JPWO2009069703A1 - 内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造 - Google Patents

内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造 Download PDF

Info

Publication number
JPWO2009069703A1
JPWO2009069703A1 JP2009543848A JP2009543848A JPWO2009069703A1 JP WO2009069703 A1 JPWO2009069703 A1 JP WO2009069703A1 JP 2009543848 A JP2009543848 A JP 2009543848A JP 2009543848 A JP2009543848 A JP 2009543848A JP WO2009069703 A1 JPWO2009069703 A1 JP WO2009069703A1
Authority
JP
Japan
Prior art keywords
cylinder liner
sample
mass
piston ring
ring
Prior art date
Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
Pending
Application number
JP2009543848A
Other languages
English (en)
Inventor
小川　勝明
勝明 小川
平瀬　束
束 平瀬
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Nippon Piston Ring Co Ltd
Original Assignee
Nippon Piston Ring Co Ltd
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Nippon Piston Ring Co Ltd filed Critical Nippon Piston Ring Co Ltd
Publication of JPWO2009069703A1 publication Critical patent/JPWO2009069703A1/ja
Pending legal-status Critical Current

Links

Images

Classifications

    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C23—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; CHEMICAL SURFACE TREATMENT; DIFFUSION TREATMENT OF METALLIC MATERIAL; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL; INHIBITING CORROSION OF METALLIC MATERIAL OR INCRUSTATION IN GENERAL
    • C23C—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; SURFACE TREATMENT OF METALLIC MATERIAL BY DIFFUSION INTO THE SURFACE, BY CHEMICAL CONVERSION OR SUBSTITUTION; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL
    • C23C30/00—Coating with metallic material characterised only by the composition of the metallic material, i.e. not characterised by the coating process
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C21/00—Alloys based on aluminium
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C21/00—Alloys based on aluminium
    • C22C21/02—Alloys based on aluminium with silicon as the next major constituent
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/02—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing silicon
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C22—METALLURGY; FERROUS OR NON-FERROUS ALLOYS; TREATMENT OF ALLOYS OR NON-FERROUS METALS
    • C22C—ALLOYS
    • C22C38/00—Ferrous alloys, e.g. steel alloys
    • C22C38/18—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium
    • C22C38/40—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel
    • C22C38/58—Ferrous alloys, e.g. steel alloys containing chromium with nickel with more than 1.5% by weight of manganese
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C23—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; CHEMICAL SURFACE TREATMENT; DIFFUSION TREATMENT OF METALLIC MATERIAL; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL; INHIBITING CORROSION OF METALLIC MATERIAL OR INCRUSTATION IN GENERAL
    • C23C—COATING METALLIC MATERIAL; COATING MATERIAL WITH METALLIC MATERIAL; SURFACE TREATMENT OF METALLIC MATERIAL BY DIFFUSION INTO THE SURFACE, BY CHEMICAL CONVERSION OR SUBSTITUTION; COATING BY VACUUM EVAPORATION, BY SPUTTERING, BY ION IMPLANTATION OR BY CHEMICAL VAPOUR DEPOSITION, IN GENERAL
    • C23C8/00—Solid state diffusion of only non-metal elements into metallic material surfaces; Chemical surface treatment of metallic material by reaction of the surface with a reactive gas, leaving reaction products of surface material in the coating, e.g. conversion coatings, passivation of metals
    • C23C8/06—Solid state diffusion of only non-metal elements into metallic material surfaces; Chemical surface treatment of metallic material by reaction of the surface with a reactive gas, leaving reaction products of surface material in the coating, e.g. conversion coatings, passivation of metals using gases
    • C23C8/08—Solid state diffusion of only non-metal elements into metallic material surfaces; Chemical surface treatment of metallic material by reaction of the surface with a reactive gas, leaving reaction products of surface material in the coating, e.g. conversion coatings, passivation of metals using gases only one element being applied
    • C23C8/24—Nitriding
    • C23C8/26—Nitriding of ferrous surfaces
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02F—CYLINDERS, PISTONS OR CASINGS, FOR COMBUSTION ENGINES; ARRANGEMENTS OF SEALINGS IN COMBUSTION ENGINES
    • F02F1/00—Cylinders; Cylinder heads 
    • F02F1/18—Other cylinders
    • F02F1/20—Other cylinders characterised by constructional features providing for lubrication
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16J—PISTONS; CYLINDERS; SEALINGS
    • F16J10/00—Engine or like cylinders; Features of hollow, e.g. cylindrical, bodies in general
    • F16J10/02—Cylinders designed to receive moving pistons or plungers
    • F16J10/04—Running faces; Liners
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F16—ENGINEERING ELEMENTS AND UNITS; GENERAL MEASURES FOR PRODUCING AND MAINTAINING EFFECTIVE FUNCTIONING OF MACHINES OR INSTALLATIONS; THERMAL INSULATION IN GENERAL
    • F16J—PISTONS; CYLINDERS; SEALINGS
    • F16J9/00—Piston-rings, e.g. non-metallic piston-rings, seats therefor; Ring sealings of similar construction
    • F16J9/26—Piston-rings, e.g. non-metallic piston-rings, seats therefor; Ring sealings of similar construction characterised by the use of particular materials
    • F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
    • F02—COMBUSTION ENGINES; HOT-GAS OR COMBUSTION-PRODUCT ENGINE PLANTS
    • F02F—CYLINDERS, PISTONS OR CASINGS, FOR COMBUSTION ENGINES; ARRANGEMENTS OF SEALINGS IN COMBUSTION ENGINES
    • F02F3/00—Pistons 

Abstract

アルミニウム合金製シリンダライナの線膨張に追随する線膨張特性を備えるピストンリングを使用する場合に、これら相互の摺動挙動による損傷を確実に減少させることの出来るシリンダ構造の提供を目的とする。この目的を達成するため、内燃機関のシリンダのシリンダライナに、その内周面が、十点平均粗さ（Ｒｚ）が０．５μｍ〜１．０μｍ、有効負荷粗さ（Ｒｋ）が０．２μｍ〜０．４μｍ、初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）が０．０５μｍ〜０．１μｍ、油溜まり深さ（Ｒｖｋ）が０．０８μｍ〜０．２μｍの各条件を備え、当該ピストンリングのシリンダライナの内周壁との摺動面が、十点平均粗さ（Ｒｚ）が１．６μｍ以下、初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）が０．３μｍ以下の条件を備え、当該シリンダライナの内周面に対し、ピストンリングの面圧が０．０３ＭＰａ〜０．２ＭＰａとして用いることを特徴とする内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造等を採用する。

Description

本件発明は、内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造に関する。特に、ピストンを収容するアルミニウム合金製シリンダの内周面を構成するシリンダライナと、これに対して摺動するピストン側に配置したピストンリングとの最適な組み合わせに関する。
近年、自動車は、燃費の向上を目指して、車体重量の減量が図られている。従って、自動車の構成部品に対して、性能、品質、価格を維持又は向上させながら、部品重量を軽量化することが望まれている。例えば、内燃機関のピストンを収容するシリンダは、シリンダとして要求される機械的特性及び価格的観点から、鋳鉄、鉄鋼等という鉄系素材が用いられてきた。ところが、鉄系材料で製造されたシリンダは、量産性及び価格面で優れても、重量が重いという欠点を備えるため、上述の部品重量の軽量化を達成できる材質ではあり得ない。
このシリンダの軽量化を図るために、シリンダの構成成分としてアルミニウム合金用いることが検討されている。シリンダをアルミニウム合金で製造すれば、鉄系素材で製造したシリンダと比べ、シリンダの軽量化が容易に達成できる。ところが、アルミニウム合金は、その組織内で、合金成分が析出して大きな粒状物となり、この粒状物が分散した状態で存在するという特徴を備えている。これに対し、鉄系素材の場合には、一定の金属間化合物、炭素等の粒状物が組織内に存在するとしても、アルミニウム合金の組織内にある合金元素の粒状物と比べれば微細である。
従って、鉄系素材で製造したシリンダの場合には、シリンダライナのピストンリングとの摺動面として機能する内周面に、組織内の粒状物が、シリンダライナ及びピストンリングの摩耗を助長するような状態で存在することはなく、内燃機関としての長寿命化、耐久性を左右する要因とはならない。しかし、アルミニウム合金で製造したシリンダの場合、シリンダライナのピストンリングとの摺動面として機能する内周面に、この組織内の硬い粒状物が、表面から突出した状態で存在すると、シリンダライナ及びピストンリングの摩耗、摩擦損傷が顕著となり、内燃機関としての長寿命化、耐久性を確保することが困難になる。
このような問題を解決するため、特許文献１には、溶湯から形成される微粒の硬い粒子及び母組織中における硬い粒子の高い割合と、母組織の硬い粒子が増加するため、摺動面の耐摩耗性、荷重負担割合が向上するだけでなく、僅かな潤滑油消費による安価なピストンリング及びピストン被覆を利用することを目的とする技術に関する。具体的には、シリンダライナのピストンリングとの摺動面として機能する内周面に、硬い粒子を台地状面を備えるように形成し、シリンダライナの形成に用いたアルミニウム合金の母組成の表面から露出させる技術に関し、硬い粒子としての微細な珪素―次結晶及び金属間相が形成される過共晶アルミニウム―珪素合金の溶湯を噴霧圧縮により素材を成形し、押出成形によりシリンダライナに近い形に成形された後、摺動面を精密機械加工、化学処理し、アルミニウム合金の母組成の表面から露出した硬い粒子に台地状面を形成している。
一方、ピストンリングは、シリンダの中に収容する内燃機関のピストン側に配置されるものであり、内燃機関の動作時には、ピストンを収容するアルミニウム合金製シリンダの内周面を構成するシリンダライナに対して摺動するものである。一般的に、ピストンリングは、コンプレッションリング（ファーストリング及びセカンドリング）及びオイルリングの各リングを１セットとしてピストンヘッドの外周に配置して用いている。そして、ピストンリングの材質に起因して、エンジン出力の低下や潤滑油消費量の増加が起きないよう、耐摩耗性、耐スカッフ性等を考慮した材質によって構成される。例えば、ファーストリングには、シリンダライナとの摺動面を窒化処理したマルテンサイト系ステンレス鋼製リング、シリンダライナとの摺動面にクロムメッキを施したＳＷＯＳＣ−Ｖ鋼製のリング等が広く用いられている。また、セカンドリングには、高級鋳鉄製リング又は合金鋳鉄製リングが採用され、特に高級鋳鉄製リングのシリンダライナとの摺動面にクロムメッキを施したものが多用される。更に、オイルリングとしては、２ピースタイプ又は３ピースタイプと称される製品が使用される。
ところが、アルミニウム合金製のシリンダと従来のピストンリングとを組み合わせて用いると、ブローバイガスの発生量が多くなる傾向があった。このブローバイガスの発生原因は、アルミニウム合金製のシリンダ及びシリンダライナが、鉄系素材で構成したシリンダ及びシリンダライナと比べて、大きな線膨張係数を備えるためである。即ち、線膨張係数の異なるファーストリングが、アルミニウム合金製のシリンダの膨張に伴い、ファーストリングがシリンダライナに追従し、合口隙間が拡大することにより、シリンダ内において、ファーストリングが燃焼室内のガスシールを十分に行えなくなり、燃焼ガスの吹き抜けを起こし、エンジンのレスポンスが低下し、エンジン出力を低下させてしまうからである。
そこで、特許文献２には、アルミニウム合金製シリンダーに用いるピストンリングにおいて、アルミニウム合金製シリンダーの線膨張に追従可能なピストンリングが開示されている。この特許文献２には、アルミニウム合金製のシリンダーを相手材として摺動するピストンリングとして、１５×１０−６／℃以上の熱膨張係数を有するオーステナイト系ステンレス鋼を用いることによって上記課題を解決している。特に、ピストンリングが、３．５重量％以上１７重量％以下のＮｉと１５重量％以上２０重量％以下のＣｒを含有するオーステナイト系ステンレス鋼からなることが好ましい。また、ピストンリングには、窒化層を侵入元素型の窒化処理によって形成したり、クロムメッキ、複合クロムメッキ、複合メッキ、溶射、物理蒸着（ＰＶＤ）、化学蒸着（ＣＶＤ）の何れかの表面処理を施すことが好ましいことが開示されている。
特開平９−１９７５７号公報 特開２０００−１４５９６３号公報
しかしながら、上記特許文献１は、安価なピストンリング及びピストン被覆を利用することを目的とする技術であり、その明細書の全体から把握できることは、シリンダライナの摺動面を精密機械加工し、アルカリ溶液を用いてエッチング研磨する化学処理を行い、シリンダライナの表面に存在するアルミニウム合金の母組成の表面から露出した硬い粒子に台地状面を形成するものであり、あらゆるピストンリングを対象として適用可能な技術として記載されているが、次のような問題がある。
特許文献１における、前記化学処理の制御は困難で、安定して一定の表面状態を備えるシリンダライナ表面を形成することが困難である。シリンダライナを構成するアルミニウム合金は、粒状のケイ素一次結晶、金属間化合物としてのＡｌ２Ｏ３、Ｍｇ２Ｓｉ等の異なる成分が含まれており、これらはエッチング研磨に用いるアルカリ溶液に対して、溶解速度がそれぞれに異なる。従って、シリンダライナ表面には、アルミニウムマトリックスから突出した不規則な凹凸が必然的に形成されることになるからである。この結果、シリンダライナ表面に対するピストンリングの摺動面の密着性が安定化せず、製造するエンジンの品質のバラツキが大きくなる傾向がある。
以上のことから理解できるように、特許文献１に開示のシリンダ（シリンダライナ）と特許文献２に開示のアルミニウム合金製シリンダーの線膨張に追従可能なピストンリングとを組み合わせて用いたとしても、当業者間での要求を満足させ得ないものになる。また、特許文献２に開示の発明の場合、アルミニウム合金製シリンダーの表面粗さや組成よっては、ピストンを収容するアルミニウム合金製シリンダの内周面を構成するシリンダライナと、これに対して摺動するピストン側に配置したピストンリングとの組合せにおいて、十分な耐久性能を確保することが困難となる場合がある。
従って、本件発明では、アルミニウム合金で製造したシリンダを用いる場合において、シリンダライナの線膨張に追随する線膨張特性を備えるピストンリングを使用して、これら相互の摩耗、摩擦損傷等の摺動挙動による損傷を確実に減少させることのできる内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造の提供を目的とする。
そこで、本発明者等は、以下に示す内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造を採用することで、上記課題を達成した。
本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造は、内燃機関のピストン側に配置したピストンリングが、ピストンを収容するアルミニウム合金製シリンダの内周面を構成するシリンダライナに対し、所定の面圧となるように配置して摺動する内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造であって、当該シリンダライナは、その内周面が、以下に表面粗さ特性１として示した（１）〜（４）の各条件を備えるものであり、当該ピストンリングのシリンダライナの内周面との摺動面は、以下の表面粗さ特性２として示す（ａ）及び（ｂ）の条件を備えるものであり、当該シリンダライナの内周面に対し、ピストン側に配置した当該ピストンリングの面圧が０．０３ＭＰａ〜０．２ＭＰａとして用いることを特徴とするものである。
［表面粗さ特性１］
（１）ＪＩＳ Ｂ ０６０１（１９９４）に定める十点平均粗さ（Ｒｚ）が０．５μｍ〜１．０μｍ。
（２）ＤＩＮ４７７６に定める有効負荷粗さ（Ｒｋ）が０．２μｍ〜０．４μｍ。
（３）ＤＩＮ４７７６に定める初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）が０．０５μｍ〜０．１μｍ。
（４）ＤＩＮ４７７６に定める油溜まり深さ（Ｒｖｋ）が０．０８μｍ〜０．２μｍ。
［表面粗さ特性２］
（ａ）ＪＩＳ Ｂ ０６０１（１９９４）に定める十点平均粗さ（Ｒｚ）が１．６μｍ以下。
（ｂ）ＤＩＮ４７７６に定める初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）が０．３μｍ以下。
本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造において、前記シリンダライナは、以下に記載のシリンダライナ用合金組成１を備えることが好ましい。
［シリンダライナ用合金組成１］
ケイ素 ：２０．０質量％〜２８．０質量％
マグネシウム：０．４質量％〜２．０質量％
銅 ：２．０質量％〜４．５質量％
鉄 ：０．６０質量％以下
ニッケル ：０．０１質量％以下
残部 ：アルミニウム及び不可避的不純物
また、本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造において、前記シリンダライナは、以下に記載のシリンダライナ用合金組成２を備えるものも好ましい。
［シリンダライナ用合金組成２］
ケイ素 ：２０．０質量％〜２８．０質量％
マグネシウム：０．８質量％〜２．０質量％
銅 ：３．０質量％〜４．５質量％
鉄 ：１．０質量％〜１．４質量％
ニッケル ：１．０質量％〜５．０質量％
残部 ：アルミニウム及び不可避的不純物
次に、本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造において、前記ピストンリングは、以下に記載のピストンリング用合金組成のオーステナイト系ステンレス鋼を用いることが好ましい。
［ピストンリング用合金組成］
ニッケル ：３．５質量％〜１５．０質量％
クロム ：１３．０質量％〜２０．０質量％
炭素 ：０．１５質量％以下
ケイ素 ：１．０質量％以下
マンガン ：７．５質量％以下
リン ：０．０６質量％以下
硫黄 ：０．０３質量％以下
残部 ：鉄及び不可避的不純物
また、本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造において、前記ピストンリングは、前記ピストンリング用合金組成に更にモリブデンを１質量％〜４質量％含むことが好ましい。
そして、本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造において、前記ピストンリングのシリンダライナ内周面との摺動面は、その表面に厚さ３０μｍ〜１５０μｍの窒化処理層を備え、且つ、その表面のビッカース硬さ（ＨＶ）が９００ＨＶ０．１〜１２００ＨＶ０．１であることが好ましい。
また、本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造において、前記ピストンリングのシリンダライナ内周面との摺動面は、その表面にダイアモンド ライク カーボン層を備えることが好ましい。
更に、本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造において、前記ピストンリングのピストンリング溝と接するピストンリング上面及びピストンリング下面は、耐熱樹脂又は、耐熱樹脂に無機フィラーを含有させたフィラー含有耐熱樹脂のいずれかを用いて形成した樹脂コート層を備えることが好ましい。
そして、前記耐熱樹脂は、耐熱温度が１５０℃以上のポリベンゾイミダゾール樹脂又はポリイミドアミド樹脂のいずれかを用いることが好ましい。
更に、本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造において、前記ピストンリング上面及びピストンリング下面は、化成処理により粗化した表面を備え、この粗化表面上に前記樹脂コート層を設けることも好ましい。
以上に述べてきた内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造を用いることで高品質の内燃機関の提供が可能になる。
本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造は、アルミニウム合金製シリンダの内周面を構成するシリンダライナの表面粗さ特性と、ピストンリングのシリンダライナの内周面との摺動面の表面粗さを一定の範囲とすることにより、シリンダライナとピストンリングの当該摺動面との双方の摩耗を最低限に抑制し、摺動挙動に伴う相互の摩擦損傷を効果的に軽減する。その結果、内燃機関の長寿命化、耐久性を飛躍的に向上させる事ができる。
以下、本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造の形態に関して説明する。以下の説明では、シリンダライナ側の説明と、ピストンリング側の説明との混同無きよう、可能な限り項目に分けて説明する。
本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造は、内燃機関のピストン側に配置したピストンリングが、ピストンを収容するアルミニウム合金製シリンダの内周面を構成するシリンダライナに対し、所定の面圧となるように配置して摺動するものである。
本件発明で用いるシリンダライナの形態： 本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造で用いるシリンダは、その内周に配するシリンダライナが、その内周面として、以下の表面粗さ特性１として示す（１）〜（４）の各条件を備えるものである。
この表面粗さ特性１の（１）は、「ＪＩＳ Ｂ ０６０１（１９９４）に定める十点平均粗さ（Ｒｚ）が０．５μｍ〜１．０μｍ。」というものである。この十点平均粗さ（Ｒｚ）が０．５μｍ未満の場合には、耐スカッフ性が劣化するため、内燃機関としての性能を安定して引き出すことが出来なくなる。一方、十点平均粗さ（Ｒｚ）が１．０μｍを超えると、表面粗さとして大きくなるため、この表面と擦れ合うピストンリングの摺動面に対して摩擦損傷を与える可能性が急激に高くなる。
この表面粗さ特性１の（２）は、「ＤＩＮ４７７６に定める有効負荷粗さ（Ｒｋ）が０．２μｍ〜０．４μｍ。」である。この有効負荷粗さ（Ｒｋ）が０．２μｍ未満の場合には、摺動抵抗は低くても、シリンダライナの内周面とピストンリングの摺動面との間で、摺動特性が悪くなる。一方、この有効負荷粗さ（Ｒｋ）が０．４μｍを超える場合には、摺動抵抗が大きくなりすぎて、内燃機関としての燃費が低くなるため好ましくない。
この表面粗さ特性１の（３）は、「ＤＩＮ４７７６に定める初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）が０．０５μｍ〜０．１μｍ。」である。この範囲において、シリンダライナの内周面とピストンリングの摺動面の双方の摩擦損傷を軽減化でき、摺動挙動の安定化が図れ、且つ、良好な耐スカッフ性が得られる。この初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）が０．０５μｍ未満の場合には、シリンダライナの内周面とピストンリングの摺動面との間で、内燃機関の始動時に、シリンダライナの内周面がピストンリングの摺動面の凹凸になじんで流体潤滑可能な状況を素早く形成することが困難で、初期なじみ性が劣るようになるため好ましくない。一方、この初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）が０．１μｍを超えた場合には、粗いが故に初期なじみ性も低下すると同時に、シリンダライナの内周面の凹凸と擦れ合うピストンリングの摺動面に対して摩擦損傷を与える可能性が急激に高くなる。
この表面粗さ特性１の（４）は、「ＤＩＮ４７７６に定める油溜まり深さ（Ｒｖｋ）が０．０８μｍ〜０．２μｍ。」である。油溜まり深さ（Ｒｖｋ）が０．０８μｍ未満の場合には、シリンダライナの内周面とピストンリングの摺動面との凹凸の間に適当量のオイルを保持できない、摺動挙動を安定化させるための流体潤滑可能な状況を形成することが困難になり、耐スカッフ性が低下する。一方、油溜まり深さ（Ｒｖｋ）が０．２μｍを超えると、シリンダライナの内周面とピストンリングの摺動面との凹凸の間へのオイルの浸透流入量が増加するため、十分な流体潤滑状態を形成することが出来るが、エンジンオイル消費量が多くなり好ましくない。
以上に述べてきたように、シリンダの内周面に設けるシリンダライナの製造方法に関しては、特段の限定はない。例えば、アルミニウム合金を形成する粉末材料を用いて、これを混合し、溶融し、当該溶融材料をスプレーフォーミング法で噴霧し、圧縮処理し、引き抜き加工、ハンマリング等の塑性加工を施し筒状のシリンダライナ形状として、これをアルミダイキャスト法でシリンダブロックに鋳包まれた状態として、シリンダライナの内周面にホーニング加工、バフ研磨等の物理的研磨を施し、シリンダライナの内周面を、上述の表面粗さ特性を備えるように物理的に加工することにより、シリンダライナを製造する等である。ここで、明記しておくが、本件発明において、シリンダライナの内周面の上述の表面粗さ特性は、ホーニング加工、バフ研磨等の物理的研磨をもって調整可能なものであり、上述の特許文献１のように化学的な処理では形成が不可能な表面粗さ特性である。
そして、シリンダライナの形成に用いるアルミニウム合金は、以下の２種類の鋳造用アルミニウム合金のいずれかを用いることが好ましい。ここで言うシリンダライナ用合金組成は、ケイ素、マグネシウム、銅、鉄、ニッケル、残部がアルミニウム及び不可避的不純物という組成を備え、固体潤滑作用を示す硬質粒子をアルミニウムマトリックス中に備えるものである。以下、シリンダライナ用合金組成１とシリンダライナ用合金組成２とに分けて説明する。
まず、シリンダライナ用合金組成１に関して説明する。ここで、シリンダライナ用合金組成１におけるケイ素は、アルミニウム合金の線膨張係数を抑制するように作用する成分であり、２０．０質量％〜２８．０質量％の範囲で含有することが好ましい。このケイ素の含有量の範囲は、アルミニウム−ケイ素合金状態図において、過共晶領域になる。従って、溶湯からの凝固過程において、固体潤滑作用を示すケイ素の一次結晶粒（初晶ケイ素）を晶出させることが容易になる。従って、ケイ素の含有量が２０．０質量％未満の場合には、固体潤滑作用を示す初晶ケイ素の一次結晶粒を晶出させることが困難になると同時に、後述するマグネシウムとケイ素とで形成する固体潤滑作用を示す金属間化合物であるＭｇ２Ｓｉの形成が不可能になるため好ましくない。一方、ケイ素の含有量が２８．０質量％を超える場合には、凝固後のアルミニウムマトリックス中に存在する初晶ケイ素が粗大化し、分散密度が過剰になるため基地硬さが過剰になり、切削、研磨等の成形加工性が悪くなるため好ましくない。なお、ケイ素の含有量は２３．０質量％〜２８．０質量％の範囲とすることがより好ましい。
シリンダライナ用合金組成１におけるマグネシウムは、０．４質量％〜２．０質量％の範囲で含有することが好ましい。このマグネシウムは、ここで用いるアルミニウム、銅、ケイ素の各成分と、固体潤滑作用を示す金属間化合物を形成する。従って、マグネシウムの含有量が０．４質量％未満の場合には、形成すべき金属間化合物が得られなくなり、シリンダライナの内周面とピストンリングの摺動面との間での摺動抵抗、摩擦係数が大きくなるため好ましくない。一方、マグネシウムの含有量が２．０質量％を超える場合には、マグネシウムに起因した金属間化合物量が過剰になり、シリンダライナの全体が硬化するため、靱性が低下して耐振動性能が低下すると同時に、疲労強度が低下するため好ましくない。なお、マグネシウムの含有量は０．８質量％〜２．０質量％の範囲とすることがより好ましい。
シリンダライナ用合金組成１における銅は、２．０質量％〜４．５質量％の範囲で含有することが好ましい。銅は、軸受け鋼等の潤滑性を要求される材料に、固体潤滑作用を付与するための合金成分として広く用いられている。ここで、合金成分としての銅は、銅とアルミニウムとの間で固体潤滑作用を示す金属間化合物であるＡｌ２Ｃｕを形成し、一部の銅成分をアルミニウムマトリックス中に固溶させて、良好な固体潤滑作用と疲労強度との改善を同時に行うために用いられている。ここで、銅の含有量が２．０質量％未満の場合には、アルミニウムマトリックス中への銅の固溶量が少なくなり、アルミニウム合金としての靱性が改善できず、疲労強度を向上させ得ない。一方、銅の含有量が４．５質量％を超える場合には、アルミニウムマトリックス中へ固溶することのない金属間化合物であるＡｌ２Ｃｕが過剰形成され、アルミニウム合金としての靱性が低下することに伴い、疲労強度も低下する。なお、銅の含有量は３．０質量％〜４．５質量％の範囲とすることがより好ましい。
シリンダライナ用合金組成１における鉄は、０．６０質量％以下の範囲で含有することが好ましい。この合金成分としての鉄は、鋳造したアルミニウム合金が凝固する過程で発生する「ひけ割れ」の発生を防止するために添加するものである。従って、合金成分としての鉄を過剰に添加する必要はなく、鉄の含有量が０．６０質量％を超えて過剰になるほど、凝固過程において、本件発明において不必要なＦｅＡｌ３、α（ＡｌＦｅＳｉ）、β（ＡｌＦｅＳｉ）等の分散溶解しにくい特異な配列を備える金属間化合物の生成が過剰となり、シリンダライナの表面に偏析しやすく、外観及び靱性を低下させる要因となる。ここで、鉄の含有量は、０．２５質量％以下とすることがより好ましい。なお、ここで鉄の含有量の下限値を記載していないが、「ひけ割れ」発生の防止効果を得るためには、０．００１質量％以上であることが好ましい。
シリンダライナ用合金組成１におけるニッケルは、０．０１質量％以下の範囲で含有することが好ましい。この合金成分としてのニッケルは、鋳造したアルミニウム合金が凝固する過程で発生する「ひけ割れ」の発生を防止し、凝固後のアルミニウム合金の耐熱性を向上させ、塑性加工を容易にするために用いるものである。従って、合金成分としてのニッケルも過剰に添加する必要はなく、ニッケルの含有量が０．０１質量％を超えて過剰になるほど、凝固過程において、本件発明において不必要なＮｉＡｌ３等の金属間化合物が生成し、アルミニウム合金としての靱性が低下する。なお、ここでニッケルの含有量の下限値を記載していないが、「ひけ割れ」発生の防止効果及び耐熱特性の向上を図るためには、０．００１質量％以上であることが好ましい。
そして、シリンダライナ用合金組成１の場合には、残部がアルミニウム及び不可避的不純物である。この不可避的不純物には、マンガン、亜鉛が含まれる。なお、アルミニウムには不可避不純物として、ケイ素及び鉄が含まれることは周知の事実である。しかし、上述のシリンダライナ用合金組成１における、ケイ素及び鉄の含有量は、単なる不可避不純物量ではなく、合金成分として添加して成分調整を行った場合の含有量を示している。
次に、シリンダライナ用合金組成２に関して説明する。ここで、シリンダライナ用合金組成２におけるケイ素は、２０．０質量％〜２８．０質量％の範囲で含有する。従って、上述のシリンダライナ用合金組成１の場合と同様であり、この範囲とした理由も同様である。従って、重複した記載を避けるため、ここでのシリンダライナ用合金組成２のケイ素含有量に関する説明は省略する。
シリンダライナ用合金組成２におけるマグネシウムは、０．８質量％〜２．０質量％の範囲で含有する。従って、上述のシリンダライナ用合金組成１の場合と同様であり、この範囲とした理由も同様である。従って、重複した記載を避けるため、ここでのシリンダライナ用合金組成２のマグネシウム含有量に関する説明は省略する。
シリンダライナ用合金組成２における銅は、３．０質量％〜４．５質量％の範囲で含有する。従って、上述のシリンダライナ用合金組成１の場合と同様であり、この範囲とした理由も同様である。従って、重複した記載を避けるため、ここでのシリンダライナ用合金組成２の銅含有量に関する説明は省略する。
シリンダライナ用合金組成２における鉄は、１．０質量％〜１．４質量％の範囲で含有することが好ましい。この合金成分としての鉄は、鋳造したアルミニウム合金が凝固する過程で発生する「ひけ割れ」を防止し、溶融したアルミニウム合金材料をスプレーフォーミング法で金型内に噴霧したときの金型表面への焼き付きを防止するために添加するものである。従って、鉄の含有量が１．０質量％未満の場合には、上述した「ひけ割れ」の発生防止効果は小さく、金型表面への焼き付きの防止効果も得られない。一方、鉄の含有量が１．４質量％を超える場合には、凝固過程において、本件発明において不必要なＦｅＡｌ３、α（ＡｌＦｅＳｉ）、β（ＡｌＦｅＳｉ）等の分散溶解しにくい金属間化合物が生成し、シリンダライナ用のアルミニウム合金に必要な靱性等の強度が得られなくなる。
シリンダライナ用合金組成２におけるニッケルは、１．０質量％〜５．０質量％の範囲で含有することが好ましい。この合金成分としてのニッケルは、シリンダライナ用合金組成１のアルミニウム合金の場合と同様の効果を発揮する。ニッケルの含有量が１．０質量％未満の場合には、「ひけ割れ」の発生防止効果を得ることも、アルミニウム合金としての耐熱特性の向上を図ることもできなくなる。一方、ニッケルの含有量が５．０質量％を超えた場合には、凝固過程において、本件発明において不必要なＮｉＡｌ３等の金属間化合物が生成し、アルミニウム合金としての靱性が低下するため、耐衝撃特性が顕著に低下する。
そして、シリンダライナ用合金組成２の場合でも、残部がアルミニウム及び不可避的不純物である。この不可避的不純物には、シリンダライナ用合金組成１と同様の成分が含まれる。なお、アルミニウムの不可避不純物であるケイ素及び鉄が存在することを前提とした、上述のシリンダライナ用合金組成２における、ケイ素及び鉄の含有量は、単なる不可避不純物量ではなく、合金成分として添加して成分調整を行った場合の含有量を示している。
本件発明で用いるピストンリングの形態： 本件発明で用いるピストンリングは、当該ピストンリングのシリンダライナの内周面との摺動面として、以下の表面粗さ特性２として示す（ａ）及び（ｂ）の条件を備えるものである。
この表面粗さ特性２の（ａ）は、「ＪＩＳ Ｂ ０６０１（１９９４）に定める十点平均粗さ（Ｒｚ）が１．６μｍ以下。」である。この十点平均粗さ（Ｒｚ）が１．６μｍを超えると、表面粗さとして大きくなるため、上述の表面粗さ特性１を備えるシリンダライナとの摺動特性が安定せず、内燃機関としての性能を安定して引き出すことができなくなり、ピストンリングの摺動面と擦れ合うシリンダライナ表面に対して摩擦損傷を与える可能性が急激に高くなる。なお、ここで当該ピストンリングのシリンダライナの内周面との摺動面に関しては、十点平均粗さ（Ｒｚ）の下限値を特に限定していない。しかしながら、上述のシリンダライナの内周面とピストンリングの摺動面との凹凸の間へのオイルの浸透流入量を調整し、適当な流体潤滑状態を形成することを考慮すれば、ピストンリングの摺動面の十点平均粗さ（Ｒｚ）は、０．１μｍ以上であることが好ましい。
そして、この表面粗さ特性２の（ｂ）は、「ＤＩＮ４７７６に定める初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）が０．３μｍ以下。」である。上述したシリンダライナの内周面が、上記表面粗さ特性１を備えることを前提として、初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）を０．３μｍ以下にすると、ピストンリングの摺動面とシリンダライナの内周面との双方の摩擦損傷を極めて効果的に軽減化でき、摺動挙動の安定化が図れ、且つ、良好な耐スカッフ性が得られる。この初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）が０．３μｍを超えた場合には、粗いが故に初期なじみ性も低下すると同時に、ピストンリングの摺動面と擦れ合うシリンダライナの内周面の凹凸に対して摩擦損傷を与える可能性が高くなる。なお、この表面粗さ特性２において、初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）の下限値を定めていないが、シリンダライナの内周面とピストンリングの摺動面との間で、内燃機関の始動時に、シリンダライナの内周面がピストンリングの摺動面の凹凸になじんで流体潤滑可能な状況を素早く形成するためには、初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）が０．０１μｍ以上であることが好ましい。
次に、本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造において、前記ピストンリングは、以下に記載のピストンリング用合金組成のオーステナイト系ステンレス鋼を用いることが好ましい。
本件発明において用いるピストンリング用合金組成は、ニッケル、クロム、炭素、ケイ素、マンガン、リン、硫黄、残部が鉄及び不可避的不純物からなり、オーステナイト系ステンレス鋼に分類されるものである。即ち、ピストンリング用合金組成は、ニッケル含有量が３．５質量％〜１５．０質量％、クロム含有量が１３．０質量％〜２０．０質量％、炭素含有量が０．１５質量％以下、ケイ素含有量が１．０質量％以下、マンガン含有量が７．５質量％以下、リン含有量が０．０６質量％以下、硫黄含有量が０．０３質量％以下、残部が鉄及び不可避的不純物というものである。この組成は、上記範囲において、ニッケル含有量とクロム含有量との配合比率を変化させても、安定して高い線膨張係数を得ることができ、シリンダライナを構成する上記アルミニウム合金の線膨張係数に近づけることが出来るようにするためのものである。
ここで、ピストンリング用合金組成の主要成分であるニッケルに関して述べる。ピストンリング用合金組成としてのニッケル含有量は、３．５質量％〜１５．０質量％であることが好ましい。ニッケル含有量が３．５質量％未満の場合には、線膨張係数が不安定なオーステナイト系ステンレス鋼になる。一方、オーステナイト系ステンレス鋼の場合には、表面に後述する窒化処理層を形成する場合には、ニッケル成分が窒化処理に際して、窒素原子の進入を阻害し、窒化処理を妨害するという欠点がある。従って、ニッケル含有量が１５質量％を超えると、表面に窒化処理層を形成することが困難で、窒化処理層の形成に長時間かかるため、製造コストの上昇が著しくなる。
ピストンリング用合金組成としてのクロム含有量は、１３．０質量％〜２０．０質量％であることが好ましい。当該クロム含有量が１３．０質量％未満の場合には、クロムによる緻密で強固な不動態皮膜の形成が不十分となり、耐食性が劣るため好ましくない。また、窒化処理による高硬度の窒化層が得られにくく耐摩耗性が劣る。更に、クロムの固溶による耐熱性の向上が得られにくく好ましくない。また、表面に後述する窒化処理層を形成する場合には高硬度の窒化クロムの形成が不十分となり、高硬度の窒化層が得られない。一方、当該クロム含有量が２０．０質量％を超える場合には、鋼材コストの向上を招くとともに、表面に後述する窒化処理層を形成する場合には、ニッケル成分と同様にクロム成分がオーステナイト系ステンレス鋼中への窒素元素の侵入を妨害し、窒化処理を阻害する欠点がある。
ピストンリング用合金組成としての炭素は、０．１５質量％以下であることが好ましい。炭素は、ピストンリングを構成するオーステナイト系ステンレス鋼の組織中で、炭化物を形成し、固体潤滑性能を発揮する。しかしながら、炭素含有量が０．１５質量％を超えると、結晶粒界に硬い炭化物の存在量が増えるため、耐食性が劣り好ましくない。
ピストンリング用合金組成としてのケイ素は、１．０質量％以下であることが好ましい。ケイ素は、一定のオーステナイト形成元素として寄与し、耐摩耗性能を向上させる成分として機能する。しかしながら、ケイ素を１．０質量％を超えて含有させると、ピストンリングを構成するオーステナイト系ステンレス鋼の耐熱強度が低下する傾向があるため好ましくない。
ピストンリング用合金組成としてのマンガンは、７．５質量％以下であることが好ましい。ピストンリングを構成するオーステナイト系ステンレス鋼の成分としてのマンガンは、オーステナイト形成元素として機能する。しかし、このマンガン含有量が７．５質量％を超えるものとしても、マンガンに起因したオーステナイト形成能は飽和して、それ以上に向上しない。しかも、マンガン量が過剰になると、マンガンがオーステナイト系ステンレス鋼の結晶粒界に片析して、強度が脆くなるため好ましくない。
そして、リンは、０．０６質量％以下であることが好ましい。また、硫黄は、０．０３質量％以下であることが好ましい。ピストンリング用合金組成としてのリン及び硫黄は、微細なリン化合物、硫化物の形態で、オーステナイト系ステンレス鋼の結晶内に均一に分散していれば、粒子分散効果によって高強度化が達成され、且つ、耐摩耗性を向上させる成分として寄与する。しかし、合金成分としてのリンが０．０６質量％を超えた場合、硫黄が０．０３質量％を超えて過剰に存在すると、リン化合物及び硫化物の結晶粒界への偏析も起こりやすくなり脆い材質となる。また、オーステナイト系ステンレス鋼の結晶内のリン化合物及び硫化物が粗大化し、変形応力を受けたときの応力集中箇所となり、振動によるマイクロクラックの発生が起こりやすくなるため、耐久性能が損なわれる傾向にあるため好ましくない。
さらに、本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造において、前記ピストンリングは、前記ピストンリング用合金組成に更にモリブデンを１質量％〜４質量％含むことが好ましい。モリブデンは、ピストンリング用合金の高強度化、高靱性化に寄与し、且つ、高温においても材料の軟化を防止する耐熱特性を有する。また、モリブデンを１質量％以上含有させることで、耐食性が増し、耐硫酸性が向上する。モリブデン含有量が、１質量％未満の場合には、十分な耐熱特性及び高強度化が行えない。一方、モリブデン含有量が、４質量％を超える場合には、性能に変化はなく、資源の無駄となるため好ましくない。
そして、本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造において、上記組成を備えるピストンリングのシリンダライナ内周面との摺動面は、その表面に厚さ３０μｍ〜１５０μｍの窒化処理層を備え、且つ、その表面のビッカース硬さ（ＨＶ）が９００ＨＶ０．１〜１２００ＨＶ０．１であることが好ましい。なお、ここでいう窒化処理層の厚さは、当該窒化処理層断面の硬度分布をマイクロビッカース硬度計により求め、７００ＨＶ０．１以上の硬さが得られる厚さとして示す。
ここで、ピストンリングの摺動面に設ける窒化処理層の厚さに関して述べる。当該窒化処理層は、厚さが３０μｍ〜１５０μｍの範囲であることが好ましい。当該窒化処理層の厚さが３０μｍ未満の場合には、内燃機関の通常条件下での使用によって摩耗する窒化処理層厚を考慮すると、不十分な厚さであり、実用に耐えなくなる。一方、図１に示した３種のステンレス鋼の上に形成した窒化処理層の厚さと窒化処理層のビッカース硬度との関係から明らかなように、当該窒化処理層の厚さが１５０μｍを超えると、折損しやすくなるため好ましくない。また、製造コストの削減、資源の無駄遣いを防止する観点から考えれば、図１から読み取れるように、当該窒化処理層は、厚さが３０μｍ〜９０μｍの範囲であることが、より好ましい。
また、当該ピストンリングは、オーステナイト系ステンレス鋼を材料としており、その合金元素としてのクロムは、窒化処理により進入した窒素原子と結合し、高硬度の窒化クロムを形成し、窒化処理層の硬さを更に向上させビッカース硬さ（ＨＶ）が９００ＨＶ０．１〜１２００ＨＶ０．１とすることが好ましい。ビッカース硬さ（ＨＶ）が９００ＨＶ０．１未満の場合には、内燃機関の駆動により、ピストンリングの摺動面とシリンダライナの内周面との摩擦による摩耗が顕著になり、内燃機関としての寿命を長期化させることが困難である。一方、ビッカース硬さ（ＨＶ）が１２００ＨＶ０．１を超えると、ピストンリングの摺動面の表面が硬くなり過ぎることになり、脆化して脆くなり、アルミボアへの攻撃性が大きくなるため好ましくない。従って、上記範囲の厚さ及び硬さの窒化処理層を備えるオーステナイト系ステンレス鋼で製造したピストンリングは、上記シリンダライナと組み合わせて使用することで、ピストンリングの摺動面の耐摩耗性、耐スカッフ性が飛躍的に向上する。なお、窒化処理層の硬さは、９５０ＨＶ０．１〜１１００ＨＶ０．１の範囲とすることがより好ましい。
ここで言う窒化処理は、窒素原子がオーステナイト系ステンレス鋼製のピストンリングの表面から侵入する侵入型の窒化処理によって形成される。このような窒化処理を行うためには、ガス窒化、イオン窒化、塩浴窒化、浸硫窒化等のあらゆる窒化処理を使用することが可能である。この窒化処理を施すことによって、従来は摩耗損傷が多いため、ピストンリングに適さないと言われたオーステナイト系ステンレス鋼製のピストンリングを、アルミニウム合金製のシリンダライナと組み合わせて使用しても、内燃機関として求められる長寿命化が図れる。このときの窒化処理は、ピストンリング表面の表面の全体に形成しても、シリンダライナと摩擦するピストンリングの摺動面に対してのみ施しても良い。以上に述べてきた窒化処理層の表面には、クロムメッキ、複合クロムメッキ、複合メッキ、溶射、物理蒸着（ＰＶＤ）、化学蒸着（ＣＶＤ）等の手法を用いて、更に表面処理を施すことも好ましい。
また、本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造において、前記ピストンリングのシリンダライナ内周面との摺動面は、その表面にダイアモンド ライク カーボン層（以下、単に「ＤＬＣ層」と称する。）を備えることも好ましい。このＤＬＣ層は、上述のピストンリングの窒化処理層を形成した摺動面の最外層に設けても、その窒化処理層を省略して当該摺動面の上に直接形成しても構わない。このＤＬＣ層は、潤滑油が存在しない状態においては、ＴｉＮ、ＣｒＮ等の耐摩耗性の硬質皮膜材と比べ、摩擦係数が低い低摩擦材料として知られており、当該摺動面の表面にＤＬＣ層を設けることで、耐摩耗特性を飛躍的に向上させ得る。
ここで言うＤＬＣ層は、炭素で構成された非晶質の硬質皮膜であり、炭素同士の結合形態として、ＳＰ３結合と称されるダイヤモンド構造とＳＰ２結合と称されるグラファイト構造とを備える。このようなＤＬＣ層の形成には、ＰＶＤ法、ＣＶＤ法等の蒸着法を使用することが好ましい。そして、このＤＬＣ層を形成する場合、これらの蒸着法の使用条件に関して特段の限定はない。
また、当該ＤＬＣ層の厚さに関しては、０．１μｍ〜１０．０μｍの範囲であることが好ましい。ＤＬＣ層の厚さが０．１μｍ未満の場合には、耐摩耗性を向上させることが出来ず、ＤＬＣ層を形成する意義が没却する。一方、ＤＬＣ層の厚さが１０．０μｍを超えると、ＤＬＣ皮膜自体は硬いが故に、脆くＤＬＣ層の一部が欠けて剥離する傾向が高くなる。なお、当該ＤＬＣ層の厚さは、１．０μｍ〜５．０μｍの範囲であることがより好ましい。
更に、本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造において、前記ピストンリングのピストンリング溝と接するピストンリングの上下面には、耐熱樹脂又は耐熱樹脂に無機フィラーを含有させたフィラー含有耐熱樹脂のいずれかを用いて形成した樹脂コート層を備えることが好ましい。この耐熱樹脂を用いた樹脂コート層は、ピストンリングの摺動面の表面に直接設けても、上記窒化処理層の表面に窒化処理層／樹脂コート層の２層構造として設けても、上記ＤＬＣ層の場合にはＤＬＣ層／樹脂コート層又は樹脂コート層／ＤＬＣ層の２層構造として設けても、ピストンリングの摺動面の表面に窒化処理層／樹脂コート層／ＤＬＣ層の３層構造としても構わない。
そして、この耐熱樹脂には、耐熱温度が１５０℃以上のポリベンゾイミダゾール樹脂又はポリイミドアミド樹脂のいずれかを用いることが好ましい。ここで、耐熱温度を１５０℃以上と規定しているのは、ピストンリングは、内燃機関のエンジンオイルと接触するものであり、一般的な自動車の内燃機関を想定するとエンジンオイルの油温が１５０℃付近となるのが通常であり、この温度に耐える樹脂成分でなければ使用できないからである。なお、ここで言う耐熱温度とは、雰囲気温度により、溶融を起こさず、顕著な樹脂軟化現象を引き起こさない温度を言う。
ここで言う耐熱温度が１５０℃以上の樹脂には、種々のものが存在する。例えば、ポリベンゾイミダゾール（ＰＢＩ）、ポリアミドイミド（ＰＡＩ）、ポリイミド（ＰＩ）、ポリエーテルエーテルケトン（ＰＥＥＫ）、ポリアミド（ＰＡ）等である。これらの樹脂は、単独で用いても、あるいはこれらの２種以上を任意に組み合わせて用いることも可能である。しかしながら、樹脂としての均一な皮膜を形成し、且つ、耐久性を考慮すると、中でもポリベンゾイミダゾール（ＰＢＩ）又はポリアミドイミド（ＰＡＩ）を樹脂コート層の形成に用いることが好ましい。
また、当該耐熱樹脂には、固体潤滑作用を示すフレーク銅粉、二硫化モリブデン（ＭｏＳ２）粒子、黒鉛（グラファイト）粒子等を、単独又は任意に組み合わせてフィラーとして添加し、含有させることが可能である。
以上に述べた樹脂コート層は、３μｍ〜１０μｍの厚さとすることが好ましい。樹脂コート層の厚さが３μｍ未満の場合には、樹脂膜厚の均一性が無くなり、内燃機関のピストン内での使用に耐えなくなる傾向がある。一方、樹脂コート層が１０μｍを超える厚さとなると、シリンダライナの内周面とピストンリングの摺動面との面圧を均一にすることが困難となる傾向があるからである。
ここまでに述べてきた窒化処理層、ＤＬＣ層、樹脂コート層を適宜設けることにより、ピストンリングの品質の安定化が図れる。この結果、シリンダライナに対して擦れ合うピストンリングの摺動面の耐久性を飛躍的に向上させると同時に、良好な低摩擦特性、耐摩耗特性、耐スカッフ性を得ることが可能になる。
以上に述べてきたシリンダライナとピストンリングとの組み合わせは、当該シリンダライナの内周面に対し、ピストン側に配置した当該ピストンリングの面圧が０．０３ＭＰａ〜０．２ＭＰａとして用いることを想定したものであり、この面圧の範囲内でのピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造に好適なものである。この範囲内にある限り、以上に述べてきたシリンダライナとピストンリングとの組み合わせを用いることで、内燃機関としての長寿命化及び耐久性を向上させることが可能になり、結果として高品質の内燃機関の提供が可能になる。以下、実施例を用いて、本件発明を説明する。
シリンダライナ相当材の製造：表１に示す７種類のアルミニウム合金組成の溶湯を調製し、窒素雰囲気を用いたスプレーフォーミング法で円筒状の基礎形状を形成し、圧縮処理し、引き抜き加工、鍛造による塑性加工を施し、シリンダライナ相当材を作成した。
当該シリンダライナ相当材と後述のピストンリングとの摩耗試験用として、上述の７種類の組成の溶湯で、上述と同様の窒素雰囲気を用いたスプレーフォーミング法で円筒状の基礎形状を形成し、圧縮処理し、引き抜き加工、鍛造による塑性加工を施し、図３の摩耗試験機５の回転ローター６での軸支可能な、内径１６ｍｍ、外径４０ｍｍ、厚さ１０ｍｍのローラー状として、この外周面を摩耗試験用のボア材として用いた。なお、この摩耗試験における試料は、「ＣＬ試料１」、「ＣＬ試料２」、「ＣＬ試料３」、「ＣＬ試料４」、「ＣＬ試料５」、「ＣＬ試料６」、「ＣＬ試料７」と称することとする。表１に示す「ＣＬ試料１」の場合、ケイ素含有量が２０．０質量％、マグネシウム含有量が０．８質量％、銅含有量が３．０質量％、鉄含有量が０．１５質量％、ニッケル含有量が０．０１質量％、残部がアルミニウム及び不可避的不純物という組成のものを用いた。
「ＣＬ試料２」の場合、ケイ素含有量が２３．０質量％、マグネシウム含有量が１．２質量％、銅含有量が３．９質量％、鉄含有量が０．１５質量％、ニッケル含有量が０．０１質量％、残部がアルミニウム及び不可避的不純物という組成のものを用いた。
「ＣＬ試料３」の場合、ケイ素含有量が２８．０質量％、マグネシウム含有量が２．０質量％、銅含有量が４．５質量％、鉄含有量が０．２質量％、ニッケル含有量が０．０１質量％、残部がアルミニウム及び不可避的不純物という組成のものを用いた。
「ＣＬ試料４」の場合、ケイ素含有量が２０．０質量％、マグネシウム含有量が０．８質量％、銅含有量が３．０質量％、鉄含有量が１．０質量％、ニッケル含有量が１．０質量％、残部がアルミニウム及び不可避的不純物という組成のものを用いた。
「ＣＬ試料５」の場合、ケイ素含有量が２３．０質量％、マグネシウム含有量が１．２質量％、銅含有量が３．９質量％、鉄含有量が１．２質量％、ニッケル含有量が２．２質量％、残部がアルミニウム及び不可避的不純物という組成のものを用いた。
「ＣＬ試料６」場合、ケイ素含有量が２８．０質量％、マグネシウム含有量が２．０質量％、銅含有量が４．５質量％、鉄含有量が１．４質量％、ニッケル含有量が５．０質量％、残部がアルミニウム及び不可避的不純物という組成のものを用いた。
「ＣＬ試料７」の場合、ケイ素含有量が２０．０質量％、マグネシウム含有量が０．４４質量％、銅含有量が２．６１質量％、鉄含有量が０．５９質量％、亜鉛含有量が０．０１質量％、マンガン含有量が０．０１質量％、ニッケル含有量が０．０１質量％、カルシウム含有量が０．００３質量％、リン含有量が０．０２７質量％、残部がアルミニウム及び不可避的不純物という組成のものを用いた。
ピストンリングの製造： この実施例では、ファーストリングを製造するにあたり、３種類の組成で、且つ各組成に対し２種類の表面粗さの試料（「ＦＲ試料１」〜「ＦＲ試料６」）を用意した。まず、表３に示す「ＦＲ試料１」及び「ＦＲ試料２」の場合、クロム含有量が１７．０質量％、ニッケル含有量が４．５質量％、マンガン含有量が６．５質量％、ケイ素含有量が０．９質量％、炭素含有量が０．１０質量％、リン含有量が０．０２質量％、硫黄含有量が０．０１質量％、残部が鉄及び不可避的不純物という組成のオーステナイト系のステンレス鋼に対して、ガス窒化処理を施した素材を用いた。
また、表３に示す「ＦＲ試料３」及び「ＦＲ試料４」の場合は、クロム含有量が１９．０質量％、ニッケル含有量が９．０質量％、マンガン含有量が１．６質量％、ケイ素含有量が０．７質量％、炭素含有量が０．０４質量％、リン含有量が０．０３５質量％、硫黄含有量が０．０２質量％、残部が鉄及び不可避的不純物という組成のオーステナイト系のステンレス鋼に対して、ガス窒化処理を施した素材を用いた。
さらに、「ＦＲ試料５」及び「ＦＲ試料６」の場合には、クロム含有量が１７．０質量％、ニッケル含有量が１２．０質量％、マンガン含有量が１．６質量％、ケイ素含有量が０．７質量％、炭素含有量が０．０４質量％、リン含有量が０．０３５量％、硫黄含有量が０．０２質量％、モリブデン含有量が２．５質量％、残部が鉄及び不可避的不純物という組成のオーステナイト系のステンレス鋼に対して、ガス窒化処理を施した素材を用いた。
そして、このファーストリングは、Ｄ１を９０ｍｍ、ａ１を３．３ｍｍ、ｈ１を１．２ｍｍ、Ｓ１を０．２５ｍｍとした。この実施例で、表面粗さ特性２の範囲に含まれる６種類のファーストリングを製造した。このファーストリングを、「ＦＲ試料１」、「ＦＲ試料２」、「ＦＲ試料３」、「ＦＲ試料４」、「ＦＲ試料５」、「ＦＲ試料６」と称する。そして、図２（ａ）には、「ＦＲ試料１」の窒化処理層の金属顕微鏡を用いた断面観察像を示している。図２（ｂ）には、「ＦＲ試料３」の窒化処理層の金属顕微鏡を用いた断面観察像を示している。この断面観察を行うために、「ＦＲ試料１」ならびに「ＦＲ試料３」と同様の仕様のファーストリング相当材の摩耗試験片を作成した（固定片：８ｍｍ×７ｍｍ×５ｍｍ）。
そして、ピストンリングに関してする摩耗試験は、上記ボア材と組み合わせて、図３に示す摩耗試験機を用いて行った。ピストンリングの試験材１を研磨するローラー形状のボア材２を用いる。そして、このボア材２は、その下側半分が、オイルバス３に入れた８０℃の潤滑油４（タービン油＃１００）の中に浸漬する状態で回転（周速：１ｍ／ｓ）し、上部のボア材２に試験材１を荷重Ｗ（７８４Ｎ）で７時間押し当てて、そのときのリング材１及びボア材２の双方の摩耗量を求めた。この摩耗試験の結果は、以下の表４に比較例と対比可能なように示す。なお、この摩耗試験は、現実の内燃機関におけるピストンリングとシリンダライナとの摺動挙動で発生するピストンリングとシリンダライナとの相互の摺動面での摩耗状態を推測する上での代替え試験である。
［実施例１］
この実施例１では、７種類のシリンダライナ相当材（「ＣＬ試料１」〜「ＣＬ試料７」）に対して、それぞれファーストリング相当材である「ＦＲ試料３」を組み合わせた場合の「シリンダライナ相当材の摩耗量」、「ファーストリング相当材の摩耗量」、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について確認する。実施例１では、ファーストリング相当材が「ＦＲ試料３」の試料を用いる点で共通する。表３より、「ＦＲ試料３」の表面粗さはＲｚ０．７、Ｒｐｋ０．０６であり、表面粗さ特性２の範囲からみて比較的表面粗さの小さいものである。表４より、「ＦＲ試料３」と実施例１の各シリンダライナ相当材（「ＣＬ試料１」〜「ＣＬ試料７」）とを組み合わせた場合の摩耗量は、「シリンダライナ相当材の摩耗量」が０．４１μｍ〜０．５５μｍ（平均０．４８μｍ）、「ファーストリング相当材の摩耗量」が０．８５μｍ〜０．９５μｍ（平均０．９０μｍ）、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」が１．３５μｍ〜１．４１μｍ（平均１．３８μｍ）となった。
［実施例２］
この実施例２では、７種類のシリンダライナ相当材（「ＣＬ試料１」〜「ＣＬ試料７」）に対して、それぞれファーストリング相当材である「ＦＲ試料４」を組み合わせた場合の「シリンダライナ相当材の摩耗量」、「ファーストリング相当材の摩耗量」、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について確認する。実施例２では、ファーストリング相当材が「ＦＲ試料４」の試料を用いる点で共通する。表３より、「ＦＲ試料４」の表面粗さはＲｚ１．６、Ｒｐｋ０．３であり、表面粗さ特性２の範囲からみて表面粗さが上限となる大きいものである。表４より、「ＦＲ試料４」と実施例２の各シリンダライナ相当材（「ＣＬ試料１」〜「ＣＬ試料７」）とを組み合わせた場合の摩耗量は、「シリンダライナ相当材の摩耗量」が０．４６μｍ〜０．５８μｍ（平均０．５０μｍ）、「ファーストリング相当材の摩耗量」が０．８７μｍ〜０．９７μｍ（平均０．９２μｍ）、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」が１．４０μｍ〜１．４５μｍ（平均１．４２μｍ）となった。
［実施例３］
この実施例３では、３種類のシリンダライナ相当材（「ＣＬ試料２」、「ＣＬ試料５」、「ＣＬ試料７」）に対して、それぞれファーストリング相当材である「ＦＲ試料１」、「ＦＲ試料２」を組み合わせた場合の「シリンダライナ相当材の摩耗量」、「ファーストリング相当材の摩耗量」、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について確認する。実施例３では、ファーストリング相当材が「ＦＲ試料１」及び「ＦＲ試料２」であり、表３に示すように、共に窒化処理層の厚さが４０μｍで、硬さが９８０ＨＶ０．１のものである。本件発明における当該窒化処理層の厚さの範囲が３０μｍ〜１５０μｍで、硬さの範囲が９００ＨＶ０．１〜１２００ＨＶ０．１であることから考えると、「ＦＲ試料１」及び「ＦＲ試料２」の窒化処理層の厚さ及び硬さは比較的下限よりのものである。表４より、「ＦＲ試料１」及び「ＦＲ試料２」と実施例３の各シリンダライナ相当材（「ＣＬ試料２」、「ＣＬ試料５」、「ＣＬ試料７」）とを組み合わせた場合の摩耗量は、「シリンダライナ相当材の摩耗量」が０．４６μｍ〜０．５７μｍ（平均０．５０μｍ）、「ファーストリング相当材の摩耗量」が０．８６μｍ〜０．９５μｍ（平均０．９２μｍ）、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」が１．３９μｍ〜１．４５μｍ（平均１．４２μｍ）となった。
［実施例４］
この実施例４では、３種類のシリンダライナ相当材（「ＣＬ試料２」、「ＣＬ試料５」、「ＣＬ試料７」）に対して、それぞれファーストリング相当材である「ＦＲ試料５」、「ＦＲ試料６」を組み合わせた場合の「シリンダライナ相当材の摩耗量」、「ファーストリング相当材の摩耗量」、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について確認する。実施例４では、ファーストリング相当材が「ＦＲ試料５」及び「ＦＲ試料６」であり、表３に示すように、共に窒化処理層の厚さが１３０μｍで、硬さが１０８０ＨＶ０．１のものである。本件発明における当該窒化処理層の厚さの範囲が３０μｍ〜１５０μｍで、硬さの範囲が９００ＨＶ０．１〜１２００ＨＶ０．１であることから考えると、「ＦＲ試料５」及び「ＦＲ試料６」の窒化処理層の厚さ及び硬さは比較的上限よりのものである。表４より、「ＦＲ試料５」及び「ＦＲ試料６」と実施例４の各シリンダライナ相当材（「ＣＬ試料２」、「ＣＬ試料５」、「ＣＬ試料７」）とを組み合わせた場合の摩耗量は、「シリンダライナ相当材の摩耗量」が０．４６μｍ〜０．５９μｍ（平均０．５２μｍ）、「ファーストリング相当材の摩耗量」が０．８３μｍ〜０．９２μｍ（平均０．８９μｍ）、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」が１．３６μｍ〜１．４５μｍ（平均１．４０μｍ）となった。
また、ピストンリングに関しては、単独で疲労試験を行った。このときの疲労試験は、２０００ｒｐｍで合口部を規定の応力で振幅させ、この結果からＳ−Ｎ曲線を作成した。この疲労試験の結果に関しては、図４のグラフ中に、実施例の「ＦＲ試料１」、「ＦＲ試料３」、「ＦＲ試料５」と比較例５の「ＦＲ比較試料Ａ」、「ＦＲ比較試料Ｂ」とを対比可能なようにして示す。
実施例１と実施例２との対比： 表４の実施例１と実施例２とを比較した結果、ファーストリング相当材の表面粗さが粗いものを使用した実施例２の方が若干ではあるが「シリンダライナ相当材の摩耗量」、「ファーストリング相当材の摩耗量」、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」の全てにおいて値が大きくなった。しかし、実施例２における「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」は全て１．４５μｍ以内であり、シリンダライナとファーストリングとの組合せにおいて、本件発明の諸条件を具備する限り、耐久性能に影響が無いことが分かる。
実施例３と実施例４との対比： 表４の実施例３と実施例４とを比較した結果、ファーストリング相当材の窒化処理層の硬さが硬いものを使用した実施例４の方が若干ではあるが「シリンダライナ相当材の摩耗量」の値が大きくなり、「ファーストリング相当材の摩耗量」の値が小さくなった。なお、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」については、実施例３と実施例４とでほぼ同じ値となった。この結果より、ファーストリング相当材の窒化処理層の硬さが硬いほどシリンダライナ相当材への攻撃性が大きくなることが分かった。しかし、実施例３及び実施例４における「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」は全て１．４５μｍ以内であり、シリンダライナとファーストリングとの組合せにおいて、本件発明の諸条件を具備する限り、耐久性能に影響が無いことが分かる。
実施例の「ＦＲ試料３」と実施例の「ＦＲ試料５」との対比： 「ＦＲ試料３」の試料に対し、表３に示すように、クロム含有量を若干減らし、ニッケル含有量を増やし、さらにモリブデンを添加したのが「ＦＲ試料５」である。また、表面粗さも「ＦＲ試料３」がＲｚ０．７μｍ、ＲｐＫ０．０６μｍ、「ＦＲ試料５」がＲｚ０．８μｍ、ＲｐＫ０．０８μｍでほぼ同条件とし、窒化処理層の硬さも「ＦＲ試料３」が１０５０ＨＶ０．１で、「ＦＲ試料５」が１０８０ＨＶでほぼ同条件としている。表４に、「ＦＲ試料３」（実施例１参照のこと。）と「ＦＲ試料５」（実施例４参照のこと。）と各々アムスラー型摩耗試験を行った結果を示す。このときに、シリンダライナ相当材には、実施例１と実施例４とで共通する試料として、「ＣＬ試料２」、「ＣＬ試料５」、「ＣＬ試料７」について比較をすると、「シリンダライナ相当材の摩耗量」は、「ＦＲ試料３」が平均０．４９μｍ（ＣＬ試料２が０．４８μｍ、ＣＬ試料５が０．４４μｍ、ＣＬ試料７が０．５５μｍ）に対し、「ＦＲ試料５」が平均０．５０μｍ（ＣＬ試料２が０．４９μｍ、ＣＬ試料５が０．４６μｍ、ＣＬ試料７が０．５６μｍ）である。
また、「ＦＲ試料３」と「ＦＲ試料５」との「ファーストリング相当材の摩耗量」について比較をすると、「ＦＲ試料３」が平均０．９０μｍ（ＣＬ試料２が０．９２μｍ、ＣＬ試料５が０．９２μｍ、ＣＬ試料７が０．８５μｍ）に対し、「ＦＲ試料５」が平均０．８８μｍ（ＣＬ試料２が０．９１μｍ、ＣＬ試料５が０．９０μｍ、ＣＬ試料７が０．８３μｍ）である。
「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」は、「ＦＲ試料３」が平均１．３９μｍ（ＣＬ試料２が１．４０μｍ、ＣＬ試料５が１．３６μｍ、ＣＬ試料７が１．４０μｍ）に対し、「ＦＲ試料５」が平均１．３８μｍ（ＣＬ試料２が１．４０μｍ、ＣＬ試料５が１．３６μｍ、ＣＬ試料７が１．３９μｍ）である。
摩耗量について「ＦＲ試料３」と「ＦＲ試料５」とを比較した結果、ほぼ同等の耐摩耗特性が得られた。更に、疲労試験を行った結果、図４に示すように、「ＦＲ試料３」、「ＦＲ試料５」共に、１×１０７回の繰り返し回数での繰り返し応力は１０３０ＭＰａと、同等の疲労強度特性が得られた。この結果より、「ＦＲ試料３」の試料に対して、クロム含有量を若干減らし、ニッケル含有量を増やし、さらにモリブデンを添加してもほぼ同等な耐摩耗特性及び疲労強度特性が得られることが分かる。
「ＣＬ試料１」と「ＣＬ試料７」との対比： 表４の実施例１及び実施例２の「ＣＬ試料１」と「ＣＬ試料７」とを比較した結果を以下に示す。ここで、「ＣＬ試料１」と「ＣＬ試料７」との相違点は、「ＣＬ試料７」の方がマグネシウムの含有量が本件発明のシリンダライナ用合金組成１の範囲の下限よりの組成を備え、且つ鉄の含有量が本件発明のシリンダライナ用合金組成１の範囲の上限よりの組成を備えている点にある。まず、表４の実施例１より、共通のファーストリング相当材である「ＦＲ試料３」と「ＣＬ試料１」、「ＣＬ試料７」の各シリンダライナ相当材とを組み合わせた場合のそれぞれの摩耗量を比較した場合、「シリンダライナ相当材の摩耗量」は「ＣＬ試料１」が０．５１μｍで、「ＣＬ試料７」が０．５５μｍとなり、「ファーストリング相当材の摩耗量」は「ＣＬ試料１」が０．８７μｍで、「ＣＬ試料７」が０．８５μｍとなり、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」は「ＣＬ試料１」が１．３８μｍで、「ＣＬ試料７」が１．４０μｍとなった。
次に、表４の実施例２より、共通のファーストリング相当材である「ＦＲ試料４」と「ＣＬ試料１」、「ＣＬ試料７」の各シリンダライナ相当材とを組み合わせた場合の摩耗量を比較した場合、「シリンダライナ相当材の摩耗量」は「ＣＬ試料１」が０．５２μｍで、「ＣＬ試料７」が０．５８μｍとなり、「ファーストリング相当材の摩耗量」は「ＣＬ試料１」が０．８９μｍで、「ＣＬ試料７」が０．８７μｍとなり、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」は、「ＣＬ試料１」が１．４１μｍで、「ＣＬ試料７」が１．４５μｍとなった。
以上の結果より、シリンダライナの備える組成に関して、マグネシウムの含有量が本件発明のシリンダライナ用合金組成１の範囲の下限よりの組成を備え、且つ鉄の含有量が本件発明のシリンダライナ用合金組成１の範囲の上限よりの組成を備えた場合、当該シリンダライナの耐摩耗性能が若干低下する傾向の得られることが分かった。
 比較例
以下に示す比較例で使用するシリンダライナ相当材は、表２に記載の合金組成を用いて、実施例と同様の手順で製造するが、シリンダライナ相当材の内周面にホーニング加工を施し、ホーニング加工後のシリンダライナ相当材の内周面と苛性ソーダ溶液とを３０秒間接触させ、エッチングした後に研磨を施して表面粗さ（ＲＫ、ＲｐＫ、ＲｖＫ）の調整を行った。なお、このとき、１つのシリンダあたり、液温が５０±３℃で、濃度５．０ｗｔ％の苛性ソーダ溶液（３．５リットル）をエッチング液として用いた。また、ここで明記しておくが、摩耗試験用のボア材の場合には、外周面に当該エッチング処理を施すことになる。
［比較例１］
この比較例１では、表２に示す７種類のシリンダライナ相当材（「ＣＬ比較試料ａ」〜「ＣＬ比較試料ｇ」）と、上記実施例で用いるファーストリング相当材である「ＦＲ試料３」とを用いた場合の「シリンダライナ相当材の摩耗量」、「ファーストリング相当材の摩耗量」、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について確認する。比較例１では、ファーストリング相当材が「ＦＲ試料３」の試料を用いる点で共通する。表３より、「ＦＲ試料３」の表面粗さはＲｚ０．７、Ｒｐｋ０．０６であり、表面粗さ特性２の範囲からみて比較的表面粗さの小さいものである。表５より、「ＦＲ試料３」と比較例１の各シリンダライナ相当材とを組み合わせた場合の摩耗量は、「シリンダライナ相当材の摩耗量」が０．４１μｍ〜０．６１μｍ（平均０．５５μｍ）、「ファーストリング相当材の摩耗量」が０．９０μｍ〜１．１０μｍ（平均０．９５μｍ）、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」が１．４７μｍ〜１．５５μｍ（平均１．５０μｍ）となった。
［比較例２］
この比較例２では、表２に示す７種類のシリンダライナ相当材（「ＣＬ比較試料ａ」〜「ＣＬ比較試料ｇ」）と、上記実施例で用いるファーストリング相当材である「ＦＲ試料４」とを用いて、これらを組み合わせた場合の「シリンダライナ相当材の摩耗量」、「ファーストリング相当材の摩耗量」、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について確認する。比較例２では、ファーストリング相当材が「ＦＲ試料４」の試料を用いる点で共通する。表３より、「ＦＲ試料４」の表面粗さはＲｚ１．６、Ｒｐｋ０．３であり、表面粗さ特性２の範囲からみて表面粗さが上限となる大きいものである。表５より、「ＦＲ試料４」と比較例２の各シリンダライナ相当材とを組み合わせた場合の摩耗量は、「シリンダライナ相当材の摩耗量」が０．４４μｍ〜０．６１μｍ（平均０．５５μｍ）、「ファーストリング相当材の摩耗量」が０．９２μｍ〜１．１１μｍ（平均０．９７μｍ）、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」が１．４６μｍ〜１．５８μｍ（平均１．５３μｍ）となった。
［比較例３］
この比較例３では、表２に示す２種類のシリンダライナ相当材（「ＣＬ比較試料ｂ」、「ＣＬ比較試料ｃ」）と、上記実施例で用いるファーストリング相当材である「ＦＲ試料１」、「ＦＲ試料２」とを用いた場合の「シリンダライナ相当材の摩耗量」、「ファーストリング相当材の摩耗量」、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について確認する。比較例３では、ファーストリング相当材が「ＦＲ試料１」及び「ＦＲ試料２」であり、表３に示すように、共に窒化処理層の厚さが４０μｍで、硬さが９８０ＨＶ０．１のものである。本件発明における当該窒化処理層の厚さの範囲が３０μｍ〜１５０μｍで、硬さの範囲が９００ＨＶ０．１〜１２００ＨＶ０．１であることから考えると、「ＦＲ試料１」及び「ＦＲ試料２」の窒化処理層の厚さ及び硬さは比較的下限よりのものである。表５より、「ＦＲ試料１」及び「ＦＲ試料２」と比較例３の各シリンダライナ相当材とを組み合わせた場合の摩耗量は、「シリンダライナ相当材の摩耗量」が０．５５μｍ〜０．６０μｍ（平均０．５８μｍ）、「ファーストリング相当材の摩耗量」が０．９３μｍ〜０．９９μｍ（平均０．９６μｍ）、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」が１．４８μｍ〜１．５８μｍ（平均１．５４μｍ）となった。
［比較例４］
この比較例４では、表２に示す２種類のシリンダライナ相当材（「ＣＬ比較試料ｅ」、「ＣＬ比較試料ｆ」）と、上記実施例で用いるファーストリング相当材である「ＦＲ試料５」、「ＦＲ試料６」とを用いた場合の「シリンダライナ相当材の摩耗量」、「ファーストリング相当材の摩耗量」、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について確認する。比較例４では、ファーストリング相当材が「ＦＲ試料５」及び「ＦＲ試料６」であり、表３に示すように、共に窒化処理層の厚さが１３０μｍで、硬さが１０８０ＨＶ０．１のものである。本件発明における当該窒化処理層の厚さの範囲が３０μｍ〜１５０μｍで、硬さの範囲が９００ＨＶ０．１〜１２００ＨＶ０．１であることから考えると、「ＦＲ試料５」及び「ＦＲ試料６」の窒化処理層の厚さ及び硬さは比較的上限よりのものである。表５より、「ＦＲ試料５」及び「ＦＲ試料６」と比較例４の各シリンダライナ相当材とを組み合わせた場合の摩耗量は、「シリンダライナ相当材の摩耗量」が０．５６μｍ〜０．５９μｍ（平均０．５７μｍ）、「ファーストリング相当材の摩耗量」が０．９０μｍ〜０．９６μｍ（平均０．９３μｍ）、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」が１．４６μｍ〜１．５５μｍ（平均１．５１μｍ）となった。
［比較例５］
この比較例５では、表１に示す実施例で用いる２種類のシリンダライナ相当材（「ＣＬ試料２」、「ＣＬ試料５」）と、表３に示す比較例のファーストリング相当材である「ＦＲ比較試料Ａ」又は「ＦＲ比較試料Ｂ」、実施例のファーストリング相当材である「ＦＲ試料３」及び「ＦＲ試料４」と同様の組成を備え、且つ表面粗さ特性２の範囲を超えた表面粗さを備える「ＦＲ比較試料Ｃ」とを用いた場合の「シリンダライナ相当材の摩耗量」、「ファーストリング相当材の摩耗量」、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について確認する。
まず、「ＣＬ試料２」と「ＦＲ比較試料Ａ」又は「ＦＲ比較試料Ｂ」とを用いた場合について確認する。ここで、「ＦＲ比較試料Ａ」（ＳＵＳ４１０Ｊ１相当材）及び「ＦＲ比較試料Ｂ」（ＳＵＳ４４０Ｂ相当材）は、共に本件発明の組成と異なり炭素含有量を増加したマルテンサイト系ステンレス鋼であり、窒化処理層の硬さも本件発明の範囲の上限となるものである。
表５より、「ＦＲ比較試料Ａ」と「ＣＬ試料２」とを組み合わせた場合の摩耗量は、「シリンダライナ相当材の摩耗量」が０．８２μｍ、「ファーストリング相当材の摩耗量」が０．６９μｍ、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」が１．５１μｍとなった。
これに対し、「ＦＲ比較試料Ｂ」と「ＣＬ試料２」とを組み合わせた場合の摩耗量は、「シリンダライナ相当材の摩耗量」が１．１５μｍ、「ファーストリング相当材の摩耗量」が０．４０μｍ、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」が１．５５μｍとなった。
次に、「ＦＲ比較試料Ｃ」と「ＣＬ試料５」とを組み合わせた場合の摩耗量は、「シリンダライナ相当材の摩耗量」が０．６０μｍ、「ファーストリング相当材の摩耗量」が１．１８μｍ、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」が１．７８μｍとなった。
なお、図５（ａ）に「ＦＲ比較試料Ａ」における窒化処理層を形成したときの金属顕微鏡による断面観察像を示し、図５（ｂ）に「ＦＲ比較試料Ｂ」における窒化処理層を形成したときの金属顕微鏡による断面観察像を示す。
比較例１及び比較例２の「ＣＬ比較試料ａ」と「ＣＬ比較試料ｄ」との対比： 表５の比較例１及び比較例２の「ＣＬ比較試料ａ」と「ＣＬ比較試料ｄ」とを比較した結果を以下に示す。ここで、「ＣＬ比較試料ａ」は、ケイ素含有量及びマグネシウム含有量が本件発明の範囲から下限側に外れており、「ＣＬ比較試料ｄ」はケイ素含有量及びマグネシウム含有量が本件発明の範囲から上限側に外れているものである。表５の摩耗量について「ＣＬ比較試料ａ」と「ＣＬ比較試料ｄ」とを比較した結果、「シリンダライナ相当材の摩耗量」は「ＣＬ比較試料ａ」が０．６０μｍ、０．６１μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｄ」が０．４１μｍ、０．４４μｍとなり、「ファーストリング相当材の摩耗量」は「ＣＬ比較試料ａ」が０．９０μｍ、０．９２μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｄ」が１．１０μｍ、１．１１μｍとなり、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」は「ＣＬ比較試料ａ」が１．５０μｍ、１．５３μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｄ」が１．５１μｍ、１．５５μｍとなった。
この結果より、「ＣＬ比較試料ａ」は、ケイ素含有量及びマグネシウム含有量が共に少ないために固体潤滑作用を示す初晶ケイ素の一次結晶粒の晶出が不十分であると共に、マグネシウムとケイ素とで形成する固体潤滑作用を示す金属間化合物であるＭｇ２Ｓｉの形成が不十分となり、「ＣＬ比較試料ｄ」は凝固後のアルミニウムマトリックス中に存在する初晶ケイ素が粗大化し、分散密度が過剰になることで基地硬さが過剰となっていることが分かる。
比較例１及び比較例２の「ＣＬ比較試料ｂ」と「ＣＬ比較試料ｃ」との対比： 表５の比較例１及び比較例２の「ＣＬ比較試料ｂ」と「ＣＬ比較試料ｃ」とを比較した結果を以下に示す。ここで、「ＣＬ比較試料ｂ」及び「ＣＬ比較試料ｃ」は、共に同じシリンダライナ合金組成１の組成を備えるものであり、同じファーストリング相当材（「ＦＲ試料３」または「ＦＲ試料４」）を使用するものである。なお、「ＣＬ比較試料ｂ」と「ＣＬ比較試料ｃ」との相違点は、「ＣＬ比較試料ｂ」の表面粗さが表面粗さ特性１の範囲より上限側に大きく外れるものであり、「ＣＬ比較試料ｃ」の表面粗さが表面粗さ特性１の範囲より下限側に僅かに外れるものである。以上をふまえ、まず表５の比較例１について「ＣＬ比較試料ｂ」と「ＣＬ比較試料ｃ」との摩耗量を比較した結果、「シリンダライナ相当材の摩耗量」は「ＣＬ比較試料ｂ」が０．６１μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｃ」が０．５６μｍとなり、「ファーストリング相当材の摩耗量」は「ＣＬ比較試料ｂ」が０．９４μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｃ」が０．９２μｍとなり、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」は「ＣＬ比較試料ｂ」が１．５５μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｃ」が１．４８μｍとなった。
次に、表５の比較例２について「ＣＬ比較試料ｂ」と「ＣＬ比較試料ｃ」との摩耗量を比較した結果、「シリンダライナ相当材の摩耗量」は「ＣＬ比較試料ｂ」が０．６０μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｃ」が０．５７μｍとなり、「ファーストリング相当材の摩耗量」は「ＣＬ比較試料ｂ」が０．９８μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｃ」が０．９６μｍとなり、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」は「ＣＬ比較試料ｂ」が１．５８μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｃ」が１．５３μｍとなった。
以上の結果より、シリンダライナの表面粗さは、表面粗さ特性の範囲から外れる程、耐久性能の低下を招くことが分かった。この結果は、共に同じシリンダライナ合金組成２の組成を備え、且つ表面粗さが表面粗さ特性１の範囲より上限側と下限側とに外れる、比較例１及び比較例２における「ＣＬ比較試料ｅ」と「ＣＬ比較試料ｆ」との摩耗量を比較した場合にも同様の傾向が得られた。
比較例１及び比較例２の「ＣＬ比較試料ｃ」と「ＣＬ比較試料ｆ」との対比： 表５の比較例１及び比較例２の「ＣＬ比較試料ｃ」と「ＣＬ比較試料ｆ」とを比較した結果を以下に示す。ここで、「ＣＬ比較試料ｃ」及び「ＣＬ比較試料ｆ」は、共に同じ表面粗さを備えるものであり、同じファーストリング相当材（「ＦＲ試料３」または「ＦＲ試料４」）を使用するものである。なお、「ＣＬ比較試料ｃ」と「ＣＬ比較試料ｆ」との相違点は、「ＣＬ比較試料ｃ」がシリンダライナ用合金組成１を備えるものであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｆ」がシリンダライナ用合金組成２を備えるものである。以上をふまえ、まず表５の比較例１について「ＣＬ比較試料ｃ」と「ＣＬ比較試料ｆ」との摩耗量を比較した結果、「シリンダライナ相当材の摩耗量」は「ＣＬ比較試料ｃ」が０．５６μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｆ」が０．５５μｍとなり、「ファーストリング相当材の摩耗量」は「ＣＬ比較試料ｃ」と「ＣＬ比較試料ｆ」が共に０．９２μｍとなり、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」は「ＣＬ比較試料ｃ」が１．４８μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｃ」が１．４７μｍとなった。
次に、表５の比較例２について「ＣＬ比較試料ｃ」と「ＣＬ比較試料ｆ」との摩耗量を比較した結果、「シリンダライナ相当材の摩耗量」は「ＣＬ比較試料ｃ」が０．５７μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｆ」が０．５４μｍとなり、「ファーストリング相当材の摩耗量」は「ＣＬ比較試料ｃ」が０．９６μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｆ」が０．９５μｍとなり、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」は「ＣＬ比較試料ｃ」が１．５３μｍであるのに対し、「ＣＬ比較試料ｆ」が１．４９μｍとなった。
以上の結果より、「ＦＲ試料３」または「ＦＲ試料４」に相当するファーストリング相当材を使用する限り、本件発明のシリンダライナ用合金組成１とシリンダライナ用合金組成２との組成の違いのみによって、「シリンダライナ相当材の摩耗量」、「ファーストリング相当材の摩耗量」、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」の各摩耗量の値に差が生ぜず、耐久性能に及ぼす影響はほぼ同様となることが分かった。
Figure 2009069703
Figure 2009069703
Figure 2009069703
Figure 2009069703
Figure 2009069703
＜実施例と比較例との対比＞
上記表４、表５を参照しつつ、実施例と比較例との対比を行う。最初に、実施例の評価結果に関して述べる。実施例の「シリンダライナ相当材の摩耗量」は、０．４１μm〜０．５９μｍであり、全て０．６μｍ以下の値になっている。そして、「ファーストリング相当材の摩耗量」は、０．８３μm〜０．９７μｍであり、全て１．０μｍ以下の値になっている。更に、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」は、１．３５μm〜１．４５μｍであり、全て１．４５μｍ以下の値になっている。
実施例１と比較例１との対比： 表４及び表５に示すように、実施例１と比較例１とは、ファーストリング相当材として実施例の「ＦＲ試料３」と同様のものを使用している。しかし、シリンダライナに関しては、実施例１が「ＣＬ試料１」〜「ＣＬ試料７」を使用しているのに対し、比較例１が「ＣＬ比較試料ａ」〜「ＣＬ比較試料ｇ」を使用している点で異なる。また、摩耗量について実施例１と比較例１とを比較をすると以下に示す結果となった。まず、「シリンダライナ相当材の摩耗量」について比較をすると、実施例１が平均０．４８μｍであるのに対し、比較例１は平均０．５５μｍとなった。
次に、「ファーストリング相当材の摩耗量」について比較すると、実施例１が平均０．９０μｍであるのに対し、比較例１は平均０．９５μｍとなった。
「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について比較すると、実施例１が平均１．３８μｍであるのに対し、比較例１は平均１．５０μｍとなった。
以上の結果より、実施例１と比較例１とを比較すると、「シリンダライナ相当材の摩耗量」と「ファーストリング相当材の摩耗量」との双方ともに比較例１の方が約０．０５μｍ程度摩耗量が大きい値を示した。「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」については、実施例１の最大摩耗量が１．４１μｍであるのに対し、比較例１は（「ＣＬ比較試料ａ」〜「ＣＬ比較試料ｇ」）の全ての試料が１．４５μｍを超える値を示した。
実施例２と比較例２との対比： 表４及び表５に示すように、実施例２と比較例２とは、ファーストリング相当材として実施例の「ＦＲ試料４」と同様のものを使用している。しかし、シリンダライナに関しては、実施例２が「ＣＬ試料１」〜「ＣＬ試料７」を使用しているのに対し、比較例２が「ＣＬ比較試料ａ」〜「ＣＬ比較試料ｇ」を使用している点で異なる。また、実施例２と比較例２とを摩耗量について比較をすると以下に示す結果となった。まず、「シリンダライナ相当材の摩耗量」について比較をすると、実施例２が平均０．５０μｍであるのに対し、比較例２は平均０．５５μｍとなった。
次に、「ファーストリング相当材の摩耗量」について比較すると、実施例２が平均０．９２μｍであるのに対し、比較例２は平均０．９７μｍとなった。
「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について比較すると、実施例２が平均１．４２μｍであるのに対し、比較例２は平均１．５３μｍとなった。
以上の結果より、実施例２と比較例２とを比較すると、「シリンダライナ相当材の摩耗量」と「ファーストリング相当材の摩耗量」との双方において比較例２の方が約０．０５μｍ程度摩耗量が大きい値を示した。「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」については、実施例２の最大摩耗量が１．４５μｍであるのに対し、比較例２は（「ＣＬ比較試料ａ」〜「ＣＬ比較試料ｇ」）の全ての試料が１．４５μｍを超える値を示した。
実施例３と比較例３との対比： 表４及び表５に示すように、実施例３と比較例３とは、ファーストリング相当材に共に実施例の「ＦＲ試料１」、「ＦＲ試料２」と同様のものを使用している。しかし、シリンダライナ相当材に関して、実施例３は「ＣＬ試料２」、「ＣＬ試料５」、「ＣＬ試料７」を使用しているのに対し、比較例３は「ＣＬ比較試料ｂ」、「ＣＬ比較試料ｃ」を使用している点で異なる。また、実施例３と比較例３とを摩耗量について比較をすると以下に示す結果となった。まず、「シリンダライナ相当材の摩耗量」について比較をすると、実施例３が平均０．５０μｍであるのに対し、比較例３は平均０．５８μｍとなった。
次に、「ファーストリング相当材の摩耗量」について比較すると、実施例３が平均０．９２μｍであるのに対し、比較例３は平均０．９６μｍとなった。
「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について比較すると、実施例３が平均１．４２μｍであるのに対し、比較例３は平均１．５４μｍとなった。
以上の結果より、実施例３と比較例３とを比較すると、「シリンダライナ相当材の摩耗量」と「ファーストリング相当材の摩耗量」との双方において比較例３の方が平均で約０．０５μｍ程度摩耗量が大きい値を示した。「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」については、実施例３の最大摩耗量が１．４５μｍであるのに対し、比較例３は「ＣＬ比較試料ｂ」、「ＣＬ比較試料ｃ」の全ての試料が１．４５μｍを超える値を示した。
実施例４と比較例４との対比： 表４及び表５に示すように、実施例４と比較例４とは、ファーストリング相当材に共に実施例の「ＦＲ試料５」、「ＦＲ試料６」と同様のものを使用している。しかし、シリンダライナ相当材に関して、実施例４は「ＣＬ試料２」、「ＣＬ試料５」、「ＣＬ試料７」を使用しているのに対し、比較例４は「ＣＬ比較試料ｅ」、「ＣＬ比較試料ｆ」を使用している点で異なる。また、実施例４と比較例４とを摩耗量について比較をすると以下に示す結果となった。まず、「シリンダライナ相当材の摩耗量」について比較をすると、実施例４が平均０．５２μｍであるのに対し、比較例４は平均０．５７μｍとなった。
次に、「ファーストリング相当材の摩耗量」について比較すると、実施例４が平均０．８９μｍであるのに対し、比較例４は平均０．９３μｍとなった。
「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について比較すると、実施例４が平均１．４０μｍであるのに対し、比較例４は平均１．５１μｍとなった。
以上の結果より、実施例４と比較例４とを比較すると、「シリンダライナ相当材の摩耗量」と「ファーストリング相当材の摩耗量」との双方において比較例４の方が平均で約０．０５μｍ程度摩耗量が大きい値を示した。「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」については、実施例４の最大摩耗量が１．４５μｍであるのに対し、比較例４は「ＣＬ比較試料ｅ」、「ＣＬ比較試料ｆ」の全ての試料が１．４５μｍを超える値を示した。
実施例１及び実施例２と比較例５との対比： 表４及び表５に示すように、比較例５は、比較例１〜比較例４迄とは異なり、ファーストリング相当材に実施例の範囲に含まれない組成のものが使用されている。具体的には、比較例５では、表５から明らかなように、実施例で用いたオーステナイト系ステンレス鋼で製造したファーストリング相当材（「ＦＲ試料１」〜「ＦＲ試料６」）に比べて、硬いマルテンサイト系ステンレス鋼で製造したファーストリング相当材（「ＦＲ比較試料Ａ」、「ＦＲ比較試料Ｂ」）が使用されている。なお、「ＦＲ比較試料Ｃ」に関しては実施例の「ＦＲ試料３」及び「ＦＲ試料４」と同様の組成のものを使用している。
また、シリンダライナ相当材に関しては、実施例１及び実施例２と比較例５とは、「ＣＬ試料２」及び「ＣＬ試料５」を含む点で共通する。よって、ここでは特に実施例１及び実施例２に関しては「ＣＬ試料２」及び「ＣＬ試料５」に該当する試料のみに着目して比較例５との比較をしていく。なお、比較例５の「ＦＲ比較試料Ａ」、「ＦＲ比較試料Ｂ」を使用した場合は、シリンダライナ相当材として実施例の「ＣＬ試料２」を使用しているため、実施例１及び実施例２の「ＣＬ試料２」を使用する試料と比較例５の「ＦＲ比較試料Ａ」、「ＦＲ比較試料Ｂ」とを比較すると以下に示す結果となった。
まず、「シリンダライナ相当材の摩耗量」について比較をすると、実施例１、実施例２がそれぞれ０．４８μｍ、０．５０μｍであるのに対し、比較例５はそれぞれ０．８２μｍ、１．１５μｍとなった。
次に、「ファーストリング相当材の摩耗量」について比較すると、実施例１、実施例２がそれぞれ０．９２μｍ、０．９４μｍであるのに対し、比較例５はそれぞれ０．６９μｍ、０．４０μｍとなった。
「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について比較すると、実施例１、実施例２がそれぞれ１．４０μｍ、１．４４μｍであるのに対し、比較例５はそれぞれ１．５１μｍ、１．５５μｍとなった。
以上の結果より、実施例１及び実施例２と比較例５とは、「シリンダライナ相当材の摩耗量」は比較例５の方が摩耗量が非常に大きくなる結果となった。これに対し「ファーストリング相当材の摩耗量」については、実施例１及び実施例２の方が摩耗量が大きくなる結果となった。「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」については、実施例１及び実施例２の最大摩耗量が１．４５μｍ以内であるのに対し、比較例５は「ＦＲ比較試料Ａ」、「ＦＲ比較試料Ｂ」の双方の試料が１．４５μｍを超える値を示した。
以上の結果は、実施例１及び実施例２で使用したオーステナイト系ステンレス鋼で製造したファーストリング相当材（「ＦＲ試料３」、「ＦＲ試料４」）に対し、比較例５では硬いマルテンサイト系ステンレス鋼で製造したファーストリング相当材（「ＦＲ比較試料Ａ」、「ＦＲ比較試料Ｂ」）を使用していることが原因と考えられる。表５に示されるように比較例５の「ＦＲ比較試料Ａ」及び「ＦＲ比較試料Ｂ」は、「ファーストリング相当材の摩耗量」に比して「シリンダライナ相当材の摩耗量」が特に大きくなっているが、このファーストリング相当材とシリンダライナ相当材との組合せの場合、ファーストリング相当材のシリンダライナ相当材への攻撃性が大きすぎるため耐久性能が悪くなっていると思われる。
以上のことから、本件発明の内容を反映させた実施例では、良好な耐摩耗性能が得られるが、オーステナイト系ステンレス鋼を用いたファーストリング相当材であっても、上述の表面粗さ特性２の範囲に含まれない表面粗さのファーストリング相当材であれば、良好な耐摩耗性能が得られないことが理解できる。従って、シリンダライナとピストンリングとの相互の摺動面の表面粗さ特性が非常に重要な要素であることが理解できる。
また、図２（ａ）の「ＦＲ試料１」及び図２（ｂ）の「ＦＲ試料３」をみると、オーステナイト系のステンレス層２０の上の窒化処理層１０が極めて均一な組織を示し、窒化時の窒素の侵入が良好に行われていることが分かる。これに対し、図５（ａ）の「ＦＲ比較試料Ａ」及び図５（ｂ）の「ＦＲ比較試料Ｂ」のマルテンサイト系のステンレス層２０の上の窒化処理層１０には、板状、粒状のクロム窒化物形成されており、アルミニウム系合金からなるボア材に対し攻撃性が高い。従って、マルテンサイト系ステンレス鋼に窒化処理を施すと、オーステナイト系ステンレス鋼との材料自体の硬さの差以上に、窒化表面の硬さが異なることになり、摺動して摩擦する相手に摩耗損傷を与え易くなると言える。
以上のことから、マルテンサイト系ステンレス鋼で製造したファーストリング相当材の場合には、本件発明で用いるオーステナイト系ステンレス鋼で製造したファーストリングの場合と同様の表面粗さ特性を備えていても、シリンダライナ（ＣＬ試料２）に対して与える摩耗が大きくなることが理解できる。
次に、比較例５の「ＦＲ比較試料Ｃ」を使用した場合について述べる。表５より、比較例５の「ＦＲ比較試料Ｃ」は、シリンダライナ相当材に実施例の「ＣＬ試料５」を使用しているため、実施例１及び実施例２の「ＣＬ試料５」を使用する試料と比較例５の「ＦＲ比較試料Ｃ」とを比較すると以下に示す結果となった。まず、「シリンダライナ相当材の摩耗量」について比較をすると、実施例１、実施例２が０．４４μｍ、０．４８μｍであるのに対し、比較例５は０．６０μｍとなった。
次に、「ファーストリング相当材の摩耗量」について比較すると、実施例１、実施例２が共に０．９２μｍであるのに対し、比較例５は１．１８μｍとなった。
「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」について比較すると、実施例１、実施例２が１．３６μｍ、１．４０μｍであるのに対し、比較例５は１．７８μｍとなった。
以上の結果より、実施例１及び実施例２と比較例５とは、「シリンダライナ相当材の摩耗量」及び「ファーストリング相当材の摩耗量」について、比較例５の方が摩耗量が顕著に大きくなる結果となった。「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」については、実施例１及び実施例２の最大摩耗量が１．４５μｍ以内であるのに対し、比較例５は１．４５μｍを大きく超える値を示した。
更に、表３〜表５より、実施例１及び実施例２の「ＦＲ試料３」及び「ＦＲ試料４」と比較例５の「ＦＲ比較試料Ｃ」とを比較してみると、窒化層は、厚さが共に８０μｍであり、硬さも共に１０５０ＨＶ０．１で共通している。しかし、実施例２で用いたオーステナイト系ステンレス鋼で製造したファーストリング相当材（「ＦＲ試料３」、「ＦＲ試料４」）と比較すると、比較例５の場合は材質は同じであるが表面粗さの値が大きく、上述の表面粗さ特性２の範囲に含まれない表面特性を備えるファーストリング相当材（「ＦＲ比較試料Ｃ」）を、実施例２のシリンダライナ（「ＣＬ試料１」、「ＣＬ試料２」）に対して用いている。具体的には、ファーストリング表面の粗さに関して、「ＦＲ試料３」がＲｚ０．７、Ｒｋ０．０６であり、「ＦＲ試料４」がＲｚ１．６、Ｒｋ０．３であり、「ＦＲ比較試料Ｃ」がＲｚ１．７、Ｒｋ０．３６である。この結果、本件発明で定めた範囲内の特性を備えるシリンダライナ相当材を使用した場合に、ファーストリング相当材の粗さはＲｚ１．６、Ｒｋ０．３を超えると耐久性が悪化することが分かる。
「ＣＬ試料２」と「ＣＬ比較試料ｂ」との対比： まず、表４及び表５の実施例１及び実施例２の「ＣＬ試料２」と比較例１及び比較例２の「ＣＬ比較試料ｂ」とを比較した結果を以下に示す。ここで、「ＣＬ試料２」と「ＣＬ比較試料ｂ」との相違点は、「ＣＬ比較試料ｂ」が本件発明の表面粗さ特性１の範囲より上限側に外れた表面粗さを備えている点にある。表４及び表５の実施例１及び比較例１より、共通のファーストリング相当材である「ＦＲ試料３」と「ＣＬ試料２」、「ＣＬ比較試料ｂ」の各シリンダライナ相当材とを組み合わせた場合の摩耗量を比較した場合、「シリンダライナ相当材の摩耗量」は「ＣＬ試料２」が０．４８μｍで、「ＣＬ比較試料ｂ」が０．６１μｍとなり、「ファーストリング相当材の摩耗量」は「ＣＬ試料２」が０．９２μｍで、「ＣＬ比較試料ｂ」が０．９４μｍとなり、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」は「ＣＬ試料２」が１．４０μｍで、「ＣＬ比較試料ｂ」が１．５５μｍとなった。
次に、表４及び表５の実施例２及び比較例２より、共通のファーストリング相当材である「ＦＲ試料４」と「ＣＬ試料２」、「ＣＬ比較試料ｂ」の各シリンダライナ相当材とを組み合わせた場合の摩耗量を比較した場合、「シリンダライナ相当材の摩耗量」は「ＣＬ試料２」が０．５０μｍで、「ＣＬ比較試料ｂ」が０．６０μｍとなり、「ファーストリング相当材の摩耗量」は「ＣＬ試料２」が０．９４μｍで、「ＣＬ比較試料ｂ」が０．９８μｍとなり、「シリンダライナ相当材の摩耗量とファーストリング相当材の摩耗量とを合計した総摩耗量」は、「ＣＬ試料２」が１．４４μｍで、「ＣＬ比較試料ｂ」が１．５８μｍとなった。
以上の結果より、シリンダライナの備える表面粗さが本件発明の表面粗さ特性１の範囲より上限側に外れた場合、当該シリンダライナの耐摩耗性能が低下することが分かった。なお、このことは、「ＣＬ試料５」と「ＣＬ比較試料ｅ」とを対比した場合も、表４及び表５から明らかなように同じ傾向となる。
以上のことから、本件発明で用いたオーステナイト系ステンレス鋼で製造したファーストリング相当材（「ＦＲ試料１」〜「ＦＲ試料６」）を、単に本件発明の条件と異なる特性のシリンダライナと組み合わせて用いても、本件発明に係るシリンダライナとファーストリング相当材との組み合わせと同等の耐摩耗特性が得られないことが理解できる。
実施例と比較例との対比のまとめ： 以上に述べてきた実施例と比較例との対比から、アルミニウム合金で製造したシリンダを用いる場合において、シリンダライナとピストンリング（ファーストリング相当材）との相互の摩耗、摩擦損傷等の摺動挙動による損傷を確実に減少させるためには、シリンダライナとピストンリングとの相互の摺動面の表面粗さ特性が最も重要であり、更に、相互の材質として、最も適当な組み合わせを選択することが重要であることが理解できる。
本件発明に係る内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造は、アルミニウム合金製シリンダの内周面を構成するシリンダライナの表面粗さ特性と、ピストンリングのシリンダライナの内周面との摺動面の表面粗さを制御し、相互の材質の最適な選択を行うことで、シリンダライナとピストンリングの当該摺動面との双方の摩耗を最低限に抑制し、摺動挙動に伴う相互の摩擦損傷を効果的に軽減できる。その結果、自動車用エンジンを初めとする内燃機関の長寿命化、耐久性を飛躍的に向上させる事ができる。
ステンレス鋼の上に形成した窒化処理層の厚さと窒化処理層のビッカース硬度との関係を示す図である。 実施例で用いたファーストリングの窒化処理層の金属顕微鏡を用いた断面観察像である。 本件明細書で用いた摩耗試験機の構成概念を示すための模式図である。 実施例と比較例とに係るピストンリングの疲労試験の結果を示すグラフである。 比較例で用いたファーストリングの窒化処理層の金属顕微鏡を用いた断面観察像である。
符号の説明
１ 試験材（リング材）
２ ボア材
３ オイルバス
４ 潤滑油
５ 摩耗試験機
６ 回転ローター
１０ 窒化処理層
２０ ステンレス層
Ｗ 荷重

Claims (11)

  1. 内燃機関のピストン側に配置したピストンリングが、ピストンを収容するアルミニウム合金製シリンダの内周面を構成するシリンダライナに対し、所定の面圧となるように配置して摺動する内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造であって、
    当該シリンダライナは、その内周面が、以下に表面粗さ特性１として示した（１）〜（４）の各条件を備えるものであり、
    当該ピストンリングのシリンダライナの内周壁との摺動面は、以下の表面粗さ特性２として示す（ａ）及び（ｂ）の条件を備えるものであり、
    当該シリンダライナの内周面に対し、ピストン側に配置した当該ピストンリングの面圧が０．０３ＭＰａ〜０．２ＭＰａとして用いることを特徴とする内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造。
    ［表面粗さ特性１］
    （１）ＪＩＳ Ｂ ０６０１（１９９４）に定める十点平均粗さ（Ｒｚ）が０．５μｍ〜１．０μｍ。
    （２）ＤＩＮ４７７６に定める有効負荷粗さ（Ｒｋ）が０．２μｍ〜０．４μｍ。
    （３）ＤＩＮ４７７６に定める初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）が０．０５μｍ〜０．１μｍ。
    （４）ＤＩＮ４７７６に定める油溜まり深さ（Ｒｖｋ）が０．０８μｍ〜０．２μｍ。
    ［表面粗さ特性２］
    （ａ）ＪＩＳ Ｂ ０６０１（１９９４）に定める十点平均粗さ（Ｒｚ）が１．６μｍ以下。
    （ｂ）ＤＩＮ４７７６に定める初期摩耗高さ（Ｒｐｋ）が０．３μｍ以下。
  2. 前記シリンダライナは、以下に記載のシリンダライナ用合金組成１を備えるものを用いる請求項１に記載の内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造。
    ［シリンダライナ用合金組成１］
    ケイ素 ：２０．０質量％〜２８．０質量％
    マグネシウム：０．４質量％〜２．０質量％
    銅 ：２．０質量％〜４．５質量％
    鉄 ：０．６０質量％以下
    ニッケル ：０．０１質量％以下
    残部 ：アルミニウム及び不可避的不純物
  3. 前記シリンダライナは、以下に記載のシリンダライナ用合金組成２を備えるものを用いる請求項１に記載の内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造。
    ［シリンダライナ用合金組成２］
    ケイ素 ：２０．０質量％〜２８．０質量％
    マグネシウム：０．８質量％〜２．０質量％
    銅 ：３．０質量％〜４．５質量％
    鉄 ：１．０質量％〜１．４質量％
    ニッケル ：１．０質量％〜５．０質量％
    残部 ：アルミニウム及び不可避的不純物
  4. 前記ピストンリングは、以下に記載のピストンリング用合金組成のオーステナイト系ステンレス鋼を用いたものである請求項１〜請求項３のいずれかに記載の内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造。
    ［ピストンリング用合金組成］
    ニッケル ：３．５質量％〜１５．０質量％
    クロム ：１３．０質量％〜２０．０質量％
    炭素 ：０．１５質量％以下
    ケイ素 ：１．０質量％以下
    マンガン ：７．５質量％以下
    リン ：０．０６質量％以下
    硫黄 ：０．０３質量％以下
    残部 ：鉄及び不可避的不純物
  5. 前記ピストンリングは、前記ピストンリング用合金組成に更にモリブデンを１質量％〜４質量％含むことを特徴とする請求項４に記載の内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造。
  6. 前記ピストンリングのシリンダライナ内周壁との摺動面は、
    その表面に厚さ３０μｍ〜１５０μｍの窒化処理層を備え、且つ、その表面のビッカース硬さ（ＨＶ）が９００ＨＶ０．１〜１２００ＨＶ０．１である請求項１〜請求項５のいずれかに記載の内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造。
  7. 前記ピストンリングのシリンダライナ内周壁との摺動面は、その表面にダイアモンド ライク カーボン層を備えるものである請求項１〜請求項６のいずれかに記載の内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造。
  8. 前記ピストンリングのピストンリング溝と接するピストンリング上面及びピストンリング下面は、耐熱樹脂又は、耐熱樹脂に無機フィラーを含有させたフィラー含有耐熱樹脂のいずれかを用いて形成した樹脂コート層を備える請求項１〜請求項７のいずれかに記載の内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造。
  9. 前記耐熱樹脂は、耐熱温度が１５０℃以上のポリベンゾイミダゾール樹脂又はポリイミドアミド樹脂のいずれかである請求項８に記載の内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造。
  10. 前記ピストンリング上面及びピストンリング下面は、化成処理により粗化した表面を備え、この粗化表面上に前記樹脂コート層を設けたものである請求項８又は請求項９に記載の内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造。
  11. 請求項１〜請求項１０のいずれかに記載の内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造を用いたことを特徴とする内燃機関。
JP2009543848A 2007-11-30 2008-11-27 内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造 Pending JPWO2009069703A1 (ja)

Applications Claiming Priority (3)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP2007311532 2007-11-30
JP2007311532 2007-11-30
PCT/JP2008/071556 WO2009069703A1 (ja) 2007-11-30 2008-11-27 内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造

Publications (1)

Publication Number Publication Date
JPWO2009069703A1 true JPWO2009069703A1 (ja) 2011-04-14

Family

ID=40678595

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
JP2009543848A Pending JPWO2009069703A1 (ja) 2007-11-30 2008-11-27 内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造

Country Status (3)

Country Link
US (1) US20100319647A1 (ja)
JP (1) JPWO2009069703A1 (ja)
WO (1) WO2009069703A1 (ja)

Families Citing this family (27)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP5545774B2 (ja) * 2009-12-08 2014-07-09 株式会社リケン ピストンリング及びピストン装置
JP5715754B2 (ja) * 2009-12-24 2015-05-13 株式会社不二工機 四方切換弁
BRPI0905228B1 (pt) * 2009-12-29 2017-01-24 Mahle Metal Leve Sa anel de pistão nitretado resistente à propagação de trincas
CN102115885B (zh) * 2009-12-30 2012-07-18 上海工程技术大学 一种对铝合金零件进行无油自润滑镀层处理的工艺
BRPI1100176A2 (pt) * 2011-02-10 2013-04-24 Mahle Metal Leve Sa componente de motor
FR2990246B1 (fr) * 2012-05-03 2014-05-02 Hydromecanique & Frottement Chemise de moteur a combustion interne
BR102012012636B1 (pt) * 2012-05-25 2022-01-04 Mahle Metal Leve S/A Cilindro para aplicação em um motor de combustão interna
JP5939928B2 (ja) 2012-08-06 2016-06-22 大同メタル工業株式会社 すべり軸受
JP5942698B2 (ja) * 2012-08-23 2016-06-29 マツダ株式会社 エンジン燃焼室部材の断熱構造体及びその製造方法
JP2014040820A (ja) 2012-08-23 2014-03-06 Mazda Motor Corp エンジン燃焼室に臨む部材の断熱構造体及びその製造方法
JP6036005B2 (ja) * 2012-08-23 2016-11-30 マツダ株式会社 エンジン燃焼室部材の断熱構造体及びその製造方法
BR102012024729B1 (pt) * 2012-09-27 2020-05-19 Mahle Int Gmbh anel de controle de óleo de três peças para motores de combustão interna, elemento expansor e elemento anelar
DE112013006827T5 (de) 2013-03-14 2015-12-17 Applied Nano Surfaces Schweden Ab Gleitsatz zur Verwendung in einem Verbrennungsmotor
BR102013011586B1 (pt) * 2013-05-09 2022-03-03 Mahle International Gmbh Conjunto de deslizamento e bloco de motor
BR102013018952B1 (pt) * 2013-07-24 2021-10-26 Mahle Metal Leve S/A Conjunto de deslizamento
BR102013019686B1 (pt) 2013-08-01 2020-11-03 Mahle Metal Leve S/A anel de pistão e seu processo de fabricação
US11274260B2 (en) * 2013-10-02 2022-03-15 Shimano Inc. Slide member, bicycle component using slide member, and fishing tackle component using slide member
BR102013031072A2 (pt) 2013-12-03 2015-09-22 Mahle Int Gmbh conjunto de deslizamento
BR102013031391A2 (pt) * 2013-12-06 2015-07-21 Mahle Metal Leve Sa Anel de pistão e processo de tratamento térmico
DE102014003114B3 (de) * 2014-03-11 2014-12-31 Daimler Ag Verfahren zum Beschichten eines Substrats, bei dem ein drahtförmiger Spritzwerkstoff in einem Lichtbogen aufgeschmolzen und als Schicht auf dem Substrat abgeschieden wird sowie lichtbogendrahtgespritzte Schicht
US9551419B2 (en) * 2015-04-22 2017-01-24 Federal-Mogul Corporation Coated sliding element
JP6139605B2 (ja) 2015-07-17 2017-05-31 株式会社リケン ピストンリング及びその製造方法
CN107557697B (zh) * 2016-06-30 2019-04-02 郑州永通特钢有限公司 一种索氏体不锈钢
US10737462B2 (en) * 2016-08-24 2020-08-11 Hyundai Motor Company Method for coating surface of moving part of vehicle and moving part of vehicle manufactured by the same
JP6962998B2 (ja) 2019-12-17 2021-11-05 株式会社リケン シリンダとピストンリングとの組み合わせ
JP7032469B2 (ja) * 2020-03-26 2022-03-08 大同メタル工業株式会社 摺動部材
US11346301B1 (en) * 2020-11-12 2022-05-31 Caterpillar Inc. Piston having smoothed outer crown surface in deposit-sensitive zone

Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2860537B2 (ja) * 1995-06-28 1999-02-24 メルセデス−ベンツ・アクチエンゲゼルシヤフト 往復ピストン機関のクランクケースへ鋳込むための過共晶アルミニウム−珪素合金から成るシリンダライナ及びこのようなシリンダライナの製造方法
JP2000145962A (ja) * 1998-11-09 2000-05-26 Teikoku Piston Ring Co Ltd 組合せリング
JP2003042294A (ja) * 2001-07-31 2003-02-13 Nippon Piston Ring Co Ltd ピストンリング
JP2003254156A (ja) * 2002-02-28 2003-09-10 Nippon Piston Ring Co Ltd シリンダとピストンリングとの組み合わせ
JP2004116707A (ja) * 2002-09-27 2004-04-15 Nippon Piston Ring Co Ltd 組合せ摺動部材
JP2007232026A (ja) * 2006-02-28 2007-09-13 Riken Corp 摺動部材

Family Cites Families (9)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US5154433A (en) * 1991-06-14 1992-10-13 Teikoku Piston Ring Co., Ltd. Piston ring
JPH0763266A (ja) * 1993-08-25 1995-03-07 Nippon Piston Ring Co Ltd ピストンリング
US6096143A (en) * 1994-10-28 2000-08-01 Daimlerchrysler Ag Cylinder liner of a hypereutectic aluminum/silicon alloy for use in a crankcase of a reciprocating piston engine and process for producing such a cylinder liner
JP3355306B2 (ja) * 1997-09-30 2002-12-09 帝国ピストンリング株式会社 ピストンリング
JP3623741B2 (ja) * 2001-02-19 2005-02-23 大同メタル工業株式会社 すべり軸受及びその製造方法
JP2003194224A (ja) * 2001-12-26 2003-07-09 Isuzu Motors Ltd ピストンリング及びピストンのシール方法
CN1330873C (zh) * 2002-07-25 2007-08-08 株式会社理研 活塞环
JP2006275269A (ja) * 2005-03-30 2006-10-12 Nippon Piston Ring Co Ltd 組合せ摺動部材
JP4954644B2 (ja) * 2006-08-31 2012-06-20 日本ピストンリング株式会社 シリンダライナとピストンリングの組み合わせ

Patent Citations (6)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2860537B2 (ja) * 1995-06-28 1999-02-24 メルセデス−ベンツ・アクチエンゲゼルシヤフト 往復ピストン機関のクランクケースへ鋳込むための過共晶アルミニウム−珪素合金から成るシリンダライナ及びこのようなシリンダライナの製造方法
JP2000145962A (ja) * 1998-11-09 2000-05-26 Teikoku Piston Ring Co Ltd 組合せリング
JP2003042294A (ja) * 2001-07-31 2003-02-13 Nippon Piston Ring Co Ltd ピストンリング
JP2003254156A (ja) * 2002-02-28 2003-09-10 Nippon Piston Ring Co Ltd シリンダとピストンリングとの組み合わせ
JP2004116707A (ja) * 2002-09-27 2004-04-15 Nippon Piston Ring Co Ltd 組合せ摺動部材
JP2007232026A (ja) * 2006-02-28 2007-09-13 Riken Corp 摺動部材

Also Published As

Publication number Publication date
WO2009069703A1 (ja) 2009-06-04
US20100319647A1 (en) 2010-12-23

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JPWO2009069703A1 (ja) 内燃機関のピストンリングとシリンダライナとの組合せ構造
JP5030439B2 (ja) 摺動部材
JP4954644B2 (ja) シリンダライナとピストンリングの組み合わせ
JP6326426B2 (ja) 滑り軸受複合材料
CN101435381B (zh) 活塞环
JP5545774B2 (ja) ピストンリング及びピストン装置
JP6276929B2 (ja) 軸受部品及び溶射法
KR100670228B1 (ko) 알루미늄 전신재 합금
JP2013528697A (ja) コーティングを有するスライド要素、特に、ピストンリング、およびスライド要素を製造するプロセス
US20070199442A1 (en) Piston pin with slide layer for connecting rod eye for internal combustion engines
JP5042466B2 (ja) 直受コンロッド及びその製造方法
JP4901207B2 (ja) ピストンリング
JP2011075065A (ja) 内燃機関用オイルリング
JP2000345258A (ja) すべり軸受
JP2001280497A (ja) アルミニウム合金製シリンダとピストンリングの組合せ
JP2003013163A (ja) 粉末アルミニウム合金製摺動部材及びシリンダとピストンリングの組み合わせ
JP2006057674A (ja) 摺動部材及びピストンリング
JP4725229B2 (ja) 組合せ摺動部材、及びこれを用いた内燃機関及びすべり軸受機構
JP2003343353A (ja) 内燃機関のシリンダとピストンリングの組み合わせ
JP4374160B2 (ja) ピストンリング
JP3690512B2 (ja) アルミ合金摺動部材と相手摺動部材の組合せ
JPH04331817A (ja) 複合めっき皮膜を有するすべり軸受
US20230193950A1 (en) Plain bearing, notably for aerospace applications, having improved wear resistance
KR100536785B1 (ko) 내마모성 슬라이딩 부재
JP2004176848A (ja) 非晶質硬質炭素被覆部材と鉄系部材の組み合わせ

Legal Events

Date Code Title Description
A621 Written request for application examination

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A621

Effective date: 20110811

A131 Notification of reasons for refusal

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131

Effective date: 20121126

A521 Request for written amendment filed

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523

Effective date: 20130124

A02 Decision of refusal

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A02

Effective date: 20130723