JPH03197207A - 建設車両用空気入りタイヤ - Google Patents
建設車両用空気入りタイヤInfo
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- JPH03197207A JPH03197207A JP1339590A JP33959089A JPH03197207A JP H03197207 A JPH03197207 A JP H03197207A JP 1339590 A JP1339590 A JP 1339590A JP 33959089 A JP33959089 A JP 33959089A JP H03197207 A JPH03197207 A JP H03197207A
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Landscapes
- Tires In General (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
〔産業上の利用分野〕
本発明は非舗装路を主に走行する建設車両用空気入りタ
イヤに係り、特にダンプトラック及びモータースクレー
パー等の土砂や岩石、鉱石等を運搬する主としてラジア
ル構造の建設車両用空気入りタイヤに関する。
イヤに係り、特にダンプトラック及びモータースクレー
パー等の土砂や岩石、鉱石等を運搬する主としてラジア
ル構造の建設車両用空気入りタイヤに関する。
従来、非舗装路を主に走行する建設車両用空気入りタイ
ヤには、第7図に示されるようなトレッドが形成されて
いる。
ヤには、第7図に示されるようなトレッドが形成されて
いる。
この建設車両用空気入りタイヤ50のトレッド′52に
おいては、ラグ溝列はタイヤ周方向に沿って1ピツチ内
に1列とされており、突部であるラグ部53及びラグ溝
54はクラウン部56をタイヤ軸に沿った方向(第7図
左右方向)に横断し、ラグ溝54の両端部54A、54
Bはクラウン部56のタイヤ幅方向両端縁56A、56
Bに開放されている。また、クラウン部56の弧の長さ
Cに対する、ラグ溝54をタイヤ周方向に二等分するラ
グ溝中心線57上の各点からラグ溝中心線57を横切ら
ずにクラウン部表面上に任意にとった子午線55Aに下
ろした垂線群のうち垂線の最大長さMと最小長さN(第
7図ではN22)との差りの比D/Cは0.14(右半
分も同一)とされている。またラグ溝中心線57はクラ
ウン部中心線58のタイヤ幅方向片側において、1回山
型状に曲っている。即ち中心線57と山型折曲部を通る
子午線55Aと、又は中心線57と子午線55Bとの成
す各溝振り角度α1、α2の符号変化(第7図の反時計
方向を+、時計方向を−とする)がクラウン部中心線5
8のタイヤ幅方向片側において1回とされることである
。さらに、このトレッド52のネガティブ比(第7図の
斜線部で示されるーピツチ当たりのクラウン部総面積A
Tとラグ溝部の占めるネガティブ面積A’sの比A8/
A、)は、0.31とされている。
おいては、ラグ溝列はタイヤ周方向に沿って1ピツチ内
に1列とされており、突部であるラグ部53及びラグ溝
54はクラウン部56をタイヤ軸に沿った方向(第7図
左右方向)に横断し、ラグ溝54の両端部54A、54
Bはクラウン部56のタイヤ幅方向両端縁56A、56
Bに開放されている。また、クラウン部56の弧の長さ
Cに対する、ラグ溝54をタイヤ周方向に二等分するラ
グ溝中心線57上の各点からラグ溝中心線57を横切ら
ずにクラウン部表面上に任意にとった子午線55Aに下
ろした垂線群のうち垂線の最大長さMと最小長さN(第
7図ではN22)との差りの比D/Cは0.14(右半
分も同一)とされている。またラグ溝中心線57はクラ
ウン部中心線58のタイヤ幅方向片側において、1回山
型状に曲っている。即ち中心線57と山型折曲部を通る
子午線55Aと、又は中心線57と子午線55Bとの成
す各溝振り角度α1、α2の符号変化(第7図の反時計
方向を+、時計方向を−とする)がクラウン部中心線5
8のタイヤ幅方向片側において1回とされることである
。さらに、このトレッド52のネガティブ比(第7図の
斜線部で示されるーピツチ当たりのクラウン部総面積A
Tとラグ溝部の占めるネガティブ面積A’sの比A8/
A、)は、0.31とされている。
しかしながら、この建設車両用空気入りタイヤ50のト
レッド52においては、クラウン部56の中央部56A
をラグ溝54が横切り、ラグ部53がタイヤ周方向(第
7図の上下方向)に所定間隔を隔てて配置されているた
め、ラグ部53全体がタイヤ周方向に動き易く、摩耗し
易いため耐摩耗性がユーザーの要求に対して充分でない
という不具合があった。またトレッド52のパターン形
状に起因するタイヤ上下振動が発生し易く、耐摩耗性が
さらに劣化するという不具合があった。
レッド52においては、クラウン部56の中央部56A
をラグ溝54が横切り、ラグ部53がタイヤ周方向(第
7図の上下方向)に所定間隔を隔てて配置されているた
め、ラグ部53全体がタイヤ周方向に動き易く、摩耗し
易いため耐摩耗性がユーザーの要求に対して充分でない
という不具合があった。またトレッド52のパターン形
状に起因するタイヤ上下振動が発生し易く、耐摩耗性が
さらに劣化するという不具合があった。
これを改善する建設車両用空気入りタイヤとして、第8
図(A)に示されるようなトレッド62を有する建設車
両用空気入りタイヤ60が知られている。
図(A)に示されるようなトレッド62を有する建設車
両用空気入りタイヤ60が知られている。
この建設車両用空気入りタイヤ60のトレッド62にお
いては、ラグ溝列はタイヤ周方向に沿った1ピツチ内に
2列とされており、これらのラグ溝63.64は夫々一
方の端部63A、64Aがクラウン部66のタイヤ幅方
向略中央部66Cに達しており、他方の端部63B、6
4Bがクラウン部66のタイヤ幅方向両端166A、6
6Bに開放されている。また、クラウン部66の弧の長
さCに対する、ラグ溝63.64をタイヤ周方向に二等
分するラグ溝中心線67上の各点からラグ溝中心線67
を横切らずにクラウン部表面上に任意にとった子午線6
5Aに下ろした垂線群69のうち垂線の最大長さMと最
小長さN(N=O)との差りの比D/Cは0.19(右
半分も同一)とされている。またラグ溝中心線67はク
ラウン部中心線68の片側において、1回山型状に曲が
っていない。即ち、溝振り角α3、α4の符号変化がク
ラウン部中心線68の片側において、0回とされている
。さらにこのトレッド62のネガティブ比(AN /A
T )は0.28とされている。
いては、ラグ溝列はタイヤ周方向に沿った1ピツチ内に
2列とされており、これらのラグ溝63.64は夫々一
方の端部63A、64Aがクラウン部66のタイヤ幅方
向略中央部66Cに達しており、他方の端部63B、6
4Bがクラウン部66のタイヤ幅方向両端166A、6
6Bに開放されている。また、クラウン部66の弧の長
さCに対する、ラグ溝63.64をタイヤ周方向に二等
分するラグ溝中心線67上の各点からラグ溝中心線67
を横切らずにクラウン部表面上に任意にとった子午線6
5Aに下ろした垂線群69のうち垂線の最大長さMと最
小長さN(N=O)との差りの比D/Cは0.19(右
半分も同一)とされている。またラグ溝中心線67はク
ラウン部中心線68の片側において、1回山型状に曲が
っていない。即ち、溝振り角α3、α4の符号変化がク
ラウン部中心線68の片側において、0回とされている
。さらにこのトレッド62のネガティブ比(AN /A
T )は0.28とされている。
しかしながら、この建設車両用空気入りタイヤ60のト
レッド62においては、クラウン部66に片減り摩耗及
びヒールアンドトウ摩耗が発生し易いという不具合があ
った。
レッド62においては、クラウン部66に片減り摩耗及
びヒールアンドトウ摩耗が発生し易いという不具合があ
った。
ここで、片減り摩耗の発生メカニズムは、次のようにな
っている。
っている。
一般に建設車両用ラジアルタイヤのクラウン半径は、摩
耗寿命の延長を意図してタイヤ半径以上あり、クラウン
幅に比べ十分大きい値を有している。第8図(B)に従
来のトレッドを有する第8図(C)のタイヤのフットプ
リントを示すように、従来の建設車両用ラジアルタイヤ
60のクラウン部66の接地形状の包路線は、矩形に近
い形状となる。
耗寿命の延長を意図してタイヤ半径以上あり、クラウン
幅に比べ十分大きい値を有している。第8図(B)に従
来のトレッドを有する第8図(C)のタイヤのフットプ
リントを示すように、従来の建設車両用ラジアルタイヤ
60のクラウン部66の接地形状の包路線は、矩形に近
い形状となる。
また従来の建設車両用タイヤの1ピツチ内2列のトレッ
ドパターンにおいては、第8図(C)に示される如く、
左右一対のラグ部61A、61Bに方向性が無いのが一
般的であり、これら一対のラグ部61A、61Bに着目
するとラグ中心線上67A、6.7Bの各仮想点74.
76.78.80.82.84の接地順は左右のラグ部
61A、61Bで逆転する(尚便宜上仮想点76と仮想
点84及び仮想点78と仮想点82は各々同一子午線6
5C及び同一子午線65D上にとった)。即ち一方のラ
グ部61.8の中央部でみれば接地順は仮想点80.8
2.84の順となり、クラウン端部66Bからクラウン
中央66Cに向けて接地していき他方のラグ部61Aの
接地順は逆に仮想点78.76.74の順とり、クラウ
ン中央66Cからクラウン端部66Aへ向けて接地して
いく。
ドパターンにおいては、第8図(C)に示される如く、
左右一対のラグ部61A、61Bに方向性が無いのが一
般的であり、これら一対のラグ部61A、61Bに着目
するとラグ中心線上67A、6.7Bの各仮想点74.
76.78.80.82.84の接地順は左右のラグ部
61A、61Bで逆転する(尚便宜上仮想点76と仮想
点84及び仮想点78と仮想点82は各々同一子午線6
5C及び同一子午線65D上にとった)。即ち一方のラ
グ部61.8の中央部でみれば接地順は仮想点80.8
2.84の順となり、クラウン端部66Bからクラウン
中央66Cに向けて接地していき他方のラグ部61Aの
接地順は逆に仮想点78.76.74の順とり、クラウ
ン中央66Cからクラウン端部66Aへ向けて接地して
いく。
またラグ部61A、61Bはクラウン中央66C付近で
一体となっており、かつラグ幅りは一般的にクラウン中
央66Cからクラウン端部66A166Bに向けて漸減
するため、クラウン中央66C側からクラウン端部66
A、66Bへ向けて、ラグ部61A、61Bの変形し易
さは漸増する。
一体となっており、かつラグ幅りは一般的にクラウン中
央66Cからクラウン端部66A166Bに向けて漸減
するため、クラウン中央66C側からクラウン端部66
A、66Bへ向けて、ラグ部61A、61Bの変形し易
さは漸増する。
従って、この場合、特にフロント軸のタイヤにおいては
、クラウン端部66Bから接地していくラグ61Bの方
が、クラウン中央66C側から接地していく他方のラグ
61Aに比べて、タイヤ周方向の変形量が大きく、接地
面後縁側の滑り域での復元するための動き量が大きい。
、クラウン端部66Bから接地していくラグ61Bの方
が、クラウン中央66C側から接地していく他方のラグ
61Aに比べて、タイヤ周方向の変形量が大きく、接地
面後縁側の滑り域での復元するための動き量が大きい。
また前記仮想点での動き量の大きさの順位は仮想点80
.82.74.76.84の順となると共に、仮想点8
4での動き量の大きさと仮想点78での動き量の大きさ
とは略等しいくなり、特に前記の接地形状が矩形に近い
程動き量の差は顕著となる。
.82.74.76.84の順となると共に、仮想点8
4での動き量の大きさと仮想点78での動き量の大きさ
とは略等しいくなり、特に前記の接地形状が矩形に近い
程動き量の差は顕著となる。
以上の理由より、タイヤ回転方向(第8図(C)の下方
)に対してクラウン端部66Bが先行接地するラグ61
Bの方が後行接地するラグ61Aよりも摩耗量が大きく
、第8図(A)に示される如く、従来タイヤのパターン
のラグ溝63.64をタイヤ周方向に二等分する中心線
67上の各点から中心線67を横切らずにクラウン部表
面上に任意にとった子午線65Aに下ろした垂線群69
のうち垂線の最大長さMと最小長さNとの差りが、トレ
ッドのクラウン部の弧の長さCに対して大きい程その傾
向は大きくなり、クラウン部の何れか一方の縁部が早く
摩耗する、所謂片減り摩耗となり、車両から取外される
時期を早める。
)に対してクラウン端部66Bが先行接地するラグ61
Bの方が後行接地するラグ61Aよりも摩耗量が大きく
、第8図(A)に示される如く、従来タイヤのパターン
のラグ溝63.64をタイヤ周方向に二等分する中心線
67上の各点から中心線67を横切らずにクラウン部表
面上に任意にとった子午線65Aに下ろした垂線群69
のうち垂線の最大長さMと最小長さNとの差りが、トレ
ッドのクラウン部の弧の長さCに対して大きい程その傾
向は大きくなり、クラウン部の何れか一方の縁部が早く
摩耗する、所謂片減り摩耗となり、車両から取外される
時期を早める。
ヒールアンドトウ摩耗の発生メカニズムは、次のように
なっている。
なっている。
タイヤトレッド部を回転軸方向から見た第9図に示され
る如く、一つのラグ70に着目すると接地面前縁におい
て、タイヤ回転方向(第9図の矢印へ方向)に対し前方
側のエツジ70A(以下、ラグの踏み込み側と云う)か
ら接地し、圧縮され、やがて接地面後縁において、回転
方向に対して後側のエツジ70B(以下、ラグの蹴り出
し側と云う)から接地面を離脱して、踏み込み前の形状
に復元する。
る如く、一つのラグ70に着目すると接地面前縁におい
て、タイヤ回転方向(第9図の矢印へ方向)に対し前方
側のエツジ70A(以下、ラグの踏み込み側と云う)か
ら接地し、圧縮され、やがて接地面後縁において、回転
方向に対して後側のエツジ70B(以下、ラグの蹴り出
し側と云う)から接地面を離脱して、踏み込み前の形状
に復元する。
また、タイヤの回転を止めて引きする場合(ロック制動
、ロック横滑り)や、車両が動かず、タイヤを回転させ
る場合(スピン)を除いて、−船釣なタイヤ転勤状態に
おいては、接地面の前縁側が接地面に対して主として粘
着域、接地面の後縁側が相対的に滑り量が多い領域であ
る。
、ロック横滑り)や、車両が動かず、タイヤを回転させ
る場合(スピン)を除いて、−船釣なタイヤ転勤状態に
おいては、接地面の前縁側が接地面に対して主として粘
着域、接地面の後縁側が相対的に滑り量が多い領域であ
る。
従って、ラグ70の蹴り出し側70Bが踏み込み側70
Aよりも接地面内の剪断力(面剪断力)及び動きが大き
いため、蹴り出し側70Bの方が摩耗量が大きい。また
ラグ溝72がタイヤ周方向に所定ピッチで形成されてい
るため、ラグ70は必然的にタイヤ幅方向の剛性に比べ
て、タイヤ周方向の剛性が低くく、またタイヤ周方向の
剛性は、ネガティブ比の大きさと相関があり、タイヤ周
方向のラグの剛性がタイヤの軸に作用する荷重(軸荷重
入力)に比べて過少であると、踏み込み側と蹴り出し側
の摩耗差が顕著となり、所謂ヒールアンドトウ摩耗とな
る。
Aよりも接地面内の剪断力(面剪断力)及び動きが大き
いため、蹴り出し側70Bの方が摩耗量が大きい。また
ラグ溝72がタイヤ周方向に所定ピッチで形成されてい
るため、ラグ70は必然的にタイヤ幅方向の剛性に比べ
て、タイヤ周方向の剛性が低くく、またタイヤ周方向の
剛性は、ネガティブ比の大きさと相関があり、タイヤ周
方向のラグの剛性がタイヤの軸に作用する荷重(軸荷重
入力)に比べて過少であると、踏み込み側と蹴り出し側
の摩耗差が顕著となり、所謂ヒールアンドトウ摩耗とな
る。
なお、第9図において破線71Aはラグ70の新品時の
形状を示し、仮想線71Bはラグ70の摩耗途中の一様
に摩耗した形状を示している。
形状を示し、仮想線71Bはラグ70の摩耗途中の一様
に摩耗した形状を示している。
またヒールアンドトウ摩耗は駆動軸のタイヤにも生じる
が、この場合にはタイヤへの大きなトルクによりラグ部
と接地面との間で前縁から後縁へかけて全体的なスリッ
プが生じるため、ヒールアンドトウ摩耗は多少緩和され
る。−力抜駆動軸のタイヤは、この全体的なスリップが
生じにくいため、ヒールアンドトウ摩耗の程度が大きく
なり、トレッドの摩耗寿命を低下させることになる。
が、この場合にはタイヤへの大きなトルクによりラグ部
と接地面との間で前縁から後縁へかけて全体的なスリッ
プが生じるため、ヒールアンドトウ摩耗は多少緩和され
る。−力抜駆動軸のタイヤは、この全体的なスリップが
生じにくいため、ヒールアンドトウ摩耗の程度が大きく
なり、トレッドの摩耗寿命を低下させることになる。
本発明は上記事実を考慮し、片減り摩耗やヒールアンド
トウ摩耗を減じ、さらに発熱耐久性を維持しつつトレッ
ドの耐摩耗性を向上した長寿命建設車両用空気入りタイ
ヤを得ることが目的である。
トウ摩耗を減じ、さらに発熱耐久性を維持しつつトレッ
ドの耐摩耗性を向上した長寿命建設車両用空気入りタイ
ヤを得ることが目的である。
上記目的を達成するために本発明では、トレツドのクラ
ウン部両端からクラウン部中央部に延びて一方の端部が
クラウン部の端縁に開放され他方の端部がクラウン部内
で閉ざされるラグ溝を有する建設車両用空気入りタイヤ
において、前記クラウン部表面のクラウン部中心線の片
側のラグ溝をタイヤ周方向に二等分するラグ溝中心線上
の各点から前記ラグ溝中心線を横切らずにクラウン部表
面上に任意にとった子午線に下ろした垂線群の垂線の最
大長さと最小長さとの差りをトレッドのクラウン部の弧
の長さCに対し0.08C≦D≦0.12Cの値を満足
するように設定し、前記ラグ溝中心線がクラウン部中心
線の片側で少なくとも1回山型状に曲がり、クラウン部
総面積A。
ウン部両端からクラウン部中央部に延びて一方の端部が
クラウン部の端縁に開放され他方の端部がクラウン部内
で閉ざされるラグ溝を有する建設車両用空気入りタイヤ
において、前記クラウン部表面のクラウン部中心線の片
側のラグ溝をタイヤ周方向に二等分するラグ溝中心線上
の各点から前記ラグ溝中心線を横切らずにクラウン部表
面上に任意にとった子午線に下ろした垂線群の垂線の最
大長さと最小長さとの差りをトレッドのクラウン部の弧
の長さCに対し0.08C≦D≦0.12Cの値を満足
するように設定し、前記ラグ溝中心線がクラウン部中心
線の片側で少なくとも1回山型状に曲がり、クラウン部
総面積A。
とラグ溝部の占めるネガティブ面積ANが0.21≦A
M / A t≦0.28の関係を満足するように設
定したことを特徴としている。
M / A t≦0.28の関係を満足するように設
定したことを特徴としている。
本発明にあっては、従来の建設車両用空気入りタイヤの
トレッドのラグパターンより、摩耗寿命の優れたトレッ
ドのパターンを開発すべく、種々の試験及び解析を行っ
た結果、ラグ溝をタイヤ周方向に二等分するラグ溝中心
線上の各点からラグ溝中心線を横切らずにクラウン部表
面上に任意にとった子午線に下ろした垂線群のうち垂線
の最大長さと最小長さとの差りとトレッドのクラウン部
の弧の長さCとの比D/Cと、耐摩耗性との相関関係を
見出した。
トレッドのラグパターンより、摩耗寿命の優れたトレッ
ドのパターンを開発すべく、種々の試験及び解析を行っ
た結果、ラグ溝をタイヤ周方向に二等分するラグ溝中心
線上の各点からラグ溝中心線を横切らずにクラウン部表
面上に任意にとった子午線に下ろした垂線群のうち垂線
の最大長さと最小長さとの差りとトレッドのクラウン部
の弧の長さCとの比D/Cと、耐摩耗性との相関関係を
見出した。
即ち前記の如<D/Cが大きいと、回転方向に対し一方
の側のトレッドの摩耗が他方の側の摩耗より大きくなり
、片減り摩耗が発生し易くなって耐摩耗性を劣化させる
。また片減り摩耗が発生すると平均耐摩耗性の低下にと
どまらず、全体の摩耗寿命を著しく損ねる。従って、D
/Cはできるだけ小さく設定した方が、耐摩耗性に対し
好ましい。
の側のトレッドの摩耗が他方の側の摩耗より大きくなり
、片減り摩耗が発生し易くなって耐摩耗性を劣化させる
。また片減り摩耗が発生すると平均耐摩耗性の低下にと
どまらず、全体の摩耗寿命を著しく損ねる。従って、D
/Cはできるだけ小さく設定した方が、耐摩耗性に対し
好ましい。
しかしながら、パターンのピッチ数が同じであれば、D
/Cが小さい程ラグ溝の周方向振幅が小さくなるため、
パターンの横方向エツジ成分(クラウン中心に対する溝
エツジの投影成分の合計)が減少し、サイドスリップが
生じ易くなり、車両の横流れが生じたり、更にはタイヤ
(車両)の上下方向の振動が発生し易い。またこれらの
車両の横流れや上下振動は、一方でタイヤの摩耗に悪影
響をおよぼす。
/Cが小さい程ラグ溝の周方向振幅が小さくなるため、
パターンの横方向エツジ成分(クラウン中心に対する溝
エツジの投影成分の合計)が減少し、サイドスリップが
生じ易くなり、車両の横流れが生じたり、更にはタイヤ
(車両)の上下方向の振動が発生し易い。またこれらの
車両の横流れや上下振動は、一方でタイヤの摩耗に悪影
響をおよぼす。
つまりD/Cも摩耗と車両の安定走行及び乗り心地に関
して二律背反の設計要因であり、タイヤのカテゴリー、
使用条件等により最適域が存在する。建設車両用空気入
りタイヤ、特にダンプトラック及至モータースクレーパ
ー用タイヤの場合、D/Cの最適域は0,08≦D/C
≦0.12である。
して二律背反の設計要因であり、タイヤのカテゴリー、
使用条件等により最適域が存在する。建設車両用空気入
りタイヤ、特にダンプトラック及至モータースクレーパ
ー用タイヤの場合、D/Cの最適域は0,08≦D/C
≦0.12である。
即ち、第6図に示される如く、D/Cが0. 12を越
えると(第6図の領域V)耐摩耗性が不足となる場合が
あり、D/Cが0.08未満(第6図の領域W)では、
耐サイドスリップ性や、乗り心地(振動性)で問題が発
生する。またサイドスリップや振動性悪化は摩耗を促進
する要因でもあり、期待する摩耗寿命は得られない。
えると(第6図の領域V)耐摩耗性が不足となる場合が
あり、D/Cが0.08未満(第6図の領域W)では、
耐サイドスリップ性や、乗り心地(振動性)で問題が発
生する。またサイドスリップや振動性悪化は摩耗を促進
する要因でもあり、期待する摩耗寿命は得られない。
なお、第6図は後述第1実施例と同一タイヤでD/Cの
値のみを変化させたタイヤにおいて、クラウン部中心線
の片側の、夫々においてタイヤ周方向の約90°間隔の
位置に形成された溝(4本X2)で、各1本のラグ溝に
つき、子午線方向の異なる3か所を測定した合計24か
所の測定値の平均である。
値のみを変化させたタイヤにおいて、クラウン部中心線
の片側の、夫々においてタイヤ周方向の約90°間隔の
位置に形成された溝(4本X2)で、各1本のラグ溝に
つき、子午線方向の異なる3か所を測定した合計24か
所の測定値の平均である。
また、所期の摩耗寿命を有するトレッドを得るには、前
記D/Cのみを考慮するだけでは不足であり、発明者等
はD/Cの適正値に加え、ラグ溝中心線がクラウン部中
心線の幅方向片側において、少なくとも1回山型状に曲
がる、即ち、溝振り角度の符号が少なくとも1回変化す
るように溝形状を設定することがトレッドの片減り摩耗
を抑制し、かつヒールアンドトウ摩耗を減じることを見
出した。即ち本発明の実施例である第1図(C)及び第
5図(B)に示される如く、ラグの周方向の中心線上の
仮想点でみた接地順をラグ端からクラウン中央部へ、又
はクラウン中央部からラグ端へ一方向へ順次とせず分散
することにより、特に第1図(C)及び第5図(B)の
クラウン中心線の右側ラグのクラウン端部の周方向変形
量を前記符号が変化しないラグに比べ大幅に抑制し得る
ことを見出した。更に前記符号を変化させることにより
接地面からのラグの離脱を前記同様一方向へ順次とせず
、分散させることができ、ヒールアンドトウ摩耗を抑制
することができる。加えてクラウン部中心線に対する溝
のエツジ成分を増加させD/Cを前記値としても耐ザイ
ドスリップ性を損なうことがなく、更にタイヤ(車両)
の上下振動の抑制にも効果があり、耐摩耗性向上に有効
であることを見出した。
記D/Cのみを考慮するだけでは不足であり、発明者等
はD/Cの適正値に加え、ラグ溝中心線がクラウン部中
心線の幅方向片側において、少なくとも1回山型状に曲
がる、即ち、溝振り角度の符号が少なくとも1回変化す
るように溝形状を設定することがトレッドの片減り摩耗
を抑制し、かつヒールアンドトウ摩耗を減じることを見
出した。即ち本発明の実施例である第1図(C)及び第
5図(B)に示される如く、ラグの周方向の中心線上の
仮想点でみた接地順をラグ端からクラウン中央部へ、又
はクラウン中央部からラグ端へ一方向へ順次とせず分散
することにより、特に第1図(C)及び第5図(B)の
クラウン中心線の右側ラグのクラウン端部の周方向変形
量を前記符号が変化しないラグに比べ大幅に抑制し得る
ことを見出した。更に前記符号を変化させることにより
接地面からのラグの離脱を前記同様一方向へ順次とせず
、分散させることができ、ヒールアンドトウ摩耗を抑制
することができる。加えてクラウン部中心線に対する溝
のエツジ成分を増加させD/Cを前記値としても耐ザイ
ドスリップ性を損なうことがなく、更にタイヤ(車両)
の上下振動の抑制にも効果があり、耐摩耗性向上に有効
であることを見出した。
さらにまた、トレッドのネガティブ比については、接地
面内の平均接地圧や平均剪断力はタイヤにかかる垂直荷
重、横力、前後力を実際の接地面積で割った値であり、
ネガティブ比を大きくする程、これらの平均接地圧や平
均剪断力は大きくなり、耐摩耗性が悪化する。一方ヒー
ルアンドトウ摩耗が発生し易くなり、これも耐摩耗性を
悪化させる。従って第1表で示される如く、ネガティブ
比は、できるだけ小さく設定した方が、耐摩耗性に対し
て好ましい。
面内の平均接地圧や平均剪断力はタイヤにかかる垂直荷
重、横力、前後力を実際の接地面積で割った値であり、
ネガティブ比を大きくする程、これらの平均接地圧や平
均剪断力は大きくなり、耐摩耗性が悪化する。一方ヒー
ルアンドトウ摩耗が発生し易くなり、これも耐摩耗性を
悪化させる。従って第1表で示される如く、ネガティブ
比は、できるだけ小さく設定した方が、耐摩耗性に対し
て好ましい。
第1表
なお、第1表のタイヤサイズは18.0OR25**E
4であり、耐摩耗指数及び発熱耐久性指数はタイヤを正
規リムに組付、正規内圧を充填し、走行させた値をネガ
ティブ比が29%の場合を100として示す。
4であり、耐摩耗指数及び発熱耐久性指数はタイヤを正
規リムに組付、正規内圧を充填し、走行させた値をネガ
ティブ比が29%の場合を100として示す。
しかしながら、第1表に示される如く、ネガティブ比が
小さい程、タイヤ転勤中、エネルギーロスによる発生す
る熱量が増加する。一方、放熱性が悪化してタイヤ温度
が上昇し、タイヤの発熱耐久性上極めて問題となる。即
ち、ネガティブ比は耐摩耗性と発熱性(放熱性)という
二律背反の設計要因であり、タイヤのカテゴリー、使用
条件等により、最適域が存在する。建設車両用空気入り
タイヤ、特にダンプトラック用タイヤの場合、最適域は
−ピツチ当たりのクラウン部総面積ATとラグ溝部の占
めるネガティブ面積ANが0,21≦A N / A
T≦0.28の関係である。
小さい程、タイヤ転勤中、エネルギーロスによる発生す
る熱量が増加する。一方、放熱性が悪化してタイヤ温度
が上昇し、タイヤの発熱耐久性上極めて問題となる。即
ち、ネガティブ比は耐摩耗性と発熱性(放熱性)という
二律背反の設計要因であり、タイヤのカテゴリー、使用
条件等により、最適域が存在する。建設車両用空気入り
タイヤ、特にダンプトラック用タイヤの場合、最適域は
−ピツチ当たりのクラウン部総面積ATとラグ溝部の占
めるネガティブ面積ANが0,21≦A N / A
T≦0.28の関係である。
即ち、ネガティブ比AN/ATが0.28を越えると、
耐摩耗性不足となる場合があり、ネガティブ比AN/A
Tが0.21未満では熱的故障を発生する場合がある。
耐摩耗性不足となる場合があり、ネガティブ比AN/A
Tが0.21未満では熱的故障を発生する場合がある。
以下本発明の第1実施例を第1図(A)〜第1図(C)
及び第2図に従って説明する。
及び第2図に従って説明する。
第2図に示される如く、建設車両用空気入りタイヤ10
のサイズは18.0OR25**E4で外径は1650
mmとされており、カーカス11のタイヤ幅方向両端部
は、リング状に配置されたビードコア14の回りに夫々
タイヤ幅方向内側からタイヤ幅方向外側へ向けて折り返
されている。またカーカス11の1プライのスチールコ
ード構造はIX3+9+15+1、打込数は6.3本/
25mm、配列はラジアル配列、破断強度は280kg
。
のサイズは18.0OR25**E4で外径は1650
mmとされており、カーカス11のタイヤ幅方向両端部
は、リング状に配置されたビードコア14の回りに夫々
タイヤ幅方向内側からタイヤ幅方向外側へ向けて折り返
されている。またカーカス11の1プライのスチールコ
ード構造はIX3+9+15+1、打込数は6.3本/
25mm、配列はラジアル配列、破断強度は280kg
。
破断伸度は2.4%とされている。
また、建設車両用空気入りタイヤ10のタイヤ半径方向
外側部にトレッド12、カーカス11のトレッド12側
(第2図上側)には、ベルト層13が配置されている。
外側部にトレッド12、カーカス11のトレッド12側
(第2図上側)には、ベルト層13が配置されている。
このベルト層13は主幹ベルトが2層13A、13B保
護ベルトが2層13C,13Dとされている。
護ベルトが2層13C,13Dとされている。
各主幹ベル)13A、13Bのスチールコード構造は7
X7+1、打込数は13本/25mm、スチールコード
のタイヤ周方向と成す角度は21゜で主幹ベル)13A
、13Bのスチールコードは互いに交差している。また
、破断強度は400kgZ本、破断伸度は2.5%とさ
れている。
X7+1、打込数は13本/25mm、スチールコード
のタイヤ周方向と成す角度は21゜で主幹ベル)13A
、13Bのスチールコードは互いに交差している。また
、破断強度は400kgZ本、破断伸度は2.5%とさ
れている。
各保護ベル)13C,13Dのスチールコード構造は3
X7、打込数は10本/25mm、スチールコードのタ
イヤ周方向と成す角度は24°で保護ベルト13C11
3Dのスチールコードは互いに交差している。また、破
断強度は170kg/本、破断伸度は6.4%とされて
いる。
X7、打込数は10本/25mm、スチールコードのタ
イヤ周方向と成す角度は24°で保護ベルト13C11
3Dのスチールコードは互いに交差している。また、破
断強度は170kg/本、破断伸度は6.4%とされて
いる。
なお、第2図の符号Rはクラウン部150半径(110
0mm、タイヤ半径の1.33倍)を示しており、符号
17はリムを示している。
0mm、タイヤ半径の1.33倍)を示しており、符号
17はリムを示している。
第1図(A)〜第1図(C)に示される如く、建設車両
用空気入りタイヤ10のクラウン部I5には、ラグ溝1
6が形成されており、このラグ溝16の一方の端部16
Aはクラウン部15のタイヤ幅方向の端縁15 A、1
5Bに開放されている。
用空気入りタイヤ10のクラウン部I5には、ラグ溝1
6が形成されており、このラグ溝16の一方の端部16
Aはクラウン部15のタイヤ幅方向の端縁15 A、1
5Bに開放されている。
またラグ溝16はクラウン部両端15AS 15Bから
クラウン部中央部15Cに延びて、その先端16Bがク
ラウン部15内で閉ざされ、タイヤ周方向に沿ってlピ
ッチに2列とされている。また、ラグ溝16はクラウン
部15の表面のクラウン部中心線22寄りの点16Cに
おいて、第1図(A)の左側では下方へ向けて1回山型
状に曲がっており、第1図(A)の右側では上方へ向け
て1回山型状に曲がっている。
クラウン部中央部15Cに延びて、その先端16Bがク
ラウン部15内で閉ざされ、タイヤ周方向に沿ってlピ
ッチに2列とされている。また、ラグ溝16はクラウン
部15の表面のクラウン部中心線22寄りの点16Cに
おいて、第1図(A)の左側では下方へ向けて1回山型
状に曲がっており、第1図(A)の右側では上方へ向け
て1回山型状に曲がっている。
クラウン部中心線22のタイヤ幅方向片側のラグ溝1G
をタイヤ周方向に二等分するラグ溝中心線24上の各点
からラグ溝中心線24を横切らずにクラウン部表面上に
任意にとった子午線26に下ろした垂線群28の垂線の
最大長さDlと最小長さD2との差りは、第2表に示さ
れる如り42mmとされており、トレッド12のクラウ
ン部15の弧の長さC(417nm)との比D/Cは0
.1007とされている。
をタイヤ周方向に二等分するラグ溝中心線24上の各点
からラグ溝中心線24を横切らずにクラウン部表面上に
任意にとった子午線26に下ろした垂線群28の垂線の
最大長さDlと最小長さD2との差りは、第2表に示さ
れる如り42mmとされており、トレッド12のクラウ
ン部15の弧の長さC(417nm)との比D/Cは0
.1007とされている。
またネガティブ比Aw /ATは0.27、ラグ溝16
の先端16Bとクラウン部中心線22との距離dは18
mm、ラグ溝中心線24の端部16B側屈曲点24Bと
クラウン部中心線22との距離Llは72mm、ラグ溝
中心線24の端部16A側屈曲点24Aとクラウン部中
心線22との距離L2は151aun、ラグ溝16のタ
イヤ周方向に沿った1ピツチの長さP (P1+P2)
は139mm、ラグ溝16の端部16Bのタイヤ周方向
の長さG1は25mm、ラグ溝16の端部16Aのタイ
ヤ周方向の長さG2は53mm、ラグ溝16の端部16
Aにおけるラグ溝中心線240子午線30に対する傾斜
角度α1が一4° (第1図(A)の時計方向を−とす
る)、ラグ溝中心線24の端部16A側屈曲点24Aに
おけるラグ溝中心線24の子午線32に対する傾斜角度
α2が一27°、ラグ溝中心線24の端部16B側屈曲
点24Bにおけるラグ溝中心線24の子午線34に対す
る傾斜角度α3が+20’とされている。
の先端16Bとクラウン部中心線22との距離dは18
mm、ラグ溝中心線24の端部16B側屈曲点24Bと
クラウン部中心線22との距離Llは72mm、ラグ溝
中心線24の端部16A側屈曲点24Aとクラウン部中
心線22との距離L2は151aun、ラグ溝16のタ
イヤ周方向に沿った1ピツチの長さP (P1+P2)
は139mm、ラグ溝16の端部16Bのタイヤ周方向
の長さG1は25mm、ラグ溝16の端部16Aのタイ
ヤ周方向の長さG2は53mm、ラグ溝16の端部16
Aにおけるラグ溝中心線240子午線30に対する傾斜
角度α1が一4° (第1図(A)の時計方向を−とす
る)、ラグ溝中心線24の端部16A側屈曲点24Aに
おけるラグ溝中心線24の子午線32に対する傾斜角度
α2が一27°、ラグ溝中心線24の端部16B側屈曲
点24Bにおけるラグ溝中心線24の子午線34に対す
る傾斜角度α3が+20’とされている。
尚、本発明の建設車両用空気入りタイヤのサイズ及び構
造は実施例に拘束されず全サイズに及びカーカスがラジ
アル構造の場合は、カーカスプライに用いるスチールコ
ードの破断強度は165kg/本〜1300kg/本、
破断伸度は1.5%〜3゜0%とされている。またベル
トは少なくとも2層のスチールコードが交差する主幹ベ
ルト(破断強度165kg/本〜130(1kg/本、
破断伸度1゜5%〜3.0%)と、少なくとも1層の保
護ベルト(破断強度120kg/本〜350kg/本、
破断伸度4.0%〜8.0%)とで構成されており、ク
ラウン半径は少なくともタイヤ半径と同等かそれ以上と
されている。またバイアスタイヤに用い次に、本発明の
第2実施例の建設車両用空気入りタイヤを第3図に示す
、尚第2実施例及び後述する第3実施例、第4実施例の
タイヤは、パターン部分を除き、タイヤサイズ、構造等
全て同一である。この第2実施例の建設車両用空気入り
タイヤ36のクラウン部38のラグ溝40の第1実施例
の建設車両用空気入りタイヤ10の各位に対応する値は
、第2表に示される如くなっている。
造は実施例に拘束されず全サイズに及びカーカスがラジ
アル構造の場合は、カーカスプライに用いるスチールコ
ードの破断強度は165kg/本〜1300kg/本、
破断伸度は1.5%〜3゜0%とされている。またベル
トは少なくとも2層のスチールコードが交差する主幹ベ
ルト(破断強度165kg/本〜130(1kg/本、
破断伸度1゜5%〜3.0%)と、少なくとも1層の保
護ベルト(破断強度120kg/本〜350kg/本、
破断伸度4.0%〜8.0%)とで構成されており、ク
ラウン半径は少なくともタイヤ半径と同等かそれ以上と
されている。またバイアスタイヤに用い次に、本発明の
第2実施例の建設車両用空気入りタイヤを第3図に示す
、尚第2実施例及び後述する第3実施例、第4実施例の
タイヤは、パターン部分を除き、タイヤサイズ、構造等
全て同一である。この第2実施例の建設車両用空気入り
タイヤ36のクラウン部38のラグ溝40の第1実施例
の建設車両用空気入りタイヤ10の各位に対応する値は
、第2表に示される如くなっている。
また、本発明の第3実施例の建設車両用空気入りタイヤ
を第4図(A)及び第4図(B)に示す、この建設車両
用空気入りタイヤ42のクラウン部44のラグ溝46は
一部曲線で構成された波状とされており、ラグ溝46の
第1実施例の建設車両用空気入りタイヤ10の各位に対
応する値は、第2表に示される如くなっている。
を第4図(A)及び第4図(B)に示す、この建設車両
用空気入りタイヤ42のクラウン部44のラグ溝46は
一部曲線で構成された波状とされており、ラグ溝46の
第1実施例の建設車両用空気入りタイヤ10の各位に対
応する値は、第2表に示される如くなっている。
また、本発明の第4実施例の建設車両用空気入りタイヤ
を第5図(A)及び第5図(B)に示す、この第4実施
例の建設車両用空気入りタイヤ47のクラウン部48の
ラグ溝49の第1実施例の建設車両用空気入りタイヤ1
0の各位に対応する値は、第2表に示される如くとなっ
ている。
を第5図(A)及び第5図(B)に示す、この第4実施
例の建設車両用空気入りタイヤ47のクラウン部48の
ラグ溝49の第1実施例の建設車両用空気入りタイヤ1
0の各位に対応する値は、第2表に示される如くとなっ
ている。
(実験例)
第1実施例〜第4実施例の建設車両用空気入りタイヤ(
タイヤサイズは18.0OR25**E4、荷重は約9
200kg、空気圧は7.0kgf/c++f)をダン
プトラックに装着し、土と細かい砕石とが混合され踏み
固められた非舗装路面を走行し耐摩耗性の実験を行った
。
タイヤサイズは18.0OR25**E4、荷重は約9
200kg、空気圧は7.0kgf/c++f)をダン
プトラックに装着し、土と細かい砕石とが混合され踏み
固められた非舗装路面を走行し耐摩耗性の実験を行った
。
第7図に示される従来パターン1の建設車両用空気入り
タイヤ50の摩耗寿命を100とした場合の第1実施例
〜第4実施例の建設車両用空気入りタイヤの摩耗寿命指
数は第3表に示される如くなり、耐摩耗性を向上するこ
とができた。
タイヤ50の摩耗寿命を100とした場合の第1実施例
〜第4実施例の建設車両用空気入りタイヤの摩耗寿命指
数は第3表に示される如くなり、耐摩耗性を向上するこ
とができた。
また、第1実施例においては、第1図(C)に示され如
く、ラグ部18をタイヤ周方向に二等分するラグ部中心
線19に沿って第1図(C)の右端部から取った各仮想
点11■、■、■、V、VI、■、■の接地順序は、タ
イヤ回転方向(第1図(C)の下方)に対して、仮想点
I、II、■、■、■、■、■、■の順となる。このた
め、ラグ部18の接地順を一方向でなく分散させること
ができ、耐摩耗性に有利となり、かつ耐サイドスリップ
性を向上することができる。
く、ラグ部18をタイヤ周方向に二等分するラグ部中心
線19に沿って第1図(C)の右端部から取った各仮想
点11■、■、■、V、VI、■、■の接地順序は、タ
イヤ回転方向(第1図(C)の下方)に対して、仮想点
I、II、■、■、■、■、■、■の順となる。このた
め、ラグ部18の接地順を一方向でなく分散させること
ができ、耐摩耗性に有利となり、かつ耐サイドスリップ
性を向上することができる。
また、第4実施例においては、第5図(B)に示され如
く、ラグ部48Aのラグ部中心線48Bに沿って第5図
(B)の右端部から取った各仮想点■、■、■、■、V
、Vl、■、■、■、X、 XI、XIIの接地順序は
、タイヤ回転方向(第5図(B)の下方)に対して、仮
想点■、■、■(VI) 、V、■、■、■(X)、■
、X■、XIO順となる。このため、ラグ部48Aの接
地順を一方向でなく分散させることができ、耐摩耗性に
有利となり、かつ耐サイドスリップ性を向上するこ第3
表 なお、第3表において、従来パターン2は第8図(A)
〜(B)に示す従来の建設車両用空気入りタイヤ60を
示し、従来パターン1も含め、パターン部分を除きタイ
ヤサイズ、構造等を実施例と同一とした。
く、ラグ部48Aのラグ部中心線48Bに沿って第5図
(B)の右端部から取った各仮想点■、■、■、■、V
、Vl、■、■、■、X、 XI、XIIの接地順序は
、タイヤ回転方向(第5図(B)の下方)に対して、仮
想点■、■、■(VI) 、V、■、■、■(X)、■
、X■、XIO順となる。このため、ラグ部48Aの接
地順を一方向でなく分散させることができ、耐摩耗性に
有利となり、かつ耐サイドスリップ性を向上するこ第3
表 なお、第3表において、従来パターン2は第8図(A)
〜(B)に示す従来の建設車両用空気入りタイヤ60を
示し、従来パターン1も含め、パターン部分を除きタイ
ヤサイズ、構造等を実施例と同一とした。
本発明は上記の構成としたので発熱耐久性を維持しつつ
トレッドの耐摩耗性を向上することができるという優れ
た効果を有する。
トレッドの耐摩耗性を向上することができるという優れ
た効果を有する。
第1図(A)〜(C)は本発明の第1実施例の建設車両
用空気入りタイヤのトレッドを示す平面図、第2図は本
発明の第1実施例の建設車両用空気入りタイヤを示すタ
イヤ幅方向に沿って切断しハツチングを省略した左半分
の断面図、第3図は本発明の第2実施例の建設車両用空
気入りタイヤのトレッドを示す平面図、第4図(A)及
び(B)は本発明の第3実施例の建設車両用空気入りタ
イヤのトレッドを示す平面図、第5図(A)及び(B)
は本発明の第4実施例の建設車両用空気入りタイヤのト
レッドを示す平面図、第6図はD/Cと平均耐摩耗指数
との関係を示すグラフ、第7図は従来の建設車両用空気
入りタイヤのトレッドを示す平面図、第8図(A)及び
(C)は他の従来の建設車両用空気入りタイヤのトレッ
ドを示す平面図、第8図(B)は第8図(A)の従来の
建設車両用空気入りタイヤのトレッドの接地形状を示す
図、第9図はヒールアンドトウ摩耗を示す線図である。 1O136,42,47・・・建設車両用空気入りタイ
ヤ、 12・・・トレッド、 15.38.44.48・・・クラウン部、16.40
.46.49・・・ラグ溝、22・・・クラウン部中心
線、 24・・・ラグ溝中心線、 26.30,32.34・・・子午線、28・・・垂線
群。
用空気入りタイヤのトレッドを示す平面図、第2図は本
発明の第1実施例の建設車両用空気入りタイヤを示すタ
イヤ幅方向に沿って切断しハツチングを省略した左半分
の断面図、第3図は本発明の第2実施例の建設車両用空
気入りタイヤのトレッドを示す平面図、第4図(A)及
び(B)は本発明の第3実施例の建設車両用空気入りタ
イヤのトレッドを示す平面図、第5図(A)及び(B)
は本発明の第4実施例の建設車両用空気入りタイヤのト
レッドを示す平面図、第6図はD/Cと平均耐摩耗指数
との関係を示すグラフ、第7図は従来の建設車両用空気
入りタイヤのトレッドを示す平面図、第8図(A)及び
(C)は他の従来の建設車両用空気入りタイヤのトレッ
ドを示す平面図、第8図(B)は第8図(A)の従来の
建設車両用空気入りタイヤのトレッドの接地形状を示す
図、第9図はヒールアンドトウ摩耗を示す線図である。 1O136,42,47・・・建設車両用空気入りタイ
ヤ、 12・・・トレッド、 15.38.44.48・・・クラウン部、16.40
.46.49・・・ラグ溝、22・・・クラウン部中心
線、 24・・・ラグ溝中心線、 26.30,32.34・・・子午線、28・・・垂線
群。
Claims (1)
- (1)トレツドのクラウン部両端からクラウン部中央部
に延びて一方の端部がクラウン部の端縁に開放され他方
の端部がクラウン部内で閉ざされるラグ溝を有する建設
車両用空気入りタイヤにおいて、前記クラウン部表面の
クラウン部中心線の片側のラグ溝をタイヤ周方向に二等
分するラグ溝中心線上の各点から前記ラグ溝中心線を横
切らずにクラウン部表面上に任意にとった子午線に下ろ
した垂線群の垂線の最大長さと最小長さとの差Dをトレ
ツドのクラウン部の弧の長さCに対し0.08C≦D≦
0.12Cの値を満足するように設定し、前記ラグ溝中
心線がクラウン部中心線の片側で少なくとも1回山型状
に曲がり、クラウン部総面積A_Tとラグ溝部の占める
ネガティブ面積A_Nが0.21≦A_N/A_T≦0
.28の関係を満足するように設定したことを特徴とし
た建設車両用空気入りタイヤ。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP1339590A JPH03197207A (ja) | 1989-12-27 | 1989-12-27 | 建設車両用空気入りタイヤ |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP1339590A JPH03197207A (ja) | 1989-12-27 | 1989-12-27 | 建設車両用空気入りタイヤ |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH03197207A true JPH03197207A (ja) | 1991-08-28 |
Family
ID=18328917
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP1339590A Pending JPH03197207A (ja) | 1989-12-27 | 1989-12-27 | 建設車両用空気入りタイヤ |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPH03197207A (ja) |
Cited By (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2002307913A (ja) * | 2001-04-09 | 2002-10-23 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 空気入りタイヤ |
JP2011251685A (ja) * | 2011-09-15 | 2011-12-15 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 空気入りタイヤ |
JP2015057344A (ja) * | 2012-07-04 | 2015-03-26 | 株式会社ブリヂストン | タイヤ |
-
1989
- 1989-12-27 JP JP1339590A patent/JPH03197207A/ja active Pending
Cited By (4)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP2002307913A (ja) * | 2001-04-09 | 2002-10-23 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 空気入りタイヤ |
JP2011251685A (ja) * | 2011-09-15 | 2011-12-15 | Sumitomo Rubber Ind Ltd | 空気入りタイヤ |
JP2015057344A (ja) * | 2012-07-04 | 2015-03-26 | 株式会社ブリヂストン | タイヤ |
US9815337B2 (en) | 2012-07-04 | 2017-11-14 | Bridgestone Corporation | Pneumatic tire |
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