JP7368166B2 - オイルリングの形状作り込み方法、オイルリング - Google Patents

Description

特許法第３０条第２項適用 集会名：日本機械学会 第２９回内燃機関シンポジウム、発表日：２０１８年１１月２７日 集会名：自動車技術会 燃料潤滑油部門委員会、発表日：２０１８年１２月１９日 集会名：日本機械学会 ＲＣ分科会、発表日：２０１９年６月２１日

本発明は、シリンダとピストンを有する内燃機関におけるオイルリングの外周面の形状の作りこみ方法等に関する。

エンジンの燃費低減には、ピストンリングとシリンダボア間の摩擦低減が有効である。近年、ピストンリングに対して低摩擦係数材となるＰＶＤ処理による窒化クロムコーティングやＤＬＣコーティング等を施して摩擦低減を図ったり、潤滑油の添加剤を利用して摩擦係数を低下させることが行われている。この思想は、摩擦力の大部分が、境界潤滑領域又は固体接触領域で発生していることを前提としている。

ちなみに、近年のピストンリングは、摺動面を断面Ｖ字形状（強いバレル形状）とすることで、ピストンリングの外周面におけるシリンダボアとの実当たり幅を極端に小さくし、その表面を耐摩耗性の高い材料で被覆することで、硬度を高めつつ摩擦係数を小さくしている。このような近年のピストンリングを、ここでは「Ｖ字状リング（Over strong covex shaped Piston Ring, or High Barrel shaped Piston Ring）」と定義する。このＶ字状リングの場合、潤滑油に対して流体潤滑機能を求めることはなく、摩擦力に限って言えば、低粘度ほど良いことになる。従って、近年のガソリンエンジン等の内燃機関では、潤滑油の低粘度化が進展している。ガスシール性とＬＯＣの観点では、Ｖ字形状の局所的な実当たり面を、極端に高面圧状態にすることで、良好化を図っている。換言すると、実当たり幅を狭めることでガスシール性と摩擦力の低下を両立させる。一方、実当たり面の高面圧化による摩耗に耐える必要があり、既に述べた高硬度被膜が必要となる。

一方、近年のＶ字状リングが採用される前の昔のピストンリングは、材質に鋳鉄を採用したり、摺動面に対してＣｒめっきを施すことが一般的であった。これらは低硬度となるが故に、内燃機関の初期運転時に「なじみ」と呼ばれる微小摩耗が発生する。この微小摩耗によって、ピストンリングの摺動面が、きわめて緩やかな凸形状（弱いバレル形状）となり、シリンダボアとの間を流体潤滑領域にすることで、ガスシール性、耐摩耗性等を発揮する。この旧来のピストンリングを、「なじみ状リング（Running-in Piston Ring, or Proper Shaped Piston Ring by Running-in）」と定義する。

この「なじみ」について図１６を参照して説明する。ピストンリングＲの摺動面は、エンジン運転の初期摩耗（なじみ）によって形成される実当たり幅ｆの内部に、寸法ｅとなる微小なダレ形状が自然に形成される。この寸法ｅは、実当たり幅ｆの１／１０００程度に収束すると言われている。ピストンリングＲとシリンダボアＢ間の摺動速度の増加に伴い、ダレ形状のくさび効果によって潤滑油Ｏを巻き込んで圧力Ｐを生じさせることで、流体潤滑領域の摺動となる。ちなみに、ピストンリングＲの移動方向Ｄを基準として、実当たり面の手前側は低圧Ｐ２、実当たり面の先側は高圧Ｐ１となる。

なじみリングでは、Ｃｒめっき処理、窒化処理、軟質樹脂被覆などによって、少なくとも外周面を軟質状態とする。潤滑中の油膜中に圧力を生じさせるためには、実当たり幅ｆ中の凸形状におけるバレル高さ（寸法ｅ）は、低くするほうが好ましい。一方で、実当たり幅ｆを大きく確保しすぎると、面圧が低下することによって、初期運転によるなじみが発現しにくくなる（摩耗し難くなる）。

なじみリングでは、当たり面とシリンダボアとの間に生じる面圧を適切に設定することが重要である。しかし、３ピースオイルリングの場合、サイドレールをスペーサエキスパンダに装着すると、スペーサエキスパンダの耳角度等によってサイドレールが内側に倒れこむ。結果、サイドレールの当たり面とシリンダボアが適切な接触角度にならない結果、面圧も適切に設定できないという問題があった。

本発明は、斯かる実情に鑑み、サイドレールの外周面の形状を適切に作りこむことで、更なる燃費向上やオイル消費量削減を実現しようとするものである。

上記目的を達成する本発明は、内燃機関のピストンに設置され、第１及び第２サイドレール並びに前記第１及び第２サイドレールを保持する保持部材を有する３ピースタイプのオイルリングの形状作り込み方法であって、前記保持部材から独立した状態の前記第１サイドレールの第１外周面及び前記第２サイドレールの第２外周面を、研磨工具によって研磨することで、前記第１外周面及び前記第２外周面に対して径方向外側に凸となる初期バレル形状を作り込む初期研磨工程と、前記初期研磨工程を経た前記第１及び第２サイドレールを前記保持部材と共に前記ピストンに組み込むことにより、前記第１外周面及び前記第２外周面を前記第１及び第２サイドレールの幅方向に傾けて、前記第１外周面及び前記第２外周面を互いに接近させる組み込み工程と、前記組み込み工程を経た前記オイルリングを前記内燃機関のシリンダと摺動させることで、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向外側領域を、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向内側領域よりも多く摩滅させて、前記第１外周面及び前記第２外周面に対して径方向外側に凸となる最終バレル形状を作り込むなじみ運転工程と、を備えることを特徴とするオイルリングの形状作り込み方法である。

上記オイルリングの形状作り込み方法に関連して、前記保持部材から独立した状態の前記第１サイドレールの前記第１外周面及び前記第２サイドレールの前記第２外周面に対して、前記なじみ運転工程で摩滅可能な軟質層を形成する軟質層形成工程を備えることを特徴とする。

上記オイルリングの形状作り込み方法に関連して、前記軟質層形成工程において、前記軟質層の厚さを３μｍ以上とすることを特徴とする。

上記オイルリングの形状作り込み方法に関連して、前記なじみ運転工程後において、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向外側縁の前記軟質層の残存厚さが、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向内側縁の前記軟質層の残存厚さよりも小さいことを特徴とする。

上記オイルリングの形状作り込み方法に関連して、前記なじみ運転工程において、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向外側縁の摩滅量が、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向内側縁の摩滅量に対して、１μｍ以上大きいことを特徴とする。

なお、上記オイルリングの形状作り込み方法に関連して、前記初期研磨工程における最大研磨代と比較して、前記なじみ運転工程の最大摩滅代のほうが大きくなるようにしてもよい。

上記オイルリングの形状作り込み方法に関連して、前記なじみ運転工程後において、前記シリンダに対して前記第１外周面及び前記第２外周面が接触し得るの軸方向の実当たり幅が０．１５ｍｍ以上となることを特徴とする。

上記目的を達成する本発明は、内燃機関のピストンに設置され、第１及び第２サイドレール並びに前記第１及び第２サイドレールを保持する保持部材を有する３ピースタイプのオイルリングの形状作り込み方法であって、前記保持部材又は該保持部材と近似する治具に前記第１及び第２サイドレールを組み込むことにより、前記第１外周面及び前記第２外周面を前記第１及び第２サイドレールの幅方向に傾けて、前記第１外周面及び前記第２外周面を互いに接近させる事前組み込み工程と、研磨工具を利用することで、前記第１外周面及び前記第２外周面の前記オイルリングの軸方向外側領域を、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向内側領域よりも多く研磨して、前記第１外周面及び前記第２外周面に対して径方向外側に凸となる初期バレル形状を作り込む初期研磨工程と、前記初期研磨工程を経た前記第１及び第２サイドレールを前記保持部材と共に前記ピストンに組み込む最終組み込み工程と、前記最終組み込み工程を経た前記オイルリングを前記内燃機関のシリンダと摺動させることで前記第１外周面及び前記第２外周面を摩滅させて、前記第１外周面及び前記第２外周面に対して径方向外側に凸となる最終バレル形状を作り込むなじみ運転工程と、を備えることを特徴とするオイルリングの形状作り込み方法である。

上記オイルリングの形状作り込み方法に関連して、前記初期研磨工程において、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向外側縁の研磨量が、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向内側縁の研磨量に対して、１μｍ以上大きいことを特徴とする。

上記オイルリングの形状作り込み方法に関連して、前記保持部材から独立した状態の前記第１サイドレールの前記第１外周面及び前記第２サイドレールの前記第２外周面に対して、前記なじみ運転工程で摩滅可能な軟質層を形成する軟質層形成工程を備えることを特徴とする。

上記オイルリングの形状作り込み方法に関連して、前記軟質層形成工程は、前記初期研磨工程よりも前に実行され、前記初期研磨工程後且つ前記なじみ運転前において、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向外側縁の前記軟質層の残存厚さが、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向内側縁の前記軟質層の残存厚さよりも小さいことを特徴とする。

なお、上記オイルリングの形状作り込み方法に関連して、前記初期研磨工程における最大研磨代と比較して、前記なじみ運転工程の最大摩滅代のほうが小さくなるようにしてもよい。

上記オイルリングの形状作り込み方法に関連して、前記なじみ運転工程後において、前記シリンダに対して前記第１外周面及び前記第２外周面が接触し得るの軸方向の実当たり幅が０．１５ｍｍ以上となることを特徴とする。

上記目的を達成する本発明は、内燃機関のピストンに設置され、第１及び第２サイドレール並びに前記第１及び第２サイドレールを保持する保持部材を有する３ピースタイプのオイルリングであって、前記保持部材から独立した状態の前記第１サイドレールの第１外周面における径方向外側に最も突出する第１頂点の位置と、前記第１外周面に形成される前記ピストンリングの当たり面の前記オイルリングの軸方向外側縁の位置の径方向差が、１．５μｍ～５．０μｍとなることを特徴とするオイルリングである。

本発明によれば、燃費を向上させ、または、オイル消費量を削減させるという優れた効果を奏し得る。

（Ａ）は、 本発明の実施形態に係るオイルリングの形状作り込み方法が適用されるピストン及びピストンリングを示す側面図であり、（Ｂ）は同ピストン及びピストンリングを示す部分拡大断面図であり、（Ｃ）はトップリングの部分拡大断面図であり、（Ｄ）はセカンドリングの部分拡大断面図である。 同ピストンリングのトップリングの部分拡大断面図である。 （Ａ）は３ピースタイプのオイルリングの断面図であり、（Ｂ）は２ピースタイプのオイルリングの断面図である。 一般的な内燃機関の摺動に関するストライベック線図である。 本実施形態の実施例の摺動状態を測定する摩擦単体測定装置を示す断面図である。 比較例となるピストンリングの外周面の部分拡大断面図である。 （Ａ）は実施例１の内燃機関の摺動構造の摩擦力の実測結果を示す線図であり、（Ｂ）は比較例１の内燃機関の摺動構造の摩擦力の実測結果を示す線図である。 （Ａ）は実施例１のピストンリングの外周面の軸方向プロフィールを示す線図であり、（Ｂ）は比較例１のピストンリングの外周面の軸方向プロフィールを示す線図である。 （Ａ）は実施例１のピストンリングの外周面の周方向プロフィールを示す線図であり、（Ｂ）は比較例１のピストンリングの外周面の周方向プロフィールを示す線図である。 実施例１の内燃機関の摺動構造の絶縁試験結果を示す線図である。 （Ａ）は実施例１及び比較例１のピストンリングの摩擦力をシミュレーションした結果を示す線図であり、（Ｂ）は実施例１及び比較例１のトップリングの油膜厚さをシミュレーションした結果を示す線図であり、（Ｃ）は実施例１及び比較例１のトップリングのガス通過量をシミュレーションした結果を示す線図である。 実施例２及び比較例２のピストンリングの摩擦力の実測結果を示す線図である。 実施例２及び比較例２のオイルリング単体の摩擦力の実測結果を示す線図である。 （Ａ）は実施例２及び比較例２のオイルリングの実当たり幅とＦＭＥＰの関係について、実測値とシミュレーション結果を示す線図であり、（Ｂ）は、粗さを考慮した実当たり幅とＦＭＥＰのシミュレーション結果について、流体潤滑と固体接触に分離した状態を示す線図である。 実施例２及び比較例２のオイルリング単体のＦＭＥＰの時間変化を測定した結果を示す線図である。 ピストンリングとシリンダボアの流体潤滑状態を説明する図である。 ３ピースタイプのピストンリングの外周面の形状を作り込む第１詳細手順を説明するフローチャートである。 （Ａ）ないし（Ｄ）は、３ピースタイプのピストンリングの外周面の形状を示す部分拡大断面図である。 ３ピースタイプのピストンリングの外周面の形状を作り込む第２詳細手順を説明するフローチャートである。 （Ａ）ないし（Ｄ）は、３ピースタイプのピストンリングの外周面の形状を示す部分拡大断面図である。 形状を作り込む途中における３ピースタイプのピストンリングの外周面の形状を示す部分拡大断面図である。 （Ａ）及び（Ｂ）は、形状の作り込みが完了した３ピースタイプのピストンリングを分解した際の外周面の形状を示す部分拡大断面図である。

以下、本発明の実施の形態に係るオイルリングの形状作り込み方法について添付図面を参照して説明する。

まず、本実施形態のオイルリングの形状作り込み方法によって完成するオイルリングを備えた内燃機関の摺動構造について説明する。

＜ピストン及びピストンリングの構造＞

図１（Ａ）及び図１（Ｂ）に、ガソリンエンジンの一部として、ピストン３０及びこのピストン３０のリング溝に設置されるピストンリング４０（トップリング５０、セカンドリング６０、オイルリング７０）を示す。ピストンリング４０は、シリンダボア１０の内壁面１２に対して、外周面４２が対向する状態でシリンダ軸方向に往復運動する。トップリング５０は、ピストン３０とシリンダボア１０との間のすき間を無くし、燃焼室からクランクケース側へと圧縮ガスが抜けるガス漏洩現象（ブローバイ／ＢｒｏｗＢｙ）を防ぐ。セカンドリング６０は、トップリング５０と同様に、ピストン３０とシリンダボア１０との間のすき間を無くす役割と、シリンダボア１０の内壁面１２に付着する余分なエンジンオイルをかき落とす役割を兼ねる。なお、トップリング５０及びセカンドリング６０を、コンプレッションリングと称する場合もある。

オイルリング７０は、シリンダボア１０の内壁面１２についている余分なエンジンオイルをかき落として、適度な油膜を形成することで、ピストン３０の焼きつきを防止する。

＜トップリングの形状＞

図１（Ｃ）に拡大して示すように、トップリング５０は、単一の環状部材であり、外周面５２を断面視すると、径方向外側に緩やかな凸となる、いわゆる弱バレル形状となっている。なお、図１（Ｃ）では、説明の便宜上、軸方向の寸法に対して径方向の寸法を大幅に誇張することで、外周面の凸形状が強調されるようにしている。

トップリング５０の厚さ（径方向幅）ａ_１は、例えば４．０ｍｍ以下に設定され、望ましくは３．０ｍｍ以下とする。幅（軸方向幅）ｈ_１は、例えば２．０ｍｍ以下に設定され、望ましくは１．５ｍｍ以下とする。

外周面５２の軸方向の一部には、実当たり面５３が形成される。実当たり面５３は、軸方向の中央近傍において内壁面１２とほぼ平行となる中央面５５と、中央面５５の軸方向両外側に位置する一対の傾斜面５４，５４を有する。傾斜面５４，５４は、シリンダ軸方向の外側に向かって内壁面１２から離れる方向に傾斜する。

トップリング５０が内壁面１２に対して往復摺動する際に、外周面５２が微細に傾斜したり、変形したりする。実当たり面５３は、その傾斜や変形を伴いつつ、実質的に内壁面１２と接触し得る領域を意味する。なお、この傾斜面５４，５４の傾斜は、いわゆるダレ形状と称されており、ピストン３０及びピストンリング４０をなじみ運転し、その接触摩耗によって生成される形状となる。

外周面５２の突端を基準とした、傾斜面５４，５４の最大離反距離（ダレ量）ｅは、実当たり面５３の軸方向の実当たり幅ｆの１／２０００～１／５００となるように設定され、より好ましくは１／１５００～１／５００とする。本実施形態では、１／１０００程度としている。

実当たり幅ｆの寸法は、なじみ運転後のトップリング５０を取り外し、微細な傷（摩耗痕）が形成される帯状の範囲を実測すれば良い。この実当たり幅ｆは０．１５ｍｍ以上に形成することが好ましい。より望ましくは、０．３ｍｍ以上に形成し、さらに望ましくは、０．３ｍｍよりも大きく設定し、一層望ましくは０．４ｍｍ以上とする。

ちなみに、実測から得られる実当たり幅ｆではなく、図２に示すように、トップリング５０の外周面５２の輪郭形状から定義される仮想実当たり幅ｇを用いても良い。トップリング５０において、最も径方向外側に位置する縁（最外周縁）Ｚから、径方向内側にｘ＝０．５μｍオフセットした基準円筒Ｃを設定し、外周面５２においてこの基準円筒Ｃよりも外側に位置する範囲を、ピストンリングの仮想実当たり面５６として定義する。この仮想実当たり面５６の軸方向の幅が、仮想実当たり幅ｇとなる。本実施形態では、この仮想実当たり面における軸方向の仮想実当たり幅が０．１５ｍｍ以上とする。仮想実当たり面５６及び仮想実当たり幅ｇを算出する場合、設計上における外周面５３の形状から算出したり、又は、トップリング５０の外周面５２の輪郭形状を実測してその値から算出できる。特になじみ運転後のピストンリングの仮想実当たり幅ｇを算出する場合、なじみ運転後のトップリング５０の外周面形状を実測する必要がある。なお、図２では、トップリング５０を例示するが、以降、セカンドリング６０、オイルリング７０でも同様の定義を用いる。

トップリング５０において仮想実当たり幅ｇは、０．０５ｍｍ以上、望ましくは０．１０ｍｍ以上、さらに望ましくは０．１５ｍｍ以上に形成する。より望ましくは、０．３ｍｍ以上に形成し、さらに望ましくは、０．３ｍｍよりも大きく設定し、一層望ましくは０．４ｍｍ以上とする。

なじみ運転によって積極的にダレ形状を形成するために、外周面５２の表面硬さを１５００Ｈｖ以下にすることが好ましく、ここでは１２００Ｈｖとする。外周面５２にＣｒめっき処理を施すことが好ましく、適度なダレ形状が形成される。

＜セカンドリングの形状＞

図１（Ｄ）に拡大して示すように、セカンドリング６０は、単一の環状部材であり、外周面６２を断面視すると、いわゆるテーパ形状となっている。このテーパ形状の先端側の平面は、径方向外側に緩やかな凸となるいわゆる弱バレル形状となっている。なお、図１（Ｄ）では、説明の便宜上、軸方向の寸法に対して径方向の寸法を大幅に誇張することで、外周面の凸形状が強調されるようにしている。

セカンドリング６０の厚さ（径方向幅）ａ_１は、例えば４．０ｍｍ以下に設定され、望ましくは３．０ｍｍ以下とする。幅（軸方向幅）ｈ_１は、例えば２．０ｍｍ以下に設定され、望ましくは１．５ｍｍ以下とする。トップリング５０と同様に、外周面６２の軸方向の一部には、実当たり面６３が形成される。実当たり面６３は、軸方向の中央近傍において内壁面１２とほぼ平行となる中央面６５と、中央面６５の軸方向両外側に位置する一対の傾斜面６４，６４を有する。傾斜面６４，６４は、シリンダ軸方向の外側に向かって内壁面１２から離れる方向に傾斜する。なお、この傾斜面６４，６４の傾斜は、いわゆるダレ形状と称されており、ピストン３０及びピストンリング４０をなじみ運転し、その接触摩耗によって形成される形状となる。

外周面６２の突端を基準とした、傾斜面６４，６４の最大離反距離（ダレ量）ｅは、実当たり面６３の軸方向の実当たり幅ｆの１／２０００～１／５００となるように設定され、より好ましくは１／１５００～１／５００とする。本実施形態では、１／１０００程度としている。

実当たり幅ｆの寸法は、なじみ運転後のセカンドリング６０を取り外して、その表面の摩耗状態を実測すれば良い。この実当たり幅ｆは、０．１５ｍｍ以上に形成することが好ましい。より望ましくは、０．３ｍｍ以上に形成し、さらに望ましくは、０．３ｍｍよりも大きく設定し、一層望ましくは０．４ｍｍ以上とする。

また、仮想実当たり幅ｇは、０．１５ｍｍ以上に形成することが好ましい。より望ましくは、０．３ｍｍ以上に形成し、さらに望ましくは、０．３ｍｍよりも大きく設定し、一層望ましくは０．４ｍｍ以上とする。

なじみ運転によって積極的にダレ形状を形成するために、外周面６２の表面硬さを１５００Ｈｖ以下にすることが好ましく、ここでは１２００Ｈｖとする。外周面６２にＣｒめっき処理を施すことが好ましく、適度なダレ形状が形成される。

なお、コンプレッションリングとなるトップリング５０とセカンドリング６０の双方を、上記条件に設定ことは必須ではなく、いずれか一方を上記条件に設定すればよい。その際、好ましくはトップリング５０側を上記条件に設定することで、セカンドリング６０は、外周面が高硬度のリング（なじみ運転による摩耗が殆ど生じないリング）を採用しても良い。

＜オイルリングの形状＞

図３（Ａ）に拡大して示すオイルリング７０は、３ピースタイプのオイルリングである。このオイルリング７０は、上下に分離している環状のサイドレール７３ａ，７３ｂと、このサイドレール７３ａ，７３ｂの間に配置されるスペーサエキスパンダ７６ｓを有する。

スペーサエキスパンダ７６ｓは、鋼材をシリンダ軸方向に凹凸を繰り返す波形形状に塑性加工して形成される。この波型形状を利用して、上方側支持面７８ａと下方側支持面７８ｂが形成され、一対のサイドレール７３ａ，７３ｂがそれぞれ軸方向に支持される。スペーサエキスパンダ７６ｓの内周側端部には、軸方向外側に向かってアーチ状に立設される耳部７４ｍを有する。この耳部７４ｍは、サイドレール７３ａ，７３ｂの内周面に当接する。なお、スペーサエキスパンダ７６ｓは、合口が付き合わされて、周方向に収縮状態でピストン３０のリング溝に組み込まれる。結果、スペーサエキスパンダ７６ｓの復元力によって、耳部７４ｍがサイドレール７３ａ，７３ｂを径方向外側に押圧付勢する。この付勢を受けると、点線に示されるように、サイドレール７３ａ，７３ｂが、オイルリング７０の軸方向（組み合わせ呼び幅方向）の内側に傾斜する。つまり、一対の外周面８２，８２がその分だけ接近することになる。

オイルリング７０の組み合わせ径方向厚さａ_１１（図１（Ｂ）参照）は、例えば４．０ｍｍ以下に設定され、望ましくは３．０ｍｍ以下とする。組み合わせ軸方向幅（呼び幅）ｈ_１（図１（Ｂ）参照）は、例えば４．０ｍｍ以下に設定され、望ましくは２．０ｍｍ以下とする。サイドレール７３ａ，７３ｂの単体の厚さ（径方向幅）ａ_１（図１（Ｂ）参照）は、例えば４．０ｍｍ以下に設定され、望ましくは３．０ｍｍ以下とする。単体の幅（軸方向幅）ｈ_１２（図１（Ｂ）参照）は、例えば１．０ｍｍ以下に設定され、望ましくは０．５ｍｍ以下とし、さらに好ましくは０．４ｍｍ以下とする。

図３（Ａ）の領域Ｏに更に拡大して示すように、サイドレール７３ａ，７３ｂの各々の外周面８２は、径方向外側に緩やかな凸となるいわゆる弱バレル形状となっている。なお、領域Ｏでは、説明の便宜上、軸方向の寸法に対して径方向の寸法を大幅に誇張することで、外周面の凸形状が強調されるようにしている。トップリング５０やセカンドリング６０と同様に、外周面８２の軸方向の一部に実当たり面８３が形成される。実当たり面８３は、軸方向の中央近傍において内壁面１２とほぼ平行となる中央面８５と、中央面８５の軸方向両外側に位置する一対の傾斜面８４，８４を有する。傾斜面８４，８４は、シリンダ軸方向の外側に向かって内壁面１２から離れる方向に傾斜する。なお、この傾斜面８４，８４の傾斜は、いわゆるダレ形状と称されており、ピストン３０及びピストンリング４０をなじみ運転し、その接触摩耗によって形成される形状となる。

外周面８２の突端を基準とした、傾斜面８４，８４の最大離反距離（ダレ量）ｅは、各実当たり面８３の軸方向の実当たり幅ｆの１／２０００～１／５００となるように設定され、より好ましくは１／１５００～１／５００とする。本実施形態では、１／１０００程度としている。

実当たり幅ｆの寸法は、なじみ運転後のオイルリング７０を取り外して、各サイドレール７３ａ，７３ｂの表面の摩耗状態を実測すれば良い。この実当たり幅ｆは０．１０ｍｍ以上に形成することが好ましい。より望ましくは０．１５ｍｍ以上に形成し、さらに望ましくは０．２ｍｍ以上とし、一層望ましくは０．２ｍｍよりも大きく設定し、より一層望ましくは０．３ｍｍ以上とする。即ち、一対の外周面８２、８２の実当たり幅ｆを合計した総実当たり幅Ｆは、０．２ｍｍ以上に形成されることが好ましく、より望ましくは０．３ｍｍ以上に形成し、さらに望ましくは０．４ｍｍ以上とし、一層望ましくは０．４ｍｍよりも大きく設定し、より一層望ましくは０．６ｍｍ以上とする。

また、各サイドレール７３ａ，７３ｂの仮想実当たり幅ｇは、０．１０ｍｍ以上に形成することが好ましい。より望ましくは０．１５ｍｍ以上に形成し、さらに望ましくは０．２ｍｍ以上とし、一層望ましくは０．２ｍｍよりも大きく設定し、より一層望ましくは０．３ｍｍ以上とする。即ち、一対の外周面８２、８２の仮想実当たり幅ｇを合計した総仮想実当たり幅Ｇは、０．２ｍｍ以上に形成されることが好ましく、より望ましくは０．３ｍｍ以上に形成し、さらに望ましくは０．４ｍｍ以上とし、一層望ましくは０．４ｍｍよりも大きく設定し、より一層望ましくは０．６ｍｍ以上とする。

なじみ運転によって積極的にダレ形状を形成するために、外周面８２の表面硬さを１５００Ｈｖ以下にすることが好ましく、ここでは１２００Ｈｖとする。外周面８２にＣｒめっき処理を施すことが好ましく、適度なダレ形状が形成される。

なお、参考ではあるが、オイルリング７０は３ピースタイプに限られず、例えば図３（Ｂ）に拡大して示す２ピースタイプのオイルリング７０も存在する。このオイルリング７０は、リング本体７２と、コイルばね状のコイルエキスパンダ７６Ｃを有する。リング本体７２は、軸方向両端に配置される環状の上方側レール７３Ａ及び下方側レール７３Ｂと、この上方側レール７３Ａ及び下方側レール７３Ｂの間に配置されてこれらを連結する環状の柱部７５を一体的に有する。一対の上方側レール７３Ａ及び下方側レール７３Ｂ及び柱部７５を合わせた断面形状は略Ｉ形状又はＨ形状となっており、この形状を利用して、内周面側には、コイルエキスパンダ７６Ｃを収容するための断面半円弧形状の内周溝７９が形成される。また、上方側レール７３Ａ及び下方側レール７３Ｂには、それぞれ、柱部７５を基準として径方向外側に突出する上方側環状突起７４Ａ及び下方側環状突起７４Ｂが形成される。この上方側環状突起７４Ａ及び下方側環状突起７４Ｂの突端に形成される上方側外周面８１Ａ及び下方側外周面８１Ｂの一部が、シリンダボア１０の内壁面１２と当接する。コイルエキスパンダ７６Ｃは、内周溝７９に収容されることで、リング本体７２を径方向外側に押圧付勢する。なお、リング本体７２の柱部７５には、油戻し孔７７が、周方向に複数形成される。

図３（Ｂ）の領域Ｏに更に拡大して示すように、上方側外周面８１Ａ及び下方側外周面８１Ｂは、リング本体７２に一体的に形成されていることから、両外周面８１Ａ，８１Ｂを合わせて単一外周面８１と定義できる。なお、単一外周面８１の中央には隙間Ｓが形成される。

単一外周面８１は、径方向外側に緩やかな凸となるいわゆる弱バレル形状となっている。なお、領域Ｏでは、説明の便宜上、軸方向の寸法に対して径方向の寸法を大幅に誇張することで、外周面の凸形状が強調されるようにしている。トップリング５０やセカンドリング６０と同様に、単一外周面８１の軸方向の一部に、上方側実当たり面８３Ａ及び下方側実当たり面８３Ｂが形成される。上方側実当たり面８３Ａは、単一外周面８１の軸方向の中央近傍において内壁面１２とほぼ平行となる上方側中央面８５Ａと、上方側中央面８５Ａの軸方向上側に位置する上方側傾斜面８４Ａを有する。下方側実当たり面８３Ｂは、単一外周面８１の軸方向の中央近傍において内壁面１２とほぼ平行となる下方側中央面８５Ｂと、下方側中央面８５Ｂの軸方向下側に位置する下方側傾斜面８４Ｂを有する。なお、上方側中央面８５Ａ及び下方側中央面８５Ｂの間には隙間が形成される。上方側傾斜面８４Ａ及び下方側傾斜面８４Ｂは、シリンダ軸方向の外側に向かって内壁面１２から離れる方向に傾斜する。なお、上方側傾斜面８４Ａ及び下方側傾斜面８４Ｂの傾斜は、いわゆるダレ形状と称されており、ピストン３０及びピストンリング４０をなじみ運転し、その接触摩耗によって形成される形状となる。

上方側傾斜面８４Ａ及び下方側傾斜面８４Ｂにおける内壁面１２からの最大距離ｅは、上方側実当たり面８２Ａの上方側実当たり幅ｆ１及び下方側実当たり面８２Ｂの下方側実当たり幅ｆ２の合計値となる総実当たり幅Ｆの１／２０００～１／５００となるように設定され、より好ましくは１／１５００～１／５００とする。本実施形態では、１／１０００程度としている。

なお、上方側実当たり幅ｆ１及び下方側実当たり幅ｆ２の寸法は、なじみ運転後のオイルリング７０を取り外して、上方側外周面８２Ａ及び下方側外周面８２Ｂの表面の摩耗状態を実測すれば良い。この上方側実当たり幅ｆ１及び下方側実当たり幅ｆ２のそれぞれは、０．１５ｍｍ以上に形成することが好ましい。より望ましくは０．２ｍｍ以上に形成し、さらに望ましくは、０．２ｍｍよりも大きく設定し、一層望ましくは０．３ｍｍ以上とする。即ち、上方側実当たり幅ｆ１及び下方側実当たり幅ｆ２を合計した総実当たり幅Ｆは、０．３ｍｍ以上に形成されることが好ましく、より望ましくは０．４ｍｍ以上に形成し、さらに望ましくは０．４ｍｍよりも大きく設定し、一層望ましくは０．６ｍｍ以上とする。

なじみ運転によって積極的にダレ形状を形成するために、上方側外周面８２Ａ及び下方側外周面８２Ｂの表面硬さを１５００Ｈｖ以下にすることが好ましく、ここでは１２００Ｈｖとする。上方側外周面８２Ａ及び下方側外周面８２ＢにＣｒ被膜が形成すると、適度なダレ形状が形成される。

なお、２ピースタイプのオイルリング７０の場合、上方側レール７３Ａ及び下方側レール７３Ｂが柱部７５によって一体化されているので、３ピースタイプのような倒れ込み現象が生じない。従って、本実施形態のオイルリングの作り込み方法を適用する必要がない。

＜シリンダボアとピストンリングの摩擦態様＞

次に、シリンダボアとピストンリングの摩擦態様について説明する。一般的な摺動時の摩擦には、図４に示すストライベック線図として表現されるように、直接接触して摺動する固体接触領域１１０の摩擦態様、油性被膜を介して摺動する境界接触領域１１２の摩擦態様、粘性潤滑油膜を介して摺動する流体潤滑領域１１４における摩擦態様に分別される。なお、このストライベック線図は、横軸が、「動粘度（動粘性率）μ」×「速度Ｕ」／「接触荷重Ｗ」を対数表示したものであり、縦軸が、摩擦係数（μ）となる。従って、摩擦力が最も小さくなり得るのは流体潤滑領域１１４であり、この領域１１４を有効利用することが、低摩擦化、即ち、低燃費に有効となる。

ちなみに、近年のＶ字状リングは、実当たり幅ｆが極めて小さく設定されることから、速度Ｕが上昇しても、境界接触領域１１２の途中から流体潤滑領域１１４に移行できない。結果、点線に示すように、境界接触領域１１２がそのまま高速領域まで継続する状態（又は流体潤滑領域１１４との混在状態）になっていると推察される。

流体潤滑領域１１４の摩擦力の大部分は、オイルのせん断抵抗であり、このせん断抵抗は、（粘度）×（速度）×（面積）／（油膜厚さ）で定義される。結果、せん断面積を低減することが、摩擦力の低減に直結する。

そこで、本実施形態では、ピストンリング４０の外周面４２を弱バレル形状とし、そのゆるやかな傾斜面を利用して、実当たり面にオイルを積極的に流入させることで、素早く流体潤滑領域１１４に移行して低摩擦化を実現する。

＜ピストンリングの面圧設定＞

次にピストンリング４０とシリンダボア１０の間の面圧設定について説明する。ここで、ピストンリング４０の面圧とは、ピストンリング４０の外周面４２において、実当たり幅ｆまたは仮想実当たり面ｇを構成する接触面に作用する面圧を意味する。具体的に面圧は、（２×張力）／（シリンダボア径×（仮想）実当たり幅）によって算出される。

本実施形態では、ピストンリング４０の面圧が、２．０ＭＰａ以下となるように設定される。また、ピストンリング４０の面圧が、０．１ＭＰａ以上となるように設定される。

更に詳細に、トップリング５０の面圧は、好ましくは１．０ＭＰａ以下、望ましくは０．５ＭＰａ以下とする。トップリング５０の面圧は、好ましくは０．１ＭＰａ以上とする。例えば０．４ＭＰａとする。また、セカンドリング６０の面圧は、好ましくは１．０ＭＰａ以下、望ましくは０．５ＭＰａ以下とする。セカンドリング６０の面圧は、好ましくは０．１ＭＰａ以上とする。例えば０．４ＭＰａとする。

オイルリング７０の面圧は、好ましくは２．０ＭＰａ以下、望ましくは１．４ＭＰａ以下とする。更に望ましくは、１．１ＭＰａ以下とし、一層望ましくは、０．８Ｍｐａ以下とする。また、オイルリング７０の面圧は、好ましくは０．１ＭＰａ以上とし、望ましくは０．２ＭＰａ以上とし、さらに好ましくは０．３Ｍｐａ以上とする。

また、本実施形態では、トップリング５０の面圧に対して、オイルリング７０の面圧が大きいことが好ましい。更に、トップリング５０の面圧に対して、オイルリング７０の面圧が３倍以下に設定されることが好ましい。

＜近年のＶ字状リングの仮想面圧の留意事項＞

参考として、近年のＶ字状リングの仮想面圧について説明する。Ｖ字状リングの実当たり幅は、０．１ｍｍ未満であり、実際には０．０７ｍｍ以下となることが多い。従って、Ｖ字状リングの接触面に作用する実際の面圧は、本実施形態のピストンリング４０の面圧と比較して大幅に大きいが、実当たり幅が極めて狭いので、面圧の測定自体が困難となっている。そこで、近年のＶ字状リングの面圧の定義は、実当たり幅ではなく、ピストンリングの幅（軸方向幅）ｈ_１を基準に算出する仮想面圧を、そのまま面圧として用いることが多い。すなわち、この仮想面圧は、幅（軸方向幅）ｈ_１の全体がシリンダボアと接触していると仮定して算出されるので、実面圧とかけ離れている。すなわち、Ｖ字状リングの面圧は、その定義そのものが仮想面圧であって、本実施形態における実際の面圧と異なっている点に留意を要する。

＜潤滑油の選定＞

次に、潤滑油の選定について説明する。本実施形態で用いる潤滑油は、米国自動車協会(Society of Automotive Engineers, Inc.)による粘度分類において、低温粘度が１０Ｗ以下、高温粘度が４０以下であることが好ましい。すなわち、ＣＣＳ粘度[mPa・s]/－２５ [℃]が７０００以下、ポンピング粘度[mPa・s]/－３０[℃]が６００００以下であることが好ましく、１００℃時の最低動粘度が１２．５ [mm2/s]以下、１００℃時の最高動粘度が１６．３ [mm2/s]未満、１５０℃時の高温高せん断における粘度が２．９[mPa・s]以下であることが好ましい。

より好ましくは、低温粘度が５Ｗ以下、高温粘度が３０以下であることが望ましい。すなわち、ＣＣＳ粘度[mPa・s]/－３０[℃]が６６００以下、ポンピング粘度[mPa・s]/－３５ [℃]が６００００以下、１００℃時の最低動粘度が９．３ [mm2/s]以下、１００℃時の最高動粘度が１２．５ [mm2/s]未満、１５０℃時の高温高せん断における粘度が２．９ [mPa・s]以下であることが望ましい。

最も望ましくは、低温粘度が０Ｗ以下、高温粘度が２０以下であることが望ましい。即ち、ＣＣＳ粘度[mPa・s]/ －３５[℃]が６２００以下、ポンピング粘度[mPa・s]/－４０[℃]が６００００以下、１００℃時の最低動粘度が５．６ [mm2/s]以下、１００℃時の最高動粘度が９．３ [mm2/s]未満、１５０℃時の高温高せん断における粘度が２．６ [mPa・s]以下であることが望ましい。

本実施形態では、このような低粘度傾向の潤滑油を組み合わせると同時に、ピストンリング４０の実当たり幅ｆを大きく設定して、ピストンリングの面圧を小さくする。結果、低粘度傾向の潤滑油でありながらも、シリンダボア１０とピストンリング４０を、流体潤滑領域１１４の摩擦態様に維持することが可能となる。同時に、油膜厚さを大きくしすぎることが無いので、潤滑油のせん断抵抗を小さくすることができ、大幅に低摩擦状態にすることが可能となっている。

なお、油膜厚さについては、ストローク中にピストンリング４０がシリンダボア１０を最高速度で通過する通過点において、静電容量法を用いた距離センサーで測定される油膜厚さが０．５μｍ～４．０μｍとなるようにしている。なお、静電容量法を用いた距離センサーは、ピストンリング４０がシリンダボア１０の距離（隙間）を測定する。この距離（隙間）が、油膜厚さを意味する。

次に、上記内燃機関の摺動構造を実現するための、本実施形態のオイルリングの形状の作り込み方法を詳細に説明する。なお、ここでは二種類の作り込み方法を紹介する。

＜オイルリングの外周面の形状の第１の作り込み方法＞

次に、図３（Ａ）で説明した３ピースタイプのオイルリング７０について、その外周面の弱バレル形状を作り込む第１の詳細手順について図１７及び図１８を参照して説明する。なお、図１８では、外周面の径方向断面形状を拡大して示しているが、幅方向の拡大率に対して径方向の拡大率を大幅に大きくすることで、バレル形状を誇張表示している。

図１８（Ａ）に示すように、軟質層形成工程Ｓ３１０として、スペーサエキスパンダ７６ｓから取り外された独立状態の第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂの第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂに対して、後述するなじみ運転工程で摩滅可能な低硬度の軟質層２００ａ、２００ｂを形成する。この軟質層２００ａ，２００ｂは、Ｃｒめっき処理、ニッケルめっき処理（Ｎｉ－Ｐめっき処理）、亜鉛めっき処理、ガス窒化処理、低硬度ＤＬＣ処理、軟質樹脂被覆等によって、表面硬さを１５００Ｈｖ以下に形成すれば良い。なお、この軟質層の厚さは３μｍ以上が好ましく、より望ましくは５μｍ以上とする。

次に、図１８（Ｂ）に示すように、初期研磨工程Ｓ３２０として、スペーサエキスパンダ７６ｓから取り外された独立状態の第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂの第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂを、研磨工具によって研磨する。結果、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂに対して、径方向外側に凸となる初期バレル形状が作り込まれる。なお、この研磨処理は、いわゆるラッピング処理であり、第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂの外径と近似する円筒状の内周面を有する工具に対して、砥粒を介在させながら、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂを相対移動させる。

次いで、図１８（Ｃ）に示すように、組み込み工程Ｓ３３０として、初期研磨工程Ｓ３２０を経た第１及び第２サイドレール７３ａ，７３ｂを、スペーサエキスパンダ７６ｓと共に、ピストン３０に組み込む。この際、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂが、第１及び第２サイドレールの幅方向７３ａ，７３ｂに傾く。これは第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂが傾斜することで縮径するとも言える。結果、第１及び第２サイドレール７３ａ，７３ｂの内周面よりも、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂが互いに接近した状態となる。なお、この第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂの傾斜角度は、０．２５度以上とすることが好ましい。

次に、図１８（Ｄ）に示すように、なじみ運転工程Ｓ３４０として、内燃機関を通常運転することで、組み込み工程Ｓ３３０を経たオイルリング７０を、内燃機関のシリンダボア１０と摺動させる。この摺動によって、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂに形成される実当たり面のオイルリングの軸方向外側領域８２ａ－１，８２ｂ－１を、オイルリングの軸方向内側領域８２ａ－２，８２ｂ－２よりも多く摩滅させる。結果、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂに対して、径方向外側に凸となる最終バレル形状が作り込まれる。この最終バレル形状は、組み込み工程Ｓ３３０において第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂに生じた傾斜角が、減少またはほとんど無くなった状態となる。

なお、なじみ運転工程Ｓ３４０の後において、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂに形成される実当たり面のオイルリングの軸方向外側縁８８ａ，８８ｂの軟質層２００ａ，２００ｂの残存厚さＯａ，Ｏｂは、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂにおけるオイルリングの軸方向内側縁８９ａ，８９ｂの軟質層の残存厚さＩａ，Ｉｂよりも小さくなる。この残存厚さの差異（Ｉａ－Ｏａ，Ｉｂ－Ｏｂ）は、１μｍ以上に設定されることが好ましい。なお、初期研磨工程Ｓ３２０における最大研磨代Ｓｍ（図１８（Ｂ）参照）と比較して、なじみ運転工程Ｓ３４０における最大摩滅代Ｌｍ（図１８（Ｄ）参照）のほうが大きくなるようにしてもよい。

以上の結果、なじみ運転工程後の状態において、シリンダボア１０に対して第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂが接触し得る実当たり面の軸方向の実当たり幅が０．１５ｍｍ以上となる。

なお、上記第１の作り込み方法では、軟質層形成工程Ｓ３１０を経てから、初期研磨工程Ｓ３２０を行うようにしたが、これに限定されない。初期研磨工程Ｓ３２０を行ってから、軟質層形成工程Ｓ３１０を実行することも可能である。

図１８（Ｄ）によって完成したオイルリング７０をピストン３０から取り外し、更に、スペーサエキスパンダ７６ｓから分離・独立させた第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂの第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂの状態を図２２（Ａ）に示す。スペーサエキスパンダ７６ｓによる付勢から解放された第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂは、傾斜状態から復帰する。

第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂを断面視する際、径方向外側に最も突出する場所を第１頂点Ｚａ、第２頂点Ｚｂと定義する。第１頂点Ｚａ及び第２頂点Ｚｂの位置と、実当たり面のオイルリングの軸方向外側縁８８ａ，８８ｂの位置の径方向差（外縁側径方向差）Ｖａ－１、Ｖｂ－１は、１．５μｍ～５．０μｍの範囲内に設定される。Ｖａ－１、Ｖｂ－１は好ましく２．０μｍ～４．０μｍの範囲内となる。一方、第１頂点Ｚａ及び第２頂点Ｚｂの位置と、実当たり面のオイルリングの軸方向内側縁８９ａ，８９ｂの位置の径方向差（内縁側径方向差）Ｖａ－２、Ｖｂ－２は、０．０μｍ～１．５μｍの範囲内に設定される。Ｖａ－２、Ｖｂ－２は好ましく０．１μｍ～１．０μｍの範囲内となる。なお、Ｖａ－２、Ｖｂ－２が０．０μｍになる場合とは、第１頂点Ｚａ及び第２頂点Ｚｂが、実当たり面のオイルリングの軸方向内側縁８９ａ，８９ｂに一致する場合を意味する。また、外縁側径方向差Ｖａ－１、Ｖｂ－１は、内縁側径方向差Ｖａ－２、Ｖｂ－２よりも大きく設定されており（Ｖａ－１＞Ｖａ－２、Ｖｂ－１＞Ｖｂ－２）、より具体的に、内縁側径方向差は、内縁側径方向差と比較して３倍以上となることが好ましく、より望ましくは４倍以上とする。

＜オイルリングの外周面の形状の第２の作り込み方法＞

次に、図３（Ａ）で説明した３ピースタイプのオイルリング７０について、その外周面の弱バレル形状を作り込む第２の詳細手順について図１９及び図２０を参照して説明する。なお、図２０では、外周面の径方向断面形状を拡大して示しているが、幅方向の拡大率に対して径方向の拡大率を大幅に大きくすることで、バレル形状を誇張表示している。

図２０（Ａ）に示すように、軟質層形成工程Ｓ４１０として、スペーサエキスパンダ７６ｓから取り外された独立状態の第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂの第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂに対して、後述するなじみ運転工程で摩滅可能な低硬度の軟質層２００ａ、２００ｂを形成する。この軟質層２００ａ，２００ｂは、Ｃｒめっき処理、ニッケルめっき処理（Ｎｉ－Ｐめっき処理）、亜鉛めっき処理、ガス窒化処理、低硬度ＤＬＣ処理、軟質樹脂被覆等によって、表面硬さを１５００Ｈｖ以下に形成すれば良い。なお、この軟質層の厚さは３μｍ以上が好ましく、より望ましくは５μｍ以上とする。

次に、図２０（Ｂ）に示すように、事前組み込み工程Ｓ４２０として、スペーサエキスパンダ７６ｓ又はこれと近似する治具に、第１及び第２サイドレール７３ａ，７３ｂを組み込む。この際、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂが、第１及び第２サイドレールの幅方向７３ａ，７３ｂに傾く。これは第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂが傾斜することで縮径するとも言える。結果、第１及び第２サイドレール７３ａ，７３ｂの内周面よりも、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂが互いに接近した状態となる。なお、この第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂの傾斜角度は、０．２５度以上とすることが好ましい。

次いで、図２０（Ｃ）に示すように、初期研磨工程Ｓ４３０として、スペーサエキスパンダ７６ｓ又はこれに近似する治具に組付けられた第１及び第２サイドレール７３ａ，７３ｂの第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂを、研磨工具によって研磨する。結果、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂにおけるオイルリングの軸方向外側領域８２ａ－１，８２ｂ－１を、オイルリングの軸方向内側領域８２ａ－２，８２ｂ－２よりも多く研磨する。これにより、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂに対して、径方向外側に凸となる初期バレル形状が作り込まれる。この初期バレル形状は、組み込み工程Ｓ３３０において第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂに生じた傾斜角が、減少またはほとんど無くなった状態となる。この研磨処理は、いわゆるラッピング処理であり、第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂの外径と近似する円筒状の内周面を有する工具に対して、砥粒を介在させながら、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂを相対移動させる。

なお、初期研磨工程Ｓ４３０の後において、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂに形成される当たり面（被研磨面）におけるオイルリングの軸方向外側縁８８ａ，８８ｂの軟質層２００ａ，２００ｂの残存厚さＯａ，Ｏｂは、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂにおけるオイルリングの軸方向内側縁８９ａ，８９ｂの軟質層の残存厚さＩａ，Ｉｂよりも小さくなる。この残存厚さの差異（Ｉａ－Ｏａ，Ｉｂ－Ｏｂ）は、１μｍ以上に設定されることが好ましい。

次に、図２０（Ｄ）に示すように、最終組み込み工程Ｓ４４０として、初期研磨工程Ｓ４３０を経た第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂを、スペーサエキスパンダ７６ｓと共にピストンに組み込む。

更に図２０（Ｄ）に示すように、なじみ運転工程Ｓ４５０として、内燃機関を通常運転することで、最終組み込み工程Ｓ４４０を経たオイルリング７０を、内燃機関のシリンダボア１０と摺動させる。この摺動によって、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂを摩滅させて、径方向外側に凸となる最終バレル形状が作り込まれる。

以上の結果、なじみ運転工程後の状態において、シリンダボア１０に対して第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂが接触し得る実当たり面の軸方向の実当たり幅が０．１５ｍｍ以上となる。

なお、初期研磨工程Ｓ４３０と最終組み込み工程Ｓ４４０の間では、一旦、第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂをスペーサエキスパンダ７６ｓ又は治具から分解する必要がある。図２１に示すように、初期研磨工程Ｓ４３０後に張力が解放された第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂの第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂは、対となる第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂの幅方向外側に傾斜する。即ち、第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂの実当たり面は、軸方向外側領域８２ａ－１，８２ｂ－１と、軸方向内側領域８２ａ－２，８２ｂ－２が非対称な形状となる。従って、その後の最終組み込み工程Ｓ４４０において、第１サイドレール７３ａと第２サイドレール７３ｂを対向させる方向を誤らないようにするために、第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂに対して、対向側（軸方向内側）を判別できるような印を付すことが好ましい。

なお、初期研磨工程Ｓ３２０における最大研磨代Ｓｍ（図２０（Ｃ）参照）と比較して、なじみ運転工程Ｓ４５０における最大摩滅代Ｌｍ（図２０（Ｄ）参照）のほうが小さくなるようにしてもよい。

なお、上記第２の作り込み方法では、軟質層形成工程Ｓ４１０を経てから、初期研磨工程Ｓ４３０を行うようにしたが、これに限定されない。初期研磨工程Ｓ４３０におけるラッピング処理の場合、軟質層を形成することなく、母材の表面を直接的に切削加工することが可能である。一方で、なじみ運転工程Ｓ４５０において摩滅を生じさせるためには、あらかじめ、軟質層２００ａ，２００ｂの形成が必要となる。従って、初期研磨工程Ｓ４３０を行ってから、なじみ運転工程Ｓ４５０の前に軟質層形成工程を実行することも可能である。この場合は、軟質層２００ａ，２００ｂの厚さは小さくて済み、例えば、３μｍ以下にすることができる。

図２０（Ｄ）によって完成したオイルリング７０をピストン３０から取り外し、更に、スペーサエキスパンダ７６ｓから分離・独立させた第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂの第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂの状態を図２２（Ｂ）に示す。スペーサエキスパンダ７６ｓによる付勢から解放された第１サイドレール７３ａ，第２サイドレール７３ｂは、傾斜状態から復帰する。

第１外周面８２ａ，第２外周面８２ｂを断面視する際、径方向外側に最も突出する場所を第１頂点Ｚａ、第２頂点Ｚｂと定義する。第１頂点Ｚａ及び第２頂点Ｚｂの位置と、実当たり面のオイルリングの軸方向外側縁８８ａ，８８ｂの位置の径方向差（外縁側径方向差）Ｖａ－１、Ｖｂ－１は、１．５μｍ～５．０μｍの範囲内に設定される。Ｖａ－１、Ｖｂ－１は好ましく２．０μｍ～４．０μｍの範囲内となる。一方、第１頂点Ｚａ及び第２頂点Ｚｂの位置と、実当たり面のオイルリングの軸方向内側縁８９ａ，８９ｂの位置の径方向差（内縁側径方向差）Ｖａ－２、Ｖｂ－２は、０．０μｍ～１．５μｍの範囲内に設定される。Ｖａ－２、Ｖｂ－２は好ましく０．１μｍ～１．０μｍの範囲内となる。なお、Ｖａ－２、Ｖｂ－２が０．０μｍになる場合とは、第１頂点Ｚａ及び第２頂点Ｚｂが、実当たり面のオイルリングの軸方向内側縁８９ａ，８９ｂに一致する場合を意味する。また、外縁側径方向差Ｖａ－１、Ｖｂ－１は、内縁側径方向差Ｖａ－２、Ｖｂ－２よりも大きく設定されており（Ｖａ－１＞Ｖａ－２、Ｖｂ－１＞Ｖｂ－２）、より具体的に、内縁側径方向差は、内縁側径方向差と比較して３倍以上となることが好ましく、より望ましくは４倍以上とする。

次に、本実施形態のオイルリングの形状作り込み方法によって得られたオイルリングの燃費改善効果等を検証する実験を行った。

本実施形態のオイルリングの形状作り込み方法を適用して、以下の条件のピストンリング４０を用意した。

＜トップリング＞

トップリングは、弱バレル形状のトップリング５０を採用し、厚さ（径方向幅）ａ_１を２．５ｍｍ、幅（軸方向幅）ｈ_１を１．０ｍｍとした。なお、トップリング５０の外周面には、クロムめっきを施すとこで、表面硬さを１２００Ｈｖとした。なじみ運転後の実当たり面５３の実当たり幅ｆを０．３ｍｍとした。トップリング５０の張力を３．７Ｎにすることで、実当たり面５３に作用する面圧を０．３ＭＰａとした。

＜セカンドリング＞

セカンドリングは、テーパ形状を採用し、厚さ（径方向幅）ａ_１を２．３ｍｍ、幅（軸方向幅）ｈ_１を１．０ｍｍとした。実当たり面の実当たり幅ｆは、０．２３ｍｍ程度とした。セカンドリングの張力を３．０Ｎとした。セカンドリングの外周面には、クロムめっきを施すとこで、表面硬さを１２００Ｈｖとした。

＜オイルリング＞

オイルリングは、本実施形態の「第１の作り込み方法」を適用することで、弱バレル形状の３ピースタイプのオイルリング７０を得た。オイルリング７０の組み合わせ径方向厚さａ_１１を２．５０ｍｍ、組み合わせ軸方向幅（呼び幅）ｈ_１を２．０ｍｍとした。サイドレール７３ａ，７３ｂの厚さ（径方向幅）ａ_１を１．９ｍｍ、幅（軸方向幅）ｈ_１２を０．４ｍｍとした。各サイドレール７３ａ，７３ｂにおいて、なじみ運転後の実当たり面８３の実当たり幅ｆを０．１５ｍｍ（総実当たり幅Ｆ０．３ｍｍ）とした。オイルリング７０の張力を１９．０Ｎにすることで、実当たり面に作用する面圧を１．６ＭＰａとした。

＜シリンダボア＞

シリンダボア１０は、内径８０．５ｍｍ、材質ねずみ鋳鉄品ＦＣ２５０（ＪＩＳ規格）、表面をホーニング処理することで、算術平均粗さＲａ：０．２０８（μｍ）、二乗平均平方根粗さＲｑ：０．２１９（μｍ）とした（ＪＩＳ Ｂ ０６０１：２０１３）。

＜潤滑油＞

摩擦試験用の潤滑油は、米国自動車協会の粘度分類で０Ｗ－２０、ＡＰＩグレードでＳＮとなるものを採用した。

＜摩擦試験＞

図５に、シリンダボア（シリンダライナ）１０とピストンリング４０の摩擦態様を測定する摩擦単体測定装置５００を示す。摩擦単体測定装置５００は、ピストンリング４０側を固定し、シリンダライナ１０側を上下に往復移動させることで、両者間の摩擦状態を測定する。摩擦単体測定装置５００は、ピストンリング４０がセットされる仮想ピストン５１０を、ピエゾ式のロードセル５１２を介して固定軸５１４によって保持する。このロードセル５１２によって、ピストンリング４０に作用する上下方向の外力（摩擦力）を測定する。

シリンダライナ１０は、その外壁側において移動スリーブ５３０で保持される。移動スリーブ５３０の下端は駆動用ピストン５４０に保持されており、この駆動用ピストン５４０を、コンロッド５５０によって上下動させることで、シリンダライナ１０を上下方向に往復移動させる。移動スリーブ５３０の外周には固定スリーブ５６０が配置される。固定スリーブ５６０は基台５７０に固定される。なお、固定軸５１４は、固定スリーブ５６０の上端の蓋部材５６２に固定されている。移動スリーブ５３０の外周面と固定スリーブ５６０の内周面は摺動自在となる。固定スリーブ５６０の内部には、温度調整ジャケット５６５が設けられており、この温度調整ジャケット５６５内に温水または冷水を循環させることで、固定スリーブ５６０の温度を制御可能となっている。

本実施形態では、摩擦単体測定装置５００による摩擦態様の測定条件として、潤滑油の油温を６０度に設定し、潤滑油をシリンダライナ１０の上部から滴下して供給した。ならし運転（なじみ運転）の最中は、潤滑油を多めに供給した。潤滑油が過剰であると、摩擦力が不安定となるため、各摩擦力の測定時は、５分程度潤滑油の供給を止めて、摩擦力が安定したところを測定値とした。各摩擦力の測定は、最速点でのストライベック指数（＝粘度×速度／面圧）が同じになるように、回転数及び温度を調整した。

本実施例１では、摩擦単体測定装置５００の始動から５分後に摩擦波形（なじみ運転前の摩擦波形）を測定し、さらに、始動から２０時間後（１５時間のなじみ運転を経過してから、更に５時間運転した後）に摩擦波形を測定した。なお、１５時間のなじみ運転中において、２時間おきに手動でピストンリング４０を４０°～９０°回転させた。これは、通常のガソリンエンジンでは運転中にピストンリング４０が周方向に回転するので、それを再現するためである。

実際のエンジンの燃費評価ポイントが、１５００ｒｐｍにおいてＦＭＥＰ（平均有効圧力）が８００ｋＰａとなるように設定されることから、本実施例１でも、エンジン温度８５℃、エンジン回転数１５００ｒｐｍを条件として摩擦試験を行った。なお、この条件を摩擦単体測定装置５００に置き換えると、シリンダライナの行程中央部の温度が３５℃、回転数が４００ｒｐｍとなる。

＜絶縁試験＞

シリンダボア１０とピストンリング４０の流体潤滑領域を確認するために、電気絶縁試験を行った。この電気絶縁試験は、シリンダボア１０とピストンリング４０の間に形成される流体潤滑油膜によって、両者の電気絶縁性が高まる特性を利用する。具体的には、図５に示す摩擦単体測定装置５００において、仮想ピストン５１０を絶縁性の高い樹脂で作成することで、ピストンリング４０を周囲から電気的に隔離した。この状態で、ピストンリング４０とシリンダボア１０の間を、導電性の配線によって接続し、配線の途中に、定電圧発生装置５９０（３Ｖ）と可変抵抗５９２（２．４ｋΩ）を介在させた。更に、配線の途中に電圧（ｍＶ）を検出するための電圧検出器（オシロスコープ）５９４を配置して、流体潤滑油膜の抵抗値の変化を検出した。この試験では、油膜厚さの絶対値は明らかにできないが、全周に亘って形成される油膜の総合的な潤滑状態を推測できる利点がある。

なお、実施例１では、オイルリング７０のみに通電させることで、オイルリング７０単体の油膜状態を測定した。この理由として、オイルリング７０は、他のリングと比較して最も面圧が高く、流体潤滑領域に移行しにくいピストンリングだからである。換言すると、オイルリング７０に十分な油膜が形成されていれば、トップリング５０とセカンドリング６０は、必ず流体潤滑領域であると推測できる。また、オイルリング７０の外周面８２が、Ｃｒめっき処理されていることから、安定した抵抗値を示すので測定精度が高い。なお、ピストンリングとシリンダボアが直接接触する固体接触領域又は境界潤滑領域の場合、この絶縁試験において一貫性のないノイズ波形が出やすい。

＜なじみ運転後のピストンリングの幅方向の輪郭形状の測定＞

なじみ運転後のピストンリング４０の実当たり面の幅方向の輪郭形状を実測した。トップリング５０とセカンドリング６０は、仮想ピストン５１０から取り外して、外周面５２、６２のプロフィールを軸方向（実当たり幅方向）に計測した。オイルリング７０は、仮想ピストン５１０に装着してスペーサエキスパンダ７６ｓで張力を付与した状態で、各サイドレール７３ａ，７３ｂの外周面８２のプロフィールを軸方向（実当たり幅方向）に計測した。

＜なじみ運転後のピストンリングの周方向の輪郭形状の測定＞

ピストンリング４０の実当たり面の周方向の輪郭形状を実測した。ここでは、オイルリング７０を仮想ピストン５１０から取り外し、スペーサエキスパンダ７６ｓが装着されていない状態の単独の上方側のサイドレール７３ａについて、実当たり面８３の外周縁のプロフィールを周方向に計測した。なじみ運転の効果を把握する前に、なじみ運転前のプロフィールと、なじみ運転後のプロフィールの双方を計測した。

〔比較例１〕

実施例１の効果を検証するための比較例１として、以下の条件のピストンリング４０を用意した。

＜トップリング＞

トップリングはＶ字状リング（強バレル形状のトップリング）を採用し、厚さ（径方向幅）ａ_１を２．５ｍｍ、幅（軸方向幅）ｈ_１を１．０ｍｍとし、外周面をＰＶＤコーティングすることで表面硬さを１８００Ｈｖとした。トップリングの張力は、実施例１と同じ３．７Ｎとした。

比較例となるピストンリングの外周面のＶ字形状の突出度合いを説明する概念を図６に示す。ピストンリングＭの外周面において、軸方向の幅がＭｆとなるような基準面Ｍｋを選択する際、この基準面Ｍｋの幅方向両縁Ｍｋａ、Ｍｋｂが、外周面の最外周縁Ｚから、径方向内側にオフセットする量ｘを測定した。軸方向の幅Ｍｆとオフセット量ｘから、外周面の湾曲度合い（Ｖ字度合い）を評価した。

比較例１のトップリングは、基準面Ｍｋの軸方向幅Ｍｆを０．３ｍｍとする場合、オフセット量ｘが１５μｍとなった。実際にシリンダボアと接触し得る一般的なオフセット量は０．５μｍ以下であることから分かるように、比較例のトップリングの実当たり面の実当たり幅は、きわめて狭いことがわかる。

＜セカンドリング＞

セカンドリングは、実施例１と全く同じ条件のものを採用した。

＜オイルリング＞

オイルリングは、Ｖ字状（強バレル形状）の３ピースタイプのオイルリングを採用した。オイルリングの組み合わせ径方向厚さａ_１１を２．５５ｍｍ、組み合わせ軸方向幅（呼び幅）ｈ_１を２．０ｍｍとした。一対のサイドレールの厚さ（径方向幅）ａ_１を２．０ｍｍ、幅（軸方向幅）ｈ_１２を０．４ｍｍとした。オイルリングの張力は、実施例１と同じ１９．０Ｎとした。

各サイドレールのＶ字形状の突出度合いを計測すると、基準面Ｍｋの軸方向幅Ｍｆを０．１５ｍｍとする場合、オフセット量ｘが５μｍとなった。外周面をＰＶＤコーティングすることで表面硬さを１８００Ｈｖとした。

その他のすべての条件を実施例１と同一として、摩擦試験、絶縁試験、輪郭形状の測定等を行った。

（摩擦試験結果）

図７に、摩擦試験の結果を示す。図７（Ａ）は実施例１の試験結果であり、摩擦単体測定装置５００の始動から５分後の摩擦波形（なじみ運転前の摩擦波形）を点線で示し、２０時間のなじみ運転後の摩擦波形を実線で示す。なじみ運転前と比較して、なじみ運転後は摩擦力が大きく減少しＦＭＥＰ（トップリング、セカンドリング、オイルリングを組み合わせた状態）も減少した。なお、なじみ運転後のＦＭＥＰは１０．０７ｋＰａとなった。これにより、実際の内燃機関に実施例１のピストンリングを適用しても、大幅な燃費低減効果が得られることがわかる。なじみ運転の効果の発現は、ピストンリングの初期形状や材料硬度などで変動するが、実際の内燃機関の方が回転数が高いので、２０時間未満でなじみ運転が完了すると推測される。

図７（Ｂ）は比較例１の試験結果であり、摩擦単体測定装置５００の始動から５分後の摩擦波形（なじみ運転前の摩擦波形）を点線で示し、２０時間のなじみ運転後の摩擦波形を実線で示す。しかし、なじみ運転の前後において摩擦力がほとんど変化しないことから、両者のグラフが重なっている。即ち、比較例１のピストンリングは、いわゆるなじみ運転の効果が発現しない。実際の内燃機関でもこの状態が維持されると推測される。なじみ運転後におけるＦＭＥＰは１３．９１ｋＰａとなった。

従って、なじみ運転後の実施例１と比較例１を対比すると、実施例１の方が、ＦＭＥＰについては約２８％低いことが明らかとなった。

（軸方向の輪郭測定結果）

図８に、外周面の軸方向の輪郭測定結果を示す。図８（Ａ）に示すように、実施例１のトップリング５０は、実当たり面５３の実当たり幅ｆが３００μｍとなり、そのダレ量ｅが０．３μｍであった。実施例１のセカンドリングは、実当たり面の実当たり幅が２３０μｍ、そのダレ量ｅが０．３μｍであった。

実施例１のオイルリング７０において、一方のサイドレール７３ａの実当たり面８３の実当たり幅ｆが１５０μｍとなり、そのダレ量ｅが０．２μｍであった。他方のサイドレール７３ｂの実当たり面８３の実当たり幅ｆが１３０μｍとなり、そのダレ量ｅが０．２μｍであった。

図８（Ｂ）に示すように、比較例１のトップリングは、外周面が極端に湾曲しているため、実当たり面の幅を実測することが困難であるが、約４５μｍ以下になると推測された。比較例１のセカンドリングは、実施例１と同一であることから、実当たり面の実当たり幅が２３０μｍ、そのダレ量ｅが０．３μｍであった。比較例１のオイルリングの各サイドレールについても、外周面が極端に湾曲しているため、実当たり面の幅を実測することが困難であるが、約２０μｍ以下になると推測された。

（周方向の輪郭測定結果）

図９に、外周面の周方向の輪郭測定結果を示す。図９（Ａ）に示すように、実施例１のオイルリング７０のサイドレール７３ａは、実当たり面８３の外周縁が、なじみ運転前において、径方向に１０μｍの範囲内で変位することがわかる。また、なじみ運転の後は、実当たり面８３の外周縁が、径方向に３μｍの範囲内で変位することがわかる。結果、なじみ運転の効果が発現することで、実当たり面８３の外周縁の周方向の変位量が、大幅に減少することがわかる。この周方向の変位量の低減、すなわち、真円度の向上が、運転中の流体潤滑領域を維持する観点で、重要な役割を担っていることが明らかとなった。

図９（Ｂ）に示すように、比較例１のオイルリング７０のサイドレール７３ａは、２０時間のなじみ運転後であっても、実当たり面８３の外周縁が、径方向に３０μｍ以上に変位することがわかる。もちろん、比較例１のサイドレール７３ａであっても、エキスパンダによってシリンダボアに圧接させることで変形し、実当たり面８３の外周縁は真円に近づくと推測される。しかし、実当たり面８３を真円に変形させるためには、相応の張力が要求されるので、摩擦力が高くなるという課題が生じる。

（絶縁試験結果）

図１０に、実施例１のオイルリング７０の絶縁測定結果を示す。測定時の回転数は、内燃機関における１５００ｒｐｍ、１０００ｒｐｍ、６００ｒｐｍ、３００ｒｐｍ、１５０ｒｐｍに相当する条件を採用した。なお、参考として各回転数の絶縁試験中において、摩擦力の変動態様も同時に測定したので、これらも一緒に示す。

回転数が高くなるほど抵抗値が大きくなることがわかる。これは、回転数の増大に伴い、油膜厚さが増大して、流体潤滑領域となっていることを意味する。特に回転数が６００ｒｐｍ以上になると、大幅に抵抗値が増大する傾向にある。１０００ｒｐｍ以上に達すると、回転数が変化しても、抵抗値がほとんど変化しなくなる。これは、油膜厚さが上限に達していることを意味している。一方で、摩擦力が大きい１５０ｒｐｍ、３００ｒｐｍでは抵抗値が小さくなる。これは、油膜が極めて薄くなっているか、一部において、オイルリング７０とシリンダボア１０が接触していると推測できる。しかし、ガソリンエンジン等の内燃機関において、１５０ｒｐｍや３００ｒｐｍで運転することは稀である。結果、実施例１のピストンリングの場合、アイドリング運転以上の回転数では、常に、流体潤滑領域で潤滑していると推測される。

ちなみに、比較例１の場合、ピストンリングとシリンダボアが直接接触しながら摺動する固体接触領域又は境界潤滑領域となるので、絶縁試験を行っても、一貫性のないノイズ波形が生じる結果となった。

（ＬＯＣの検証）

ＬＯＣを決定する要因には、ガスシール性能の劣化や、摺動面における潤滑油の掻き残しの影響が大きい。図９（Ｂ）の比較例１に示すように、オイルリングの真円度の劣化は、潤滑油の掻き残しに直結する。一方、図９（Ａ）の実施例１のオイルリング７０では、なじみ運転によって真円度を大幅に向上させているので、摺動面における潤滑油の掻き残しが低減し、ＬＯＣ（潤滑油消費量）が低減すると推測される。

（シミュレーション試験によるブローバイ及び摩耗の追加検証）

摩擦力、油膜厚さ、ガス通過量をシミュレーション計算することで、油膜が形成された流体潤滑領域におけるガスシール性と摩耗を検証する。

ピストンリングの摺動面の油膜厚さ、摩擦力、摺動面を通過するガス量等の計算のためのシミュレーションソフトとして、ＡＶＬ社のＥｘｃｉｔｅ－ＰＲを用いた。油膜、摩擦計算には、修正レイノルズ方程式（Patir and Cheng）と固体接触圧力を計算する Greenwood-Tripp モデルを用いた。漏れガス量計算には縮流係数を用いた。

詳細な計算条件として、シリンダボアの表面粗さ：Ｒｑ＝０．２１９（μｍ）、ピストンリング表面粗さ：Ｒｑ＝０．０００（μｍ）、シリンダボア形状：円筒形、摺動面温度：ＴＤＣ（上死点）１５０℃、ＭＩＤ（中央点）８５℃、ＢＤＣ（下死点）８５℃、潤滑油：０Ｗ－２０（４０℃時の動粘度３７[mm2/s]、１００℃時の動粘度８．７[mm2/s]）とした。更に、ピストンの二次的な振動や摩擦は考量しないこととし、境界接触領域の摩擦係数は０．０７２に設定し、最高燃焼圧を７．２ＭＰａに設定した。また、シリンダボアには、常に３×ボア表面粗さＲｑ（＝０．６５７μｍ）の油膜が残存すると仮定した。

実施例１と比較例１のピストンリングの外周面の形状は、図８の軸方向の輪郭測定データを用いた。なお、今回のシミュレーションでは、図９の周方向の輪郭形状データは考慮しないことにした。

図１１に、シミュレーション結果を示す。図１１（Ａ）は、実施例１（実線）と比較例１（点線）のトップリング、セカンドリング、オイルリングの合計摩擦力となる。図１１（Ｂ）は、実施例１（実線）と比較例１（点線）のトップリングの摺動面の油膜厚さとなる。図１１（Ｃ）は、実施例１（実線）と比較例１（点線）のトップリングの摺動面を通過するガス量となる。摩擦力と油膜については、図１０のシミュレーション結果と、図７及び図８の摩擦試験及び絶縁試験の結果とは、上死点直後（クランク角度０°直後）を除いて類似することがわかる。なお、上死点直後の相違は、図７及び図８の摩擦試験及び絶縁試験では、燃焼圧が考慮されていないことに起因していると推測される。

ガスシール性と摩耗を解析するためには、燃焼圧力の高い上死点付近の油膜厚さ等を把握する必要がある。図１１（Ｂ）に示すように、比較例１のトップリングでは、前提条件となるシリンダボア側の最低油膜厚のみとなり、ストローク全域でトップリング側に油膜がほとんど生成されない。つまり、接触摺動している結果となる。ストローク全域で接触摺動しているので、摩耗はその全域で発生し、特に、燃焼圧が掛かる上死点近傍で大きくなると推測できる。結果、比較例１のトップリングでは、ガス漏れ量は、燃焼圧の増大と共に大きくなる。

一方、図１１（Ｂ）に示すように、実施例１のトップリングの油膜厚さは、トップリングの摺動速度に依存しており、上死点直後（クランク角度０°直後）の燃焼圧力が作用する瞬間を除いた全域で、トップリング側に油膜が生成されることがわかる。摺動速度がゼロになる下死点（クランク角度１８０°）でも、絞り膜効果によって、油膜が維持されていることがわかる。結果、実施例１のトップリングでは、接触摺動範囲は極めて狭いので、摩耗量は低減される。更に、本実施形態でも述べたように、実施例１のピストンリングは、低い面圧設定となるので、相乗作用によって、さらに摩耗に対して有利に作用する。従って、外周面を高硬度の材料で被覆する必要性が低くなる。

また、図１１（Ｃ）に示すように、トップリングにおけるガス通過量（ガス漏れ量）は、比較例１に対して実施例１が１０％程度減少しているが、これも広範囲に亘って油膜が維持されていることに起因する。油膜が維持されるということは、油膜内に圧力が発生していることと同義であり、その油膜内の圧力が、燃焼圧と同等以上であればガスをシールできる。実施例１のトップリングでは、上死点（クランク角度０°）で停止すると、摺動速度に依存する油膜圧力がなくなる一方、油膜が薄くなる過程の絞り効果によって別途圧力が発生し、ガスのシール性を維持する。結果、実施例１のトップリングが、比較例１よりもガスシール性が高い結果となる。

本実施形態のオイルリングの形状作り込み方法を適用して、以下の条件のピストンリング４０を用意した。

＜トップリング＞ 実施例１と同じトップリングとした。

＜セカンドリング＞実施例１と同じセカンドリングとした。

＜オイルリング＞

オイルリングは、実当たり幅の異なる三種類（Ａ、Ｂ、Ｃ）を用意した。全てのオイルリングは、本実施形態の弱バレル形状の３ピースタイプのオイルリング７０を採用した。オイルリング７０の組み合わせ径方向厚さａ_１１を２．５０ｍｍ、組み合わせ軸方向幅（呼び幅）ｈ_１を２．０ｍｍとした。また、サイドレール７３ａ，７３ｂの厚さ（径方向幅）ａ_１を１．９ｍｍ、幅（軸方向幅）ｈ_１２を０．４ｍｍとした。

オイルリングＡは、各サイドレール７３ａ，７３ｂにおいて、なじみ運転後の実当たり面８３の実当たり幅ｆを０．３５０ｍｍ（総実当たり幅Ｆ０．７ｍｍ）とした。オイルリングＡの張力を１９．０Ｎにすることで、実当たり面に作用する面圧を０．６７ＭＰａとした。なお、このオイルリングＡの実当たり面８３の形状の作り込み方法は、「第２の作り込み方法」で行った。

オイルリングＢは、各サイドレール７３ａ，７３ｂにおいて、なじみ運転後の実当たり面８３の実当たり幅ｆを０．２５０ｍｍ（総実当たり幅Ｆ０．５０ｍｍ）とした。オイルリングＢの張力を１９．０Ｎにすることで、実当たり面に作用する面圧を０．９４ＭＰａとした。なお、このオイルリングＢの実当たり面８３の形状の作り込み方法は、「第１の作り込み方法」で行った。

オイルリングＣは、各サイドレール７３ａ，７３ｂにおいて、なじみ運転後の実当たり面８３の実当たり幅ｆを０．１５０ｍｍ（総実当たり幅Ｆ０．３０ｍｍ）とした。オイルリングＣの張力を１９．０Ｎにすることで、実当たり面に作用する面圧を１．６ＭＰａとした。なお、このオイルリングＣの実当たり面８３の形状の作り込み方法は、「第１の作り込み方法」で行った。

なお、その他の条件は全て実施例１と同じとした。

〔比較例２〕

実施例２の効果を検証するための比較例２として、以下の条件のピストンリング４０を用意した。なお、比較例２では、２つのグループ（グループＸ、グループＹ）のピストンリング４０を用意した。

＜グループＸのトップリング＞

トップリングは、本実施形態のＶ字状リング（強バレル形状のトップリング）を採用し、厚さ（径方向幅）ａ_１を２．５ｍｍ、幅（軸方向幅）ｈ_１を１．０ｍｍとし、外周面をＰＶＤコーティングすることで表面硬さを１８００Ｈｖとした。トップリングの張力は、実施例１と同じ３．７Ｎとした。

トップリングの外周面は、図６に示すように、基準面Ｍｋの軸方向幅Ｍｆを０．５ｍｍとする場合、オフセット量ｘが６．５μｍとなった。実際にシリンダボアと接触し得る一般的なオフセット量は０．５μｍ以下であることから、比較例２のトップリングの実当たり面の実当たり幅は、きわめて狭い状態であることがわかる。

＜グループＸのセカンドリング＞

セカンドリングは、比較例１と全く同じ条件のものを採用した。

＜グループＸのオイルリング＞

オイルリングは、Ｖ字状（強バレル形状）の３ピースタイプのオイルリングを採用した。オイルリングの組み合わせ径方向厚さａ_１１を２．５ｍｍ、幅（軸方向幅）ｈ_１を２．０ｍｍとした。一対のサイドレールの厚さ（径方向幅）ａ_１を１．９ｍｍ、幅（軸方向幅）ｈ_１２を０．４ｍｍとした。オイルリングの張力は、実施例２と同じ１９．０Ｎとした。

各サイドレールのＶ字形状の突出度合いを計測すると、基準面Ｍｋの軸方向幅Ｍｆを０．１５ｍｍとする場合、オフセット量ｘが１２μｍとなった。外周面をＰＶＤコーティングすることで表面硬さを１８００Ｈｖとした。

＜グループＹのトップリング＞

グループＸのトップリングと同じ形状のままで、外周面をＣｒめっきで処理することで表面硬さを１２００Ｈｖとした。

＜グループＹのセカンドリング＞

セカンドリングは、比較例１と全く同じ条件のものを採用した。

＜グループＹのオイルリング＞

グループＸのオイルリングと同じ形状のまま、外周面をＣｒめっきで処理することで表面硬さを１２００Ｈｖとした。

このグループＹのトップリング及びオイルリングは、母材自体の外周面がＶ字形状となっており実当たり幅が極めて狭い（０．１５ｍｍ未満）が、表面がＣｒめっき処理されているので、なじみ運転によって、微細に摩耗し得るようになっている。

（ピストンリングセットの摩擦試験結果）

図１２に、トップリング、セカンドリング、オイルリングで構成されるピストンリングセットの摩擦試験の結果を示す。なお、ここでは２０時間のなじみ運転後の摩擦波形を示す。実施例２のトップリング、セカンドリング、オイルリングＡ（各サイドレールの実当たり幅０．３５０ｍｍ）のピストンリングセットは、摩擦力が大幅に小さくなった。一方、比較例２のグループＸのトップリング、セカンドリング、オイルリング（外周面ＰＶＤコーティング）のピストンリングセットは、摩擦力が大幅に大きくなった。なお、実施例２のピストンリングセットのＦＭＥＰは、比較例２のピストンリングセットを比較して約４１％低くなることが明らかとなった。

（オイルリングのみの摩擦試験結果）

図１３に、オイルリング単体の摩擦試験の結果を示す。なお、ここでは２０時間のなじみ運転後の摩擦波形を示す。実施例２のオイルリングＡ（各サイドレールの実当たり幅０．３５０ｍｍ）は、摩擦力が大幅に小さくなった。実施例２のオイルリングＣ（各サイドレールの実当たり幅０．１５０ｍｍ）は、オイルリングＡと比較して、多少、摩擦力が大きくなった。一方、比較例２のグループＸのオイルリング（外周面ＰＶＤコーティング）は、オイルリングＡ，Ｃよりも摩擦力が大幅に大きくなった。なお、実施例２のオイルリングＡと、比較例２のグループＸとのオイルリングを比較すると、オイルリングＡの方が、ＦＭＥＰについては約４６％低くなることが明らかとなった。

（オイルリングの実当たり幅とＦＭＥＰの関係の検証）

図１４（Ａ）に、オイルリングの実当たり幅とＦＭＥＰの関係を示す。なお、実線と黒丸で示すグラフ（Experimental Result）は、第２実施例のオイルリングＡ，Ｂ，Ｃと比較例２のグループＹのオイルリングの実測値となる。一方、実線と白丸で示すグラフ（Simulation with Roughness）は、粗さを考慮することで潤滑油の流れや接触摺動を考量したシミュレーション結果であり、点線と「×」印で示すグラフ（Simulation without Roughness）は、粗さを考慮せずに完全な流体潤滑を条件としたシミュレーション結果である。なお、シミュレーションの計算は、ＡＶＬ社のＥｘｃｉｔｅ－ＰＲを用いた。油膜、摩擦計算には、修正レイノルズ方程式（Patir and Chengの平均流モデル）と固体接触圧力を計算する Greenwood-Tripp モデルを用いた。

図１４（Ｂ）には、図１４（Ａ）における粗さを考慮することで潤滑油の流れや接触摺動を考量したシミュレーション結果について、この計算結果を、境界又は流体潤滑による摩擦（実線及び白丸）と、固体接触による摩擦（実線及び「×」印）に分けたものである。

図１４（Ａ）の実測値からわかるように、実当たり幅が大きいほど、摩擦が低減し、実当たり幅が１５０μｍ未満になると、摩擦力が急激に上昇しやすくなる。これは、図１４（Ｂ）のシミュレーション結果からわかるように、実当たり幅が１５０μｍ未満になると、境界潤滑の摩擦の増大は限度に達するものの、固体接触による摩擦が急激に増大することに起因していると推察される。

ちなみに、実測値において、ＦＭＥＰが最も小さいのは実当たり幅が２５０μｍ（オイルリングＢ）となったが、内燃機関の運転条件の変動などを考慮すると、これよりも多少広いものが最適と推察される。一般的に、実当たり幅の増大は、摩擦力の増大につながることになるが、測定値やシミュレーションによれば、実当たり幅が４００μｍ程度までは、摩擦力が小さい状態が十分に維持されると考えられる。従って、潤滑油が０Ｗ－２０の場合、実当たり幅が２５０μｍ～４００μｍの範囲（面圧では０．５９ＭＰａ～０．９４ＭＰａの範囲）が、最適と考えられる。この最適範囲は、潤滑油の粘度によって多少変動するが、更に低粘度の潤滑油を採用する場合は、より実当たり幅を大きくしたり、面圧を小さくすることが好ましいと考えられる。

（オイルリング単体のＦＭＥＰの時間変化の実測結果）

次に、実施例２のオイルリングＡ、Ｂ、Ｃ、比較例２のグループＸ、グループＹのオイルリング単体の摩擦試験において、２０時間のなじみ運転中で各オイルリングのＦＭＥＰがどのように時間変化するか、実測した結果を図１５に示す。

グループＸのオイルリング（Ｖ字形状、ＰＶＤコーティング）は、２０時間のなじみ運転中において、ＦＭＥＰが微細に減少するが、その減少幅は１０％未満であった。これは、なじみ運転によっても、外周面が摩耗することなく、いわゆるなじみ効果が発現していない状態であると推測される。

グループＹのオイルリング（Ｖ字形状、Ｃｒめっき処理）は、運転直後（約１０ｋＰａ）から比較して、２０時間のなじみ運転を経て１５％程度ＦＭＥＰが減少して８．５ｋＰａ程度となった。実当たり幅が、５０μｍ未満と小さいので、固体接触又は接触潤滑領域による摺動と考えられるが、表面の摩耗によって、その摩擦力が経時的に多少減少したと推測される。

オイルリングＣ（実当たり幅０．１５０ｍｍ、Ｃｒめっき処理）は、運転直後（１０ｋＰａ）から比較して、２０時間のなじみ運転を経て４０％程度ＦＭＥＰが減少し、約６．３ｋＰａとなった。

オイルリングＢ（実当たり幅０．２５０ｍｍ、Ｃｒめっき処理）は、運転直後（８ｋＰａ）から比較して、２０時間のなじみ運転を経て３８％程度ＦＭＥＰが減少し、約４．８ｋＰａとなった。また、オイルリングＢ（実当たり幅０．２５０ｍｍ）では、図２２（Ａ）で示す外縁側径方向差がＶａ－１＝２．４μｍ、Ｖｂ－１＝２．０μｍとなり、内縁側径方向差がＶａ－２＝０．５μｍ、Ｖｂ－２＝０．２μｍとなった。

オイルリングＡ（実当たり幅０．３５０ｍｍ、Ｃｒめっき処理）は、なじみ運転の全体に亘ってＦＭＥＰの変動がほとんど生じることなく、約４．０ｋＰａとなった。なお、このオイルリングＡは、本実施形態の第２の作り込み方法によって、スペーサエキスパンダによるサイドレールの傾きを製造時に盛り込んでバレル形状を作り込んでいるため、なじみ運転開始後２０分程度でＦＭＥＰが最小値（約４．０ｋＰａ）となった。また、オイルリングＡ（実当たり幅０．３５０ｍｍ）では、外縁側径方向差がＶａ－１＝３．４μｍ、Ｖｂ－１＝３．６μｍとなり、内縁側径方向差がＶａ－２＝０．５μｍ、Ｖｂ－２＝０．２μｍとなった。

以上の結果、実施例２のオイルリングＡ，Ｂ，Ｃは、単体での試験において、なじみ運転の効果で３０％以上、ＦＭＥＰが減少することがわかる。特にオイルリングＡは、なじみ運転前のバレル形状の作り込みよって、初期状態でも当たり幅が大きく設定されているため、最初から最適な流体潤滑領域で摺動できると推察された。更に、オイルリングＡでは、なじみ運転開始後２０分程度で、更に、バレル形状が微修正させることで、ＦＭＥＰが更に小さくなったと推測された。

以上の通り、本実施形態の内燃機関の摺動構造によれば、シリンダボアに対してトップリング又はオイルリングが接触し得る実当たり幅ｆが０．０５ｍｍ以上となり、かつ、その摺動面に作用する面圧が２．０ＭＰａ以下となる結果、流体潤滑領域によって低摩擦状態で摺動できるので、内燃機関の効率を大幅に高めることが可能となる。これは、仮想実当たり幅ｇで定義しても同様である。

更に摺動構造では、１００℃の動粘度が１６．３[mm2/s]未満となる低粘度の潤滑油に適用すると、一層、摺動面の低摩擦化が達成される。

また、この摺動構造では、ストローク中にトップリング又はオイルリングが最高速度で通過する通過点において、静電容量法で測定される油膜厚さが、０．５μｍ～４．０μｍとなるように設定される。油膜厚さを適切な範囲に制御することで、摩擦力を小さく維持することが可能となる。

更に本摺動構造において、トップリングの面圧が、０．３ＭＰａ以下となるようにする。結果、トップリングの摺動抵抗が大幅に小さくなり、内燃機関の効率が高められる。

また更に、本摺動構造において、オイルリングの面圧が、１．４ＭＰａ以下となる。結果、オイルリングの油膜厚さが大きくなって摺動抵抗が小さくなり、内燃機関の効率が高められる。なお、特に、なじみ運転の効果を発現させるためには、オイルリングが、３ピースタイプであることが好ましい。

更にまた、本摺動構造において、トップリング及びオイルリングの双方について、トップリングの面圧に対して、オイルリングの面圧が３倍以下となる。両者の面圧をできる限り接近させることで、全体の摺動抵抗が小さくなり、内燃機関の効率が高められる。

また、本摺動構造において、ピストンから取り外した状態における、トップリング及びオイルリングの実当たり面または仮想実当たり面における、周方向に沿って移動する際の径方向の変位量が、１０μｍ以下となる。このようにすると、摺動面の低面圧化（低張力化）を図る場合に、シリンダボアとトップリング及びオイルリングの隙間の均一化が達成され、摩擦力の低減と同時に、ガス漏れを低減することが可能になる。

特に本摺動構造は、ガソリンエンジンに適用することが好ましいが、本発明はこれに限定されず、他の内燃機関に適用することも可能である。

尚、本発明は、上記した実施の形態に限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲内において種々変更を加え得ることは勿論である。

１０ シリンダボア
１２ 内壁面
３０ ピストン
４０ ピストンリング
５０ トップリング
６０ セカンドリング
７０ オイルリング
７３ａ，７３ｂ サイドレール
７６ｓ スペーサエキスパンダ
８２ 外周面
８２Ａ 上方側外周面
２００ａ、２００ｂ 軟質層
２００ａ，２００ｂ 軟質層

Claims (5)

1. 内燃機関のピストンに設置され、第１及び第２サイドレール並びに前記第１及び第２サイドレールを保持する保持部材を有する３ピースタイプのオイルリングの形状作り込み方法であって、
   前記保持部材又は該保持部材と近似する治具に前記第１及び第２サイドレールを組み込むことにより、前記第１サイドレールの第１外周面及び前記第２サイドレールの第２外周面を前記第１及び第２サイドレールの幅方向に傾けて、前記第１外周面及び前記第２外周面を互いに接近させる事前組み込み工程と、
   前記事前組み込み工程で前記保持部材又は前記治具に組み込まれた前記第１及び第２サイドレールに対して、研磨工具を利用することで、前記第１外周面及び前記第２外周面の前記オイルリングの軸方向外側領域を、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向内側領域よりも多く研磨して、前記第１外周面及び前記第２外周面に対して径方向外側に凸となる初期バレル形状を作り込む初期研磨工程と、
   前記初期研磨工程を経た前記第１及び第２サイドレールを前記保持部材と共に前記ピストンに組み込む最終組み込み工程と、
   前記最終組み込み工程を経た前記オイルリングを前記内燃機関のシリンダと摺動させることで前記第１外周面及び前記第２外周面を摩滅させて、前記第１外周面及び前記第２外周面に対して径方向外側に凸となる最終バレル形状を作り込むなじみ運転工程と、
   を備えることを特徴とするオイルリングの形状作り込み方法。
2. 前記初期研磨工程において、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向外側縁の研磨量が、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向内側縁の研磨量に対して、１μｍ以上大きいことを特徴とする、
   請求項１に記載のオイルリングの形状作り込み方法。
3. 前記保持部材から独立した状態の前記第１サイドレールの前記第１外周面及び前記第２サイドレールの前記第２外周面に対して、前記なじみ運転工程で摩滅可能な軟質層を形成する軟質層形成工程を備えることを特徴とする、
   請求項１又は２に記載のオイルリングの形状作り込み方法。
4. 前記軟質層形成工程は、前記初期研磨工程よりも前に実行され、
   前記初期研磨工程後且つ前記なじみ運転前において、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向外側縁の前記軟質層の残存厚さが、前記第１外周面及び前記第２外周面における前記オイルリングの軸方向内側縁の前記軟質層の残存厚さよりも小さいことを特徴とする、
   請求項３に記載のオイルリングの形状作り込み方法。
5. 前記なじみ運転工程後において、前記シリンダに対して前記第１外周面及び前記第２外周面が接触し得るの軸方向の実当たり幅が０．１５ｍｍ以上となることを特徴とする、
   請求項１ないし４のいずれか１項に記載のオイルリングの形状作り込み方法。

Images