DE3725495A1

DE3725495A1 - Brennkraftmaschine

Info

Publication number: DE3725495A1
Application number: DE3725495A
Authority: DE
Inventors: Hideaki Ushio; Tadayoshi Hayashi; Kazuo Shibata; Yoshikazu Fujisawa; Tsunehisa Hata
Original assignee: Honda Motor Co Ltd
Current assignee: Honda Motor Co Ltd
Priority date: 1986-07-31
Filing date: 1987-07-31
Publication date: 1988-02-04
Also published as: CA1328385C; GB2193786B; FR2602272B1; FR2602272A1; DE3725495C2; US4817578A; GB8718149D0; GB2193786A

Description

Die vorliegende Erfindung betrifft eine Brennkraftmaschine, insbesondere eine Brennkraftmaschine mit einem aus Leichtmetall gefertigten Zylinderblock, der um die Zylinderbohrung eine Wand aufweist, die aus einem zylindrischen, faserverstärkten Abschnitt besteht, der aus einer Mischung aus einer Faser auf Tonerde- oder Aluminiumoxidbasis und einer Kohlenstoffaser mit einer Leichtmetallmatrix gebildet ist, und mit einem Kolben, auf dem ein Kolbenring befestigt ist, der gleitend oder verschiebbar in der Zylinderbohrung aufgenommen ist.

Es ist eine herkömmliche Brennkraftmaschine bekannt, bei welcher ein Zylinderblock eine Zylinderbuchse umfaßt, die aus einer aus teilweise stabilisiertem Zirkoniumdioxid gefertigten inneren Schale und aus einer aus Grauguß gefertigten äußeren Schale besteht (siehe US-Patent Nr. 45 44 607).

Diese Brennkraftmaschine ist jedoch für die Erzeugung einer Gewichtsverminderung unzulänglich, weil die äußere Schale in der Zylinderbuchse aus Grauguß gefertigt ist.

Es ist auch eine Konstruktion vorgeschlagen worden, bei welcher der Zylinderblock unter Verwendung eines Leichtmetalls hergestellt wird und die Wand der Zylinderbohrung aus einem zylindrischen, faserverstärkten Abschnitt besteht, der aus einer Verstärkungsfaser und einer Leichtmetallmatrix gebildet ist. In diesem Fall sind jedoch Probleme mit der Festigkeit des zylindrischen, faserverstärkten Abschnitts, der Gleiteigenschaften des dem Zylinder angepaßten Kolbens und Kolbenrings, der maschinellen Bearbeitbarkeit und dgl. aufgetreten.

Aufgabe der vorliegenden Erfindung ist es, eine Brennkraftmaschine anzugeben, die einen aus Leichtmetall gefertigten Zylinderblock aufweist und einen zylindrischen, faserverstärkten Abschnitt der vorstehend beschriebenen Art umfaßt, wobei der zylindrische, faserverstärkte Abschnitt verbesserte Festigkeit, Gleiteigenschaften und maschinelle Bearbeitbarkeit hat, und wobei der Kolben und Kolbenring ebenfalls verbesserte Gleiteigenschaften haben.

Zur Lösung dieser Aufgabe ist erfindungsgemäß eine Brennkraftmaschine mit einem aus Leichtmetall gefertigten Zylinderblock vorgesehen, der um die Zylinderbohrung eine Wand aufweist, die aus einem zylindrischen, faserverstärkten Abschnitt besteht, der aus einer Mischung aus einer Faser auf Tonerde- bzw. Aluminiumoxidbasis und einer Kohle- oder Kohlenstoffaser mit einer Leichtmetallmatrix gebildet ist, wobei die Faser auf Aluminiumoxidbasis einen Faservolumenanteil im Bereich von 8 bis 20% und die Kohlenstoffaser einen Faservolumenanteil im Bereich von 0,3 bis 15% hat, und wobei ein durchschnittliches Längen/Durchmesserverhältnis im Bereich von 10 bis 100 und ein Elastizitätsmodul im Bereich von 20 bis 30 t/mm² liegt.

Erfindungsgemäß ist auch eine Brennkraftmaschine der oben beschriebenen Art vorgesehen, bei welcher die Faser auf Tonerde- bzw. Aluminiumoxidbasis 25 Gew.-% oder weniger Kieselerde oder Siliziumoxid enthält, ein durchschnittliches Längen/Durchmesserverhältnis im Bereich von 20 bis 150 und eine Alpharate bzw. einen Alphagrad im Bereich von 2 bis 60% hat.

Es ist erfindungsgemäß auch eine Brennkraftmaschine der oben beschriebenen Art vorgesehen, bei welcher die Faser auf Tonerde- bzw. Aluminiumoxidbasis Granalien oder Körner enthält, wobei der ganzen Körnergehalt im Bereich von 10 Gew.-% oder weniger liegt, wobei der Gehalt an Körnern mit einer mittleren Partikelgröße von 100 µm und mehr im Bereich von 2,5 Gew.-% oder weniger liegt, wobei der Gehalt an Körnern mit einer mittleren Partikelgröße von weniger als 150 µm im Bereich von 4 Gew.-% oder weniger liegt, und wobei der Gehalt an Körnern mit einer mittleren Partikelgröße vom 50fachen eines mittleren Durchmessers der Faser auf Tonerde- bzw. Aluminiumoxidbasis und mehr im Bereich von 4 Gew.-% oder weniger liegt, basierend auf der Faser auf Tonerde bzw. Aluminiumoxidbasis, welche die Körner enthält.

Erfindungsgemäß ist auch eine Brennkraftmaschine der oben beschriebenen Art vorgesehen, bei welcher die innere Umfangsfläche des faserverstärkten Abschnitts eine Rauhigkeit auf einem Niveau oder einer Größe hat, das bzw. die gleich oder niedriger als die Hälfte des mittleren Durchmessers der Faser auf Tonerde- bzw. Aluminiumoxidbasis ist.

Es ist auch erfindungsgemäß eine Brennkraftmaschine der oben beschriebenen Art vorgesehen, bei welcher das Leichtmetall eine Aluminiumlegierung ist, die 1,65 bis 14,0 Gew.-% Si enthält, wobei das Verhältnis zwischen der Menge primären Kristallsiliziums bzw. primären Si-Kristalls in dem faserverstärkten Abschnitt und der Menge primären Kristallsiliziums in dem nur Leichtmetall enthaltenden Abschnitt größer als 1 und kleiner oder gleich 4 ist, und wobei eine mittlere Partikelgröße primären Kristallsiliziums in dem faserverstärkten Abschnitt ein Niveau bzw. eine Größe hat, das bzw. die niedriger als der mittlere Durchmesser der Faser auf Tonerde- bzw. Aluminiumoxidbasis ist.

Erfindungsgemäß ist auch eine Brennkraftmaschine der eingangs genannten Art vorgesehen, bei welcher das Leichtmetall eine Aluminiumlegierung ist, die 14 bis 24 Gew.-% Si enthält.

Es ist erfindungsgemäß auch eine Brennkraftmaschine der oben beschriebenen Art vorgesehen, bei welcher an der äußeren Umfangsfläche des Kolbens eine eisenplattierte Schicht und auf der Oberfläche der eisenplattierten Schicht eine zinnplattierte Schicht ausgebildet ist, wobei die eisenplattierte Schicht eine Härte von Hv 250 oder mehr und eine Dicke von 5 bis 30 µm aufweist, und wobei die zinnplattierte Schicht eine Dicke von 1 bis 10 µm aufweist.

Erfindungsgemäß ist auch eine Brennkraftmaschine der oben beschriebenen Art vorgesehen, bei welcher der Kolbenring aus einem austenitischen bzw. unmagnetischen, nichtrostenden Stahl gebildet ist.

Es ist erfindungsgemäß auch eine Brennkraftmaschine der oben beschriebenen Art vorgesehen, bei welcher der Kolbenring aus einer Legierung auf Eisenbasis gebildet ist, wobei auf der äußeren Umfangsfläche des Kolbenrings eine Nitridschicht ausgebildet ist, und wobei die Rate, der Grad oder das Maß einer die äußere Umfangsfläche einnehmenden Karbonatfläche bei 5% oder weniger liegt.

Erfindungsgemäß ist auch eine Brennkraftmaschine der oben beschriebenen Art vorgesehen, bei welcher der Kolbenring aus einer Legierung auf Eisenbasis gebildet ist, wobei auf einer äußeren Umfangsfläche des Kolbenrings eine hartchromplattierte Schicht ausgebildet ist, wobei die plattierte Schicht eine Dicke im Bereich von 10 bis 150 µm und eine Härte im Bereich von Hv 600 bis 1000 aufweist.

Es ist auch erfindungsgemäß eine Brennkraftmaschine der oben beschriebenen Art vorgesehen, bei welcher der Kolbenring aus einer Legierung auf Eisenbasis gebildet ist, wobei eine äußere Umfangsfläche des Kolbenrings mit einer eisenplattierten Schicht versehen ist, die harte Partikeln enthält.

Erfindungsgemäß ist auch eine Brennkraftmaschine der oben beschriebenen Art vorgesehen, bei welcher der Kolbenring aus einer Legierung auf Eisenbasis gebildet ist, wobei eine äußere Umfangsfläche des Kolbenrings mit einer metallplattierten Schicht auf Nickelbasis versehen ist, die harte Partikeln enthält.

Durch die vorstehend genannten Konstruktionen ist es möglich, eine Brennkraftmaschine bereitzustellen, bei welcher der zylindrische, faserverstärkte Abschnitt faserverstärkende Fähigkeiten, wie beispielsweise Verbesserungen bei kratz- bzw. ritzkritischem Oberflächendruck durch die Faser auf Tonerde- bzw. Aluminiumoxidbasis, anfreßkritischem Oberflächendruck, Verschleißfestigkeit und dgl., sowie schmierende Fähigkeiten durch die Karbon- bzw. Kohlenstoffaser und eine ausgezeichnete Festigkeit hat, wobei er sogar in nicht geschmiertem Zustand eine ausgezeichnete Gleiteigenschaft zeigt.

Es ist auch möglich, eine Brennkraftmaschine bereitzustellen, die einen hochfesten, zylindrischen, faserverstärkten Abschnitt umfaßt, der unter Verwendung eines Faserformteils hergestellt ist, das ein ausgezeichnetes Formbewahrungsvermögen hat und das eine befriedigende faserverstärkende Fähigkeit aufweisen kann.

Auch ist es möglich, eine Brennkraftmaschine bereitzustellen, die einen zylindrischen, faserverstärkten Abschnitt mit guter Schneideigenschaft, beispielsweise maschineller Bearbeitbarkeit, aufweist.

Es ist auch möglich, eine Brennkraftmaschine bereitzustellen, welche einen Kolben aufweist, der eine eisenplattierte Schicht mit Verschleißfestigkeit und eine auf der Oberfläche der eisenplattierten Schicht ausgebildete zinnplattierte Schicht mit Schmierfähigkeiten hat.

Auch ist es möglich, eine Brennkraftmaschine bereitzustellen, bei welcher durch die Ausbildung des Kolbenringes aus einem aus austenitartigem, nichtrostendem Stahl ein thermischer Ausdehnungskoeffizient des Kolbenrings demjenigen der Aluminiumlegierung, welche den Zylinderblock bildet, angenähert werden kann, wodurch ein Zusammensetzungs- oder Anpassungsspiel für den Kolbenring zur Vermeidung einer gegenseitigen Beeinflussung von Kolbenring und Innenwand der Zylinderbohrung beim Anlassen der Maschine bei niedriger Temperatur sichergestellt ist, während eine Zunahme des Anpassungsspiels für den Kolbenring bei höherer Temperatur der Maschine unterdrückt und dadurch eine Durchblasgasmenge und der Kraftstoffverbrauch vermindert werden.

Auch ist es möglich, eine Brennkraftmaschine bereitzustellen, bei welcher die aus einer Legierung auf Eisenbasis gefertigte äußere Umfangsfläche des Kolbenringes eine Nitridschicht hat, die befriedigend an den faserverstärkten Abschnitt anschmiegbar ist, und bei welcher die Rate, der Grad oder das Maß einer die äußere Umfangsfläche einnehmenden Kabonatfläche so spezifiziert ist, daß eine Abnahme der Größe des Verschleißes des zylindrischen, faserverstärkten Abschnitts bewirkt wird.

Es ist auch möglich, eine Brennkraftmaschine bereitzustellen, bei welcher die Gleiteigenschaften zwischen dem Kolbenring und dem zylindrischen, faserverstärkten Abschnitt verbessert sind durch Ausbildung der hartchromplattierten Schicht, wobei die eisenplattierte Schicht die harten Partikeln enthält, oder durch Ausbildung der die harten Partikeln enthaltenden nickelplattierten Schicht auf der äußeren Umfangsfläche des Kolbenrings aus der Legierung auf Eisenbasis.

Die obigen und andere Merkmale, Eigenschaften und Vorteile der Erfindung ergeben sich beim Lesen der folgenden detaillierten Beschreibung bevorzugter Ausführungsformen anhand der Zeichnungen. Von den Figuren zeigt:

Fig. 1 einen längs der Linie I-I in Fig. 3 genommenen Schnitt durch eine Brennkraftmaschine, bei welcher die Erfindung angewendet ist,

Fig. 2 eine perspektivische Darstellung des Zylinderblocks der Brennkraftmaschine nach Fig. 1,

Fig. 3 eine Draufsicht auf den Zylinderblock,

Fig. 4 einen längs der Linie IV-IV in Fig. 3 genommenen Schnitt,

Fig. 5 einen längs der Linie V-V in Fig. 4 genommenen Schnitt,

Fig. 6 eine perspektivische Darstellung eines Faserformteils,

Fig. 7 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem Volumenprozentgehalt einer Kohlenstoffaser und dem Verformungswiderstand des faserverstärkten Abschnitts zeigt,

Fig. 8 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem mittleren Längen/Durchmesserverhältnis der Kohlenstoffaser und dem Verformungswiderstand des faserverstärkten Abschnitts eines ersten Beispiels zeigt,

Fig. 9 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem Elastizitätsmodul der Kohlenstoffaser und dem Verformungswiderstand des faserverstärkten Abschnitts des ersten Beispiels nach Fig. 8 zeigt,

Fig. 10 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem mittleren Längen/Durchmesserverhältnis der Kohlenstoffaser und der Verschleißmenge des faserverstärkten Abschnitts des ersten Beispiels nach den Fig. 8 und 9 zeigt,

Fig. 11 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung der für eine Gußoperation erforderlichen Zeit und der Druckkraft auf das geschmolzene Metall zeigt,

Fig. 12 eine Mikrofotografie, welche die metallografische Struktur des faserverstärkten Abschnitts und des einzelnen Leichtmetallabschnitts zeigt,

Fig. 13 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem Gehalt an Metallkörnern mit Partikelgrößen von 150 µm und mehr und dem Verformungswiderstand des faserverstärkten Abschnitts zeigt,

Fig. 14 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem Gehalt an Körnern mit Partikelgrößen von 150 µm oder mehr und den größenkritischen Oberflächendruck des faserverstärkten Abschnitts zeigt,

Fig. 15A eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem Gehalt an Körnern mit Partikelgrößen von weniger als 150 µm und dem größenkritischen Oberflächendruck des faserverstärkten Abschnitts zeigt,

Fig. 15B eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen einem Vergleich der durchschnittlichen oder mittleren Partikelgröße der Körner mit dem durchschnittlichen oder mittleren Durchmesser der Faser auf Aluminiumbasis und dem Verformungswiderstand des faserverstärkten Abschnitts zeigt,

Fig. 16 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem Gesamtgehalt der Körner und dem Verformungswiderstand des faserverstärkten Abschnitts zeigt,

Fig. 17 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem Gehalt an Kieselerde oder Siliziumoxid und dem Verformungswiderstand des faserverstärkten Abschnitts zeigt,

Fig. 18 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem Alphagrad von Tonerde bzw. Aluminiumoxid und der Druck- oder Zugfestigkeit des faserverstärkten Abschnitts zeigt,

Fig. 19 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen der Oberflächenrauhigkeit einer Spitze und einer Scheibe und dem auf die Spitze wirkenden Oberflächendruck zeigt,

Fig. 20 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem Faservolumenanteil der Faser auf Tonerde- bzw. Aluminiumoxidbasis und dem auf die Spitze wirkenden Oberflächendruck zeigt,

Fig. 21 eine grafische Darstellung der Beziehung zwischen dem Faservolumenanteil bzw. -bruchteil der Faser auf Tonerde- bzw. Aluminiumoxidbasis und den Verschleißmengen der Spitze und der Scheibe,

Fig. 22 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem mittleren Längen/Durchmesserverhältnis der Faser auf Tonerde- bzw. Aluminiumbasis und dem Verformungswiderstand des faserverstärkten Abschnitts zeigt,

Fig. 23 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem Alphagrad von Tonerde bzw. Aluminiumoxid und dem Verformungswiderstand des faserverstärkten Abschnitts zeigt,

Fig. 24 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen dem Si-Gehalt der Aluminiumlegierung und der Verschleißmenge der Aluminiumlegierung zeigt,

Fig. 25 einen Längsschnitt durch einen Kolben,

Fig. 26 den Teil des Kolbens im Kreis XXVI in Fig. 25 in vergrößerter Darstellung,

Fig. 27A eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen der Härte der eisenplattierten Schicht und dem darauf wirkenden Oberflächendruck zeigt,

Fig. 27B eine grafische Darstellung, welche die Ergebnisse eines Gleittests von der Art Spitze-auf-Scheibe zeigt,

Fig. 28 eine Draufsicht auf einen Kolbenring,

Fig. 29 eine perspektivische Darstellung des Kolbenrings,

Fig. 30 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen der Karbonatflächen einnehmenden Rate und den Verschleißmengen des faserverstärkten Abschnitts und des Kolbenrings zeigt,

Fig. 31 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen einer Kombination aus verschiedenen Prüfstücken und dem Oberflächendruck zeigt,

Fig. 32 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen der Gleitdistanz und den Verschleißmengen an den Prüfstücken zeigt,

Fig. 33 eine perspektivische Darstellung eines Kolbenrings,

Fig. 34 einen längs der Linie XXXIV-XXXIV in Fig. 33 genommenen Schnitt in vergrößerter Darstellung,

Fig. 35 eine grafische Darstellung, welche die Anfreß- bzw. Belegungscharakteristiken zeigt,

Fig. 36 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen der Gleitdistanz und Größen des Spitzen- und Scheibenverschleißes zeigt,

Fig. 37 eine grafische Darstellung, die eine Anfreßcharakteristik zeigt, und

Fig. 38 eine grafische Darstellung, welche die Beziehung zwischen der Gleitdistanz und Größen des Spitzen- und Scheibenverschleißes zeigt.

Die Fig. 1 zeigt eine Brennkraftmaschine E mit einem Zylinderblock 1 vom Zwillings- oder Verbundtyp, der aus einer Aluminiumlegierung gegossen ist, die ein Leichtmetall ist, mit einem an dem Zylinderblock 1 befestigten Zylinderkopf 2 mit einem in einer Zylinderbohrung 3 im Zylinderblock 1 gleitend aufgenommenen Kolben 4, mit einem ersten und zweiten Verdichtungsring 6₁ und 6₂, die in einer ersten und zweiten Verdichtungsringnut 5₁ bzw. 5₂ im Kolben 4 angeordnet sind, und mit einem Öl- oder Schmierungsring 6₃, der in einer Ölringnut 5₃ im Kolben 4 angeordnet ist. Der erste und zweite Verdichtungsring 6₁ und 6₂ und der Öl- bzw. Ölabstreifring 6₃ bilden eine Kolbenringanordnung.

Nach den Fig. 1 bis 5 umfaßt der Zylinderblock einen Zylindermantel 7, der aus mehreren miteinander verbundenen Zylindermantelabschnitten, beispielsweise den Abschnitten 7₁ bis 7₄ für eine Vierzylindermaschine bestehen und von denen jeder eine Zylinderbohrung aufweist, eine den Zylindermantel 7 vom Verbundtyp umgebende äußere Zylinderblockwand 8 und ein Kurbelgehäuse 9, das mit der äußeren Zylinderblockwand 8 verbunden ist. Zwischen dem Zylindermantel 7 vom Verbundtyp und der äußeren Zylinderblockwand 8 ist ein Wassermantel 10 ausgebildet. Am oberen Ende des Wassermantels 10 sind nahe bei der Anschlußfläche für den Zylinderkopf der Zylindermantel 7 vom Verbundtyp und die äußere Zylinderblockwand 8 durch mehrere verstärkende Deckabschnitte 11 teilweise miteinander verbunden. Die offenen Abschnitte zwischen benachbarten verstärkenden Deckabschnitten wirken als Kühlmittelkommunikationsöffnungen 12 zum Zylinderkopf. Auf diese Weise ist der Zylinderblock 1 als ein Block vom sog. geschlossenen Decktyp konstruiert.

Jeder Zylindermantelabschnitt 7₁ bis 7₄ umfaßt einen zylindrischen, faserverstärkten Abschnitt C, der eine Zylinderbohrungswand 3 oder einen peripheren Abschnitt der Wand 3 faserverstärkt, und einen aus einer Aluminiumlegierung gefertigten zylindrischen Abschnitt, welcher einen äußeren Umfang des zylindrischen faserverstärkten Abschnitts längs umgibt. Der faserverstärkte Abschnitt C besteht aus einem zylindrischen Fasergußteil bzw. -formteil F (Fig. 6), das aus einer Mischung aus einer Faser auf Alaunerde- bzw. Aluminiumoxidbasis und einer Kohlenstoffaser als verstärkende Fasern und aus einer in das Faserformteil F gefüllten Aluminiumlegierungsmatrix.

In dem Faserformteil F ist ein Verhältnis der mittleren Länge der Kohlenstoffaser zur mittleren Länge der Faser auf Tonerde- bzw. Aluminiumoxidbasis auf einen Bereich von 0,5 bis 2,0, vorzugsweise von 0,5 bis 1,5 eingestellt und ein mittleres Längen/ Durchmesserverhältnis l/d ist auf den Bereich von 10 bis 100 eingestellt, wobei l die Länge und d den Durchmesser dieser Faser bedeuten.

Die Verwendung der Kohlenstoffaser zusammen mit der Faser auf Aluminiumoxidbasis ist für die Erzeugung einer Verbesserung der Gleiteigenschaften des faserverstärkten Abschnitts C aufgrund der Schmierungseigenschaften der Kohlenstoffaser wirksam. In diesem Zusammenhang sei darauf hingewiesen, daß beide Typen von Fasern gleichmäßig in der Leichtmetallmatrix verteilt sind. Dazu wird ein Verhältnis der mittleren Längen beider Fasern auf einen Bereich von 0,5 bis 2,0, vorzugsweise von 0,5 bis 1,5, insbesondere auf 1, eingestellt. Wenn alle Fasern von einheitlichem Durchmesser sind, kann ein Faserformteil hergestellt werden, bei dem beide Fasertypen gleichmäßig gemischt sind. Zu diesem Zweck ist der bevorzugte Bereich für das Verhältnis zwischen dem maximalen Faserdurchmesser zum minimalen Faserdurchmesser 10 oder weniger.

Um eine Verminderung der Festigkeit des Materials zu verhindern, wenn die Kohlenstoffaser gemeinschaftlich verwendet wird, wird, wie oben beschrieben, das mittlere Längen/Durchmesserverhältnis vorzugsweise auf einen Bereich von 10 bis 100 eingestellt. Wenn in diesem Fall das Längen/Durchmesserverhältnis kleiner als 10 ist, wird die Festigkeit der Zwischenverbindung zwischen der Leichtmetallmatrix und der Kohlenstoffaser kleiner und dies bewirkt nicht nur einen beschleunigten Verschleiß aufgrund eines Ausfalls der Kohlenstoffaser aus der Leichtmetallmatrix, sondern es wird auch keine verstärkende Festigkeit erzeugt. Wenn andererseits das mittlere Längen/Durchmesserverhältnis 100 überschreitet, kann die Kohlenstoffaser nicht gleichmäßig verteilt werden und dies hat nicht nur eine große Aussparungswirkung zur Folge, die eine Festigkeitsverminderung mit sich bringt.

Wenn eine Kohlenstoffaser verwendet wird, wird die Schmierfähigkeit um so mehr verbessert und der Elastizitätsmodul um so mehr erhöht, je mehr Prozent Graphitbildung der Faser vorhanden ist. Während des Gießens besteht jedoch der Nachteil, daß nicht nur die Benetzungseigenschaften der Leichtmetallmatrix vermindert werden, sondern auch die Prozentlängenänderung erniedrigt wird, und die Kohlenstoffaser kann beim Kompoundierungs- bzw. Verbundprozeß leicht gebrochen werden, was eine Verminderung der Festigkeit des faserverstärkten Abschnitts C zur Folge hat. Außerdem ist ein weniger fester Artikel einer teerartigen Kohlenstoffaser in Bezug auf die Zwischenflächenfestigkeit geringwertiger und kann keinen faserverstärkten Abschnitt C bilden, der die erforderliche Festigkeit hat.

Die geeignetsten Fasern haben einen Elastizitätsmodul von 20 bis 30 t/mm² und die Verwendung solcher Kohlenstoffasern ermöglichen es, einen faserverstärkten Abschnitt C zu erzeugen, der die erforderliche Festigkeit hat.

Die geeignetsten Fasern haben auch einen mittleren Durchmesser von 6 bis 8 µm und eine mittlere Länge von 100 bis 200 µm. Vorzugsweise wird in diesem Fall der Gehalt an Kohlenstoffaser mit einer Länge von 20 µm oder weniger auf 15 Gew.-% oder weniger und der Gehalt an Kohlenstoffasern mit einer Länge von 300 µm oder mehr auf 9 Gew.-% oder weniger eingestellt.

Verwendbare Fasern auf Aluminiumoxidbasis enthalten Aluminiumoxidfasern, Aluminiumoxid-Siliziumoxid-Fasern usw., weil sie Verbesserungen in der Festigkeit des faserverstärkten Abschnitts, der Ritzhärte, des Anfressens, des Verschleißwiderstandes und dgl. bringen. Einige solcher Fasern auf Aluminiumoxidbasis sind beispielsweise Saffil, das von ICI kommerziell erhältlich ist, Fiber FP, das von E. I. Dupont de Nemour & Co. erhältlich ist, und dgl.

Der Faservolumenanteil Vf oder der Volumenprozentgehalt der Faser auf Aluminiumoxidbasis ist auf einen Bereich von 8 bis 20% eingestellt, während der Anteil Vf der Kohlenstoffasern auf einen Bereich von 0,3 bis 15% eingestellt ist.

Wenn der Faservolumenanteil der Kohlenstoffaser wie oben definiert eingestellt wird, können die Gleiteigenschaften verbessert werden.

Wenn jedoch der Faservolumenanteil der Kohlenstoffaser weniger als 0,3% beträgt, kann der oben erwähnte, auf der Schmierfähigkeit der Kohlenstoffaser beruhende Effekt nicht erhalten werden. Wenn andererseits der Faservolumenanteil der Kohlenstoffaser 15% überschreitet, wird der totale Faservolumenanteil in Bezug auf die Faser auf Aluminiumoxidbasis erhöht, und die Verwendung einer Mischung aus diesen Fasern zur Erzeugung eines Faserformteils führt zu einem erniedrigten Formbeibehaltungsvermögen des resultierenden Faserformteils F und zu einem erniedrigten Verformungswiderstand des resultierenden faserverstärkten Abschnitts C, wie es aus der Fig. 7 hervorgeht.

In dieser Fig. 7 zeigt eine Linie A₁₂ eine Variation des Verformungswiderstandes an, wobei der Faservolumenprozentgehalt der Faser auf Aluminiumoxidbasis auf 12% eingestellt ist, und eine Linie A₉ zeigt eine Variation des Verformungswiderstandes, wobei der Faservolumenprozentgehalt der Faser auf Aluminiumoxidbasis auf 9% eingestellt ist.

Es sei darauf hingewiesen, daß die Kohlenstoffaser Schmierfähigkeit hat und folglich die Ritzeigenschaft oder dgl. nicht beeinträchtigt werden kann, selbst wenn sie aus der Leichtmetallmatrix fällt.

Beispiel I

Es wurde eine Aluminiumoxidfaser mit einem Alphagrad (Gewichtsprozent des α-Aluminiumoxids auf der Basis des gesamten Aluminiumoxids) von 33% und mehrere Kohlenstoffasern mit einem mittleren Durchmesser von 7 µm und verschiedenen mittleren Längen/Durchmesserverhältnissen und Elastizitätsmodulen präpariert.

Die Faserformteile wurden unter Verwendung verschiedener Kohlenstoffasern derart gegossen bzw. geformt, daß ein Faservolumenanteil von 12% für die Aluminiumoxidfaser und ein Faservolumenanteil von 9% für die Kohlenstoffaser vorhanden war.

Die einzelnen Faserformteile und eine Aluminiumlegierung (JIS ADC 12) wurden zur Erzeugung mehrerer zusammengesetzter Teile verwendet, von denen jedes einem faserverstärkten Abschnitt C in einen Druckgußverfahren zugeordnet war. Die verwendeten Gußbedingungen bestanden in einer Vorheiztemperatur von 200°C für das Faserformteil, einer Gußtemperatur von 730°C und einem Gußdruck von 200 bis 300 Kp/cm².

Aus dem resultierenden Verbundteil wurde ein Prüfstück geschnitten, und dieses Stück wurde einem Verformungstest zum Prüfen des Einflusses des mittleren Längen/Durchmesserverhältnisses und des Elastizitätsmoduls der Kohlenstoffaser auf den Verformungswiderstand des Verbundteils unterworfen. Die Ergebnisse sind in den Fig. 8 und 9 gezeigt.

Außerdem wurde aus dem Verbundteil ein Prüfstück geschnitten und ein Gleittest nach der Art Spitze-auf-Scheibe ausgeführt, bei dem das Prüfstück auf eine rotierende Platte gelegt wird, um den Einfluß des mittleren Längen/Durchmesserverhältnisses auf den Verschleiß des Verbundteils zu prüfen. Die Ergebnisse sind in der Fig. 10 gezeigt.

Die Testbedingungen waren so, daß die Rotationsgeschwindigkeit der Scheibe 2,5 m/s, die Druckkraft auf das Prüfstück 20 Kp/cm², die Gleitdistanz 9000 m und die Menge zugeführten Schmiermittels 2 bis 3 ml/min betrugen.

Nach Fig. 8 nimmt der Verformungswiderstand des zusammengesetzten Stücks ab, wenn das Längen/Durchmesserverhältnis zu klein oder zu groß ist und deshalb wird dieses Verhältnis vorzugsweise in den Bereich von 10 bis 100 gelegt.

Nach Fig. 9 bewirkt die Verwendung einer Kohlenstoffaser mit einem großen Elastizitätsmodul und einer erhöhten Graphitbildung eine Abnahme des Verformungswiderstandes des zusammengesetzten Teils, und ein geeigneter Bereich für den Elastizitätsmodul ist der Bereich von 20 t/mm² bis 30 t/mm².

Aus der Fig. 10 ist zu entnehmen, daß der Verschleiß des Verbundteils zur Zunahme tendiert, wenn das Längen/Durchmesserverhältnis der Kohlenstoffaser zunimmt.

Beispiel II

Im allgemeinen wird eine Aluminiumlegierung mit einer hypereutektischen Struktur als die oben beschriebene Aluminiumlegierung verwendet.

Die Aluminiumlegierung mit einer hypereutektischen Struktur enthält jedoch primäres Kristallsilizium mit großer schieferartiger Plattenstruktur und einem eutektischen Kristall α + Si und folglich verursacht die Verwendung einer solchen Aluminiumlegierung das Problem, daß, obwohl eine Verbesserung der Festigkeit des resultierenden faserverstärkten Abschnitts gegeben ist, der aus der Aluminiumlegierung allein gefertigte Abschnitt eine vergrößerte Härte aufweist, woraus eine geringere maschinelle Bearbeitbarkeit resultiert. Die in diesem Beispiel II verwendete Aluminiumlegierung ist eine Aluminiumlegierung mit hypereutektischer Struktur, die nur 1,65 bis 14 Gew.-% Si enthält.

Ein wie oben beschriebener Zylinderblock wurde mit Hilfe folgender Verfahrensschritte hergestellt: Es wurde ein zylindrisches Faserformteil F mit einem Faservolumenanteil Vf von 12% für eine Faser auf Aluminiumoxidbasis und 9% für eine Kohlenstoffaser erzeugt, es wurde die Gußform auf 200 bis 300°C vorgeheizt, es wurde das Faserformteil F auf 100 bis 400°C vorgeheizt, um es in der Form zu plazieren, es wurde geschmolzenes Aluminiumlegierungsmetall in die Form innerhalb einer in Fig. 11 gezeigten Zeit t gegossen, es wurde das geschmolzene Metall für eine in Fig. 11 gezeigte Zeit t, beispielsweise 2 bis 10 Sekunden lang, stehengelassen, um in einen Gußzustand zu erstarren, bei dem ein Druck von 10 bis 300 Kp/cm² auf das geschmolzene Metall ausgeübt wurde, um es in das Faserformteil F zu drücken. Danach wurde der resultierende Zylinderblock einer Wärmebehandlung, beispielsweise einer T6-Behandlung unterworfen, wie es erforderlich ist.

Als das geschmolzene Metall, bevor es unter Druck gesetzt wurde, eine vorbestimmte Zeitperiode lang stehengelassen wurde, so wie es oben beschrieben worden ist, schlugen sich während dieser vorbestimmten Zeit primäre α-Kristalle in einem Einfachmaterialabschnitt M nieder, die eine kleine Menge Si enthielten. Wenn dann das geschmolzene Metall unter Druck gesetzt wurde, das geschmolzene Metall mit einem relativ erhöhten Si-Gehalt in das Faserformteil F gedrückt. Deshalb nimmt die in Gewichtsprozent ausgedrückte Menge des anfänglichen kristallinen Si in dem faserverstärkten Abschnitt C zu und ein Verhältnis R der Menge primären kristallinen Siliziums in beiden Abschnitten C und M wurde in einem Bereich von 1 < R < 4 vorzugsweise von 1,2 bis 2,0 kontrolliert.

Die Fig. 12 ist eine Mikrofotographie von 200facher Vergrößerung, welche den Einfachmaterialabschnitt M zeigt, wobei Fa die Faser auf Aluminiumoxidbasis, Fc die Kohlenstoffaser, S das primäre Kristallsilizium und Am die Aluminiumlegierungsmatrix andeutet.

Nach Fig. 12 ist die Menge des primären Kristallsiliziums in dem faserverstärkten Abschnitt C größer und sein Gehalt beträgt 12 Gew.-% in diesem faserverstärkten Abschnitt C, wobei die Faser auf Aluminiumoxidbasis und die Kohlenstoffaser ausgeschlossen sind. Andererseits ist die Menge primären Kristallsiliziums in dem Einfachmaterialabschnitt M kleiner und ihr Gehalt beträgt 8,5 Gew.-% in dem Einfachmaterialabschnitt M. Demgemäß ist das Verhältnis R der Mengen der primären Kristalle in beiden Abschnitten gleich 1,4 bis 1.

Da wie oben beschrieben, die Menge des primären Kristallsiliziums in dem faserverstärkten Abschnitt C größer ist, ist die Festigkeit dieses Abschnitts erhöht und die Gleiteigenschaften ist ebenfalls verbessert. Da andererseits die Menge des primären Kristallsiliziums in dem Einfachmaterialabschnitt kleiner ist, ist die Hälfte dieses Abschnitts vermindert, was zu einer befriedigenden Schneidbearbeitbarkeit führt.

Es sei darauf hingewiesen, daß bei einem Verhältnis der Mengen der primären Kristalle in beiden Abschnitten von kleiner als 1 eine Verbesserung der Festigkeit des faserverstärkten Abschnitts C nicht zufriedenstellend erreicht werden kann, wenn eine Aluminiumlegierung mit einem niedrigeren Si-Gehalt verwendet wird. Wenn andererseits dieses Verhältnis 4 übersteigt, wird eine Abnahme der Festigkeit des Einfachmaterialabschnitts M verursacht, wenn eine Aluminiumlegierung mit einem niedrigeren Si-Gehalt verwendet wird. Wenn zudem eine Aluminiumlegierung mit einem höheren Si-Gehalt verwendet wird, hat eine Steuerung dieses Verhältnisses auf über 4 eine Abnahme der Temperatur des geschmolzenen Metalls während des Gusses zur Folge, wodurch die Festigkeit der Aluminiumlegierung in dem faserverstärkten Abschnitt C verschlechtert wird.

Die mittlere Partikelgröße des primären Kristallsiliziums liegt im mittleren Durchmesser der Faser auf Aluminiumoxidbasis. Eine solche Kontrolle wird ausgeführt, indem nur die Temperatur zum Vorheizen des faserverstärkten Abschnitts eingestellt wird, um die Geschwindigkeit und die Zeit der Verfestigung des geschmolzenen Metalls in dem Faserformteil und dessen Umgebung einzustellen.

Wenn die mittlere Partikelgröße des primären Kristallsiliziums spezifiziert ist, kann das primäre Kristallsilizium klein sein, wodurch eine Verbesserung der Festigkeit des faserverstärkten Abschnitts erzeugt wird und der Abtrag des primären Kristallsiliziums zur Verbesserung der Gleiteigenschaft extrem gehemmt wird. Wenn die mittlere Partikelgröße des primären Kristallsiliziums den genannten mittleren Durchmesser überschreitet, wird der Abtrag des primären Kristallsiliziums vergrößert und folglich beschleunigt der Verlust primären Kristallsiliziums den Verschleiß des eingepaßten Kolbens 4 und der Kolbenringe 6₁ bis 6₃.

Zur Einstellung der Mengen des primären Kristallsiliziums in beiden Abschnitten C und M bei dem oben beschriebenen Gußprozeß wird, wie oben beschrieben, eine Aluminiumlegierung mit hypereutektischer Struktur vorgezogen, die 1,65 bis 14 Gew.-% Si enthält. Wenn der Siliziumgehalt kleiner als 1,65 Gew.-% ist, ist es unmöglich, eine Verbesserung der Festigkeit des primären Kristalls in dem faserverstärkten Abschnitt vorwegzunehmen oder vorauszusehen. Wenn andererseits der Siliziumgehalt 14 Gew.-% überschreitet, zeigt sich eine Tendenz zur Erzeugung eines Einfachmaterialabschnitts M mit einer hypereutektischen Zusammensetzung, so daß leicht ein voluminöser primärer Siliziumkristall auskristallisiert. Dies bewirkt eine Abnahme der Festigkeit und eine Verschlechterung der Bearbeitbarkeit durch Schneiden des Einfachmaterialabschnitts. Wegen ungefaserter Besonderheiten sind beispielsweise Körner notwendigerweise in einer Faser auf Aluminiumoxidbasis bei deren Produktion enthalten, und die Festigkeit, Gleiteigenschaft und dgl. des resultierenden faserverstärkten Abschnitts C werden durch Partikelgrößen und Gehalt der Körner geregelt oder beherrscht.

Die Erfinder der vorliegenden Erfindung haben verschiedene Studien gemacht und folglich den Effekt, der auf die Festigkeit des faserverstärkten Abschnitts C nicht nur durch Körner mit einer mittleren Partikelgröße von 150 µm und mehr, sondern auch durch Körner mit einer mittleren Partikelgröße von weniger als 150 µm ausgeübt wird, analysiert und die Beziehung zwischen der mittleren Partikelgröße von Körnern und dem mittleren Faserdurchmesser analysiert, die einen Effekt auf die Festigkeit ausübt.

Die Fig. 13 stellt eine Beziehung zwischen dem Gehalt von Körnern mit einer mittleren Partikelgröße von 150 µm und mehr und dem Verformungswiderstand eines dem faserverstärkten Abschnitt C entsprechenden Prüfstück dar, und die Fig. 14 stellt eine Beziehung zwischen der Menge der obigen Körner und dem Oberflächendruck bei einer Anfreßgrenze an einem Prüfstück dar, welches dem faserverstärkten Abschnitt C entspricht. In diesen Figuren deutet eine Linie a₁ eine Beziehung an, bei der von einer Mischung aus einer Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem Faservolumenanteil von 12% und eine Kohlenstoffaser mit einem Faservolumenanteil von 9% Gebrauch gemacht ist und eine Linie b₁ deutet eine Beziehung an, bei welcher nur eine Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem Faservolumenanteil von 12% verwendet ist. Bei der Faser auf Aluminiumoxidbasis ist der Gehalt an Siliziumoxid 4 Gew.-% und der Alphagrad des Aluminiumoxids beträgt 30 bis 40%.

Nach den Fig. 13 und 14 ist es bei einem Gehalt an Körnern von 2,5 Gew.-% oder weniger möglich, einen faserverstärkten Abschnitt zu erzeugen, der eine ausreichende Festigkeit und Gleiteigenschaft hat.

Die Fig. 15A stellt eine kritische Anfreßcharakteristik bei einem schmiermittelfreien Zustand eines Prüfstücks dar, welches einem faserverstärktem Abschnitt C entspricht und bei welchem eine mittlere Partikelgröße der Körner auf 150 µm und weniger in einer Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem mittleren Durchmesser von 3,0 µm eingestellt ist. In der Fig. 15A deutet eine Linie a₁ eine kritische Anfreßcharakteristik an, bei welcher eine Mischung aus Fasern mit denselben Faservolumenanteilen wie oben beschrieben verwendet ist, und eine Linie b₁ deutet eine kritische Anfreßcharakteristik an, bei welcher nur eine Faser auf Aluminiumoxidbasis mit demselben Faservolumenanteil wie oben beschrieben verwendet ist. Wie durch die Linien a₁ und b₁ angedeutet, ist, wenn der Gehalt an Körnern mit einer mittleren Partikelgröße von 150 µm und weniger kleiner als 4 Gew.-%, basierend auf der die Körner enthaltenden Faser auf Aluminiumoxidbasis ist, der Oberflächendruck an der Anfreßgrenze höher und folglich hat der resultierende faserverstärkte Abschnitt eine zufriedenstellende Brauchbarkeit zur Bildung eines Abschnitts um die Zylinderbohrung 3. Es ist zu ersehen, daß die durch die Linie a₁ angedeutete, kritische Anfreßcharakteristik mit der kombinierten Verwendung der Kohlenstoffasern mit einer Schmierfähigkeit im Vergleich zu der durch die Linie b₁ angedeuteten Charakteristik ohne Kohlenstoffasern erhöht ist. Außerdem üben in Bezug auf die Beziehung zwischen der mittleren Partikelgröße der Körner und dem mittleren Durchmesser der Faser auf Aluminiumoxidbasis die Körner mit einer mittleren Partikelgröße vom 50fachen des mittleren Durchmessers der Faser auf Aluminiumoxidbasis eine Einfluß auf die Festigkeit des faserverstärkten Abschnitts C aus, die von ihrem Gehalt abhängt.

Die Fig. 15B stellt die Beziehung zwischen einem Vergleich der mittleren Partikelgröße der Körner mit einem mittleren Durchmesser (3 µm) der Faser auf Aluminiumoxidbasis und dem Verformungswiderstand eines dem faserverstärkten Abschnitt C entsprechenden Prüfstücks dar, wobei von der Mischung aus den Fasern mit denselben Volumenanteilen wie oben beschrieben Gebrauch gemacht ist. Aus der Fig. 15B ist zu ersehen, daß bei einer Zunahme der Partikelgröße der Körner auf einem Niveau über dem 50fachen des mittleren Durchmessers der Faser auf Aluminiumoxidbasis der Verformungswiderstand des Prüfstücks schnell abnimmt. Auch in diesem Fall können dieselbe Gleiteigenschaft und Festigkeit wie oben beschrieben durch Einstellen des Gehalts an Körnern auf 4,0 Gew.-% oder weniger erzeugt werden.

Die Fig. 16 stellt die Beziehung des Gehalts aller Körner, die in der Faser auf Aluminiumoxidbasis enthalten sind, und den Verformungswiderstand des dem faserverstärkten Abschnitt entsprechenden Prüfstücks dar, wobei von der Mischung aus Fasern mit denselben Faservolumenanteilen wie oben beschrieben Gebrauch gemacht ist. Aus der Fig. 16 ist zu ersehen, daß, wenn der Gehalt aller Körner 10 Gew.-% auf der Basis der die Körner enthaltenden Faser auf Aluminiumoxidbasis überschreitet, der Verformungswiderstand des faserverstärkten Abschnitts C schnell abnimmt.

Siliziumoxid bzw. Siliziumdioxid ist in einer Faser auf Aluminiumoxidbasis, beispielsweise einer Aluminiumoxidfaser, einer Aluminiumoxid-Siliziumoxid-Faser oder dgl. enthalten, weil ihre Verfaserung erleichtert wird. Wenn in diesem Fall der Gehalt an Siliziumoxid zu groß ist, wird die Benetzbarkeit zwischen der Faser auf Aluminiumoxidbasis und der Aluminiumlegierung verschlechtert, so daß eine Verbesserung der Festigkeit des faserverstärkten Abschnitts C verhindert wird. Wenn andererseits der Gehalt an Siliziumoxid zu klein ist, können die durch das Siliziumoxid erzeugten vorteilhaften Effekte nicht erzielt werden. Wenn außerdem der Alphagrad des Aluminiumoxids zu hoch ist, ist die Faser auf Aluminiumoxidbasis aufgrund ihrer erhöhten Härte zerbrechlicher. Wenn eine solche Faser zur Erzeugung eines Faserformteils F verwendet wird, ist letzterer in seinem Formbewahrungsvermögen verschlechtert und außerdem in der Kratzhärte erhöht, wodurch ein Verschleiß der aneinander angepaßten Teile beschleunigt wird. Darüberhinaus besteht eine Tendenz zur Erhöhung der Menge Faser auf Aluminiumbasis, die aus der Aluminiumlegierungsmatrix herausfällt, und der Verlust von Fasern beschleunigt in gleicher Weise den Verschleiß der aneinander angepaßten Teile. Wenn andererseits der Alphagrad zu niedrig ist, wird die Verschleißfestigkeit verschlechtert.

Um demgemäß eine befriedigende Faserverstärkung des faserverstärkten Abschnitts C zu erreichen, ist es notwendig, die Bereiche des Gehalts und des Alphagrates von Siliziumoxid zu spezifizieren.

Unter diesen Gesichtspunkten wird der Gehalt an Siliziumoxid auf 2 Gew.-% und mehr bis 25 Gew.-% oder weniger, vorzugsweise auf 2 bis 5 Gew.-%, eingestellt, und der Alphagrad des Aluminiumoxids wird auf 2 Gew.-% oder mehr bis 60 Gew.-% oder weniger, vorzugsweise auf 45 Gew.-% oder weniger eingestellt.

Die Fig. 17 stellt die Beziehung zwischen dem Gehalt an Siliziumoxid in einem dem faserverstärkten Abschnitt C entsprechenden Prüfstück und dem Verformungswiderstand dar. In dieser Figur deutet die Linie a₁ eine Beziehung an, bei welcher die Mischung aus Fasern mit denselben Faservolumenanteilen wie oben beschrieben verwendet ist, und die Linien b₁ bis b₃ deuten eine Beziehung an, bei welcher nur die Faser auf Aluminiumoxidbasis mit demselben Faservolumenanteil wie oben beschrieben, verwendet ist. Bei der Linie a₁ beträgt der Alphagrad des Aluminiumoxids 50%, und bei den Linien b₁, b₂ und b₃ sind die entsprechenden Alphagrade 5%, 50% bzw. 85%.

Die Fig. 18 stellt die Beziehung zwischen dem Alphagrad von Aluminiumoxid in einem dem faserverstärkten Abschnitt C entsprechenden Prüfstück mit einem Siliziumoxidgehalt von 5 Gew.-% und dem Verformungswiderstand dar. In dieser Figur deutet die Linie a₁ eine Beziehung an, bei welcher die Mischung aus Fasern mit denselben Faservolumenanteilen wie oben beschrieben, verwendet ist, und die Linie b₁ deutet eine Beziehung an, bei welcher nur die Faser auf Aluminiumoxidbasis mit demselben Faservolumenanteil wie oben beschrieben verwendet ist. Wie aus der Fig. 18 zu ersehen ist, ist es bei einem Alphagrad des Aluminiumoxids von 60 Gew.-% und weniger möglich, einen faserverstärkten Abschnitt C zu erzeugen, der die ausreichende Festigkeit hat.

Die Festigkeit des faserverstärkten Abschnitts kann im Vergleich mit einem Abschnitt des Standes der Technik mit einem Faservolumenanteil der Faser auf Aluminiumoxidbasis von 12% auf 8 bis 20% verbessert werden, wenn der Siliziumoxidgehalt und der Alphagrad des Aluminiumoxids wie oben beschrieben spezifiziert werden.

Die Fig. 19 stellt die Ergebnisse eines Spitze-auf-Scheibe- Gleittests für eine faserverstärkte Aluminiumlegierung dar, bei der eine Faser auf Aluminiumoxidbasis mit verschiedenen Durchmessern und sphärischem Graphitgußeisen (JIS FCD 75) als ein Gegenstück verwendet ist. In dieser Figur deutet die Linie a₁ die kritische Anfreßcharakteristik an, wobei von einer Mischung aus einer Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem Faservolumenanteil von 12% und aus einer Kohlenstoffaser mit einem Faservolumenanteil von 9% Gebrauch gemacht ist, und die Linie a₂ deutet eine kritische Kratzcharakteristik an, bei welcher die obige Fasermischung verwendet ist. Außerdem deutet die Linie b₁ die kritische Anfreßcharakteristik an, wobei nur die Faser auf Aluminiumoxidbasis mit demselben Faservolumenanteil wie oben beschrieben verwendet ist, und die Linie b₂ deutet eine kritische Kratzcharakteristik an, bei welcher nur die Faser auf Aluminiumoxidbasis mit demselben Faservolumenanteil wie oben beschrieben verwendet ist.

Die genannte Legierung entspricht dem faserverstärkten Abschnitt und die Spitze ist aus dieser Legierung gefertigt. Außerdem entspricht das genannte Gußeisen dem ersten und zweiten Ring 6₁ und 6₂, die am Kolben 4 befestigt sind und die Scheibe ist aus diesem Material gefertigt. Die Gleitflächen von Spitze und Scheibe sind so geschliffen, daß sie verschiedene Oberflächenrauhigkeiten von 1,0 µm oder mehr haben. In diesem Fall liegt der Grund, warum die Oberflächenrauhigkeiten auf 1,0 µm oder mehr eingestellt werden, darin, daß es sehr schwer ist, bei normalen Herstellungsverfahren eine Oberflächenrauhigkeit von weniger als 1,0 µm durch Schleifen zu bekommen.

Beim Testverfahren wird die Scheibe mit einer Geschwindigkeit von 9,5 m/s gedreht und die Gleitfläche der Spitze wird mit vorbestimmter Kraft in schmiermittelfreiem Zustand auf die Gleitfläche der Scheibe gedrückt. Bei diesem Test wird die Beziehung zwischen der Oberflächenrauhigkeit jeder Spitze und dem Oberflächendruck bestimmt, der auf die Spitze bei Anfreßgrenze und Ritzgrenze wirkt.

Wie aus der Fig. 19 ersichtlich ist, sind bei einer Oberflächenrauhigkeit in einem Bereich von 1,0 bis 3,0 µm die Oberflächendrucke bei der jeweiligen Ritz- und Anfreßgrenze höher und es können adäquate Gleitcharakteristiken erzeugt werden.

Beim Test der Gleitbewegung zwischen der aus einer solchen faserverstärkten Aluminiumlegierung gefertigten Spitze und der aus einem solchen Gußeisen gefertigten Scheibe werden Ritz- und Anfreßphänomene dadurch beschleunigt, daß während des Gleitens Faser auf Aluminiumoxidbasis aus der Aluminiumlegierungsmatrix in der Spitze ausfällt. Deshalb ist es notwendig, die Faser auf Aluminiumoxidbasis fest in der Matrix zu halten. Um dies zu bewirken, sollte die Oberflächenrauhigkeit der Spitze vorzugsweise auf ein Niveau eingestellt werden, das gleich dem halben mittleren Durchmesser der Faser auf Aluminiumoxidbasis ist oder darunter liegt. Wird dies getan, bleibt die in der Gleitfläche der Spitze verteilte und mit ihrer Achse im wesentlichen parallel zu dieser Gleitfläche angeordnete Faser auf Aluminiumoxidbasis in der Matrix, wobei annähernd eine Hälfte der Faser in der Matrix vergraben ist, und dies unterbindet das Ausfallen der Faser auf Aluminiumbasis. Andererseits ist die verteilte und mit ihrer Achse im wesentlichen senkrecht zur genannten Gleitfläche angeordnete Faser auf Aluminiumbasis in einem höheren Maß vergraben und folglich hat sie nur eine geringe Beziehung zur Oberflächenrauhigkeit.

Unter den obigen Gesichtspunkten wird die Oberflächenrauhigkeit der Spitze auf einen Bereich von 1,0 bis 3,0 µm eingestellt, wenn der mittlere Durchmesser auf Aluminiumoxidbasis auf einen Bereich von 2,0 bis 6,0 µm eingestellt ist. Zur Erzielung der besten Gleitcharakteristik wird der mittlere Durchmesser der Faser auf Aluminiumoxidbasis auf einen Bereich von 2,0 bis 4,0 µm eingestellt und entsprechend wird die Oberflächenrauhigkeit der Gleitfläche eingestellt.

Die Fig. 20 stellt die Ergebnisse eines Spitze-auf-Scheibe- Gleittestes für faserverstärkte Aluminiumlegierungen mit verschiedenen unterschiedlichen Faservolumenanteilen einer Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem mittleren Durchmesser von 3 µm und einem sphärischen Graphitgußeisen (JIS FCD 75) als Anpassungsteil. In dieser Figur deutet die Linie a₁ die kritische Anfreßcharakteristik an, wobei von einer Mischung aus einer Faser aus Aluminiumoxidbasis und einer Kohlenstoffaser mit einem Faservolumenanteil von 9% Gebrauch gemacht ist, und die Linie a₂ deutet die kritische Ritzcharakteristik an, bei welcher dieselbe Fasermischung verwendet ist.

Außerdem deutet eine Linie b₁ die kritische Anfreßcharakteristik an, bei welcher nur die Faser auf Aluminiumoxidbasis verwendet ist, und eine Linie b₂ deutet die kritische Ritzcharakteristik an, bei welcher nur die Faser auf Aluminiumoxidbasis verwendet ist.

Die genannte Legierung entspricht dem faserverstärkten Abschnitt C und die Spitze ist aus dieser Legierung gefertigt. Außerdem entspricht das genannte Gußeisen dem genannten ersten, zweiten und dritten Verdichtungsring 6₁ bis 6₃ und die Scheibe ist aus diesem Gußeisen gebildet. Die jeweiligen Oberflächenrauhigkeiten der Spitze und der Scheibe sind auf 1 µm eingestellt.

Beim Testverfahren wird die Scheibe mit einer Geschwindigkeit von 9,5 m/s gedreht und die Gleitfläche der Spitze wird mit einer vorbestimmten Kraft im schmiermittelfreien Zustand auf die Gleitfläche der Scheibe gedrückt. Dieser Test bestimmt die Beziehung zwischen dem Faservolumenanteil der Faser auf Aluminiumoxidbasis in der Spitze und den Oberflächendrucken, die auf die Spitze bei der Anfreßgrenze und der Ritzgrenze wirken.

Wie aus der Fig. 20 ersichtlich ist, sind bei einem Faservolumenanteil der Faser auf Aluminiumoxidbasis im Bereich von 8,0 bis 20,0% die resultierenden Oberflächendruck bei der Ritz- und Anfreßgrenze höher. Außerdem ist die Spitze zufriedenstellend faserverstärkt und hat ausgezeichnete Verschleißfestigkeit, und darüberhinaus kann der Verschleiß des Anpassungsteils reduziert werden. Wenn jedoch der Faservolumenanteil kleiner als 8,0% ist, ist die Faserverstärkungsfähigkeit kleiner und die Verschleiß- und Anfreßfestigkeit werden reduziert. Wenn andererseits der Faservolumenanteil 20% überschreitet, wird die Füllfähigkeit der als Matrix dienenden Aluminiumlegierung verschlechtert, wodurch keine zufriedenstellende Faserverstärkung sichergestellt ist. Zudem wird die Härte des Gleitabschnitts erhöht, woraus sich eine Zunahme des Verschleißes des Anpassungsteils ergibt und darüberhinaus wird die Wärmeleitfähigkeit reduziert.

Es ist erkennbar, daß eine hybridartige Spitze, die unter Verwendung der genannten Fasermischung gefertigt ist, eine verbesserte kritische Anfreßcharakteristik und eine verbesserte kritische Ritzcharakteristik im Vergleich zu einer Spitze aufweist, die unter Verwendung einer Faser auf Aluminiumoxidbasis allein gefertigt ist.

Die Fig. 21 stellt die Ergebnisse eines Verschleißtests nach Art eines Spitze-auf-Scheibe-Tests für faserverstärkte Aluminiumlegierungen mit verschiedenen unterschiedlichen Faservolumenanteilen an einer Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem mittleren Durchmesser von 3 µm und einem sphärischen Graphitgußeisen (JIS FCD 75) als Anpassungsteil dar. In dieser Figur deutet die Linie a₁ die Größe eines solchen Legierungsverschleißes an, wobei Gebrauch von einer Mischung aus der Faser aus Aluminiumoxidbasis und einer Kohlenstoffaser mit einem Faservolumenanteil von 9% gemacht ist, und die Linie a₂ deutet die Größe des Verschleißes des Anpassungsgußeisens an.

Zudem deutet die Linie b₁ die Größe eines solchen Legierungsverschleißes an, wobei nur die Faser auf Aluminiumoxidbasis verwendet ist, und die Linie b₂ deutet die Größe des Verschleißes des Anpassungsgußeisens an.

Die genannte Legierung entspricht dem faserverstärkten Abschnitt C und die Spitze ist aus dieser Legierung gefertigt. Ebenso entspricht das genannte Gußeisen dem ersten und zweiten Verdichtungsring 6₁ und 6₂ und die Scheibe ist aus diesem Gußeisen gefertigt. Die jeweiligen Oberflächenrauhigkeiten der Spitze und der Scheibe betragen 1 µm.

Bei dem Testverfahren wird die Scheibe mit einer Geschwindigkeit von 2,5 m/s gedreht und die Gleitfläche der Spitze wird mit einer Druckkraft von 20 Kp bei geschmiertem Zustand auf die Gleitfläche der Scheibe gedrückt, und dieser Zustand wird aufrechterhalten, bis eine Gleitdistanz von 2000 m erreicht ist. Die Menge Schmiermittel beträgt 2 bis 3 ml/min.

Aus der Fig. 21 ist ersichtlich, daß bei einem Faservolumenanteil der Faser auf Aluminiumoxidbasis im Bereich von 8 bis 20% die Größe des Verschleißes der Spitze und der Scheibe reduziert sind. Um diese Größe des Verschleißes der Spitze und der Scheibe aufs äußerste zu reduzieren, ist es günstig, die Oberflächenrauhigkeit der Spitze und der Scheibe auf 1 µm und weniger und den Faservolumenanteil der Faser auf Aluminiumoxidbasis auf einen Bereich von 12 bis 14% einzustellen. Das mittlere Längen/Durchmesserverhältnis der Faser auf Aluminiumoxidbasis wird auf den Bereich von 20 bis 150 eingestellt. Wird dies getan, ist es unmöglich, ein gutes Formbewahrungsvermögen für das resultierende Faserformteil F mit einem wie oben definierten Faservolumenanteil zu erzeugen und die Festigkeit des resultierenden faserverstärkten Abschnitts C zu verbessern. Wenn jedoch das mittlere Längen/Durchmesserverhältnis kleiner als 20 ist, wird die Gußfähigkeit des Faserformteils F bei relativ niedrigem Gußdruck verschlechtert, wenn der Faservolumenanteil niedriger als 8% ist. Wenn andererseits das mittlere Längen/Durchmesserverhältnis 150 überschreitet, wird bei einem Faservolumenanteil von 20% ein Schnittverlust der Faser auf Aluminiumoxidbasis erzeugt, woraus sich ein reduziertes Formbewahrungsvermögen ergibt, weil ein relativ hoher Gußdruck notwendig ist.

Die Fig. 22 stellt die Beziehung zwischen dem mittleren Längen/Durchmesserverhältnis einer Faser auf Aluminiumoxidbasis und dem Verformungswiderstand eines Prüfstücks dar, welches dem faserverstärkten Abschnitt C entspricht. In dieser Figur deutet die Linie a₁ diese Beziehung an, wenn von einer Mischung aus einer Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem Faservolumenanteil von 12% und eine Kohlenstoffaser mit einem Faservolumenanteil von 9% Gebrauch gemacht ist, und die Linie b₁ deutet diese Beziehung an, wenn nur eine Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem Faservolumenanteil von 12% vorhanden ist.

Wie aus der Fig. 22 ersichtlich ist, kann bei einem Faservolumenanteil der Aluminiumoxidfaser von 12% das mittlere Längen/ Durchmesserverhältnis für praktische Zwecke im Berieich von 20 bis 150, vorzugsweise 100 und weniger, liegen.

Die Fig. 23 stellt die Beziehung zwischen dem Alphagrad des in der Faser auf Aluminiumoxidbasis enthaltenen Aluminiumoxids und dem Verformungswiderstandes in einem Prüfstück dar, das dem faserverstärkten Abschnitt C entspricht. In dieser Figur deutet die Linie a₁ diese Beziehung an, wenn von einer Mischung aus einer Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem Faservolumenanteil von 12%, einem mittleren Durchmesser von 3 µm und einem mittleren Längen/Durchmesserverhältnis von 70 und einer Kohlenstoffaser mit einem Faservolumenanteil von 9% Gebrauch gemacht ist, und die Linie b₁ deutet diese Beziehung an, wenn nur von der genannten Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem Faservolumenanteil von 12% Gebrauch gemacht ist. Wie aus der Fig. 23 ersichtlich ist, wird bei einem Alphagrad von 60% und weniger ein relativ konstanter Verformungswiderstand erzeugt, wenn jedoch der Alphagrad 60% überschreitet, vermindert sich der Verformungswiderstand schnell. Der Grund dafür liegt im Schnittverlust einer solchen Faser unter dem Einfluß eines Gußdruckes, weil die Härte der Faser auf Aluminiumoxidbasis erhöht wird.

Der mittlere Durchmesser der Faser auf Aluminiumoxidbasis beträgt zweckmäßigerweise 10 µm oder weniger. Der Grund dafür liegt darin, daß dann, wenn der mittlere Durchmesser 10 µm überschreitet, diese Faser, wenn ihre Achse so angeordnet ist, daß diese die Richtung einer Zug- oder Druckspannung schneidet, bewirkt, daß die Matrix diskontinuierlich wird und einen großen Ausschnitteffekt zeigt.

Zusätzlich zu der oben beschriebenen Aluminiumlegierung kann als das oben beschriebene Leichtmetall eine Aluminiumlegierung verwendet werden, die 14 bis 20 Gew.-% Si enthält. Diese Aluminiumlegierung weist nach Fig. 24 eine ausgezeichnete Verschleißfestigkeit in einem Bereich aus den oben definierten Si- Gehalten auf. Wenn jedoch der Si-Gehalt 20 Gew.-% überschreitet, ist ein Guß unmöglich. Es sei darauf hingewiesen, daß Magnesiumlegierungen ebenfalls als Leichtmetall verwendet werden können.

Als nächstes seien die Eigenschaften oder Charakteristiken des Kolbens betrachtet. Wenn die äußere Umfangsfläche des Kolbens direkt auf der inneren Umfangsfläche des faserverstärkten Abschnitts im Zylinderblock gleitet, tritt das Problem auf, daß bei einem unzureichenden Schmierzustand ein Zerren oder Ziehen und Anfressen oder Abreiben usw. an der äußeren Umfangsfläche erzeugt werden können, die von der Art und den Faservolumenanteilen der verstärkenden Fasern in dem faserverstärkten Abschnitt des Zylinders abhängen und auch aufgrund des Fehlens eines Schutzes der äußeren Umfangsfläche des Kolbens auftreten können. Die vorliegende Erfindung zielt darauf ab, einen Kolben bereitzustellen, der für den oben beschriebenen faserverstärkten Abschnitts des Zylinders am geeignetsten ist, wobei der Faservolumenanteil der Faser auf Aluminiumoxidbasis im Bereich von 8 bis 20% und der Faservolumenanteil der Kohlenstoffaser 15% oder weniger beträgt.

Der erfindungsgemäße Kolben hat eine eisenplattierte Schicht auf seiner äußeren Umfangsfläche und eine auf der Oberfläche der eisenplattierten Schicht ausgebildete zinnplattierte Schicht. Die eisenplattierte Schicht hat eine Härte von Hv 250 oder mehr und eine Dicke im Bereich von 5 bis 30 µm, und die zinnplattierte Schicht hat eine Dicke im Bereich von 1 bis 10 µm.

Die Fig. 25 und 26 zeigen eine Ausführungsform eines Kolbens 4, der aus einer Aluminiumlegierung, beispielsweise aus JIS AC8H, gebildet ist und auf dessen äußerer Umfangsfläche, beispielsweise auf einem Schurz 20 in der dargestellten Ausführungsform, eine eisenplattierte Schicht 21 ausgebildet ist, die in der Fig. 26 deutlich zu sehen ist, wobei auf der Oberfläche der eisenplattierten Schicht 21 eine zinnplattierte Schicht 22 ausgebildet ist. Die eisenplattierte Schicht 21 ist in einem Schwefeloxidbad ausgebildet worden und hat vorzugsweise eine Dicke von 30 µm und eine Härte von Hv 300. Die zinnplattierte Schicht hat vorzugsweise eine Dicke von 1 µm.

Die Härte der eisenplattierten Schicht beträgt nach den Ergebnissen des in Fig. 27A gezeigten Schleif- bzw. Zerrungsgrenzentest vorzugsweise Hv 250. Der Schleiftest wird ausgeführt, indem ein Prüfstück vom selben Typ wie der genannte faserverstärkte Abschnitt C mit einem Faservolumenanteil der Faser auf Aluminiumoxidbasis von 12% und einem Faservolumenanteil der Kohlenstoffaser von 9% und ein Prüfstück vom selben Typ wie der Kolben 4 dazu veranlaßt werden, in zueinander entgegengesetzten Richtungen unter einem vorbestimmten Oberflächendruck hin- und herzugleiten. Die eisenplattierte Schicht 21 des Kolbens 4 hat ein gutes Anschmiegvermögen an die innere Umfangsfläche des faserverstärkten Abschnitts C und folglich werden in Verbindung mit der Schmierfähigkeit der Kohlenstoffaser Nachteile wie Schleifen, Anfressen usw. der eisenplattierten Schicht 21 auch unter unzureichenden Schmierbedingungen nicht erzeugt. Folglich ist es möglich, die Gleitcharakteristiken bzw. -eigenschaften der äußeren Umfangsfläche des Schurzes 20 und der inneren Umfangsfläche der Zylinderbohrung 3 zu verbessern.

Die zinnplattierte Schicht 22 hat Schmierfähigkeit und folglich die Wirkung, daß die anfängliche Gleitbewegung des Kolbens 4 relativ zur inneren Umfangsfläche der Zylinderbohrung 3 verbessert wird.

Die Fig. 27B stellt die Ergebnisse eines Spitze-auf-Scheibe- Gleittests dar. Die verwendeten Scheiben sind eine aus Gußeisen gefertigte Scheibe D₁ und eine einer faserverstärkten Aluminiumlegierung gefertigte Scheibe D₂. Die Scheibe D₂ ist aus einer Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem Faservolumenanteil von 12%, einer Kohlenstoffaser mit einem Faservolumenanteil von 9% und einer Aluminiumlegierungsmatrix, beispielsweise aus JIS ADC12, gebildet. Die verwendeten Spitzen sind aus einer Aluminiumlegierung, beispielsweise aus JIS AC8H, gefertigte Spitzen T₁ und T₂, eine aus der gleichen Aluminiumlegierung gefertigte und auf ihrer Oberfläche mit einer eisenplattierten Schicht mit einer Härte von 400 Hv versehene Spitze T₃ und eine aus der gleichen Aluminiumlegierung gefertigte und auf ihrer Oberfläche mit der gleichen eisenplattierten Schicht wie auf der Spitze T₃ und mit einer zinnplattierten Schicht von 1 µm Durchmesser versehene Spitze T₄. Beim Testverfahren wird die Scheibe mit einer Geschwindigkeit von 2,5 m/s gedreht und die Spitze im schmiermittelfreien Zustand mit einem vorbestimmten Druck auf die Gleitfläche der Scheibe gedrückt. Dieser Test bestimmt die auf die Spitze bei einer Schmelzverbindungsgrenze und einer Schleifgrenze wirkenden Oberflächendrucke.

In der Fig. 27B entspricht v 1 einem Oberflächendruck an der Erzeugungsstelle einer Schmelzverbindung und v 2 einem Oberflächendruck an einer Schleifenerzeugungsstelle. Wie aus der Fig. 27B ersichtlich ist, ist bei der Kombination der faserverstärkten Scheibe D₂ mit der keiner Oberflächenbehandlung unterworfenen Aluminiumlegierungsspitze T₂ die Gleitcharakteristik die schlechteste der vier Tests, und bei der Kombination der genannten Scheibe D₂ mit der die eisenplattierte Schicht und die zinnplattierte Schicht aufweisenden Aluminiumlegierungsspitze T₄ ist die Gleitcharakteristik am besten.

Es sei auch darauf hingewiesen, daß die eisenplattierte Schicht 21 und die zinnplattierte Schicht 22 nicht nur auf der äußeren Umfangsfläche des Schurzes 20, sondern auch auf dem oberen Stegabschnitt 23 und den Stegabschnitten 24 in dem Ringbereich ausgebildet sein kann. Außerdem ist der Fig. 27B zu entnehmen, daß selbst wenn nur die eisenplattierte Schicht 21 ausgebildet ist, wie es bei der Spitze T₃ der Fall ist, eine relativ gute Gleitcharakteristik erzielt wird.

Als nächstes werden die Konstruktion der Kolbenringe und ihre Wechselwirkung mit dem Zylinder und dem Kolben im Zusammenhang mit fünf speziellen Beispielen betrachtet.

Generell ist ein Kolbenring zum Zwecke der Verbesserung seiner Lebensdauer aus einem martensitischen, nichtrostenden Stahl, beispielsweise aus JIS SUS 420J2, gebildet.

In diesem Fall ist der thermische Ausdehnungskoeffizient der den oben beschriebenen Zylinderblock enthaltenden Aluminiumlegierung etwa gleich 23 · 10^-6/°C, während der thermische Ausdehnungskoeffizient von JIS SUS 420J2 als martensitischer, nichtrostender Stahl nur etwa 11 · 10^-6/°C beträgt.

Folglich ist beim Übergang von einer hohen Temperatur zu einer niedrigen Temperatur die Größe der Zylinderbohrungskontraktion größer als die Größe der Kolbenringkontraktion. Aus diesem Grund ist die Kontraktionswirkung der Zylinderbohrung auf den Kolbenring groß und das Anpassungsspiel für den Kolbenring ist bei niedrigen Temperaturen extrem reduziert. Unter diesen Umständen erhöht sich beim Anlassen der Maschine die Temperatur des Kolbenringes viel schneller als beim Zylinderblock, und zwar aufgrund eines Unterschiedes zwischen den Wärmekapazitäten des Zylinderblocks und des Kolbenrings, wodurch die Expansion des Kolbenrings eine größere Geschwindigkeit hat, als die Expansion des Zylinderblocks, so daß das Anpassungsspiel für den Kolbenring auf null reduziert werden kann, woraus sich die Möglichkeit der Erzeugung einer gegenseitigen Beeinflussung oder Störung zwischen dem Kolbenring und der Innenfläche der Zylinderbohrung ergibt. Um dies zu vermeiden, muß das Anpassungsspiel für den Kolbenring bei der Montage auf ein größeres Niveau als gewünscht eingestellt werden. Bei einer solchen Konstruktion besteht jedoch das Problem, daß das Anpassungsspiel für den Kolbenring aufgrund der Vergrößerung der Zylinderbohrung mit der Expansion des Zylinderblocks bei höherer Temperatur der Maschine übermäßig vergrößert wird, wodurch Erhöhungen in der Durchblasgasmenge und beim Ölverbrauch verursacht werden.

Deshalb zielt die vorliegende Erfindung auf einen Kolbenring ab, der aus einem austenitischen, nichtrostenden Stahl gebildet ist. In diesem Fall ist der Zylinderblock 1 noch aus einer Aluminiumlegierung gebildet, beispielsweise aus JIS ADC12, die einen thermischen Ausdehnungskoeffizienten von 23 · 10^-6/°C hat. Zudem hat in dem faserverstärkten Abschnitt C die Faser auf Aluminiumoxidbasis einen Faservolumenanteil von 12% und die Kohlenstoffaser hat einen Faservolumenanteil von 9%. Durch einen solchen faserverstärkten Abschnitt C ist der thermische Ausdehnungskoeffizient der inneren Umfangsfläche der Zylinderbohrung 3 eingedämmt und die Gleitcharakteristik ist verbessert. Die in den Fig. 1 und 28 gezeigten Kolbenringe 6₁ bis 6₃ sind jeweils aus dem austenitischen, nichtrostenden Stahl JIB SUS304 gefertigt und haben einen thermischen Ausdehnungskoeffizienten von etwa 18 · 10^-6/°C, der näher bei dem thermischen Ausdehnungskoeffizienten der Aluminiumlegierung liegt, welcher beispielsweise etwa 23 · 10^-6/°C beträgt. Die Kolbenringe 6₁ bis 6₃ sind in den zugeordneten Ringnuten 5₁ bis 5₃ angeordnet und in der Zylinderbohrung 3 gleitend aufgenommen, so, daß ein in Fig. 28 gezeigtes Anpassungsspiel g bei Umgebungstemperatur (25°C) 0,25 mm betragen kann. Bei dieser Konstruktion kann bei niedriger Temperatur zur Vermeidung jeglicher gegenseitiger Beeinflussung zwischen den Kolbenringen 6₁ bis 6₃ und der Zylinderbohrung 3 während des Anlassens der Maschine ein vorbestimmtes Anpassungsspiel g sichergestellt werden, und die Vergrößerung des Anpassungsspiels g wird bei höheren Temperaturen in Schranken gehalten, so daß Durchblasgasmengen und der Ölverbrauch reduziert werden.

Dies wird durch die folgende Betrachtung substanziert. Wenn beispielsweise der Durchmesser der Zylinderbohrung 80 mm beträgt, ist ihr Umfang gleich 80 · 3,14 = 251,2 mm. Wenn der Kolbenring gleitend in der Zylinderbohrung mit einem Anpassungsspiel g von 0,25 mm bei 25°C aufgenommen ist, sind die Größen der Kontraktion des Kolbenrings und der Kontraktion der Zylinderbohrung bei -30°C wegen der Temperaturdifferenz von 55°C folgende:

Der erfindungsgemäß aus austenitischen, nichtrostendem Stahl gefertigte Kolbenring, der im folgenden als austenitischer Kolbenring bezeichnet wird, kontrahiert um

(251,2 - 0,25) · 18 · 10^-6 · 55 = 0,23 mm.

Der aus markenitischem, nichtrostendem Stahl JIS SUS420J2 gefertigte herkömmliche Kolbenring, der im folgenden als markenitischer Kolbenring bezeichnet wird, kontrahiert um

(251,2 - 0,25) · 11 · 10^-6 · 55 = 0,15 mm.

Die Zylinderbohrung in dem Zylinderblock aus Aluminiumlegierung kontrahiert um

251,2 · 23 · 10^-6 · 55 = 0,31 mm.

Folglich sind die Anpassungsspiele g bei -30°C sowohl für den Kolbenring nach der vorliegenden Erfindung als auch für den herkömmlichen Kolbenring, beispielsweise eine Differenz zwischen der Größe der Zylinderbohrungskontraktion und der Größe der Kolbenringkontraktion folgende:

Für den austenitischen Kolbenring:
(251,2 - 0,31) - [(251,2 - 0,25) - 0,25] = 0,19 mm
für den martenitischen Kolbenring:
(251,2 - 0,31) - [(251,2 - 0,25) - 0,15] = 0,09 mm.

In Bezug auf den martenitischen Kolbenring besteht wegen der Kleinheit des Anpassungsspiels g bei niedriger Temperatur das Risiko, daß zwischen dem Kolbenring und der Zylinderbohrung eine gegenseitige Beeinflussung oder Störung erzeugt wird, die das Ergebnis der Differenz in der Wärmekapazität zwischen dem Kolbenring und der Zylinderwand um die Zylinderbohrung aufgrund der Differenz die Geschwindigkeiten der Temperaturzunahme ist, wie es oben diskutiert worden ist. Um demgemäß eine solche Beeinflussung oder Störung zwangsweise zu vermeiden, ist es notwendig, das erforderliche Anpassungsspiel für den martenitischen Kolbenring bei -30°C auf einen Wert zu setzen, der im wesentlichen gleich dem des austenitischen Kolbenrings ist. Dies hat zur Folge, daß das Anpassungsspiel bei 25°C für den martenitischen Kolben 0,35 mm wird. Wenn dies jedoch getan wird und der Kolbenring und die Wand um die Zylinderbohrung 150°C erreichen, ist das Anpassungsspiel für den austenitischen Kolbenring nur 0,41 mm, wo hingegen es für den martenitischen Kolbenring 0,72 mm ist, ein Wert, der annähernd das 1,7fache des Wertes für den austenitischen Kolbenring ist. Dies hat bei dem martenitischen Kolbenring eine signifikante Zunahme der Durchblasgasmenge und des Ölverbrauchs zur Folge.

Beispiel III

Wenn die äußere Umfangsfläche des aus einer Legierung auf Eisenbasis gefertigten Kolbenrings direkt auf der inneren Umfangsfläche des faserverstärkten Abschnitts im Zylinderblock gleiten kann, tritt das Problem auf, daß der Verschleiß der äußeren Umfangsfläche des Kolbenrings aufgrund der Anschmiegbarkeit des Kolbenrings an den faserverstärkten Abschnitt vergrößert wird, das extrem harte Karbonat aus dem Kolbenring ausfällt und ähnliches bei einem unzureichenden Schmierzustand auftritt. Demgemäß zielt die vorliegende Erfindung auf einen Kolbenring ab, auf dessen äußeren Umfangsfläche eine nitrierte Schicht ausgebildet ist, wobei der Grad der Karbonatfläche, welche die äußere Umfangsfläche einnimmt, 5% oder weniger beträgt.

Bei den in den Fig. 1 und 29 dargestellten Ausführungsformen sind die Kolbenringe 6₁ bis 6₃ aus einem Material auf Eisenbasis gefertigt, beispielsweise aus martensitischem, nichtrostendem Stahl, beispielsweise JIS SUS420J2, auf einer äußeren Umfangsfläche 7 a jedes Kolbenrings ist durch eine fünfstündige Nitrierbehandlung mit NH₃-Gas bei 550 bis 600°C eine nitrierte Schicht ausgebildet. Der Grad der Karbonatfläche, welche jede äußere Umfangsfläche 7 a einnimmt, wird auf 5% oder weniger eingestellt und beträgt insbesondere bei der dargestellten Ausführungsform 1% oder weniger.

In diesem Fall ist der Zylinderblock 1 aus einer Aluminiumlegierung JIS ADC12 gefertigt und bei dem faserverstärkten Abschnitt C um die Zylinderbohrung 3 ist ein Faservolumenanteil einer Faser auf Aluminiumoxidbasis auf 12% und ein Faservolumenanteil einer Kohlenstoffaser auf 9% eingestellt. Durch einen solchen faserverstärkten Abschnitt C ist es möglich, eine zufriedenstellende Verstärkung um die Zylinderbohrung 3 herum und eine verbesserte Anfreß- und Verschleißfestigkeit zu erzielen, und außerdem die Schmierfähigkeit der Kohlenstoffaser bereitzustellen, die der inneren Umfangsfläche der Zylinderbohrung 3 ausgesetzt ist.

Die Fig. 30 stellt die Ergebnisse eines Verschleißtests für die Kolbenringe 6₁ bis 6₃ und den faserverstärkten Abschnitt C dar. Wie aus der Fig. 30 ersichtlich ist, haben bei dem Grad der Karbonatfläche von 5% oder weniger die Größen des Verschleißes der Kolbenringe 6₁ bis 6₃ und des faserverstärkten Abschnitts C einen annehmbar kleinen Wert.

Der Verschleißtest wurde ausgeführt, indem ein Prüfstück desselben Typs wie die genannten Kolbenringe 6₁ bis 6₃ über einer Distanz von 40 km auf einem Prüfstück desselben Typs wie der genannte faserverstärkte Abschnitt C gleiten konnte.

Die äußere Umfangsfläche 6 a jedes Kolbenringes 6₁ bis 6₃ mit der darauf in der obigen Weise ausgebildeten nitrierten Schicht sind zufriedenstellend an die innere Umfangsfläche der Zylinderbohrung 3 nach der oben beschriebenen Konstruktion zufriedenstellend anpaßbar und haben auch eine höhere Härte. Da außerdem die Rate bzw. der Grad an Kabonatfläche, die bzw. der die äußere Umfangsfläche einnimmt, auf 5% oder weniger eingestellt ist, ist es gemeinsam mit der Schmierfähigkeit der Kohlenstoffaser möglich, die Größe des Verschleißes der äußeren Umfangsfläche 6 a der Kolbenringe 6₁ bis 6₃ sogar bei unzureichender Schmierung zu reduzieren.

Beispiel IV

Es wird ein Kolbenring bereitgestellt, welcher eine ausgezeichnete Gleiteigenschaft bzw. -charakteristik relativ zu einem faserverstärkten Abschnitt von der oben beschriebenen Art zeigt, wobei der Faservolumenanteil der oben beschriebenen Faser auf Aluminiumoxidbasis auf einen Bereich von 8 bis 20% und der Faservolumenanteil der oben beschriebenen Kohlenstoffaser auf einen Bereich von 0,3 bis 15% eingestellt ist. Bei der Faser auf Aluminiumoxidbasis ist der Gehalt an α-Aluminiumoxid in den Aluminiumoxidkomponenten auf einen Bereich von 10 bis 60 Gew.-%, vorzugsweise auf 45 Gew.-% oder weniger eingestellt, und der Gehalt an Körnern mit einer Partikelgröße von 150 µm oder mehr ist auf 2,5 Gew.-% oder auf der Basis des totalen Fasergewichts oder weniger eingestellt. Außerdem ist der Gehalt an Siliziumoxid auf 25 Gew.-% oder weniger eingestellt, vorzugsweise auf einen Bereich von 2 bis 5 Gew.-%.

Auf einer äußeren Oberfläche 6 a jedes einem Kolbenring nach Fig. 29 ähnlichen Kolbenrings 6₁ bis 6₃ ist eine hartchromplattierte Schicht ausgebildet, deren Dicke auf den Bereich von 10 bis 150 µm, vorzugsweise auf 70 bis 100 µm eingestellt ist, und deren Härte auf einen Bereich von Hv 600 bis 1000 eingestellt ist. Wenn die Dicke der plattierten Schicht kleiner als 10 µm ist, kann die plattierte Schicht beim Gleiten auf dem faserverstärkten Abschnitt C verschleißen, was zu einem Aussetzen eines Kolbenringkörpers führt. Wenn andererseits die Dicke 150 µm überschreitet, kann die plattierte Schicht aufgrund einer Differenz zwischen dem thermischen Ausdehnungskoeffizienten der Schicht und dem thermischen Ausdehnungskoeffizienten des Kolbenringkörpers leicht reißen oder brechen und außerdem werden die Produktionskosten erhöht. Wenn außerdem die Härte der plattierten Schicht unter Hv 600 liegt, ist die Anfreßfestigkeit geringer. Wenn andererseits die Härte Hv 1000 überschreitet, können in dem faserverstärkten Abschnitt C Kratzer erzeugt werden, welche das Ausfallen der Faser beschleunigen und die Größe des Verschleißes des faserverstärkten Abschnitts C erhöhen.

Im folgenden wird ein Testbeispiel beschrieben. Für Komponenten um die Zylinderbohrung 3 wurde ein Prüfstück A aus Gußeisen gefertigt, wobei dem Gußeisen Phosphor und Vanadium hinzugefügt wurden, damit es eine verbesserte Verschleißfestigkeit hat, und es wurde ein Prüfstück B aus einer Aluminiumlegierung gefertigt, die durch eine Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem Faservolumenanteil von 12% und einer Kohlenstoffaser mit einem Faservolumenanteil von 9% verstärkt wurde. Für die Materialien des Kolbenrings wurde ein Prüfstück C gefertigt, das an seiner Oberfläche eine hartchromplattierte Schicht mit einer Dicke von 50 µm und einer Härte von HV 800 bis 900 aufweist, und ein Prüfstück D aus Stahl wurde einer Nitrierbehandlung unterworfen.

Bei den Kombinationen aus A und C (Vergleichsbeispiel), A und D (Vergleichsbeispiel), B und C (erfinderisches Beispiel) und B und D (Vergleichsbeispiel) wurden die Prüfstücke aufeinandergleitend relativ zueinander gedreht, wobei in schmiermittelfreiem Zustand die Oberflächendrucke variiert wurden, um die Oberflächendrucke bei Erzeugung der Kratzer und die Oberflächendrucke bei Erzeugung eines Anfressens zu bestimmen. Die erhaltenen Resultate sind in der nachfolgenden Tabelle 1 angegeben. Die Fig. 31 ist eine grafische Darstellung dieser Resultate. In der Fig. 31 deutet w₁ einen Oberflächendruck bei der Erzeugung von Kratzern und w₂ einen Oberflächendruck bei der Erzeugung eines Anfressens an.

Tabelle 1

In derselben Kombination der Prüfstücke, wie sie oben beschrieben ist, wurden die Prüfstücke aufeinandergleitend mit einer Relativgeschwindigkeit von 12,5 m/s und einem Oberflächendruck von 30 Kp/cm² gedreht, wobei ein Schmieröl mit einer Rate von 2,5 ml/min zugeführt wurde, um die Beziehung zwischen der Gleitdistanz und der Größe des Verschleißes zu prüfen. Dies lieferte die in Fig. 32 gezeigten Ergebnisse. Die Tabelle 2 zeigt diese Werte bei einer Gleitdistanz von 4000 m.

Tabelle 2

Aus der obigen Tabelle 1 und der Fig. 31 ist zu entnehmen, daß die Kombination in Beispiel B - C nach der vorliegenden Erfindung eine etwas geringere Ritzfestigkeit, jedoch eine beträchtlich bessere Verschleißfestigkeit hat als die anderen Kombinationen.

Außerdem ist aus der obigen Tabelle 2 und der Fig. 32 zu entnehmen, daß die Größe des Verschleißes des Prüfstücks B aus der faserverstärkten Aluminiumlegierung beträchtlich kleiner als die des Prüfstücks A aus Gußeisen ist, und daß die Größe des Verschleißes des 15586 00070 552 001000280000000200012000285911547500040 0002003725495 00004 15467 Prüfstücks in Kombination mit dem Prüfstück C aus Stahl, das einer Hartchromplattierungsbehandlung ausgesetzt wurde, am kleinsten ist.

Außerdem ist zu entnehmen, daß der Verschleiß an dem mit der hartchromplattierten Schicht versehenen Prüfstück C und dem nitrierten Prüfstück C niedriger ist, wenn sie mit dem Prüfstück B aus der faserverstärkten Aluminiumlegierung verwendet werden, im Vergleich zu dem Prüfstück A aus Gußeisen.

Beispiel V

Es ist ein Kolbenring mit ausgezeichneten Gleitcharakteristiken relativ zu einem faserverstärkten Abschnitt bereitgestellt, die kleiner als bei dem obigen Beispiel IV sind.

Nach den Fig. 33 und 34 ist auf der die äußere Umfangsfläche enthaltenden ganzen Oberfläche jedes Kolbenrings 6₁ bis 6₃ durch Verwendung eines elektrischen Plattierungsprozesses eine auf Eisen basierende metallplattierte Schicht 30 ausgebildet, welche harte Partikeln enthält.

Eine geeignete Dicke der auf Eisen basierenden metallplattierten Schicht 30 liegt in einem Bereich von 5 bis 100 µm und als Plattierungsmaterialien können eine Fe-Co-Legierung, eine Fe- Co-P-Legierung und dgl. verwendet werden. Die auf Eisen basierende, metallplattierte Schicht dieser Art hat eine gute Adhäsionseigenschaft und blättert deshalb nicht auf, auch auf dem ersten Verdichtungsring 6₁ nicht. Bei den chemischen Bestandteilen der obigen Legierungen hat Co den Effekt der Erhöhung der Härte der auf Eisen basierenden, metallplattierten Schicht 30 und sein Gehalt ist auf einen Bereich von 10 bis 40 Gew.-% eingestellt. Wenn der Co-Gehalt kleiner als 10 Gew.-% ist, wird dieser Effekt nicht erzeugt. Wenn andererseits der Co-Gehalt 40 Gew.-% überschreitet, ist die plattierte Schicht schwer zu bilden und selbst, wenn sie gebildet worden ist, wird ihre Oberfläche rauh. P führt zu einem ähnlichen Effekt wie Co und sein Gehalt wird auf einen Bereich von 2 bis 10 Gew.-% eingestellt. Wenn der P-Gehalt kleiner als 2 Gew.-% ist, wird dieser Effekt nicht erzielt, wo hingegen bei einem P-Gehalt von über 10 Gew.-% die plattierte Schicht schwer zu bilden ist.

Der Einschluß der harten Partikel 31 in der auf Eisen basierenden metallplattierten Schicht 30 wird durch Suspendieren der harten Partikel 31 in einer Plattierungslösung und durch Einschluß der Partikeln in der Schicht 30 während deren Formierung bewirkt. Die harten Partikel können aus der aus SiC, BN, Si₃N₄, MoS₂, WC und Al₂O₃ bestehenden Gruppe ausgewählt werden. Die harten Partikel 31 haben den Effekt der Verbesserung der Verschleißfestigkeit der auf Eisen basierenden metallplattierten Schicht 30, und die Menge an verteilten Partikeln ist auf einen Bereich von 10 bis 30% hinsichtlich des Flächenmaßes eingestellt. Wenn die verteilte Menge kleiner als 10% ist, nimmt die Verschleißfestigkeit ab, wo hingegen bei einer verteilten Menge von über 30% der Einschluß der harten Partikel 31 in der auf Eisen basierenden metallplattierten Schicht 30 ineffektiv sein kann, und es besteht das Risiko, daß die Partikeln ausfallen. Außerdem liegt eine geeignete mittlere Partikelgröße der harten Partikeln in einem Bereich von 0,5 bis 10 µm. Wenn die mittlere Partikelgröße 10 µm überschreitet, kann der Einschluß der harten Partikeln 31 in der auf Eisen basierenden, metallplattierten Schicht 30 ineffektiv sein und es besteht das Risiko, daß die Partikeln ausfallen. Andererseits sind die harten Partikeln mit einer mittleren Partikelgröße von weniger als 0,5 µm schwer zu erzeugen und haben auf die Verschleißfestigkeit eine erniedrigende Wirkung.

Für einen Gleittest nach der Art Spitze-auf-Scheibe wurden wie im folgenden beschrieben eine Scheibe und eine Spitze wie folgt präpariert. Eine Scheibe wurde unter Verwendung eines sphärischen Gußeisens (JIS FCD75) für den ersten Verdichtungsring 6₁ gegossen und dann auf ihrer Oberfläche mit einer auf Eisen basierenden metallplattierten Schicht versehen, die aus einer Fe-Co-P-Legierung gefertigt war und Si₃N₄ mit einer mittleren Partikelgröße von 3 µm als harte Partikeln enthielt. In diesem Fall betrug der Gehalt an Co 25 Gew.-%, der Gehalt an P betrug 6 Gew.-% und die Menge des verteilten Si₃N₄ betrug 25% hinsichtlich des Flächenmaßes. Eine Spitze wurde aus einer Mischung aus einer Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem Faservolumenanteil von 12%, einem Alphagrad von 33% und einem SiO₂-Gehalt von 2 bis 5 Gew.-%, und aus einer Kohlenstoffaser mit einem Faservolumenanteil von 9% sowie aus einer Matrix aus einer Aluminiumlegierung (JIS ADC12) gebildet, die dem faserverstärkten Abschnitt C des Zylinderblocks 1 entsprach.

Zur Prüfung der Anfreßcharakteristik wurde die Scheibe mit einer Geschwindigkeit von 2,5 m/s gedreht und die Spitze im schmiermittelfreien Zustand mit verschiedenen Druckkräften auf die Scheibe gepreßt, um einen anfreßkritischen Oberflächendruck zu bestimmen. Auf diese Weise ergeben sich die in der Fig. 35 gezeigten Ergebnisse. Das Vergleichsbeispiel benutzte eine Scheibe mit einer darauf ausgebildeten chromplattierten Schicht.

Aus der Fig. 35 ist ersichtlich, daß der anfreßkritische Oberflächendruck in diesem Beispiel nach der vorliegenden Erfindung 140 Kp/cm² betrug und im Vergleich zu den 100 Kp/cm² beim Vergleichsbeispiel wesentlich verbessert ist. Diese Verbesserung des anfreßkritischen Oberflächendruckes ist eher der Fe-Co-P-Legierung als dem Si₃N₄ zuzuschreiben.

Zum Prüfen der Verschleißcharakteristik wurde die Scheibe mit einer Geschwindigkeit von 12,5 m/s gedreht und dann wurde die Spitze mit einer Druckkraft von 30 Kp/cm₂ im geschmierten Zustand auf die Scheibe gedrückt. Die Menge des zugeführten Schmieröls betrug 2,5 ml/min. Auf diese Weise wurden die in Fig. 36 gezeigten Ergebnisse erhalten. In Fig. 36 deuten die Linien x₁ und x₂ die Ergebnisse der vorliegenden Erfindung und die Linien y₁ und y₂ die Ergebnisse des Vergleichsbeispiels an.

Aus der Fig. 36 ist ersichtlich, daß die Größe des Verschleißes der Scheibe und Spitze bei der vorliegenden Erfindung kleiner als bei dem Vergleichsbeispiel ist. Diese Verbesserung in der Verschleißfestigkeit ist besonders bei der Scheibe bemerkenswert. Dies demonstriert, daß der erste Verdichtungsring 6₁ der Konstruktion eine ausgezeichnete Verschleißfestigkeit hat. Diese Verbesserung der Verschleißfestigkeit ist dem Zusammenwirken der Fe-Co-P-Legierung mit Si₃N₄ zuzuschreiben.

Es sei darauf hingewiesen, daß eine kupfer- oder kupferlegierungsplattierte Schicht auf dem Teil auf Eisenbasis vorgesehen sein kann, um die Adhäsionseigenschaft der metallplattierten Schicht auf Eisenbasis zu verbessern.

Beispiel VI

Es ist ein Kolbenring mit einer Konstruktion vorgesehen, die der in dem vorstehend beschriebenen Beispiel V ähnlich ist. Insbesondere wurde wie bei dem obigen Beispiel V eine harte Partikeln enthaltende, metallplattierte Schicht auf Nickelbasis auf der ganzen Oberfläche einschließlich der äußeren Umfangsfläche jedes Kolbenrings ausgebildet.

Die Dicke der metallplattierten Schicht auf Nickelbasis liegt vorzugsweise im Bereich von 5 bis 100 µm. Beispiele für solche Plattierungsmetalle, die verwendet werden können, sind eine Ni-Co-Legierung, eine Ni-Co-P-Legierung oder dgl. Die metallplattierte Schicht auf Nickelbasis, die aus einer solchen Legierung gefertigt ist, hat gute Adhäsionseigenschaften und blättert deshalb nicht ab. Die Schicht hat auch einen Wärmewiderstand und einen Oxidationswiderstand und zeigt folglich eine ausgezeichnete Lebensdauer in einer Maschine, die unter hoher Temperatur und oxidierender Umgebung steht. Von den genannten chemischen Bestandteilen hat Co den Effekt der Vergrößerung der Härte der auf Nickel basierenden metallplattierten Schicht, und der Gehalt von Co wird auf einen Bereich von 10 bis 40 Gew.-% eingestellt. Wenn der Co-Gehalt kleiner als 10 Gew.-% ist, wird dieser Effekt nicht erzielt. Wenn andererseits der Co-Gehalt 40 Gew.-% überschreitet, ist die plattierte Schicht schwer zu bilden bzw. zu formen, und erst wenn sie gebildet worden ist, ist ihre Oberfläche rauh. P bewirkt denselben Effekt wie Co, und der Gehalt an P wird auf einen Bereich 2 bis Gew.-% eingestellt. Wenn der P-Gehalt kleiner als 2 Gew.-% ist, wird dieser Effekt nicht erzielt. Wenn andererseits der P-Gehalt 10 Gew.-% überschreitet, ist die plattiert Schicht schwer zu bilden.

Der Einschluß der harten Partikeln in der auf Nickel basierenden metallplattierten Schicht wird durch Suspendieren der harten Partikeln in einer Plattierungslösung und Einschließen der Partikeln in der auf Nickel basierenden metallplattierten Schicht während deren Bildung ausgeführt. Die bevorzugten Partikeln werden aus der Gruppe ausgewählt, die aus SiC, BN, Si₃N₁, MoS₂, WC und Al₂O₃ besteht. Solche harte Partikeln haben die Wirkung der Verbesserung der Verschleißfestigkeit der auf Nickel basierenden metallplattierten Schicht. Die Menge der verteilten Partikeln wird auf einen Bereich von 10 bis 30% hinsichtlich des Flächenmaßes eingestellt. Wenn die verteilte Menge Partikeln kleiner als 10% ist, ist die Verschleißfestigkeit der resultierenden, auf Nickel basierenden, metallplattierten Schicht niedriger. Wenn andererseits die verteilte Menge 30% überschreitet, sind die harten Partikeln nicht ausreichend in der auf Nickel basierenden metallplattierten Schicht eingeschlossen und können ausfallen. Eine geeignete mittlere Partikelgröße der harten Partikeln liegt im Bereich von 0,5 bis 10 µm. Wenn die mittlere Partikelgröße 10 µm überschreitet, sind die harten Partikeln nicht ausreichend in der auf Nickel basierenden metallplattierten Schicht eingeschlossen und können ausfallen. Andererseits sind Partikeln mit einer mittleren Partikelgröße von weniger als 0,5 µm schwer zu erzeugen und der die Verschleißfestigkeit verbesserte Effekt dieser Partikeln ist reduziert.

Für einen Gleittest nach der Art der Spitze-auf-Scheibe wurden eine Spitze und eine Scheibe, die im folgenden beschrieben werden, präpariert. Eine Scheibe wurde unter Verwendung sphärischen Graphitgußeisens (JIS FCD75) gegossen, welche dem ersten Verdichtungsring 6₁ entspricht, und wurde auf ihrer Oberfläche mit einer auf Nickel basierenden metallplattierten Schicht versehen, die aus einer Ni-Co-P-Legierung bestand und Si₃N₄ mit einer mittleren Partikelgröße von 3 µm als harte Partikeln enthielt. In diesem Fall betrug der Gehalt an Co 25 Gew.-%, der Gehalt an P betrug 6 Gew.-% und die Menge verteilten Si₃N₄ betrug 30% hinsichtlich des Flächenmaßes. Eine Spitze wurde aus einer Mischung aus einer Faser auf Aluminiumoxidbasis mit einem Faservolumenanteil von 12%, einem Alphagrad von 33% und einem SiO₂-Gehalt von 2 bis 5 Gew.-%, und aus einer Kohlenstoffaser mit einem Faservolumenanteil von 9% sowie aus einer Matrix aus einer Aluminiumlegierung (JIS ADC12) gebildet, die dem faserverstärkten Abschnitt C des Zylinderblocks 1 entsprach.

Zur Prüfung der Anfreßcharakteristik wurde die Scheibe mit einer Geschwindigkeit von 2,5 m/s gedreht und im schmiermittelfreien Zustand mit verschiedenen Druckkräften zur Bestimmung des anfreßkritischen Oberflächendruckes gedrückt. Auf diese Weise ergaben sich die in Fig. 37 gezeigten Resultate. Beim Vergleichsbeispiel wurde eine Scheibe benutzt, die ähnlich der beim vorstehenden Beispiel V benutzten Scheibe mit einer darauf ausgebildeten chromplattierten Schicht war.

Aus der Fig. 37 ist ersichtlich, daß der anfreßkritische Oberflächendruck bei diesem Beispiel nach der vorliegenden Erfindung 120 Kp/cm² beträgt und im Vergleich zu den 100 Kp/cm³ bei dem Vergleichsbeispiel verbessert ist. Diese Verbesserung des anfreßkritischen Oberflächendruckes ist in erster Linie der Ni-Co-P-Legierung zuzuschreiben und weniger dem Si₃N₄.

Zum Prüfen der Verschleißcharakteristik wurde die Scheibe mit einer Geschwindigkeit von 12,5 m/s gedreht und dann wurde die Spitze im geschmierten Zustand auf die Scheibe mit einer Druckkraft von 30 Kp/cm² gedrückt. Die Menge des zugeführten Schmieröls betrug 2,5 ml/min. Der Zustand wurde aufrechterhalten, bis die Gleitdistanz 6000 m überschritt, um die Größen der Verschleiße der Scheibe und der Spitze zu bestimmen. Auf diese Weise wurden die in Fig. 38 gezeigten Resultate erhalten. In der Fig. 38 deuten die Linie x₃ und x₁ die Ergebnisse nach der vorliegenden Erfindung und die Linien y₃ und y₁ die Resultate des Vergleichsbeispiels an.

Aus der Fig. 38 ist ersichtlich, daß die Größen des Scheiben- und Spitzenverschleißes bei der vorliegenden Erfindung kleiner als beim Vergleichsbeispiel sind. Diese Verbesserung der Verschleißfähigkeit ist insbesondere bei der Scheibe bemerkenswert. Dies zeigt, daß der erste Verdichtungsring 6₁ eine ausgezeichnete Verschleißfestigkeit hat. Diese Verbesserung der Verschleißfestigkeit ist ebenfalls dem Zusammenwirken der Ni-Co-P-Legierung mit dem Si₃N4 zuzuschreiben.

Es sei auch darauf hingewiesen, daß eine kupferplattierte oder kupferlegierungsplattierte Schicht auf dem auf Eisen basierenden Teil vorgesehen sein kann, um die Adhäsionseigenschaft der auf Nickel basierenden metallplattierten Schicht weiter zu verbessern.

In Zusammenfassung wurde beschrieben eine Brennkraftmaschine mit einem aus Leichtmetall gefertigten Zylinderblock 1 mit einer Zylinderwand rund um eine Zylinderbohrung 3, die einen zylindrischen, faserverstärkten Abschnitt C enthält, der aus einer Mischung aus einer auf Aluminiumoxid basierenden Faser und aus einer Kohlenstoffaser mit einer Leichtmetallmatrix besteht. Die auf Aluminiumoxid basierende Faser hat einen Faservolumenanteil im Bereich von 8 bis 20% und die Kohlenstoffaser hat einen Faservolumenanteil im Bereich von 0,3 bis 15%. Die auf Aluminiumoxid basierende Faser enthält 25 Gew.-% oder weniger Siliziumoxid, hat ein Längen/Durchmesserverhältnis von 20 bis 150 und einen Alphagrad von 2 bis 60%. Die Kohlenstoffaser hat ein mittleres Längen/Durchmesserverhältnis im Bereich von 10 bis 100 und einen Elastizitätsmodul im Bereich von 20 bis 30 t/mm². Der Kolben 4 für die Zylinderbohrung 3 hat eine mit einer zinnplattierten Schicht abgedeckte eisenplattierte Schicht. Die Kolbenringe 6₁ bis 6₃ für den Kolben 4 können aus austenitischem, nichtrostendem Stahl sein, um Wärmeausdehnungscharakteristiken zu erzeugen, die ähnlich der Zylinderwand sind, und können mit einer nitrid- oder chromplattierten Schicht versehen sein.

Claims

1. Brennkraftmaschine, gekennzeichnet durch, ein erstes Gleitteil (C) aus einem Leichtmetall, das durch Verwendung einer Mischung aus einer auf Aluminiumoxid basierenden Faser und einer Kohlenstoffaser faserverstärkt ist, und durch ein zweites Gleitteil (4, 6₁ bis 6₃), das relativ zu dem ersten Gleitteil (C) gleiten kann, wobei die auf Aluminiumoxid basierende Faser einen Faservolumenanteil im Bereich von 8 bis 20% hat und die Kohlenstoffaser einen Faservolumenanteil im Bereich von 0,3 bis 15%, einen Längen/Durchmesserverhältnis im Bereich von 10 bis 100 und einen Elastizitätsmodul im Bereich von 20 bis 30 t/mm² hat.

2. Brennkraftmaschine nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die auf Aluminiumoxid basierende Faser einen Gehalt an Siliziumoxid von 25 Gew.-% oder weniger aufweist, ein mittleres Längen/Durchmesserverhältnis im Bereich von 20 bis 150 hat und einen Alphagrad im Bereich von 2 bis 60% aufweist.

3. Brennkraftmaschine nach Anspruch 2, dadurch gekennzeichnet, daß der Gehalt an Siliziumoxid im Bereich von 2 bis 5 Gew.-% liegt, daß das Längen/Durchmesserverhältnis der auf Aluminiumoxid basierenden Faser 100 oder weniger beträgt, und daß der Alphagrad der auf Aluminiumoxid basierenden Faser 45% oder weniger beträgt.

4. Brennkraftmaschine nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß die auf Aluminiumoxid basierende Faser Körner enthält, deren Gehalt in einem Bereich von 10 Körner-Gew.-% liegt, wobei die Körner mit einer mittleren Partikelgröße von 150 µm oder mehr im Bereich von 2,5 Gew.-% oder weniger liegen, die Körnern mit einer mittleren Partikelgröße von weniger als 150 µm im Bereich von 4 Gew.-% oder weniger liegen und die Körner mit einer mittleren Partikelgröße vom 50fachen oder mehr eines mittleren Durchmessers der auf Aluminiumoxid basierenden Faser im Bereich von 4 Gew.-% oder weniger liegen, wobei die Gewichtsprozent auf der die Körner enthaltenden, auf Aluminiumoxid basierenden Faser basieren.

5. Brennkraftmaschine nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß eine Gleitfläche des die Mischung aus den Fasern enthaltenden, faserverstärkten Abschnitts bzw. Teils (C) eine Rauhigkeit auf einem Pegel hat, der gleich oder niedriger als die Hälfte des mittleren Durchmessers der auf Aluminiumoxid basierenden Faser ist.

6. Brennkraftmaschine nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß das Leichtmetall eine Aluminiumlegierung ist, die ein 65 bis 14 Gew.-% Si enthält, wobei ein Verhältnis zwischen der Menge an primären Kristallsilizium im faserverstärkten Teil (C) und der Menge an primären Kristallsilizium im Leichtmetall des nicht faserverstärkten Abschnitts bzw. Teils größer als 1 und kleiner oder gleich 4 ist, und wobei eine mittlere Partikelgröße des primären Kristallsiliziums in dem faserverstärkten Teil (C) ein Niveau hat, das kleiner als ein mittlerer Durchmesser der auf Aluminiumoxid basierenden Faser ist.

7. Brennkraftmaschine nach einem der Ansprüche 1 bis 5, dadurch gekennzeichnet, daß das Leichtmetall eine Aluminiumlegierung ist, die 14 bis 20 Gew.-% Si enthält.

8. Brennkraftmaschine nach einem der vorhergehenden Ansprüche, dadurch gekennzeichnet, daß das zweite Gleitteil (4, 6₁ bis 6₃) einen Hauptkörper (4) und ein Anbringungsteil (6₁ bis 6₃) umfaßt, die beide mit dem ersten Gleitteil (C) gleiten, wobei auf einer Gleitfläche des Hauptkörpers (4) eine eisenplattierte Schicht und auf der Außenfläche der eisenplattierten Schicht eine zinnplattierte Schicht ausgebildet sind, wobei die eisenplattierte Schicht eine Härte von Hv 250 oder mehr und eine Dicke von 5 bis 30 µm hat, und wobei die zinnplattierte Schicht eine Dicke von 1 bis 10 µm aufweist.

9. Brennkraftmaschine nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß das Anbringungsteil (6₁ bis 6₃) aus einem austenitischen, nichtrostenden Stahl gebildet ist.

10. Brennkraftmaschine nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß das Anbringungsteil (6₁ bis 6₃) aus einer auf Eisen basierenden Legierung mit einer auf einer äußeren Umfangsfläche des Anbringungsteils ausgebildeten Nitridschicht gebildet ist und einen Grad bzw. ein Maß an Karbonatfläche hat, welche 5% oder weniger der äußeren Umfangsfläche einnimmt oder bekleidet.

11. Brennkraftmaschine nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß das Anbringungsteil (6₁ bis 6₃) aus einer auf Eisen basierenden Legierung mit einer auf einer Gleitfläche des Anbringungsteils ausgebildeten, hartchromplattierten Schicht gebildet ist, wobei die hartchromplattierte Schicht eine Dicke im Bereich von 10 bis 150 µm und eine Härte im Bereich von HV 600 bis 1000 hat.

12. Brennkraftmaschine nach Anspruch 11, dadurch gekennzeichnet, daß die hartchromplattierte Schicht eine Dicke im Bereich von 70 bis 100 µm und eine Härte im Bereich von Hv 700 bis 900 hat.

13. Brennkraftmaschine nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß das Anbringungsteil (6₁ bis 6₃) aus einer auf Eisen basierenden Legierung gebildet ist, wobei eine Gleitfläche des Anbringungsteils aus einer auf Eisen basierenden metallplattierten Schicht besteht, die harte Partikeln enthält.

14. Brennkraftmaschine nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, daß ein Plattierungsmetall für die auf Eisen basierende, metallplattierte Schicht eine Fe-Co- Legierung ist, die 10 bis 40 Gew.-% Co enthält, und daß die harten Partikeln aus einer Gruppe ausgewählt sind, die aus SiC, BN, Si₃N₄, MoS₂, WC und Al₂O₃ besteht, und eine mittlere Partikelgröße von 0,5 bis 10 µm haben, wobei eine Menge der verteilten harten Partikeln in einem Bereich von 10 bis 30% hinsichtlich eines Flächenmaßes beträgt.

15. Brennkraftmaschine nach Anspruch 13, dadurch gekennzeichnet, daß ein Plattierungsmetall der auf Eisen basierenden metallplattierten Schicht eine Fe-Co-P- Legierung ist, die 10 bis 40 Gew.-% Co und 2 bis 10 Gew.-% P enthält, und daß die harten Partikeln aus der Gruppe ausgewählt sind, die aus SiC, BN, Si₃N₄, MoS₂, WC und Al₂O₃ besteht, und eine Partikelgröße von 0,5 bis 10 µm haben, wobei eine Menge verteilter harter Partikel in einem Bereich von 10 bis 30% hinsichtlich eines Flächenmaßes liegen.

16. Brennkraftmaschine nach Anspruch 8, dadurch gekennzeichnet, daß das Anbringungsteil (6₁ bis 6₃) aus einer auf Eisen basierenden Legierung besteht, wobei auf einer Gleitfläche des Anbringungsteils eine auf Nickel basierende, metallplattierte Schicht ausgebildet ist, die harte Partikeln enthält.

17. Brennkraftmaschine nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, daß ein Plattierungsmetall für die auf Nickel basierenden, metallplattierte Schicht eine Ni-Co- Legierung ist, die 10 bis 40 Gew.-% enthält, und daß die harten Partikeln aus einer Gruppe ausgewählt sind, die aus SiC, BN, Si₃N₄, MoS₂, WC und Al₂O₃ besteht, und eine mittlere Partikelgröße von 0,5 bis 10 µm haben, wobei eine Menge verteilter harter Partikeln im Bereich von 10 bis 30% hinsichtlich eines Flächenmaßes liegt.

18. Brennkraftmaschine nach Anspruch 16, dadurch gekennzeichnet, daß ein Plattierungsmetall für die auf Nickel basierende, metallplattierte Schicht eine Ni-Co-P- Legierung ist, die 10 bis 40 Gew.-% Co und 2 bis 10 Gew.-% P enthält, und die harten Partikeln aus einer Gruppe ausgewählt sind, die aus SiC, BN, Si₃N₄, MoS₂, WC und Al₂O₃ besteht, und eine mittlere Partikelgröße von 0,5 bis 10 µm haben, wobei eine Menge verteilter harter Partikeln in einem Bereich von 10 bis 30% hinsichtlich eines Flächenmaßes liegen.

19. Brennkraftmaschine, gekennzeichnet durch ein erstes Gleitteil (C) aus Leichtmetall, das durch Verwendung einer Mischung aus einer auf Aluminiumoxid basierenden Faser und aus einer Kohlenstoffaser faserverstärkt ist, und durch ein zweites Gleitteil (6₁ bis 6₃), das relativ zu dem ersten Gleitteil (C) gleiten kann, wobei die auf Aluminiumoxid basierende Faser einen Faservolumenanteil im Bereich von 8 bis 20% hat, die Kohlenstoffaser einen Faservolumenanteil im Bereich von 0,3 bis 15% aufweist, und die auf Aluminiumoxid basierende Faser Siliziumoxid enthält, dessen Gehalt 25 Gew.-% oder weniger beträgt, und ein mittleres Längen/Durchmesserverhältnis im Bereich von 20 bis 150 sowie einen Alphagrad im Bereich von 2 bis 60% aufweist.

20. Brennkraftmaschine, gekennzeichnet durch ein erstes Gleitteil (C) aus Leichtmetall, das durch Verwendung einer Mischung aus einer auf Aluminiumoxid basierenden Faser und aus einer Kohlenstoffaser faserverstärkt ist und durch ein zweites Gleitteil (4, 6₁ bis 6₃), das relativ zu dem ersten Gleitteil (C) gleiten kann, wobei das erste Gleitteil (C) einen aus Leichtmetall gefertigten, um eine Zylinderbohrung (3) herum angeordneten Zylinderblock (1) mit einem aus der Mischung aus den Fasern und aus einer Leichtmetallmatrix gebildeten zylindrischen, faserverstärkten Abschnitt aufweist, wobei das zweite Gleitteil (4, 6₁ bis 6₃) einen Kolben (4) mit einem darauf befestigten Kolbenring (6₁ bis 6₃) umfaßt, der gleitend in der Zylinderbohrung aufgenommen ist, wobei die auf Aluminiumoxid basierende Faser einen Faservolumenanteil im Bereich von 8 bis 20% hat, die Kohlenstoffaser einen Faservolumenanteil im Bereich von 0,3 bis 15% aufweist, ein mittleres Längen/Durchmesserverhältnis im Bereich von 10 bis 100 liegt und ein Elastizitätsmodul im Bereich von 20 bis 30 t/mm² liegt.

21. Brennkraftmaschine nach Anspruch 20, dadurch gekennzeichnet, daß die auf Aluminiumoxid basierende Faser Siliziumoxid enthält, dessen Gehalt 20 Gew.-% oder weniger beträgt, und ein mittleres Längen/Durchmesserverhältnis im Bereich von 20 bis 50 sowie einen Alphagrad im Bereich von 2 bis 60% aufweist.

22. Brennkraftmaschine nach Anspruch 21, dadurch gekennzeichnet, daß der Gehalt an Siliziumoxid im Bereich von 2 bis 5 Gew.-% liegt, das Längen/Durchmesserverhältnis der auf Aluminiumoxid basierenden Faser 100 oder weniger beträgt, und der Alphagrad der auf Aluminiumoxid basierenden Faser 45% oder weniger ist.

23. Brennkraftmaschine nach einem der Ansprüche 20 bis 22, dadurch gekennzeichnet, daß die auf Aluminiumoxid basierende Faser Körner enthält, deren Gehalt im Bereich von 10 Körner-Gew.-% oder weniger liegt, wobei die Körner mit einer mittleren Partikelgröße von 150 µm oder mehr im Bereich von 2,5 Gew.-% oder weniger liegen, die Körner mit einer mittleren Partikelgröße von weniger als 150 µm im Bereich von 4 Gew.-% oder weniger liegen und die Körner mit einer mittleren Partikelgröße vom 50fachen oder mehr eines mittleren Durchmessers der auf Aluminiumoxid basierenden Faser im Bereich von 4 Gew.-% oder weniger liegen, wobei das Gewicht auf der die Körner enthaltenden, auf Aluminiumoxid basierenden Faser basiert.

24. Brennkraftmaschine nach einem der Ansprüche 20 bis 23, dadurch gekennzeichnet, daß eine innere Umfangsfläche des faserverstärkten Abschnitts eine Rauhigkeit auf einem Niveau hat, das gleich oder niedriger als die Hälfte eines mittleren Durchmessers der auf Aluminiumoxid basierenden Faser ist.

25. Brennkraftmaschine nach einem der Ansprüche 20 bis 24, dadurch gekennzeichnet, daß das Leichtmetall eine Aluminiumlegierung ist, die 1,65 bis 14 Gew.-% Si enthält, wobei das Verhältnis zwischen der Menge primären Kristallsiliziums in dem faserverstärkten Abschnitt und der Menge primären Kristallsiliziums in dem Leichtmetall im nicht faserverstärkten Abschnitt größer als 1 und kleiner oder gleich 4 ist, und wobei eine mittlere Partikelgröße des primären Kristallsiliziums in dem faserverstärkten Abschnitt auf einem Niveau liegt, das niedriger als ein mittlerer Durchmesser der auf Aluminiumoxid basierenden Faser ist.

26. Brennkraftmaschine nach einem der Ansprüche 20 bis 24, dadurch gekennzeichnet, daß das Leichtmetall eine Aluminiumlegierung ist, die 14 bis 20 Gew.-% Si enthält.

27. Brennkraftmaschine nach einem der Ansprüche 20 bis 26, dadurch gekennzeichnet, daß auf der äußeren Umfangsfläche des Kolbens (4) eine eisenplattierte Schicht ausgebildet ist, auf deren Außenfläche eine zinnplattierte Schicht ausgebildet ist, wobei die eisenplattierte Schicht eine Härte von HV 250 oder mehr und eine Dicke von 5 bis 30 µm und die zinnplattierte Schicht eine Dicke von 1 bis 10 µm aufweist.

28. Brennkraftmaschine nach einem der Ansprüche 20 bis 27, dadurch gekennzeichnet, daß der Kolbenring (6₁, 6₂, 6₃) aus einem austenitischen, nichtrostenden Stahl gebildet ist.

29. Brennkraftmaschine nach einem der Ansprüche 20 bis 27, dadurch gekennzeichnet, daß der Kolbenring (6₁, 6₂, 6₃) aus einer auf Eisen basierenden Legierung gebildet ist, daß auf der äußeren Umfangsfläche des Kolbenrings eine Nitridschicht ausgebildet ist und daß ein Grad oder ein Maß an Karbonatfläche, welche die äußere Umfangsfläche einnimmt 5% oder weniger ist.

30. Brennkraftmaschine nach einem der Ansprüche 20 bis 27, dadurch gekennzeichnet, daß der Kolbenring (6₁, 6₂, 6₃) aus einer auf Eisen basierenden Legierung gebildet ist, daß auf einer äußeren Umfangsfläche des Kolbenrings eine hartchromplattierte Schicht ausgebildet ist, und daß die hartchromplattierte Schicht eine Dicke im Bereich von 10 bis 550 µm und eine Härte im Bereich von Hv 600 bis 1000 aufweist.

31. Brennkraftmaschine nach Anspruch 30, dadurch gekennzeichnet, daß die hartchromplattierte Schicht im Bereich von 70 bis 100 µm und eine Härte im Bereich von Hv 700 bis 900 aufweist.

32. Brennkraftmaschine nach einem der Ansprüche 20 bis 27, dadurch gekennzeichnet, daß der Kolbenring (6₁, 6₂, 6₃) aus einer auf Eisen basierenden Legierung gebildet ist, daß auf einer äußeren Umfangsfläche des Kolbenrings eine auf Eisen basierende, metallplattierte Schicht ausgebildet ist, die harte Partikeln enthält.

33. Brennkraftmaschine nach Anspruch 32, dadurch gekennzeichnet, daß das Plattierungsmaterial für die auf Eisen basierende, metallplattierte Schicht eine Fe-Co- Legierung ist, die 10 bis 40 Gew.-% Co enthält, und daß die harten Partikeln aus einer Gruppe ausgewählt sind, die aus SiC, BN, Si₃N₄, MoS₂, BC und Al₂O₃ besteht, und daß die harten Partikeln eine mittlere Partikelgröße von 0,5 bis 10 µm haben, wobei eine Menge verteilter harter Partikeln im Bereich von 10 bis 30% hinsichtlich eines Flächenmaßes liegen.

34. Brennkraftmaschine nach Anspruch 32, dadurch gekennzeichnet, daß ein Plattierungsmaterial für die auf Eisen basierende, metallplattierte Schicht aus einer Fe-Co- P-Legierung besteht, die 10 bis 40 Gew.-% Co und 2 bis 10 Gew.-% P enthält, daß die harten Partikeln aus einer aus SiC, BN, Si₃N₄, MoS₂, WC und Al₂O₃ bestehenden Gruppe ausgewählt sind und eine mittlere Partikelgröße von 0,5 bis 10 µm haben, wobei eine Menge verteilter harter Partikeln in einem Bereich von 10 bis 30% hinsichtlich eines Flächenmaßes liegen.

35. Brennkraftmaschine nach einem der Ansprüche 20 bis 27, dadurch gekennzeichnet, daß der Kolbenring (6₁, 6₂, 6₃) aus einer auf Eisen basierenden Legierung gebildet ist, wobei auf einer äußeren Umfangsfläche des Kolbenrings eine auf Nickel basierende, metallplattierte Schicht ausgebildet ist, die harte Partikeln enthält.

36. Brennkraftmaschine nach Anspruch 35, dadurch gekennzeichnet, daß ein Plattierungsmaterial für die auf Nickel basierende, metallplattierte Schicht eine Ni- Co-P-Legierung ist, die 10 bis 40 Gew.-% Co enthält, und daß die harten Partikeln aus einer aus SiC, BN, Si₃N₄, MoS₂, WC und Al₂O₃ bestehenden Gruppe ausgewählt sind und eine Partikelgröße von 0,5 bis 10 µm haben, wobei eine Menge verteilter harter Partikeln im Bereich von 10 bis 30% hinsichtlich eines Flächenmaßes liegen.

37. Brennkraftmaschine nach Anspruch 35, dadurch gekennzeichnet, daß ein Plattierungsmaterial für die auf Nickel basierende, metallplattierte Schicht eine Ni-Co-P- Legierung ist, die 10 bis 40 Gew.-% Co und 2 bis 10 Gew.-% P enthält, und daß die harten Partikeln aus einer aus SiC, BN, Si₃N₄, MoS₂, WC und Al₂O₃ ausgewählt sind, und eine mittlere Partikelgröße von 0,5 bis 10 µm aufweisen, wobei eine Menge verteilter harter Partikeln in einem Bereich von 10 bis 30% hinsichtlich eines Flächenmaßes liegen.