッチ変位したものを表わす。例えば図６の（ロ）や（ハ）は背景技術の項で述べた図１０の（ホ）に相当もしくは近似するものである。先行技術として挙げた特開２００２−２３５４０４に記載されたねじ節の切除部に相当するものを影のついた平行四辺形で表し、その切除幅寸法も念のために付記した。
【００５７】
この変遷図から、γa ＝γLIT であるときの鉄筋に噛みあうカプラーでは、ねじ節山の切除量が０となっていることが分かる。この図はまさしく図１と同じものである。このことは、「カプラーのねじ節の山は非吸収型継手機構におけるそれから切除する必要がない」ということを教えており、図１０の（ホ）の対策は本発明の思想に逆行するものであることが分かる。なお、図７の（ハ）や（ニ）はカプラーおよび鉄筋の各ねじ節の繋り幅を据え置いたまま、ねじ節ピッチだけをさらに大きくしたものである。鉄筋のねじ節間の空隙がますます大きくなっているのは当然のことである。いずれにしても、γa ＝γLIT のときはρa が最大となり、その場合のρa は１すなわちカプラーのねじ節繋り幅を鉄筋のそれに等しくした場合であることが理解される。
【００５８】
ちなみに、図８中のρa は、ねじ山の諸元を維持して、式(15)のγa に対する変化を見たグラフである。先に、述べたごとく、γa をγLIT まで増加させればρa は１まで増大し、１まで増大したρa はγa を増やしても１の値に留まることが目視的に把握される。なお、一点鎖線で延長されている部分は、γa ＝γLIT までの変化を見る式(15)をγa ＞γLIT においても敢えて計算したもので、物理的な意味は持たないが、式(15)の全般的な傾向を知るため参考までに記した。
【００５９】
次に、カプラー長さに最小値が存在するかについて検討する。まず図９の非吸収型ねじ節鉄筋継手機構２１におけるカプラーの長さを求める。所定の引張力に耐えるカプラーとするために非吸収型カプラーではねじ節数をＮu 個必要とする。そのときのカプラーのねじ節繋り幅Ｓcuに鉄筋のねじ節繋り幅Ｓb をあてがうと、所定の引張力に対して必要となる繋り幅の合計長さＬreq はＳb ×Ｎu となる。図１における吸収型ねじ節鉄筋継手機構１で同一の所定引張力に耐えるカプラーとするためのねじ節数をＮa とし、カプラーのねじ節の繋り幅をＳcaとしたとき、Ｎa はＬreq ／Ｓcaで求められた値（整数値である必要はない）となる。
【００６０】
位相差吸収型カプラーの全長Ｌca（全長とは言っても一方の鉄筋との噛みあいのためのもので、実際のカプラーからすれば半分の長さを意味する）と、位相差非吸収型カプラーの全長Ｌcu（同）との比をηとし、これについて、以下に数理的展開を記す。
Ｌca≡Ｐca×（Ｎa ＋１）
Ｌcu≡Ｐcu×（Ｎu ＋１）
ねじ節数に「１」が加えられているのは、カプラーを形成するうえで１ピッチ分の余裕を加え、常に鉄筋との間で必要ねじ節数の噛みあわせを実現しようとの配慮による。
η≡Ｌca／Ｌcu
【００６１】
このηのγa に対する変化を見る。
（ｉ）０＜γa ≦γLIT のとき
Ｐca＝Ｓbr×（１＋γa ）＝Ｐba
Ｐcu＝Ｓbr×（１＋γu ）＝Ｐbu
η＝Ｌca／Ｌcu
＝Ｐca×（Ｎa ＋１）／｛Ｐcu×（Ｎu ＋１）｝
＝Ｓbr×（１＋γa ）×（Ｎa ＋１）／｛Ｓbr×（１＋γu ）×（Ｎu ＋１）｝
＝（１＋γa ）×（Ｎa ＋１）／｛（１＋γu ）×（Ｎu ＋１）｝
＝（１＋γa ）×（Ｌt req ／Ｓca＋１）
／｛（１＋γu ）×（Ｎu ＋１）｝          …(18)
【００６２】
Ｓca＋ｂm ＝Ｐba／２−αa より、Ｓca＝Ｓbr（１＋γa ）／２−αa −ｂm   を得て代入すると、
【数２】
0004917982.tif 000003
となる。
【００６３】
ここで、Ｋ0 ≡（１＋γu ）×（Ｎu ＋１）＞０
【数３】
0004917982.tif 000004
とおくと、
【数４】
0004917982.tif 000005
となる。
【００６４】
いま、ηをγa で微分する。
【数５】
0004917982.tif 000006
分母＝Ｋ0 （γa ＋Ｋ2 ／Ｋ1 ）2 ＞０    ∵  Ｋ0 ＞０
分子＝（γa ＋Ｋ2 ／Ｋ1 ）2 −（Ｋ2 −Ｋ3 ）（Ｋ2 −Ｋ1 ）／Ｋ1 2 
＝（γa ＋Ｋ2 ／Ｋ1 ）2 −（Ｋ3 −Ｋ2 ）（Ｋ1 −Ｋ2 ）／Ｋ1 2
【００６５】
分子の第１項の『（γa ＋Ｋ2 ／Ｋ1 ）2 』の大きさの限界を調べる。
まず、γa の上限値であるγLIT のとり得る範囲を検討する。
式(17)より、
γLIT ＝２×｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）
×（ｍ−２×ｎ×ｑ／ tanθ）＋αa*＋１｝／ｍ−１
γa が上限値をとるのは、ρa ＝１となるＳca／Ｓb ＝１のときであり、式(14)より、
（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）＝１
となるゆえ、
γLIT ＝２×（ｍ−２×ｎ×ｑ／ tanθ＋αa*＋１）／ｍ−１
と表される。２×ｎ×ｑ／ tanθ＞０であるから、
γLIT ＜２×（ｍ＋αa*＋１）／ｍ−１
＝２×｛１＋（αa*＋１）／ｍ｝−１
設計上  Ｓbr／ｂm ＜２  となることはあり得ないか、Ｓbr／ｂm ≧２  となるように諸元を決めれば、ｍ≧２である。
鉄筋設計上通常  ０＜αa*≦１．０であるので、（αa*＋１）／ｍ≦１．０
∴  γLIT ＜２×｛１＋１｝−１＝３．０
∴  ０＜γa ＜３
なお、γLIT は多数の既存鉄筋に適用して実寸ベースで式(16)に基づいて求めたところγLIT ＜２  であった。
一方、  Ｋ1 ＞Ｋ2 であるから、
Ｋ2 ／Ｋ1 ＜１
∴  γa ＋Ｋ2 ／Ｋ1 ＜３
（γa ＋Ｋ2 ／Ｋ1 ）2 ＜９
となる。
【００６６】
分子の第２項の『（Ｋ3 −Ｋ2 ）（Ｋ1 −Ｋ2 ）／Ｋ1 2 』について、
【数６】
0004917982.tif 000007
【００６７】
各社の鉄筋のねじ節諸元を調べると、いずれの鉄筋も、
【数７】
0004917982.tif 000008
を満たす。なお、これは幾多のデータを基にして得たものであるが、その説明はここでは省く。
【数８】
0004917982.tif 000009
いま  Ｎu ＝３．３すると、
９．２  ＜（Ｋ2 −Ｋ3 ）（Ｋ2 −Ｋ1 ）／Ｋ1 2 ＜１０．９
分子＝（γa ＋Ｋ2 ／Ｋ1 ）2 −（Ｋ2 −Ｋ3 ）（Ｋ2 −Ｋ1 ）／Ｋ1 2 
＝（９−δ1 ）−（９＋δ2 ）    ただし、δ1 ＞０、  δ2 ＞０
＝−（δ1 ＋δ2 ）  ＜  ０  
【数９】
0004917982.tif 000010
Ｎu ≧３．３なら、γa が０＜γa ≦γLIT の範囲で増大するにつれて、ηは減少することが分かる。
【００６８】
（ii）γa ＞γLIT のとき
η＝Ｌca／Ｌcu
＝Ｐca×（Ｎa ＋１）／｛Ｐcu×（Ｎu ＋１）｝
＝Ｐca×｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）／Ｎu ＋１｝
／｛Ｐcu×（Ｎu ＋１）｝
＝〔｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）／Ｎu ＋１｝／（Ｎu ＋１）〕
×（Ｐca／Ｐcu）
＝〔｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）／Ｎu ＋１｝／（Ｎu ＋１）〕
×（１＋γa ）／（１＋γu ）
≡  Ｈ1 γa ＋Ｈ1 
ただし、
Ｈ1 ≡〔｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）／Ｎu ＋１｝／（Ｎu ＋１）〕
／（１＋γu ）
ここで、ηをγa で微分すると、
【数１０】
0004917982.tif 000011
となる。したがって、γa が増大すれば、ηも増大する。ということは、γa ＝γLIT でηは最小値をとることが分かる。「カプラーのねじ節の山を切除しなければカプラーの全長は最短となる」という、図１０の（ホ）の処理では考えられもしない知見が得られる。なお、Ｎu ≧３．３であることを条件としているが、非吸収型であれ吸収型であるにしても、締結に必要なねじ節数は４を超えるのが通常であるから、上記論理に非現実的要因が潜んでいるというものでない。
【００６９】
γa の変化につれてηが幾らになるかは、図６の（ロ）ないし図７の（ニ）までの図中の表示からも分かる。図８にはρa のときと同じくねじ山の諸元を維持して、式(18)のγa に対する変化を見たグラフを記載した。なお、非吸収型継手機構の必要ねじ節の数Ｎu を６として計算した例であるが、その数を少々前後させても、ηの変化傾向は変わるものでない。γa がγLIT まで増大すればηは減少し、さらにγa が増加すると一点鎖線で示したように順次大きくなっていくことが目視的にも把握される。
【００７０】
図８中の下側に存在するηは、非吸収型継手機構のねじ節ピッチを７．８９ｍｍ、Ｎu ＝６としたときのものであるが、γa がγLIT （＝１．３１６）になったときηは１．３９まで減少している。二点鎖線で上昇している部分は図７の（ハ）や（ニ）に相当する部分である。破線はγa ＝γLIT までの変化を見る式(18)をγa ＞γLIT においても敢えて計算したもので、物理的な意味を有しないが、式(18)の全般的な傾向を知るため参考までに記したものである。
【００７１】
図８には、ピッチ６．４９ｍｍとした場合も参考までに併記した。いずれの場合も非吸収型時の山部諸元は同一としているのでρa については全く同じ結果となるが、ηはほぼ平行にずれた値となる。非吸収時のねじ節ピッチ７．８９ｍｍを基準にして、それを吸収型に変容させた場合、γa ＝γLIT すなわちＳca＝Ｓbrのときのηは１．３９であり、図１０の（ホ）ほどではないがそれに近づけたときはη＝１．６６（図６の（ロ）を参照）となる。本発明に則れば、この例で少なくとも（１．６６−１．３９）／１．６６＝０．１６となり、２割近くの短縮化が図られることを把握することができる。
【００７２】
ねじ節鉄筋継手機構を製作する場合はねじ節特有の幾つもの要素を加味することになるが、本発明に係る継手機構では、非吸収型継手の場合の約１．１倍程度で収まるという驚異的な結果が得られる場合もある。背景技術の項で説明した図１０の（ホ）の場合には、非吸収型継手の１．６倍を超えるものが少なくないが、本発明が適用されたねじ節鉄筋継手機構では、カプラーの短小化に如何に寄与しているかが分かる。
【００７３】
ちなみに、本発明に則った図７の（ロ）の鉄筋やカプラーを、そのまま非吸収型ねじ節鉄筋継手機構として使用することも何ら差し支えない。そうすれば、カプラーは、非吸収型、吸収型の別なく使用できることになり、鉄筋の呼び径ごとに適合するカプラーは一種類としておくこともできる。上で触れたように、吸収型カプラーの長さが非吸収型カプラーの１．１倍程度で収まる場合では、非吸収型に適用したときグラウトの消費量が若干増加するもののカプラーは量産効果でコストダウンが目ざましくなり、極めて市場性の高い継手機構を提供できることになる。なお、非吸収型専用カプラーも敢えて品揃えする場合には、カプラーのねじ節幅を図７の（ホ）中に施された影の面積だけ同図（ロ）の山より大きくしてもよい。すなわち、ねじ節山裾幅をＳcra 1 からＳcra 2 に拡げることによりねじ節間空隙を減少させれば、高価なグラウトの充填量を減らすことができる。
【００７４】
以上の説明から分かるように、Ｓc ＝（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb の関係を満たすようにしておくと、回転も変位もできない鉄筋のねじ節位相差を吸収するにあたって、カプラーのねじ節繋り幅の減寸化を避け、個々のねじ節のせん断耐力のアンバランスを無くすことができる。これによって、カプラー全長の増大化が可及的に抑えられるようになる。
【００７５】
ｂm ＝｛Ｐ／２−α＋２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ｝
／｛１＋（Ｒbv＋ｕ1 ）／（Ｒbv＋ｈ1 ）×（σfb／σfc）｝
−２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ
ｃm ＝Ｐ／２−ｂm −α−２×（ｈ1 −ｕ1 ）／ tanθ
により得られる鉄筋のねじ節山頂幅ｂm とカプラーのねじ節山頂幅ｃm （ｃmaの意）にしておけば、鉄筋が回転不能変位不能であってカプラーのねじ節との間に位相差が生じていても、位相差を吸収して鉄筋のねじ節をカプラーのねじ節山間に常時収容できるにもかかわらず、これまたカプラーの全長を可及的に短くする。
【００７６】
鉄筋のねじ節谷幅ｂvaを、鉄筋のねじ節山裾幅Ｓbrに、
γ＝２×｛（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb ＋α＋ｂm ｝／Ｓbr−１
を乗じて与えられる寸法にすれば、カプラーには（Ｒc ／Ｒb ）×（σfb／σfc）×Ｓb の寸法のねじ節繋り幅を与えることができ、その場合のカプラーの全長は最小限界値にとどめられる。このような継手機構を構成する鉄筋やカプラーは、位相差吸収を実現する重要な要素を持つことになるが、鉄筋が標準化されたなら各社製のカプラーに互換性が出ることになり、吸収式継手の普及をおおいに促進することが期待される。
【図面の簡単な説明】
【００７７】
【図１】本発明に係るねじ節鉄筋継手機構におけるねじ節の拡大模式図。
【図２】カプラーの繋り幅部と鉄筋の繋り幅部に作用するせん断力とそのバランスを表した模式図。
【図３】鉄筋を半ピッチずらせた場合やカプラーを半ピッチずらせた場合を可能にしたねじ節鉄筋継手機構のねじ節の構成説明図。
【図４】圧延ロールが磨耗した場合に成形される鉄筋の説明図。
【図５】鉄筋軸方向の隙間の０．５Ｐからの余裕代の存在の必要性説明図。
【図６】非吸収型継手機構のねじ節の山部諸元を維持してねじ節間空隙を変化させたときに得られる吸収型継手機構の一連の螺合説明図。
【図７】図６に続く吸収型継手機構の螺合説明図。
【図８】数理的に求めたρa とηのγa に対する変化を示したグラフ。
【図９】非吸収型継手機構におけるねじ節の拡大模式図。
【図１０】カプラーのねじ節を切除して吸収型カプラーを得る要領を示す説明図。
【図１１】プレキャストコンクリートパネルに固定された鉄筋を接続する手順図。
【符号の説明】
【００７８】
１…吸収型ねじ節鉄筋継手機構、２…ねじ節鉄筋、３…カプラー、４…グラウト、５…カプラーのねじ節、５ｃ…山頂、６…鉄筋のねじ節、６ｂ…山頂。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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