以下に添付図面を参照しながら、本発明� ��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� ��同一の機能構成を有する構成要素について� ��、同一の符号を付することにより重複説明� ��省略する。

 図1に、本発明の一実施形態にかかるルーズ フランジ式フレア管継手の一部を模式的に例 示する。本実施形態にかかるルーズフランジ 式フレア管継手は、2つの鋼管1a、1bの端部(接 合部)を拡開して形成されたつば状のフレア� �2a、2bと、フレア部2a、2bに当接するルーズフ ランジ4a、4bとを有する。このルーズフラン� �式フレア管継手は、2つの鋼管1a、1bの接合部 において、フレア部2a、2bを、ガスケット3を� ��して衝合させ、当該衝合された両フレア部2 a、2bをその両側からルーズフランジ4a、4bで� �持して、ボルト5とナット6により機械的に締 結される構造を有する。
 なお、本願の図面では、ボルト5及びナット 6の大きさ、及びルーズフランジ4a,4bの厚さを 鋼管1a,1bに対して実際よりも大きく記載し、� ��れらの位置関係が明確になるようにしてい� ��。このため図面中の各部材の寸法比や鋼管1 a,1bの中心軸8の相対位置は、実際のフレア管� ��手とは必ずしも一致していない。

 より詳細に説明すると、鋼管1a、1bは、そ れぞれの端部につば出し加工によって形成さ れたフレア部2a、2bを有する。フレア部2a、2b� ��、2本の鋼管1a、1bを相互に接合するために� �鋼管1a、1bの端部をその外側に折り曲げるよ� ��に拡開する成形加工(つまり、フレア加工)� �れた部分である。

 このフレア部2a、2bには、それぞれ、ルー ズフランジ4a、4bが当接している。このルー� �フランジ4a、4b(以下「フランジ4a、4b」とい� �。)は、鋼管1a、1bの外径よりも大きな内径の 貫通孔を有する円環状フランジである。この フランジ4a、4bの貫通孔内に鋼管1a、1bが挿通� ��れ、非締結時には、フランジ4a、4bの内周面 は鋼管1a、1bの外周面に沿って摺動可能であ� �。なお、フランジ4a、4bは、フレア部2a、2bに 当接して鋼管1a、1bの端部から外れないよう� �なっている。

 鋼管1a、1bのフレア部2a、2bの端面9(図2参� �。)同士は、必要に応じてガスケット3を介在 させて衝合される。ガスケット3は、例えば� �フレア部2a、2bの外径と同程度の外径を有す� ��円環状の封止部材であり、衝合された2つの フレア部2a、2bの端面9の間をシールする機能� ��有する。フレア部2a、2bの衝合部は、その両 側(衝合面と相対する外側の面である鋼管1a、 1bの外周面側の面)から上記フランジ4a、4bで� �持され、フランジ4a、4bは、ボルト5とナット 6で締結されている。

 このルーズフランジ式フレア管継手を用い� ��、鋼管1a、1bを接合する手順について説明す る。
 まず、対向配置された鋼管1aのフレア部2aと 鋼管1bのフレア部2bとの間に、ガスケット3を� ��在させ、その状態でフレア部2aの端面9とフ� ��ア部2bの端面9とを衝合させる。次いで、こ� ��衝合されたフレア部2a、2bを、その外側から フランジ4a、4bにより挟持する。その後、フ� �ンジ4a、4bに挿通したボルト5とナット6によ� �、フランジ4a、4bを機械的に締結・固定する� ��これにより、フレア部2a、2bを両側から押圧 する。以上により、この継手を用いて2本の� �管1a、1bを好適に接合できる。なお、フラン� ��4a、4bを固定する手段としては、上記ボルト 5とナット6の例に限定されず、フランジ4a、4b を機械的に締結・固定するものであれば、任 意の固定部材を使用できる。また、図1では� �ボルト5とナット6を1個ずつしか例示してい� �いが、ボルト5とナット6を2個以上の複数個� �用しても構わない。

 また、水、空気、蒸気などを移送する配� ��にはSTPG(JIS G 3454)やSGP(JIS G 3452)等の配管� �料が使用され、その外径は50A~350Aであり、100 A前後の鋼管が主流となっている。そこで、� �発明者らは100AのSGP配管を想定した有限要素� ��解析(FEA)により、ルーズフランジ式フレア� �継手のシール性に影響を与える設計因子を� �析することとした。

 その結果、発明者らが注目したのは、図2 に示した鋼管1の中心軸8に対するフレア部2の 端面9の角度θ[°](以下「フレア部端面角度θ� �という。)である。このフレア部端面角度θ� �、ルーズフランジ式フレア管継手の衝合部� �発生する面圧分布との関係を図3に示す。図3 は、種々のフレア部端面角度θを有するルー� ��フランジ式フレア管継手をボルト5とナット 6で締結し、80MPa相当の曲げ荷重が負荷された 際に、衝合部のガスケット3に発生する接触� �圧と、この接触面圧が発生する位置(ガスケ� ��ト内径からの位置[mm])との関係を示してい� �。

 図3に示したFEAによる解析結果から、フレ ア部端面角度θが小さくなるに従って、曲げ� ��重負荷時にガスケット3に生じる面圧が高く なることがわかる。したがって、曲げ荷重や 引張荷重が負荷された場合、フレア部端面角 度θが小さいほど、継手のシール性が向上す� ��と考えられる。

 そこで、フレア部端面角度θを種々変化さ� �たフレア鋼管1を製造し、継手のシール性の� ��価試験を行った。
 まず、2本の100A(外径114.3mm、肉厚4.5mm)のSGP鋼 管1a、1bの端部をフレア加工し、フレア部2a、 2bを形成した。このフレア部2a、2bにフランジ 4a、4bを当接し、ガスケット3を介して両フレ� ��部2a、2bを衝合してフランジ4a、4bをボルト5� ��ナット6で締結し、ルーズフランジ式フレア 管継手とした。

 次に、ルーズフランジ式フレア管継手に� ��1MPaの空気を充填し、引張軸力を加えながら 、空気圧の急激な低下が観察されたときの負 荷荷重(リーク荷重)を求めた。このリーク荷� ��を、鋼管の管体降伏強度によって除し、シ� ��ル性指数α[%]を算出した。なお、鋼管の管� �降伏強度は、フレア部2が形成された鋼管1と 同一のロットの鋼管から試験片を採取して、 引張試験を行って測定した。

 図4は、上記評価試験により得られたシー ル性指数αとフレア部端面角度θとの関係を� �す。これよりフレア部端面角度θが減少する に従い、シール性指数αは増加し、シール性� ��向上することがわかる。特に、フレア部端� ��角度θが89゜未満になると、シール性指数α� ��80%以上になり、シール性の耐荷重特性が向� ��することが実証できた。しかし、フレア部� ��面角度θが87゜未満になると、継手締結時又 は軸力負荷時にガスケット3が破損した。こ� �は局部的に接触面圧が大きくなりすぎ、ガ� �ケット3の耐荷重抵抗を上回ったものと推測� ��きる。

 以上、実管試験よって、管体の降伏荷重� ��対して80%以上の軸力までガスシールでき、� ��つガスケット3を破損させないためには、フ レア部端面角度θを87゜以上、89゜以下の値に 制御することが重要であることが確認された 。さらに、図4の結果によれば、フレア部端� �角度θが88゜以下であれば、シール性指数α� �90%以上であるので、フレア部端面角度θが87� �~88゜とすることで、シール性能をさらに向� �できる。

 なお、本実施形態にかかる鋼管1の端部に フレア部2を形成する加工法については、こ� �を限定するものではないが、例えば、図5に� ��すように鋼管1及びコーン7(円錐ローラ)を回 転させ、相対的に自転と公転を繰り返して接 触させる方法を採用することが好ましい。こ の方法によって、コーン7の軸と鋼管1の軸と� ��なす角度を漸次大きくすれば、フレア部端� ��角度θを徐々に大きくすることが可能であ� �、フレア部端面角度θを精度良く制御するこ とができる。