JP3270717B2 - タイヤ成形用金型の設計方法 - Google Patents
タイヤ成形用金型の設計方法Info
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、タイヤ成形用金型
の設計方法に関し、一層詳細には、タイヤに所望の溝を
形成するためのサイプや骨を有するタイヤ成形用金型に
おいて、該サイプや骨の寿命予測や所望の寿命を満たす
金型設計を適切に行うことができるタイヤ成形用金型の
設計方法に関する。
の設計方法に関し、一層詳細には、タイヤに所望の溝を
形成するためのサイプや骨を有するタイヤ成形用金型に
おいて、該サイプや骨の寿命予測や所望の寿命を満たす
金型設計を適切に行うことができるタイヤ成形用金型の
設計方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】自動車用タイヤには、通常、図１に示す
ように、タイヤ１０の円周方向に走るリブ溝１２と、幅
方向に走るラグ溝１４があり、さらに、スタッドレスタ
イヤ等には微細な溝１６が形成されている。
ように、タイヤ１０の円周方向に走るリブ溝１２と、幅
方向に走るラグ溝１４があり、さらに、スタッドレスタ
イヤ等には微細な溝１６が形成されている。
【０００３】このようなタイヤ１０は、図２Ａに示す上
下一体型（セクショナルモールドタイプ）の金型２０ま
たは図２Ｂに示す上下分割型（２ピースモールドタイ
プ）の金型２４のうちのいずれかを用いて成形される。
この金型２０、２４は、通常、アルミ合金材料を用いて
鋳造される。
下一体型（セクショナルモールドタイプ）の金型２０ま
たは図２Ｂに示す上下分割型（２ピースモールドタイ
プ）の金型２４のうちのいずれかを用いて成形される。
この金型２０、２４は、通常、アルミ合金材料を用いて
鋳造される。
【０００４】図３は、前記金型を用いてタイヤを成形し
た後の離型段階における金型およびタイヤの状態を説明
するための部分断面図である。タイヤの溝を形成するた
めに、図３Ａに示す上下一体型（セクショナルモールド
タイプ）の場合は金型３０に付属金具であるサイプ３２
が全長の半分程度を金型中に鋳ぐるまれて取り付けられ
ており、また、図３Ｂに示す上下分割型（２ピースモー
ルドタイプ）の場合は金型４０に突起状の骨４２が設け
られている。
た後の離型段階における金型およびタイヤの状態を説明
するための部分断面図である。タイヤの溝を形成するた
めに、図３Ａに示す上下一体型（セクショナルモールド
タイプ）の場合は金型３０に付属金具であるサイプ３２
が全長の半分程度を金型中に鋳ぐるまれて取り付けられ
ており、また、図３Ｂに示す上下分割型（２ピースモー
ルドタイプ）の場合は金型４０に突起状の骨４２が設け
られている。
【０００５】この金型３０、４０を用いてタイヤ３４、
４４を成形した後、離型時に前記金型３０、４０が、図
中、上方に向けて外される際、タイヤ３４、４４外周の
前記サイプ３２あるいは骨４２があった部分に溝３６、
４６が形成されるが、この溝３６、４６にはアンダーカ
ット３８、４８を生じ、このとき前記サイプ３２あるい
は骨４２に曲げ応力を生じる。図３Ａに示す、所謂セク
ショナルモールドタイプの成形方法の場合は、主として
タイヤの円周方向の負荷による曲げ応力を生じ、また図
３Ｂに示す、所謂２ピースモールドタイプの成形方法の
場合は、主としてタイヤの幅方向の負荷による曲げ応力
を生じることになる。このような状態でタイヤの成形操
作を繰り返すと、サイプ３２あるいは骨４２に変形を生
じ、破損に到り、さらには、サイプ３２あるいは骨４２
の基部の金型３０、４０の変形、破損につながるという
問題がある。タイヤ離型時のゴムの変形量が大きい程、
すなわち前記アンダーカット量が大きいほど、また、タ
イヤのゴム質が硬い程、これらサイプ３２等の変形、破
損の問題は顕著である。
４４を成形した後、離型時に前記金型３０、４０が、図
中、上方に向けて外される際、タイヤ３４、４４外周の
前記サイプ３２あるいは骨４２があった部分に溝３６、
４６が形成されるが、この溝３６、４６にはアンダーカ
ット３８、４８を生じ、このとき前記サイプ３２あるい
は骨４２に曲げ応力を生じる。図３Ａに示す、所謂セク
ショナルモールドタイプの成形方法の場合は、主として
タイヤの円周方向の負荷による曲げ応力を生じ、また図
３Ｂに示す、所謂２ピースモールドタイプの成形方法の
場合は、主としてタイヤの幅方向の負荷による曲げ応力
を生じることになる。このような状態でタイヤの成形操
作を繰り返すと、サイプ３２あるいは骨４２に変形を生
じ、破損に到り、さらには、サイプ３２あるいは骨４２
の基部の金型３０、４０の変形、破損につながるという
問題がある。タイヤ離型時のゴムの変形量が大きい程、
すなわち前記アンダーカット量が大きいほど、また、タ
イヤのゴム質が硬い程、これらサイプ３２等の変形、破
損の問題は顕著である。
【０００６】この問題を解消するために、従来より、サ
イプ３２あるいは骨４２の形状等について種々の工夫が
図られている。例えば、サイプ３２あるいは骨４２の高
さを低くしてこれらが受ける応力を小さくする、サイプ
３２あるいは骨４２を厚肉化してこれらの強度を増す、
サイプの位置を移動してサイプのある金型端部を厚肉化
してこの部分の欠損を防ぐ、あるいは問題となる箇所の
サイプ３２あるいは骨４２を除去する等の各方法が単独
にあるいは組み合わせて採用されている。
イプ３２あるいは骨４２の形状等について種々の工夫が
図られている。例えば、サイプ３２あるいは骨４２の高
さを低くしてこれらが受ける応力を小さくする、サイプ
３２あるいは骨４２を厚肉化してこれらの強度を増す、
サイプの位置を移動してサイプのある金型端部を厚肉化
してこの部分の欠損を防ぐ、あるいは問題となる箇所の
サイプ３２あるいは骨４２を除去する等の各方法が単独
にあるいは組み合わせて採用されている。
【０００７】しかしながら、これらの方法を採用した場
合、例えば問題となる箇所のサイプ３２あるいは骨４２
を除去したものについては、タイヤの溝パターンの欠損
部が目立って、タイヤ需要者に欠陥タイヤとの誤認を与
えるおそれがあるばかりでなく、実際に性能上の問題を
生じることもある。他の方法についても、程度の差はあ
るものの、既成の溝パターンの変更を伴うという意味に
おいては同様の問題がある。
合、例えば問題となる箇所のサイプ３２あるいは骨４２
を除去したものについては、タイヤの溝パターンの欠損
部が目立って、タイヤ需要者に欠陥タイヤとの誤認を与
えるおそれがあるばかりでなく、実際に性能上の問題を
生じることもある。他の方法についても、程度の差はあ
るものの、既成の溝パターンの変更を伴うという意味に
おいては同様の問題がある。
【０００８】また、一方では、サイプ３２あるいは骨４
２を金型へ取り付ける際の固定を強化する工夫も図られ
ている。たとえば、サイプ３２がその全長の半分程度を
金型に鋳ぐるまれる部分にロッキングホールと称する貫
通孔を設け、鋳ぐるみ時に金型材料の溶湯を前記ロッキ
ングホールに貫通、固着させる方法が採用されている。
しかしながら、この場合においても、補強強度が十分で
ないためにロッキングホールの固定部分に亀裂を生じる
等の問題がある。このとき、ロッキングホールの径を大
きくして固定を強化する手段も考えられるが、これにつ
いては、今度はサイプ３２自体の曲げ強度が弱くなる等
の問題が派生する。そもそも、金型の構造上、ロッキン
グホールの径を大きくすることには限界がある。
２を金型へ取り付ける際の固定を強化する工夫も図られ
ている。たとえば、サイプ３２がその全長の半分程度を
金型に鋳ぐるまれる部分にロッキングホールと称する貫
通孔を設け、鋳ぐるみ時に金型材料の溶湯を前記ロッキ
ングホールに貫通、固着させる方法が採用されている。
しかしながら、この場合においても、補強強度が十分で
ないためにロッキングホールの固定部分に亀裂を生じる
等の問題がある。このとき、ロッキングホールの径を大
きくして固定を強化する手段も考えられるが、これにつ
いては、今度はサイプ３２自体の曲げ強度が弱くなる等
の問題が派生する。そもそも、金型の構造上、ロッキン
グホールの径を大きくすることには限界がある。
【０００９】また、サイプ３２等の変形、破損の問題を
解消するために、これら従来の対応策では、個別の問題
状況に対応するための、いわば試行錯誤による対症療法
に過ぎず、サイプ３２等が変形、破損に至るまでの金型
の寿命を予測し、あるいは所望の寿命を満たすような金
型を適切に設計する段階までには至っていないのが現状
である。
解消するために、これら従来の対応策では、個別の問題
状況に対応するための、いわば試行錯誤による対症療法
に過ぎず、サイプ３２等が変形、破損に至るまでの金型
の寿命を予測し、あるいは所望の寿命を満たすような金
型を適切に設計する段階までには至っていないのが現状
である。
【００１０】
【発明が解決しようとする課題】本発明はこのような課
題を考慮してなされたものであり、タイヤに所望の溝を
形成するためのサイプや骨を有するタイヤ成形用金型に
おいて、該サイプや骨等の部材の寿命予測や所望の寿命
を満たす金型設計を適切に行うことができるタイヤ成形
用金型の設計方法を提供することを目的とする。
題を考慮してなされたものであり、タイヤに所望の溝を
形成するためのサイプや骨を有するタイヤ成形用金型に
おいて、該サイプや骨等の部材の寿命予測や所望の寿命
を満たす金型設計を適切に行うことができるタイヤ成形
用金型の設計方法を提供することを目的とする。
【００１１】
【課題を解決するための手段】本発明に係るタイヤ成形
用金型の設計方法は、タイヤに所望の溝を形成するため
のサイプや骨等の部材を有するタイヤ成形用金型におい
て、該サイプや骨の寿命予測や所望の寿命を満たす金型
設計を、以下の２式を用いて行うことを特徴とする。
用金型の設計方法は、タイヤに所望の溝を形成するため
のサイプや骨等の部材を有するタイヤ成形用金型におい
て、該サイプや骨の寿命予測や所望の寿命を満たす金型
設計を、以下の２式を用いて行うことを特徴とする。
【００１２】 Δεt ＝（３．５・σB ／Ｅ）・Ｎf -0.12 ＋εf 0.6 ・Ｎf -0.6 …（１） Δεt ：繰り返し負荷により部材の受ける全歪み幅（無
次元量） σB ：部材の破断強度（ｋｇｆ／ｍｍ2 ） Ｅ：部材のヤング率（ｋｇｆ／ｍｍ2 ） εf ：部材の破断真歪み幅（無次元量） Ｎf ：部材の繰り返し疲労寿命（サイクル） ΔεtB＝ΔεtA・（ＥA ・ＺA ・ｈB 3 ・ｔａｎθB ・ｅB ）／（ＥB ・ＺB ・ｈA 3 ・ｔａｎθA ・ｅA ） …（２） Ｅ：部材のヤング率（ｋｇｆ／ｍｍ2 ） Ｚ：部材の断面係数（ｍｍ3 ） ｈ：部材の高さ（ｍｍ） θ：部材の離型（アンダーカット）角度（ｄｅｇ．） ｅ：タイヤ用ゴム材のヤング率（ｋｇｆ／ｍｍ2 ） 添え字Ａ：基準とする部材 添え字Ｂ：予測（設計変更）する部材 ここで、前記（１）式は、金属材料に繰り返し応力が作
用する場合の、塑性疲労寿命（部材の繰り返し疲労寿
命）（Ｎf ）と塑性歪み幅（繰り返し負荷により部材の
受ける全歪み幅）（Δεt ）との関係を示すＭａｎｓｏ
ｎ−Ｃｏｆｆｉｎ則を本発明に適用するものである。こ
の予測式の特徴は、以下の４点にある（日本材料学会編
「材料強度学」第４章第１１３頁〜第１１５頁参照）。 鉄系材料から非鉄系材料まで幅広く成立する経験式
である。 １０〜１０5 サイクルの比較的低サイクル疲労破壊
領域で成立する。 完全両振り（引っ張り・圧縮）疲労破壊領域で成立
する。 部材の引っ張り強度特性値と部材が受ける全歪み幅
（弾性歪み幅と塑性歪み幅の和）のみのデータから寿命
が予測できる。
次元量） σB ：部材の破断強度（ｋｇｆ／ｍｍ2 ） Ｅ：部材のヤング率（ｋｇｆ／ｍｍ2 ） εf ：部材の破断真歪み幅（無次元量） Ｎf ：部材の繰り返し疲労寿命（サイクル） ΔεtB＝ΔεtA・（ＥA ・ＺA ・ｈB 3 ・ｔａｎθB ・ｅB ）／（ＥB ・ＺB ・ｈA 3 ・ｔａｎθA ・ｅA ） …（２） Ｅ：部材のヤング率（ｋｇｆ／ｍｍ2 ） Ｚ：部材の断面係数（ｍｍ3 ） ｈ：部材の高さ（ｍｍ） θ：部材の離型（アンダーカット）角度（ｄｅｇ．） ｅ：タイヤ用ゴム材のヤング率（ｋｇｆ／ｍｍ2 ） 添え字Ａ：基準とする部材 添え字Ｂ：予測（設計変更）する部材 ここで、前記（１）式は、金属材料に繰り返し応力が作
用する場合の、塑性疲労寿命（部材の繰り返し疲労寿
命）（Ｎf ）と塑性歪み幅（繰り返し負荷により部材の
受ける全歪み幅）（Δεt ）との関係を示すＭａｎｓｏ
ｎ−Ｃｏｆｆｉｎ則を本発明に適用するものである。こ
の予測式の特徴は、以下の４点にある（日本材料学会編
「材料強度学」第４章第１１３頁〜第１１５頁参照）。 鉄系材料から非鉄系材料まで幅広く成立する経験式
である。 １０〜１０5 サイクルの比較的低サイクル疲労破壊
領域で成立する。 完全両振り（引っ張り・圧縮）疲労破壊領域で成立
する。 部材の引っ張り強度特性値と部材が受ける全歪み幅
（弾性歪み幅と塑性歪み幅の和）のみのデータから寿命
が予測できる。
【００１３】次に、前記（２）式は、本発明者の考案に
係るものであり、異なる金属材料からなる２種類の部材
の繰り返し負荷により部材の受ける全歪み幅（Δεt ）
の関係を、各部材について既知の物性値をパラメータと
して表現した式である。各パラメータと全歪み幅（Δε
t ）との関係を、算出手順を２段階に分けて、以下のよ
うにして求めている。
係るものであり、異なる金属材料からなる２種類の部材
の繰り返し負荷により部材の受ける全歪み幅（Δεt ）
の関係を、各部材について既知の物性値をパラメータと
して表現した式である。各パラメータと全歪み幅（Δε
t ）との関係を、算出手順を２段階に分けて、以下のよ
うにして求めている。
【００１４】先ず、第１段階として、図４Ａに示すよう
に、骨４２にかかる曲げ負荷（Ｆ）について、図４Ｂに
示す片持ち梁に垂直方向に作用する一定の曲げモーメン
ト（Ｍ）により固定端に応力を生ずるものとして模式化
して、以下のように考える。 Ｚ軸に関する断面二次モーメントＩZ ＝∫ｙ2 ・ｗ
ｄｙ＝ｗ・ｔ3 ／１２の一般式において、曲げ断面中心
軸に対して対象なストレートな断面形状の場合、断面係
数Ｚは、以下のように表される。
に、骨４２にかかる曲げ負荷（Ｆ）について、図４Ｂに
示す片持ち梁に垂直方向に作用する一定の曲げモーメン
ト（Ｍ）により固定端に応力を生ずるものとして模式化
して、以下のように考える。 Ｚ軸に関する断面二次モーメントＩZ ＝∫ｙ2 ・ｗ
ｄｙ＝ｗ・ｔ3 ／１２の一般式において、曲げ断面中心
軸に対して対象なストレートな断面形状の場合、断面係
数Ｚは、以下のように表される。
【００１５】 Ｚ＝Ｚ1 ＝−Ｚ2 ＝ＩZ ／（ｔ／２）＝（ｗ・ｔ2 ）／６ …（Ｉ） ここで、図４中、Ｚの添え字１は、最大応力の発生する
箇所を示し、添え字２は、最小応力の発生する箇所を示
す。 次に、図４Ｂ中の１の箇所に最大応力（引っ張り応
力）が発生し、図４Ｂ中の２の箇所に最小応力（圧縮応
力）が発生するものとして、曲げモーメントＭ＝Ｆ・ｈ
の一般式および上記断面係数（Ｚ）の関係式を用いる
と、各応力（σ）は、以下のように表される。
箇所を示し、添え字２は、最小応力の発生する箇所を示
す。 次に、図４Ｂ中の１の箇所に最大応力（引っ張り応
力）が発生し、図４Ｂ中の２の箇所に最小応力（圧縮応
力）が発生するものとして、曲げモーメントＭ＝Ｆ・ｈ
の一般式および上記断面係数（Ｚ）の関係式を用いる
と、各応力（σ）は、以下のように表される。
【００１６】 σ1 ＝Ｍ／Ｚ1 …（II−１） σ2 ＝Ｍ／Ｚ2 …（II−２） 一方、σ＝Ｅ・εの一般式と、上記（II−１）、
（II−２）の式から、歪み（ε）は、以下のように表さ
れる。
（II−２）の式から、歪み（ε）は、以下のように表さ
れる。
【００１７】 ε1 ＝Ｍ／（Ｚ1 ・Ｅ） …（III −１） ε2 ＝Ｍ／（Ｚ2 ・Ｅ） …（III −２） また、全歪み幅（Δεt ）は、以下のように表され
る。
る。
【００１８】 Δεt ＝ε1 −ε2 ＝（Ｍ／Ｚ1 −Ｍ／Ｚ2 ）／Ｅ …（IV） 材質Ａ、材質Ｂの各部材について、それぞれ上記
（IV）式を適用すると、同一の曲げモーメントＭが作用
する場合の各部材の全歪み幅（Δεt ）は、以下のよう
に表される。
（IV）式を適用すると、同一の曲げモーメントＭが作用
する場合の各部材の全歪み幅（Δεt ）は、以下のよう
に表される。
【００１９】 ΔεtA＝ε1A−ε2A＝（Ｍ／Ｚ1A−Ｍ／Ｚ2A）／ＥA …（Ｖ−１） ΔεtB＝ε1B−ε2B＝（Ｍ／Ｚ1B−Ｍ／Ｚ2B）／ＥB …（Ｖ−２） ここで、添え字Ａ、Ｂは各材質を示す（以下同じ）。 上記（Ｖ−１）式、（Ｖ−２）式の中の各断面係数
（Ｚ）について（Ｉ）式の関係を適用すると、以下のよ
うに表される。
（Ｚ）について（Ｉ）式の関係を適用すると、以下のよ
うに表される。
【００２０】 ΔεtA＝（Ｍ／Ｚ1A−Ｍ／Ｚ2A）／ＥA ＝２Ｍ／ＺA ・ＥA …（VI−１） ΔεtB＝（Ｍ／Ｚ1B−Ｍ／Ｚ2B）／ＥB ＝２Ｍ／ＺB ・ＥB …（VI−２） したがって、上記（VI−１）式、（VI−２）式よ
り、一定の値とした曲げモーメント（Ｍ）が消去され
て、ΔεtAとΔεtBの関係が以下のように求められる。
り、一定の値とした曲げモーメント（Ｍ）が消去され
て、ΔεtAとΔεtBの関係が以下のように求められる。
【００２１】 ΔεtB＝ΔεtA・（ＥA ・ＺA ）／（ＥB ・ＺB ） …（VII ） 次に、第２段階として、曲げモーメント（Ｍ）を一定値
でなく変数とすると、（２）式が求められる。これにつ
いては、図５Ａに示すように、曲げ負荷（Ｆ）が、骨４
２に対して上記のような垂直方向ではなく、一定の角度
を持っている場合について、図５Ｂに示すように、今ま
での計算で一定としてきた曲げモーメント（Ｍ）がタイ
ヤ用ゴムの変形に対応する変量であるものとして取り扱
うことにより、以下のように求められる。 先ず、サイプ３２または骨４２にかかる曲げ負荷
（Ｆ）を、ゴムの変形歪み量との関係より、以下のよう
に考える。
でなく変数とすると、（２）式が求められる。これにつ
いては、図５Ａに示すように、曲げ負荷（Ｆ）が、骨４
２に対して上記のような垂直方向ではなく、一定の角度
を持っている場合について、図５Ｂに示すように、今ま
での計算で一定としてきた曲げモーメント（Ｍ）がタイ
ヤ用ゴムの変形に対応する変量であるものとして取り扱
うことにより、以下のように求められる。 先ず、サイプ３２または骨４２にかかる曲げ負荷
（Ｆ）を、ゴムの変形歪み量との関係より、以下のよう
に考える。
【００２２】 Ｆ＝（ゴムの変形歪み量）・ｅ …（VIII） ここでｅは、ゴムのヤング率を示す。
【００２３】このとき、ゴムの変形歪み量は、図５Ｂに
おいては、ゴムの排除面積が参照符号５２で示す部分で
あることから、以下のように近似される。 ゴムの変形歪み量＝（１／２）・ｈ2 ・ｔａｎθ …（IX） したがって、曲げモーメントＭは上記（VIII）式、（I
X）式より、以下のように表される。
おいては、ゴムの排除面積が参照符号５２で示す部分で
あることから、以下のように近似される。 ゴムの変形歪み量＝（１／２）・ｈ2 ・ｔａｎθ …（IX） したがって、曲げモーメントＭは上記（VIII）式、（I
X）式より、以下のように表される。
【００２４】 Ｍ＝Ｆ・ｈ＝（１／２）・ｈ3 ・ｔａｎθ・ｅ …（Ｘ） ここで、前記材質Ａ、材質Ｂの各部材の全歪み幅に
ついての（VI−１）式、（VI−２）式に上記（Ｘ）式を
入れると、ΔεtBとΔεtAとの関係が、最終的に以下の
ように求められる。
ついての（VI−１）式、（VI−２）式に上記（Ｘ）式を
入れると、ΔεtBとΔεtAとの関係が、最終的に以下の
ように求められる。
【００２５】 ΔεtB＝ΔεtA・（ＥA ・ＺA ・ｈB 3 ・ｔａｎθB ・ｅB ）／（ＥB ・ＺB ・ｈA 3 ・ｔａｎθA ・ｅA ） …（２） なお、本発明に係る前記計算過程においては、サイプ
３２あるいは骨４２の変形挙動が弾性限度内にあるこ
と、およびサイプ３２あるいは骨４２の形状、寸法お
よびゴム材質が同一の場合、部材の材質にかかわらず曲
げモーメント（Ｆ）が一定であること、の２点を前提と
している。
３２あるいは骨４２の変形挙動が弾性限度内にあるこ
と、およびサイプ３２あるいは骨４２の形状、寸法お
よびゴム材質が同一の場合、部材の材質にかかわらず曲
げモーメント（Ｆ）が一定であること、の２点を前提と
している。
【００２６】かかる方法により推定した材料Ｂの部材の
予測寿命は、実用上、十分な精度をもつことが実証デー
タの蓄積により確認されつつある。
予測寿命は、実用上、十分な精度をもつことが実証デー
タの蓄積により確認されつつある。
【００２７】したがって、この方法は、前記したような
サイプ３２あるいは骨４２を有する金型の寿命の予測に
止まらず、所望の寿命を得るための、サイプ３２あるい
は骨４２の金属材料の選定や、あるいは同一金属材料を
用いた時の最適なサイプ３２あるいは骨４２の形状や金
型へのサイプ３２の配置等の金型設計にも広範に適用で
きるものである。
サイプ３２あるいは骨４２を有する金型の寿命の予測に
止まらず、所望の寿命を得るための、サイプ３２あるい
は骨４２の金属材料の選定や、あるいは同一金属材料を
用いた時の最適なサイプ３２あるいは骨４２の形状や金
型へのサイプ３２の配置等の金型設計にも広範に適用で
きるものである。
【００２８】また、本発明に係るタイヤ成形用金型の設
計方法は、基準とする部材Ａとして、破損事例に基づく
寿命等の実績値を有するものを用いることを特徴とす
る。
計方法は、基準とする部材Ａとして、破損事例に基づく
寿命等の実績値を有するものを用いることを特徴とす
る。
【００２９】かかる方法を用いることにより、金型の実
際の使用条件に対応した部材Ｂの寿命予測等をより正確
に行うことができる。
際の使用条件に対応した部材Ｂの寿命予測等をより正確
に行うことができる。
【００３０】ここで、設計方法の一例として、前記
（１）式、（２）式と、サイプや骨の破損事例について
の寿命および使用材料（Ａとする）の物性等の実績デー
タから、新規材料（Ｂとする）の金型寿命を算出する具
体的な手順について説明する。 先ず、前記（１）式において、使用材料Ａの実績値
として、部材の繰り返し疲労寿命（ＮfA）が得られると
ともに使用材料Ａの各物性値は文献等で既知であるか、
あるいは実験により求められるから、式中の左辺の全パ
ラメータの値が求まり、全歪み幅（ΔεtA）が得られ
る。 次に、前記（２）式の右辺に、上記で求められた使
用材料Ａの全歪み幅（ΔεtA）の値と、使用材料Ａおよ
び新規材料Ｂについての文献等により既知あるいは実験
により得られる各物性値とを入れて、新規材料Ｂの全歪
み幅（ΔεtB）が得られる。 最後に、再度、前記（１）式を用い、この式の左辺
に新規材料Ｂの全歪み幅（ΔεtB）および新規材料Ｂの
物性値を入れることにより、新規材料Ｂを用いた部材の
繰り返し疲労寿命（ＮfB）が得られる。
（１）式、（２）式と、サイプや骨の破損事例について
の寿命および使用材料（Ａとする）の物性等の実績デー
タから、新規材料（Ｂとする）の金型寿命を算出する具
体的な手順について説明する。 先ず、前記（１）式において、使用材料Ａの実績値
として、部材の繰り返し疲労寿命（ＮfA）が得られると
ともに使用材料Ａの各物性値は文献等で既知であるか、
あるいは実験により求められるから、式中の左辺の全パ
ラメータの値が求まり、全歪み幅（ΔεtA）が得られ
る。 次に、前記（２）式の右辺に、上記で求められた使
用材料Ａの全歪み幅（ΔεtA）の値と、使用材料Ａおよ
び新規材料Ｂについての文献等により既知あるいは実験
により得られる各物性値とを入れて、新規材料Ｂの全歪
み幅（ΔεtB）が得られる。 最後に、再度、前記（１）式を用い、この式の左辺
に新規材料Ｂの全歪み幅（ΔεtB）および新規材料Ｂの
物性値を入れることにより、新規材料Ｂを用いた部材の
繰り返し疲労寿命（ＮfB）が得られる。
【００３１】
【発明の実施の形態】以下、本発明に係るタイヤ成形用
金型の設計方法の好適な実施の形態例を説明する。
金型の設計方法の好適な実施の形態例を説明する。
【００３２】実施形態の第１の例として、サイプあるい
は骨の形状およびゴム材質を変えずに、サイプあるいは
骨の材質のみを変化させる場合の新規材料Ｂの全歪み幅
（ΔεtB）を、以下の手順により求めることができる。 ｈA ＝ｈB 、ｔａｎθA ＝ｔａｎθB 、ＺA ＝
ＺB 、ｅA ＝ｅB を、（２）式に入れることにより、以
下の式が求められる。
は骨の形状およびゴム材質を変えずに、サイプあるいは
骨の材質のみを変化させる場合の新規材料Ｂの全歪み幅
（ΔεtB）を、以下の手順により求めることができる。 ｈA ＝ｈB 、ｔａｎθA ＝ｔａｎθB 、ＺA ＝
ＺB 、ｅA ＝ｅB を、（２）式に入れることにより、以
下の式が求められる。
【００３３】ΔεtB＝ΔεtA・（ＥA ／ＥB ） 上記の式より、材料Ａおよび材料Ｂの各ヤング率
（ＥA 、ＥB ）と材料Ａの全歪み幅（ΔεtA）が既知で
あれば、材料Ｂの全歪み幅（ΔεtB）が求まる。 なお、材料Ｂの全歪み幅（ΔεtB）の値および材料
Ｂの所要物性値を（１）式に入れることにより、材料Ｂ
の寿命（ＮfB）が求まる。この材料Ｂの寿命（Ｎ fB）の
算出方法は他の実施例においても同様であるため、以
下、詳細な説明は省略する。
（ＥA 、ＥB ）と材料Ａの全歪み幅（ΔεtA）が既知で
あれば、材料Ｂの全歪み幅（ΔεtB）が求まる。 なお、材料Ｂの全歪み幅（ΔεtB）の値および材料
Ｂの所要物性値を（１）式に入れることにより、材料Ｂ
の寿命（ＮfB）が求まる。この材料Ｂの寿命（Ｎ fB）の
算出方法は他の実施例においても同様であるため、以
下、詳細な説明は省略する。
【００３４】本実施形態の第２の例として、サイプある
いは骨の材質およびゴム材質を変えずに、サイプあるい
は骨の形状のみを変化させる場合の形状変更後のサイプ
あるいは骨（便宜上材料Ｂとする）の全歪み幅（Δ
εtB）を、以下の手順により求めることができる。 ｅA ＝ｅB 、ＥA ＝ＥB を、（２）式に入れること
により、以下の式が求まる。
いは骨の材質およびゴム材質を変えずに、サイプあるい
は骨の形状のみを変化させる場合の形状変更後のサイプ
あるいは骨（便宜上材料Ｂとする）の全歪み幅（Δ
εtB）を、以下の手順により求めることができる。 ｅA ＝ｅB 、ＥA ＝ＥB を、（２）式に入れること
により、以下の式が求まる。
【００３５】ΔεtB＝ΔεtA・（ＺA ・ｈB 3 ・ｔａｎ
θB ）／（ＺB ・ｈA 3 ・ｔａｎθA ） 上記の式において、ｔａｎθA ＝ｔａｎθB 、ｈA
＝ｈB であるから、以下の式が求まる。
θB ）／（ＺB ・ｈA 3 ・ｔａｎθA ） 上記の式において、ｔａｎθA ＝ｔａｎθB 、ｈA
＝ｈB であるから、以下の式が求まる。
【００３６】ΔεtB＝ΔεtA・（ＺA ／ＺB ） 上記の式により、両部材の断面係数（ＺA 、ＺB ）
と、材料Ａ（断面係数Ｚ A ）の全歪み幅（ΔεtA）が既
知であれば、材料Ｂ（断面係数ＺB ）の全歪み幅（Δε
tB）が求まる。
と、材料Ａ（断面係数Ｚ A ）の全歪み幅（ΔεtA）が既
知であれば、材料Ｂ（断面係数ＺB ）の全歪み幅（Δε
tB）が求まる。
【００３７】本実施形態の第３の例として、材料Ａおよ
び材料Ｂの各サイプあるいは骨の高さ（ｈA 、ｈB ）が
変わることにより各曲げモーメント（ＭA 、ＭB ）のみ
が異なり、サイプあるいは骨の形状、材質およびゴム材
質等他の条件が同一の場合の新規材料Ｂの全歪み幅（Δ
εtB）を、以下の手順により求めることができる。 ｔａｎθA ＝ｔａｎθB 、ＺA ＝ＺB 、ｅA ＝
ｅB 、ＥA ＝ＥB を、（VI−１）式、（VI−２）式に入
れ、その比より、以下の式が求まる。
び材料Ｂの各サイプあるいは骨の高さ（ｈA 、ｈB ）が
変わることにより各曲げモーメント（ＭA 、ＭB ）のみ
が異なり、サイプあるいは骨の形状、材質およびゴム材
質等他の条件が同一の場合の新規材料Ｂの全歪み幅（Δ
εtB）を、以下の手順により求めることができる。 ｔａｎθA ＝ｔａｎθB 、ＺA ＝ＺB 、ｅA ＝
ｅB 、ＥA ＝ＥB を、（VI−１）式、（VI−２）式に入
れ、その比より、以下の式が求まる。
【００３８】ΔεtB＝ΔεtA・（ＭB ／ＭA ） ここで、（Ｘ）式から明らかなとおり、各サイプあるい
は骨の高さ（ｈA 、ｈ B ）は各曲げモーメント（ＭA 、
ＭB ）を決定する１要素として包含されている。 上記の式において、各曲げモーメント（ＭA 、
ＭB ）が既知であれば、材料Ｂ（断面係数ＺB ）の全歪
み幅（ΔεtB）が求まる。
は骨の高さ（ｈA 、ｈ B ）は各曲げモーメント（ＭA 、
ＭB ）を決定する１要素として包含されている。 上記の式において、各曲げモーメント（ＭA 、
ＭB ）が既知であれば、材料Ｂ（断面係数ＺB ）の全歪
み幅（ΔεtB）が求まる。
【００３９】しかしながら、各曲げモーメント（ＭA 、
ＭB ）を直接求めることは困難である。このため、前記
した（２）式の導出過程の後半部分で説明したように、
各曲げモーメント（ＭA 、ＭB ）は、ゴムのヤング率
（ｅA 、ｅB ）、各サイプあるいは骨の高さ（ｈA 、ｈ
B ）および離型角度（ｔａｎθA 、ｔａｎθB ）の関数
として取り扱う。なお、この場合、各サイプあるいは骨
の高さ（ｈA 、ｈB ）および離型角度（ｔａｎθA 、ｔ
ａｎθB ）は、金型を製造する側で決定することができ
る因子であるが、ゴムのヤング率（ｅA 、ｅB ）につい
ては、金型使用者であるタイヤメーカー側で決定する因
子である。
ＭB ）を直接求めることは困難である。このため、前記
した（２）式の導出過程の後半部分で説明したように、
各曲げモーメント（ＭA 、ＭB ）は、ゴムのヤング率
（ｅA 、ｅB ）、各サイプあるいは骨の高さ（ｈA 、ｈ
B ）および離型角度（ｔａｎθA 、ｔａｎθB ）の関数
として取り扱う。なお、この場合、各サイプあるいは骨
の高さ（ｈA 、ｈB ）および離型角度（ｔａｎθA 、ｔ
ａｎθB ）は、金型を製造する側で決定することができ
る因子であるが、ゴムのヤング率（ｅA 、ｅB ）につい
ては、金型使用者であるタイヤメーカー側で決定する因
子である。
【００４０】
【実施例】以下、本発明に係るタイヤ成形用金型の設計
方法の実施例を図６〜図９を参照しつつ説明する。
方法の実施例を図６〜図９を参照しつつ説明する。
【００４１】先ず、本実施の形態に係るタイヤ成形用金
型の設計方法の実施例１として、過去に発生した材質Ａ
（ＳＵＳ４２０Ｊ２）の部材についての破損事例から、
材質Ｂ（ＭＡＳＩＣ）の部材に材質変更するときの所要
板厚（ｔB ）を求める。この場合、全歪み幅（ΔεtB）
を除き、寿命（ＮfB）およびサイプ高さ（ｈB ）、離型
角度（θB ）等の他の条件は全て同一、即ち材質Ｂの部
材の使用環境等は全て材質Ａの部材の場合と同一とす
る。このときの計算手順を、図７のフローチャートに従
って具体的に説明する。 材質Ａの破損事例データである寿命（ＮfA）および
ヤング率（ＥA ）等の値から、（１）式より、材質Ａの
全歪み幅（ΔεtA）が求められる（ステップＳ１）。 材質Ｂについての寿命（ＮfB：材質Ａと同一）、お
よびヤング率（ＥB ）等の値から、同じく（１）式よ
り、材質Ｂの全歪み幅（ΔεtB）が求められる（ステッ
プＳ２）。 材質Ａおよび材質Ｂについての上記各全歪み幅（Δ
εtA、ΔεtB）の値から、（２）式より材質Ａと材質Ｂ
の断面係数の比（ＺA ／ＺB ）０．８９２が求められる
（ステップＳ３）。この場合、（２）式中のゴム材のヤ
ング率（ｅ）は両材質使用時において同一であり、その
比は１となる。 材質Ａの板厚（ｔA ）、サイプ高さ（ｈA ）、およ
び材質Ｂのサイプ高さ（ｈB ）を、前出した下記（Ｉ）
式に入れることにより、両材質の断面係数（ＺA、
ＺB ）が求められ、これらの値を、先に求められたＺA
／ＺB ＝０．８９２の式に入れることにより、材質Ｂの
所要板厚（ｔB ）が求まる（ステップＳ４）。なお、こ
のときのサイプの板幅（ｗ）は、材質Ａと材質Ｂとで同
一なため、ＺA／ＺB ＝０．８９２の式中で相殺され
る。
型の設計方法の実施例１として、過去に発生した材質Ａ
（ＳＵＳ４２０Ｊ２）の部材についての破損事例から、
材質Ｂ（ＭＡＳＩＣ）の部材に材質変更するときの所要
板厚（ｔB ）を求める。この場合、全歪み幅（ΔεtB）
を除き、寿命（ＮfB）およびサイプ高さ（ｈB ）、離型
角度（θB ）等の他の条件は全て同一、即ち材質Ｂの部
材の使用環境等は全て材質Ａの部材の場合と同一とす
る。このときの計算手順を、図７のフローチャートに従
って具体的に説明する。 材質Ａの破損事例データである寿命（ＮfA）および
ヤング率（ＥA ）等の値から、（１）式より、材質Ａの
全歪み幅（ΔεtA）が求められる（ステップＳ１）。 材質Ｂについての寿命（ＮfB：材質Ａと同一）、お
よびヤング率（ＥB ）等の値から、同じく（１）式よ
り、材質Ｂの全歪み幅（ΔεtB）が求められる（ステッ
プＳ２）。 材質Ａおよび材質Ｂについての上記各全歪み幅（Δ
εtA、ΔεtB）の値から、（２）式より材質Ａと材質Ｂ
の断面係数の比（ＺA ／ＺB ）０．８９２が求められる
（ステップＳ３）。この場合、（２）式中のゴム材のヤ
ング率（ｅ）は両材質使用時において同一であり、その
比は１となる。 材質Ａの板厚（ｔA ）、サイプ高さ（ｈA ）、およ
び材質Ｂのサイプ高さ（ｈB ）を、前出した下記（Ｉ）
式に入れることにより、両材質の断面係数（ＺA、
ＺB ）が求められ、これらの値を、先に求められたＺA
／ＺB ＝０．８９２の式に入れることにより、材質Ｂの
所要板厚（ｔB ）が求まる（ステップＳ４）。なお、こ
のときのサイプの板幅（ｗ）は、材質Ａと材質Ｂとで同
一なため、ＺA／ＺB ＝０．８９２の式中で相殺され
る。
【００４２】 Ｚ＝Ｚ1 ＝−Ｚ2 ＝ＩZ ／（ｔ／２）＝（ｗ・ｔ2 ）／６ …（Ｉ） サイプあるいは骨の形状、寿命は変えずに部材の材質の
みを材質Ａ（ＳＵＳ４２０Ｊ２）から材質Ｂ（ＭＡＳＩ
Ｃ）に変更することにより、所要板厚を０．５ｍｍから
０．５２９ｍｍに増す必要があることがわかる。
みを材質Ａ（ＳＵＳ４２０Ｊ２）から材質Ｂ（ＭＡＳＩ
Ｃ）に変更することにより、所要板厚を０．５ｍｍから
０．５２９ｍｍに増す必要があることがわかる。
【００４３】次に、本実施の形態に係るタイヤ成形用金
型の設計方法の実施例２として、実施例１で用いた過去
に発生した材質Ａ（ＳＵＳ４２０Ｊ２）の部材について
の破損事例から、材質は材質Ａと同一のまま（但し、便
宜上Ｂで示す）、肉厚を破損事例の肉厚（ｔA ）０．５
ｍｍから肉厚（ｔB ）０．７ｍｍに増加するときの寿命
（ＮfB）を推定する。このとき、第１の例と同じく他の
条件は全て同一とする。この場合の計算手順を、図８の
フローチャートに従って具体的に説明する。 材質Ａの破損事例データである寿命（ＮfA）および
ヤング率（ＥA ）等の値から、（１）式より、材質Ａの
全歪み幅（ΔεtA）が求められる（ステップＳ１１）。 材質Ａおよび材質Ｂは同一材質であるため肉厚以外
の条件は全て同一であるから、断面係数（Ｚ）を除き、
材質Ａと材質Ｂのヤング率（Ｅ）等の値は全て同一であ
る。また、断面係数の比（ＺA ／ＺB ）については、材
質Ａの板厚（ｔA）、サイプ高さ（ｈA ）、および材質
Ｂのサイプ高さ（ｈB ）および設定した板厚（ｔB ）か
ら、前出した下記（Ｉ）式より求められる（ステップＳ
１２）。なお、このときのサイプの板幅（ｗ）は、材質
Ａと材質Ｂとで同一であるため、Ｚ A ／ＺB ＝０．８９
２の式中で相殺される。
型の設計方法の実施例２として、実施例１で用いた過去
に発生した材質Ａ（ＳＵＳ４２０Ｊ２）の部材について
の破損事例から、材質は材質Ａと同一のまま（但し、便
宜上Ｂで示す）、肉厚を破損事例の肉厚（ｔA ）０．５
ｍｍから肉厚（ｔB ）０．７ｍｍに増加するときの寿命
（ＮfB）を推定する。このとき、第１の例と同じく他の
条件は全て同一とする。この場合の計算手順を、図８の
フローチャートに従って具体的に説明する。 材質Ａの破損事例データである寿命（ＮfA）および
ヤング率（ＥA ）等の値から、（１）式より、材質Ａの
全歪み幅（ΔεtA）が求められる（ステップＳ１１）。 材質Ａおよび材質Ｂは同一材質であるため肉厚以外
の条件は全て同一であるから、断面係数（Ｚ）を除き、
材質Ａと材質Ｂのヤング率（Ｅ）等の値は全て同一であ
る。また、断面係数の比（ＺA ／ＺB ）については、材
質Ａの板厚（ｔA）、サイプ高さ（ｈA ）、および材質
Ｂのサイプ高さ（ｈB ）および設定した板厚（ｔB ）か
ら、前出した下記（Ｉ）式より求められる（ステップＳ
１２）。なお、このときのサイプの板幅（ｗ）は、材質
Ａと材質Ｂとで同一であるため、Ｚ A ／ＺB ＝０．８９
２の式中で相殺される。
【００４４】 Ｚ＝Ｚ1 ＝−Ｚ2 ＝ＩZ ／（ｔ／２）＝（ｗ・ｔ2 ）／６ …（Ｉ） 上記で求められた材質Ａおよび材質Ｂの各値から、
（２）式より材質Ｂの全歪み幅（ΔεtB）が求められる
（ステップＳ１３）。 上記材質Ｂの全歪み幅（ΔεtB）およびヤング率
（ＥB ）、破断強度（σB）等の値から、（１）式よ
り、材質Ｂ（０．７ｍｍに板厚を増したＳＵＳ４２０Ｊ
２）の寿命（ＮfB）が求まる（ステップＳ１４）。
（２）式より材質Ｂの全歪み幅（ΔεtB）が求められる
（ステップＳ１３）。 上記材質Ｂの全歪み幅（ΔεtB）およびヤング率
（ＥB ）、破断強度（σB）等の値から、（１）式よ
り、材質Ｂ（０．７ｍｍに板厚を増したＳＵＳ４２０Ｊ
２）の寿命（ＮfB）が求まる（ステップＳ１４）。
【００４５】サイプあるいは骨の材質を変えずに板厚を
０．５ｍｍから０．７ｍｍに増すことによって、寿命を
３０００サイクルから４１８００サイクルまで延長でき
ることがわかる。
０．５ｍｍから０．７ｍｍに増すことによって、寿命を
３０００サイクルから４１８００サイクルまで延長でき
ることがわかる。
【００４６】前記実施例１、２では、断面形状がストレ
ートなもの（図４Ｂ）を取り扱っているが、次に、図９
に示すサイプあるいは骨の断面形状が屈曲状のものにつ
いての実施例３〜５を以下に説明する。
ートなもの（図４Ｂ）を取り扱っているが、次に、図９
に示すサイプあるいは骨の断面形状が屈曲状のものにつ
いての実施例３〜５を以下に説明する。
【００４７】先ず、図９に示す断面形状が屈曲状のサイ
プあるいは骨６２についての断面係数は、以下の式で表
される。
プあるいは骨６２についての断面係数は、以下の式で表
される。
【００４８】Ｚ＝（√２／１２）・［（Ａ／√２＋ｔ）
4 −（Ａ／√２- ｔ）4 ］／（Ａ／√２＋ｔ） 実施例３として、過去に発生した材質Ａ（ＳＵＳ４２０
Ｊ２）の部材についての破損事例から、サイプあるいは
骨の材質および曲げ形状を変えることなく、板厚のみを
（ｔA ）０．５ｍｍから（ｔB ）０．３ｍｍに変更する
場合の変更後の寿命（ＮfB）を推定する計算手順は、以
下のとおりである。 材質Ａの実績寿命（ＮfA）５０００サイクル、材質
Ａの破断強度（σBA）、ヤング率（ＥA ）および破断真
歪み幅（εfA）を、（１）式に入れることにより、材質
Ａの全歪み幅（ΔεtA）０．０１０９４が求められる。 材質Ａの全歪み幅（ΔεtA）および材質Ａおよび材
質Ｂの物性データを（２）式に入れることにより、材質
Ｂの全歪み幅（ΔεtB）０．０１７５８が求められる。 材質Ｂの全歪み幅（ΔεtB）および材質Ｂ（実際に
はＡ）の所要物性データを（１）式に入れることによ
り、材質Ｂ（板厚０．３ｍｍ）の推定寿命（ＮfB）１１
００サイクルが求まる。
4 −（Ａ／√２- ｔ）4 ］／（Ａ／√２＋ｔ） 実施例３として、過去に発生した材質Ａ（ＳＵＳ４２０
Ｊ２）の部材についての破損事例から、サイプあるいは
骨の材質および曲げ形状を変えることなく、板厚のみを
（ｔA ）０．５ｍｍから（ｔB ）０．３ｍｍに変更する
場合の変更後の寿命（ＮfB）を推定する計算手順は、以
下のとおりである。 材質Ａの実績寿命（ＮfA）５０００サイクル、材質
Ａの破断強度（σBA）、ヤング率（ＥA ）および破断真
歪み幅（εfA）を、（１）式に入れることにより、材質
Ａの全歪み幅（ΔεtA）０．０１０９４が求められる。 材質Ａの全歪み幅（ΔεtA）および材質Ａおよび材
質Ｂの物性データを（２）式に入れることにより、材質
Ｂの全歪み幅（ΔεtB）０．０１７５８が求められる。 材質Ｂの全歪み幅（ΔεtB）および材質Ｂ（実際に
はＡ）の所要物性データを（１）式に入れることによ
り、材質Ｂ（板厚０．３ｍｍ）の推定寿命（ＮfB）１１
００サイクルが求まる。
【００４９】実施例４として、過去に発生した材質Ａ
（ＳＵＳ４２０Ｊ２）の部材についての破損事例から、
サイプあるいは骨の曲げ形状を変えることなく、材質の
みを材質Ｂ（ＭＡＳＩＣ）に変更し、かつ板厚を
（ｔA ）０．５ｍｍから（ｔB ）０．３ｍｍに変更する
場合の変更後の寿命を推定する計算手順は、以下のとお
りである。 材質Ａの実績寿命（ＮfA）５０００サイクル、材質
Ａの破断強度（σBA）、ヤング率（ＥA ）および破断真
歪み幅（εfA）を、（１）式に入れることにより、材質
Ａの全歪み幅（ΔεtA）０．０１０９４が求められる。 材質Ａの全歪み幅（ΔεtA）および材質Ａおよび材
質Ｂの物性データを（２）式に入れることにより、材質
Ｂの全歪み幅（ΔεtB）０．０２０８４が求められる。 材質Ｂの全歪み幅（ΔεtB）および材質Ｂの所要物
性データを（１）式に入れることにより、材質Ｂ（ＭＡ
ＳＩＣ、板厚０．３ｍｍ）の推定寿命（ＮfB）４３００
サイクルが求まる。
（ＳＵＳ４２０Ｊ２）の部材についての破損事例から、
サイプあるいは骨の曲げ形状を変えることなく、材質の
みを材質Ｂ（ＭＡＳＩＣ）に変更し、かつ板厚を
（ｔA ）０．５ｍｍから（ｔB ）０．３ｍｍに変更する
場合の変更後の寿命を推定する計算手順は、以下のとお
りである。 材質Ａの実績寿命（ＮfA）５０００サイクル、材質
Ａの破断強度（σBA）、ヤング率（ＥA ）および破断真
歪み幅（εfA）を、（１）式に入れることにより、材質
Ａの全歪み幅（ΔεtA）０．０１０９４が求められる。 材質Ａの全歪み幅（ΔεtA）および材質Ａおよび材
質Ｂの物性データを（２）式に入れることにより、材質
Ｂの全歪み幅（ΔεtB）０．０２０８４が求められる。 材質Ｂの全歪み幅（ΔεtB）および材質Ｂの所要物
性データを（１）式に入れることにより、材質Ｂ（ＭＡ
ＳＩＣ、板厚０．３ｍｍ）の推定寿命（ＮfB）４３００
サイクルが求まる。
【００５０】実施例５として、実施例３における材質Ａ
の実績寿命（ＮfA）が１００００サイクルであって、材
質板厚を実施例３と同様に（ｔA ）０．５ｍｍから（ｔ
B ）０．３ｍｍに変更する場合の変更後の推定寿命（Ｎ
fB）は、実施例３と同様の計算手順により、２０００サ
イクルであることが求まる。
の実績寿命（ＮfA）が１００００サイクルであって、材
質板厚を実施例３と同様に（ｔA ）０．５ｍｍから（ｔ
B ）０．３ｍｍに変更する場合の変更後の推定寿命（Ｎ
fB）は、実施例３と同様の計算手順により、２０００サ
イクルであることが求まる。
【００５１】実施例６として、実施例４における材質Ａ
の実績寿命（ＮfA）が１００００サイクルであって、材
質Ａを材質Ｂ（ＭＡＳＩＣ）に変更し、かつ板厚を（ｔ
A ）０．５ｍｍから（ｔB ）０．３ｍｍに変更する場合
の変更後の推定寿命（ＮfB）は、実施例４と同様の計算
手順により、９４００サイクルであることが求まる。
の実績寿命（ＮfA）が１００００サイクルであって、材
質Ａを材質Ｂ（ＭＡＳＩＣ）に変更し、かつ板厚を（ｔ
A ）０．５ｍｍから（ｔB ）０．３ｍｍに変更する場合
の変更後の推定寿命（ＮfB）は、実施例４と同様の計算
手順により、９４００サイクルであることが求まる。
【００５２】次に、過去の破損事例が金型のサイプある
いは骨部分でなくて、サイプ際のセクター分割位置（端
面）である場合についての実施例を説明する。
いは骨部分でなくて、サイプ際のセクター分割位置（端
面）である場合についての実施例を説明する。
【００５３】この場合、サイプ際のセクター分割位置
（端面）における金型の剥離現象の取り扱いについて
は、サイプ等をセクター分割位置に置き換えて、前記各
式を適用できるものと考える。
（端面）における金型の剥離現象の取り扱いについて
は、サイプ等をセクター分割位置に置き換えて、前記各
式を適用できるものと考える。
【００５４】参考例として、材質Ａに相当するものが金
型材質であるアルミ合金（ＡＣ４Ｆ）であり、その実績
寿命（ＮfA）が５００サイクルであるとき、所望寿命
（ＮfB）３００００サイクルをサイプの移動手段で達成
する場合のサイプの移動量（Δｈ）は、以下の手順によ
って求められる。 材質Ａの実績寿命（ＮfA）および
所定の物性値を（１）式に入れることにより、材質Ａの
全歪み幅（ΔεtA）０．００８９３が求められる。
材質Ｂの所望寿命（ＮfB）および材質Ｂ（実際は材質Ａ
と同一）の所定の物性値を（１）式に入れることによ
り、材質Ｂの全歪み幅（ΔεtB）０．００２５２が求め
られる。 材質Ａと材質Ｂの全歪み幅（ΔεtA 、Δε
tB）を（２）式に入れる。この場合、ゴムの各ヤング率
（ｅA、ｅB）および材質Ａと材質Ｂの各ヤング率
（ＥA、ＥB）は変わらないから、以下の式が求められ
る。
型材質であるアルミ合金（ＡＣ４Ｆ）であり、その実績
寿命（ＮfA）が５００サイクルであるとき、所望寿命
（ＮfB）３００００サイクルをサイプの移動手段で達成
する場合のサイプの移動量（Δｈ）は、以下の手順によ
って求められる。 材質Ａの実績寿命（ＮfA）および
所定の物性値を（１）式に入れることにより、材質Ａの
全歪み幅（ΔεtA）０．００８９３が求められる。
材質Ｂの所望寿命（ＮfB）および材質Ｂ（実際は材質Ａ
と同一）の所定の物性値を（１）式に入れることによ
り、材質Ｂの全歪み幅（ΔεtB）０．００２５２が求め
られる。 材質Ａと材質Ｂの全歪み幅（ΔεtA 、Δε
tB）を（２）式に入れる。この場合、ゴムの各ヤング率
（ｅA、ｅB）および材質Ａと材質Ｂの各ヤング率
（ＥA、ＥB）は変わらないから、以下の式が求められ
る。
【００５５】ΔεtB／ΔεtA＝（ＺA ／ＺB ）・（ｈB
／ｈA ）3 ・（ｔａｎθB ／ｔａｎθA ）＝０．００２
５２／０．００８９３≒１／４ ここで金型のサイプ際のセクター分割位置（端面）
の断面係数（Ｚ）は、図１０に示す移動前の場合、辺
Ａ、Ｂのせん断抵抗力およびロッキングホールの固定力
を無視して、金型７０のＺ軸に関する曲げを考えると、
以下の式で表される。
／ｈA ）3 ・（ｔａｎθB ／ｔａｎθA ）＝０．００２
５２／０．００８９３≒１／４ ここで金型のサイプ際のセクター分割位置（端面）
の断面係数（Ｚ）は、図１０に示す移動前の場合、辺
Ａ、Ｂのせん断抵抗力およびロッキングホールの固定力
を無視して、金型７０のＺ軸に関する曲げを考えると、
以下の式で表される。
【００５６】Ｚ∝ｂ・ｈ ここで、ｂはセクター端面の長さを示し、ｈはサイプ移
動前のサイプ高さを示す。 したがって、図１０に示すサイプの所要移動量（Δ
ｈ）と移動前のアルミ金型本体端部の剥離部分の厚さ
（ｈ）との関係は、以下のように求められる。
動前のサイプ高さを示す。 したがって、図１０に示すサイプの所要移動量（Δ
ｈ）と移動前のアルミ金型本体端部の剥離部分の厚さ
（ｈ）との関係は、以下のように求められる。
【００５７】 ＺA ／ＺB ＝（ｂ・ｈ2 ）／［ｂ・（ｈ＋Δｈ）2 ］ 先に求められたΔεtB／ΔεtA＝１／４の式に、上
記したＺA ／ＺB の関係を入れ、さらに過去の破損事例
における移動前のアルミ金型本体端部の剥離部分の厚さ
（ｈ）２．５ｍｍの値を入れることにより、下記のΔｈ
についての二次方程式の解として、サイプの所要移動量
（Δｈ）２．５ｍｍが求まる。なお、このときの材質Ａ
のサイプ高さ（ｈA ）と材質Ｂのサイプ高さ（ｈB ）と
は同一なため、ΔεtB／ΔεtA＝１／４の式中では相殺
される。
記したＺA ／ＺB の関係を入れ、さらに過去の破損事例
における移動前のアルミ金型本体端部の剥離部分の厚さ
（ｈ）２．５ｍｍの値を入れることにより、下記のΔｈ
についての二次方程式の解として、サイプの所要移動量
（Δｈ）２．５ｍｍが求まる。なお、このときの材質Ａ
のサイプ高さ（ｈA ）と材質Ｂのサイプ高さ（ｈB ）と
は同一なため、ΔεtB／ΔεtA＝１／４の式中では相殺
される。
【００５８】 （ｂ・ｈ2）／［ｂ・（ｈ＋Δｈ）2］＝１／４ 次に、実施例７として、参考例のケースにおけるサイプ
の移動に変えてサイプ高さの変更で対応する場合、変更
後のサイプ高さ（ｈB）は、参考例で求められた下記の
式において、（ｈB／ｈA）3＝１／４となることから、
変更後の所要サイプ高さ（ｈB）について、ｈB≒０．６
３ｈAが求まる。
の移動に変えてサイプ高さの変更で対応する場合、変更
後のサイプ高さ（ｈB）は、参考例で求められた下記の
式において、（ｈB／ｈA）3＝１／４となることから、
変更後の所要サイプ高さ（ｈB）について、ｈB≒０．６
３ｈAが求まる。
【００５９】 ΔεtB／ΔεtA＝（ＺA／ＺB）・（ｈB／ｈA）3・（ｔａｎθB／ｔａｎ θA）＝０．００２５２／０．００８９３＝１／４ 同様に、実施例８として、参考例のケースにおけるサイ
プの移動に変えてサイプの離型角度の変更で対応する場
合、変更前の離型角度（θA）２０°を上記したΔεtB
／ΔεtAの式に入れることにより、変更前の所要離型角
度（θA）５．２°が求まる。
プの移動に変えてサイプの離型角度の変更で対応する場
合、変更前の離型角度（θA）２０°を上記したΔεtB
／ΔεtAの式に入れることにより、変更前の所要離型角
度（θA）５．２°が求まる。
【００６０】
【発明の効果】以上説明したように、本発明に係るタイ
ヤ成形用金型の設計方法によれば、タイヤに所望の溝を
形成するためのサイプや骨を有するタイヤ成形用金型に
おいて、該サイプや骨の寿命予測や所望の寿命を満たす
金型設計を、寿命と材質物性値に関する２式と、必要に
応じて該サイプや骨の破損事例についての寿命データ、
使用材料の物性等の実績データとを用いて行う。
ヤ成形用金型の設計方法によれば、タイヤに所望の溝を
形成するためのサイプや骨を有するタイヤ成形用金型に
おいて、該サイプや骨の寿命予測や所望の寿命を満たす
金型設計を、寿命と材質物性値に関する２式と、必要に
応じて該サイプや骨の破損事例についての寿命データ、
使用材料の物性等の実績データとを用いて行う。
【００６１】これにより、該サイプや骨の寿命予測や所
望の寿命を満たす金型設計を適切に行うことができる。
望の寿命を満たす金型設計を適切に行うことができる。
【図１】各種の表面溝の状態を説明するためのタイヤの
斜視図である。
斜視図である。
【図２】分割されたタイヤ成形用の金型を説明するため
の図であって、図２Ａは上下一体型（セクショナルモー
ルドタイプ）の金型の斜視図であり、図２Ｂは上下分割
型（２ピースモールドタイプ）の金型の断面図である。
の図であって、図２Ａは上下一体型（セクショナルモー
ルドタイプ）の金型の斜視図であり、図２Ｂは上下分割
型（２ピースモールドタイプ）の金型の断面図である。
【図３】離型段階の金型とタイヤの状態を示す図であっ
て、図３Ａは、金型にサイプを設けた例の部分断面説明
図であり、図３Ｂは、金型に骨を設けた例の部分断面説
明図である。
て、図３Ａは、金型にサイプを設けた例の部分断面説明
図であり、図３Ｂは、金型に骨を設けた例の部分断面説
明図である。
【図４】金型に設けた骨にかかる応力状態を示す図であ
って、図４Ａは、金型とタイヤが上下逆方向に移動する
ため、骨には下向きの力が作用することを説明するため
の部分断面図であり、図４Ｂおよび図４Ｃは、これを片
持ち梁とみたときの応力状態を説明するための異なる側
面から見た模式図である。
って、図４Ａは、金型とタイヤが上下逆方向に移動する
ため、骨には下向きの力が作用することを説明するため
の部分断面図であり、図４Ｂおよび図４Ｃは、これを片
持ち梁とみたときの応力状態を説明するための異なる側
面から見た模式図である。
【図５】図４と同様に、離型時の金型とタイヤの移動方
向が一定の角度を持つ場合を示す図であって、図５Ａ
は、金型とタイヤの状態を説明するための部分断面図で
あり、図５Ｂは、これを片持ち梁とみたときの応力状態
を説明するための模式図である。
向が一定の角度を持つ場合を示す図であって、図５Ａ
は、金型とタイヤの状態を説明するための部分断面図で
あり、図５Ｂは、これを片持ち梁とみたときの応力状態
を説明するための模式図である。
【図６】実施例１、実施例２の結果を示す表図である。
【図７】実施例１の計算手順を示すフローチャートであ
る。
る。
【図８】実施例２の計算手順を示すフローチャートであ
る。
る。
【図９】断面形状が屈曲状のサイプあるいは骨に作用す
る応力状態を説明する図である。
る応力状態を説明する図である。
【図１０】サイプ際のセクター分割位置の応力状態を説
明する図である。
明する図である。
１０、３４、４４…タイヤ １２…リブ溝 １４…ラグ溝 １６、３６、４
６…微細溝 ２０、２４、３０、４０、７０…金型 ３２、６２…サ
イプ ３８、４８…アンダーカット ５２…ゴムの排
除面積
６…微細溝 ２０、２４、３０、４０、７０…金型 ３２、６２…サ
イプ ３８、４８…アンダーカット ５２…ゴムの排
除面積
Claims (2)
- 【請求項１】タイヤに所望の溝を形成するためのサイプ
や骨等の部材を有するタイヤ成形用金型において、該サ
イプや骨の寿命予測や所望の寿命を満たす金型設計を、
以下の２式を用いて行うことを特徴とするタイヤ成形用
金型の設計方法。 Δεt＝（３．５・σB／Ｅ）・Ｎf -0.12＋εf 0.6・Ｎf -0.6 …（１） Δεt：繰り返し負荷により部材の受ける全歪み幅（無次元量） σB：部材の破断強度（ｋｇｆ／ｍｍ2） Ｅ：部材のヤング率（ｋｇｆ／ｍｍ2） εf：部材の破断真歪み幅（無次元量） Ｎf：部材の繰り返し疲労寿命（サイクル） ΔεtB＝ΔεtA・（ＥA・ＺA・ｈB 3・ｔａｎθB・ｅB）／（ＥB・ＺB ・ｈA 3・ｔａｎθA・ｅA） …（２） Ｅ：部材のヤング率（ｋｇｆ／ｍｍ2） Ｚ：部材の断面係数（ｍｍ3） ｈ：部材の高さ（ｍｍ） θ：部材の離型（アンダーカット）角度（ｄｅｇ．） ｅ：タイヤ用ゴム材のヤング率（ｋｇｆ／ｍｍ2） 添え字Ａ：基準とする部材 添え字Ｂ：予測（設計変更）する部材 - 【請求項２】請求項１記載の設計方法において、基準と
する部材Ａとして、破損事例に基づく寿命等の実績値を
有するものを用いることを特徴とするタイヤ成形用金型
の設計方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP19755397A JP3270717B2 (ja) | 1997-07-23 | 1997-07-23 | タイヤ成形用金型の設計方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP19755397A JP3270717B2 (ja) | 1997-07-23 | 1997-07-23 | タイヤ成形用金型の設計方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH1134069A JPH1134069A (ja) | 1999-02-09 |
| JP3270717B2 true JP3270717B2 (ja) | 2002-04-02 |
Family
ID=16376414
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP19755397A Expired - Fee Related JP3270717B2 (ja) | 1997-07-23 | 1997-07-23 | タイヤ成形用金型の設計方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3270717B2 (ja) |
Families Citing this family (5)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002163468A (ja) * | 2000-11-28 | 2002-06-07 | Hitachi Metals Ltd | 金型材料販売方法 |
| JP4573675B2 (ja) * | 2005-03-11 | 2010-11-04 | 株式会社ブリヂストン | サイプ形成用ブレードの強度評価方法および装置 |
| JP4800848B2 (ja) * | 2006-06-02 | 2011-10-26 | 株式会社ブリヂストン | タイヤのモールド抜け性予測方法 |
| JP5647646B2 (ja) * | 2012-06-08 | 2015-01-07 | 住友ゴム工業株式会社 | タイヤの加硫金型及び空気入りタイヤの製造方法 |
| CN106844821B (zh) * | 2016-11-16 | 2020-04-07 | 昆明理工大学 | 一种基于低周疲劳的选材方法 |
-
1997
- 1997-07-23 JP JP19755397A patent/JP3270717B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH1134069A (ja) | 1999-02-09 |
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