JP3681696B2 - Combination of cylinder and piston ring - Google Patents
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Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、内燃機関に係り、特にアルミニウム合金製内燃機関におけるシリンダとピストンリングとの組み合わせに関する。
【０００２】
【従来の技術】
近年、地球環境の保全という観点から、内燃機関には、軽量化、燃費の向上等が要求されている。このような動向にしたがい、内燃機関用ピストンリングでは、形状面でできるだけ薄厚化し、材質面で鋳鉄製からステンレス鋼製へと種々の改良がなされてきた。最近のピストンリングは、軽量化や、耐摩耗性、耐スカッフ性向上のため、ピストンリング母材として高硬度のマルテンサイト系ステンレス鋼が一般的に使用され、さらに表面には窒化処理や硬質クロムめっき等の表面硬化処理が施されて使用されている。
【０００３】
一方、ピストンリングの摺動の相手材であるシリンダは、要求される機械的特性から従来は鋳鉄等の鉄系材料で製造されていた。しかし、鉄系材料で製造されたシリンダは重量が重いため、近年の内燃機関への軽量化要求を満足させることができず、最近では、アルミニウム合金製のエンジンが一般化しつつある。しかし、アルミニウム合金製シリンダは軟質であるため、高硬度化されたピストンリングと、軟質であるアルミニウム合金製シリンダの内面とを直接摺動させることを避けて、通常は、シリンダライナを装着してアルミニウム合金製シリンダ内周面の耐摩耗性を確保している。
【０００４】
このようなシリンダライナとしては、従来では鋳鉄製シリンダライナが一般的であった。しかし、最近では軽量化の目的でアルミニウム合金を使用し、 摺動特性向上に配慮したシリンダライナが提案されている。例えば、特開平９-19757号公報には、硬い粒子である珪素一次結晶および金属間化合物が摺動面に露出した過共晶アルミニウムー珪素合金製シリンダライナが開示されている。
【０００５】
また、特開平６-322459 号公報には、摺動面部をアルミナ短繊維と非球状ムライト粒子との混合物である強化材により複合強化し、耐摩耗性および耐スカッフ性を改善したアルミニウム合金製シリンダ摺動部材が提案されている。
また、特開平５-86964号公報には、アルミニウム合金製シリンダの内周面にNi基複合めっき処理等の表面処理を施す摺動性向上策が提案されている。
【０００６】
一方、エンジンの高回転・高出力化の要請に伴い熱負荷の増大するエンジンでは、ブローバイ対策としてガスシール性を向上させるために、従来から、ピストンリングの張力を高く設定していた。特開平９-19757号公報、特開平６-322459 号公報に記載された技術はいずれも、このような高ピストンリング張力に対応したシリンダ側からの摺動性向上策である。
【０００７】
【発明の解決しようとする課題】
しかし、最近では、地球環境保全の観点から、内燃機関の低燃費化がさらに強く要求されている。このような内燃機関への動向に対応して、内燃機関の摺動部材であるピストンリングには低摩擦力を得るために低い張力とすることが求められている。しかしながら、特開平９-19757号公報、特開平６-322459 号公報に記載された技術で製造されたシリンダはピストンリングと組み合わせて摺動する場合にピストンリングの張力を高い張力とすることを想定している。したがって、低張力用のピストンリングをこれらシリンダと組み合わせて使用する場合には、最適なシリンダとピストンリングの組み合わせにならないという問題がある。
【０００８】
さらに、特開平９-19757号公報、特開平６-322459 号公報に記載された技術では、シリンダの加工工程が複雑であり、製造コストの高騰を招くという問題もあった。
このようなことから、摺動時の摩擦力が低く、かつ安価なシリンダとピストンリングとの組み合わせが強く要望されていた。
【０００９】
一方、ピストンリングは、耐摩耗性や耐スカッフ性向上、耐食性向上等の観点から、最近では、とくに第１圧力リングとしてマルテンサイト系ステンレス鋼を母材としたピストンリングが一般的に使用されている。
しかし、このマルテンサイト系ステンレス鋼製ピストンリングを、アルミニウム合金製シリンダを相手材として摺動する、とくに第１圧力リングとして使用すると、ブローバイガスの発生が多くなるという問題がある。これは、第１圧力リングとして使用したマルテンサイト系ステンレス鋼製ピストンリングが、アルミニウム合金製シリンダの熱膨張に追従できずガスシール性が低下し、 ガス吹き抜けを起こしたためであると考えられている。
【００１０】
このような問題に対し、例えば特開2000-145963 号公報には、アルミニウム合金製シリンダ用として、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からなるピストンリングが提案されている。しかしながら、特開2000-145963 号公報に記載されたピストンリングは、高い張力が負荷されることを想定したピストンリングであり、摺動時に低摩擦力を得るための低張力用ピストンリングとしては耐摩耗性、耐スカッフ性の点で不十分であるという問題を残していた。また、特開2000-145963 号公報に記載された技術では、窒化処理により窒化層を形成するが、表面に形成された脆弱な化合物層が剥離しやすいという問題が発生していた。
【００１１】
本発明は、上記した従来技術の問題を有利に解決し、摺動時の摩擦力が低く、かつシリンダーおよびピストンリング双方の摩耗量が少なく、しかも耐スカッフ性に優れ、さらに、ブローバイガスの発生が少ない、シリンダーとピストンリングとの組み合わせを提供することを目的とする。
【００１２】
【課題を解決するための手段】
本発明者らは、上記した課題を達成するために、摺動時の摩擦力を低減できるピストンリングについて鋭意検討した。その結果、ピストンリングの母材表面に硬質クロム積層めっき皮膜を形成することにより、保油性が向上し、 摺動時の摩擦抵抗を格段に低下させることができることを見いだした。また、硬質クロム積層めっき皮膜は、硬さが高々Hv900 程度であり相手攻撃性が低く、表面にこのような硬質クロム積層めっき皮膜を形成したピストンリングは、特別なシリンダライナを装着することなく直接、軟質なアルミニウム合金製シリンダ内周面と組み合わせて使用することができ、しかも、従来の高硬度ピストンリングと高硬度の粒子を含むシリンダライナとの組み合わせと同等またはそれ以上の耐摩耗性、 耐スカッフ性を示すことを見いだした。そして、このような硬質クロム積層めっき皮膜を表面に形成するピストンリングの母材を、シリンダ材であるアルミニウム合金（例えば、ADC12 、過共晶Al-Si 系合金等）の熱膨張係数に近い熱膨張係数を有するオーステナイト系ステンレス鋼とすることにより、稼動時の摩擦力を低くでき、同時に稼動時のシール性の低下もなくブローバイガスの発生を防止できることに想到した。
【００１３】
本発明は、 上記した知見に基づいて、完成されたものである。本発明の要旨は下記のとおりである。
（１）内燃機関のシリンダと該シリンダの内周面を摺動するピストンリングとの組み合わせであって、前記シリンダをアルミニウム合金製シリンダとし、前記ピストンリングを、母材がオーステナイト系ステンレス鋼となし、かつ少なくとも外周摺動面に３層以上の硬質クロムめっき層からなる硬質クロム積層めっき皮膜を形成したピストンリングとし、該硬質クロム積層めっき皮膜が、前記３層以上の硬質クロムめっき層のそれぞれには、外面側に開口する微細亀裂が分布し、該微細亀裂は深さ方向に関し自己の開口が存在する各硬質クロムめっき層内に留まる部分と、自己の開口が存在する各硬質クロムめっき層よりも下層の硬質クロムめっき層内まで延びている部分を含む、めっき皮膜であり、前記微細亀裂が、前記硬質クロム積層めっき皮膜の断面における面積率で、2.0 〜40.0％の範囲内で存在し、そのうち前記自己の開口が存在する各硬質クロムめっき層に留まる微細亀裂が1.5 〜35.0％、自己の開口が存在する各硬質クロムめっき層よりも下層の硬質クロムめっき層内まで延びている微細亀裂が0.5 〜25.0％で、前記３層以上の硬質クロムめっき層のうち、母材表面に最も近い硬質クロムめっき層の厚さを他の硬質クロムめっき層の厚さより厚くかつ80.0μｍ以下とし、最表面側の硬質クロムめっき層の厚さを母材表面に最も近い硬質クロムめっき層の厚さの次に厚くしかつ50.0μｍ以下とし、他の硬質クロムめっき層の厚さを5.0 〜30.0μｍとし、前記微細亀裂の開口部幅が0.2 μｍ以下であることを特徴とするアルミニウム合金製シリンダとピストンリングとの組み合わせ。
（２）（１）において、前記オーステナイト系ステンレス鋼が、質量％で、Ni：3.5 〜17.0％、Cr：15.0〜20.0％を含む組成のオーステナイト系ステンレス鋼であることを特徴とするアルミニウム合金製シリンダとピストンリングとの組み合わせ。
（３） (１) または (２ ) において、前記アルミニウム合金製シリンダが、ＪＩＳ ＡＤＣ１２、ＪＩＳ ＡＤＣ１０、ＪＩＳ ＡＤＣ１４のうちのいずれかに規定される組成を有するダイカスト鋳造によるアルミニウム合金製シリンダー、またはＪＩＳ ＡＣ８Ａ、ＪＩＳ ＡＣ８Ｂ、ＪＩＳ ＡＣ８Ｃのうちのいずれかに規定される組成を有する静置鋳造によるアルミニウム合金製シリンダであることを特徴とするアルミニウム合金製シリンダとピストンリングとの組み合わせ。
【００１４】
【発明の実施の形態】
本発明のシリンダとピストンリングとの組み合わせは、シリンダをアルミニウム合金製シリンダとし、特別なシリンダライナをボアに装着することなくあるいはシリンダ内周面を複合強化することなく、直接、シリンダ内周面をピストンリングの摺動面とする組み合わせである。本発明の組み合わせでは、ピストンリング母材をオーステナイト系ステンレス鋼とすること、および母材表面の少なくとも外周摺動面に３層以上の硬質クロムめっき層からなる硬質クロム積層めっき皮膜を形成すること、に特徴がある。
【００１５】
本発明で用いるピストンリングは、オーステナイト系ステンレス鋼材を母材として構成される。オーステナイト系ステンレス鋼材は、Ni：3.5 〜17.0％、Cr：15.0〜20.0％を含み、好ましくは、Ｃ：0.08％以下、Si：1.00％以下、Mn：2.00％以下を含み、あるいはさらにMo：６％以下、Cu：４％以下、Nb：１％以下、Ti：0.6 ％以下、Ｎ：0.3 ％以下の１種または２種以上を含有し、残部Feおよび不可避的不純物からなる組成とすることが好ましい。なお、延性の観点から、不可避的不純物としてのＰ、Ｓは、Ｐ：0.045 ％以下、Ｓ：0.030 ％以下とすることが好ましい。
【００１６】
つぎに、オーステナイト系ステンレス鋼材の組成限定理由について、 説明する。
Ni：3.5 〜17.0％
Niは、オーステナイト相を安定化し、熱膨張係数を増加させる作用を有する。ピストンリングの熱膨張係数を、シリンダを構成するアルミニウム合金の熱膨張係数に近い値とするために、Niは3.5 ％以上の含有を必要とする。また、17.0％を超えて含有すると、熱膨張係数が低下してくるため、本発明ではNiは3.5 〜17.0％の範囲に限定することが好ましい。
【００１７】
Cr：15.0〜20.0％
Crは、耐食性を増加するとともに、 強度を増加し耐摩耗性を向上させる元素であり、さらにオーステナイト組織を形成するための元素として、本発明では15％以上の含有を必要とする。一方、20.0％を超えて含有すると、オーステナイト組織を形成するために必要なNiの含有量をさらに増加する必要があり、コスト高となるため好ましくない。このため、本発明ではCrは15.0〜20.0％に限定することが好ましい。
【００１８】
Ni、Cr以外の成分の限定理由は下記のとおりである。
Ｃ：0.08％以下、
Ｃは、強度を増加し、オーステナイト相を安定化する元素であるが、多量に含有すると、強度が高くなりすぎ加工性が低下するとともに、熱膨張係数が低下する。このため、Ｃは0.08％以下に限定するのが好ましい。
【００１９】
Si：1.00％以下
Siは、製鋼過程で脱酸剤として必要な元素であるが、フェライト生成元素であり、多量の含有は機械的特性を劣化させるため、できるだけ低減するのが望ましいが、本発明では1.00％までは許容できる。
Mn：2.00％以下
Mnは、鋼中に固溶し強度を向上させ、オーステナイト相を安定化する作用を有するが、2.00％を超えると強度が高くなりすぎ、切削性が低下する。このため、Mnは2.00％以下に限定するのが好ましい。
【００２０】
Mo：６％以下、Cu：４％以下、Nb：１％以下、Ti：0.6 ％以下、Ｎ：0.3 ％以下の１種または２種以上
Mo、Cu、Nb、Ti、Ｎは、耐食性、強度や加工性を改善させる元素であり、必要に応じ選択して上記した範囲で含有することができる。
上記した組成範囲のオーステナイト系ステンレス鋼材としては、SUS 304,SUS 303,SUS 316が例示され、いずれも本発明で使用されるピストンリング母材として好適に適用できる。なお、本発明では、Ｃ量が0.03％以下の、低炭素系ステンレス鋼としても何ら問題は無いが、過剰な品質となり、コスト高となる。
【００２１】
上記した組成範囲のオーステナイト系ステンレス鋼材を母材として使用することにより、ピストンリングの熱膨張係数は、シリンダ材であるアルミニウム合金の熱膨張係数に近い、15×10-6／℃以上となる。これにより、シリンダ材とピストンリングとの熱膨張差が小さく、ピストンリングのシール性の低下は防止でき、ブローバイガスの発生を抑えることができる。
【００２２】
本発明で使用するピストンリングは、上記した組成範囲のオーステナイト系ステンレス鋼材を母材とし、この母材表面の少なくとも外周摺動面に３層以上の硬質クロムめっき層からなる硬質クロム積層めっき皮膜を形成する。
本発明でいう「硬質クロム積層めっき皮膜」とは、硬質クロムめっき層を３層以上積層しためっき皮膜であり、各硬質クロムめっき層のそれぞれには、摺動面側（めっき皮膜外面側）に開口する微細亀裂が分布し、この微細亀裂は深さ方向で自己の開口が存在する各硬質クロムめっき層に留まる部分 (微細亀裂）と、自己の開口が存在する各硬質クロムめっき層よりも下層の硬質クロムめっき層内まで延びている部分（微細亀裂）とを含む、めっき皮膜をいうものとする。「硬質クロム積層めっき皮膜」の一例を模式的に図１に示す。
【００２３】
図１は、母材１の外周側表面に、４層の硬質クロムめっき層２ａ，２ｂ，２ｃ，２ｄからなる硬質クロム積層めっき皮膜２が形成されたピストンリングの断面を示している。各硬質クロムめっき層には、めっき皮膜外面側に開口した微細亀裂３が分布している。
各硬質クロムめっき層には、断面が略Ｖ字状の微細亀裂が網目状に形成されており、少なくとも表面の開口部においては連続している。各硬質クロムめっき層表面では単一の微細亀裂であっても、 亀裂底部の到達深度は場所により異なっている。
【００２４】
これら微細亀裂は、母材表面に最も近い硬質クロムめっき層２ａを除けば、深さ方向に関して、自己の開口が存在する各硬質クロムめっき層内で留まる部分３ａと、自己の開口が存在する各硬質クロムめっき層より下層の硬質クロムめっき層内まで延びている部分３ｂ，３ｃとを含んでいる。微細亀裂３ｂは、亀裂が硬質クロムめっき層２層にわたる例であり、３ｃは３層にわたる例である。なお、微細亀裂は下層にまで延びている部分が下層に開口する微細亀裂と一部合体していてもよい。
【００２５】
本発明で使用するピストンリングに形成される硬質クロム積層めっき皮膜では、微細亀裂を有する硬質クロムめっき層を３層以上積層するため、各硬質クロムめっき層の外面側 (摺動面側）に開口する微細亀裂は、 上層の硬質クロムめっき層によって封孔される。このため、本発明で使用するピストンリングに形成される硬質クロム積層めっき皮膜では、摺動時に亀裂底部における応力集中が最表層の硬質クロムめっき層では発生するが、下層の硬質クロムめっき層では該めっき層に開口する微細亀裂は上層の硬質クロムめっき層により被覆、 封孔されているため、上層のめっき層が消失し微細亀裂が開口するまでは亀裂底部における応力集中の発生は防止され亀裂の進展は生じ難く、硬質クロム積層めっき皮膜の劣化が抑制される。
【００２６】
各硬質クロムめっき層に存在する微細亀裂は断面略Ｖ字状であることから、シリンダー内周面との摺動によりめっき皮膜が摩耗するにしたがい、微細亀裂の開口部面積および開口された空洞の容積はしだいに減少してゆく。しかし、本発明で使用する硬質クロム積層めっき皮膜では、上層の硬質クロムめっき層が摩耗により完全に消失すると、新たに下層に開口する微細亀裂が多数出現し、微細亀裂の開口部面積および開口された空洞の容積は再び増加する。さらに、本発明で使用する硬質クロム積層めっき皮膜では、各硬質クロムめっき層の微細亀裂が深さ方向に関し、自己の亀裂開口部が存在する層よりも下層の硬質クロムめっき層まで亀裂底部が延びている部分を含んでいるため、上層の硬質クロムめっき層が消失する寸前でも、十分な量の微細亀裂が存在する。このため、本発明の組み合わせで使用するピストンリングは、保油性に優れ、しかも硬質クロム積層めっき皮膜の摩耗が進行しても保油性の周期的な低減をまったく生じないか、 あるいは生じてもその変動幅は少ない。 したがって、本発明のシリンダーとピストンリングとの組み合わせでは、保油性の周期的低下が全くないかあってもわずかであり、一定して摩擦力を低く維持することができることになる。
【００２７】
本発明の組み合わせで使用するピストンリングの母材表面に形成される硬質クロム積層めっき皮膜には、硬質クロム積層めっき皮膜の断面における面積率で、2.0 〜40.0％の範囲内で微細亀裂が存在するように調節する。微細亀裂の全体量が2.0 ％未満では、潤滑油を保持する空洞が不足し保油性が劣化する。一方、微細亀裂の量が40.0％を超えると、皮膜の強度が不足する。
【００２８】
また、断面における面積率で、微細亀裂のうち自己の開口が存在する各硬質クロムめっき層に留まる部分が面積率で1.5 〜35.0％、自己の開口が存在する各硬質クロムめっき層よりも下層の硬質クロムめっき層内まで延びている部分が0.5 〜25.0％となるように調節することが、めっき皮膜の保油性の変動を少なくし、摺動時の摩擦力を低く一定に維持するうえで好ましい。
【００２９】
微細亀裂のうち自己の開口が存在する各硬質クロムめっき層に留まる部分の比率が1.5 ％未満では、微細亀裂の空洞が少なく保油性が低下する。一方、35.0％を超えると、２層以上にわたる微細亀裂の量が相対的に少なくなり、保油性の変動が大きくなる。
微細亀裂のうち自己の開口が存在する各硬質クロムめっき層よりも下層の硬質クロムめっき層内まで延びている部分が0.5 ％未満では、保油性の変動幅が大きくなる。一方、25.0％を超えると、摺動時の亀裂底部における応力集中の影響が下層のめっき層にまで波及するようになるため、亀裂の進展が生じやすくなり、めっき皮膜が劣化しやすくなる。
【００３０】
硬質クロム積層めっき皮膜を構成する各硬質クロムめっき層では、微細亀裂の開口部幅を0.2 μｍ以下とすることが、ピストンリングに要求される諸特性を満足し、かつ上記した範囲のめっき皮膜断面内の微細亀裂量および分布を確保する観点から好ましい。なお、微細亀裂の開口部幅が0.2 μｍ以下であることは、すべての微細亀裂の幅が0.2 μｍ以下であるか、開口部幅が0.2 μｍを超える亀裂が存在しても性能に影響を及ぼさない程度の量であることを意味する。
【００３１】
なお、硬質クロム積層めっき皮膜の、中間層を構成する各硬質クロムめっき層の厚さを5.0 〜30.0μｍとしたうえで、最表面側の硬質クロムめっき層の厚さを、他の硬質クロムめっき層の厚さより厚く、かつ50.0μｍ以下、好ましくは5.0 μｍ以上とすることがより好ましい。最表面側の硬質クロムめっき層を中間層より厚くすることにより、最表面の剛性を高くでき、ピストンリングの耐折損性が向上する。最表面側の硬質クロムめっき層の厚さが50.0μｍを超えると、摺動時の変形が最表面層に限定され皮膜全体での変形吸収能が低下する。
【００３２】
本発明の組み合わせで使用するピストンリングの母材表面に形成される硬質クロム積層めっき皮膜は３層以上の硬質クロムめっき層からなり、母材表面に最も近い硬質クロムめっき層の厚さを他の硬質クロムめっき層の厚さより厚くかつ80.0μｍ以下とし、最表面側の硬質クロムめっき層の厚さを母材表面に最も近い硬質クロムめっき層の厚さの次に厚くしかつ50.0μｍ以下とし、他の硬質クロムめっき層の厚さを5.0 〜30.0μｍとする。
【００３３】
母材表面に最も近い硬質クロムめっき層の厚さを他の硬質クロムめっき層に比べ厚く形成することにより、この硬質クロムめっき層内の微細亀裂を少なくしかつ細くすることができ、硬質クロム積層めっき皮膜全体の剛性を大きくすることができる。母材表面に最も近い硬質クロムめっき層の厚さが他の硬質クロムめっき層より薄いと、 ピストンリング母材との境界近傍の変位量を抑制する効果が少ない。また、母材表面に最も近い硬質クロムめっき層の厚さが80.0μｍを超えると、めっき皮膜全体に占める最下層の割合が大きくなって、 中間層のめっき層数が少なくなり、積層めっき皮膜の有利な特性を有効に発揮できなくなる。
【００３４】
本発明の組み合わせで使用するピストンリングの好ましい製造方法について説明する。
本発明では、好ましくは上記した組成を有するオーステナイト系ステンレス鋼材を母材として、 ピストンリングの所定形状に成形したのち、必要に応じ脱脂、洗浄、ホーニング等の前処理を施したのち、硬質クロム積層めっき処理を施す。
【００３５】
硬質クロム積層めっき処理は、母材をクロムめっき浴槽に浸漬し、めっき工程と逆電工程とを施し微細亀裂を有する硬質クロムめっき層を表面に形成する硬質クロムめっき層形成工程を、必要な積層数だけ繰り返すことからなる。
使用するクロムめっき浴は、特に限定されないが、 従来から公知である酸性のクロム酸液、フッ化浴等とすることが好ましい。母材を、このようなクロムめっき浴槽に浸漬し、電解研磨を行い母材表面を清浄化することがめっき密着性の観点から好ましい。
【００３６】
電解研磨後、めっき工程を施し、まず、母材表面に所定厚さの最下層の硬質クロムめっき層を形成する。めっき工程では、母材を陰極とし、電流密度20〜100 Ａ／ｄｍ2 としてめっきすることが好ましい。めっき厚さの調整は電流印加時間を所望めっき厚さに応じ設定することにより行うことが好ましい。ついで、比較的速い切り替え時間で極性を反転して、逆電工程を施す。最下層の硬質クロムめっき層を形成する場合には、最下層の厚さを80μｍ以下でめっき皮膜中最も厚くすることが好ましく、また微細亀裂の深さを当該最下層のクロムめっき層内で留める必要があるため、極性の切り替え時間は100 μsec 以下とすることが好ましい。逆電工程では、母材を陽極とし、電流密度20〜100 Ａ／ｄｍ2 として、 予め設定した厚さが残るように硬質クロムめっき層を溶出させる。
【００３７】
最下層の硬質クロムめっき層の上層の中間層として、さらに硬質クロムめっき層を積層するため、第２回目以降のめっき工程、逆電工程を施す。最下層の硬質クロムめっき層の逆電工程が終了したのち、再び極性を反転させ、母材を陰極とし、電流密度30〜120 Ａ／ｄｍ2 として、 めっきし、電流印加時間を調整し、所定厚さの硬質クロムめっき層を形成することが好ましい。ついで、緩慢な切り替え時間で極性を反転して、逆電工程を施す。逆電工程では、母材を陽極とし、電流密度20〜100 Ａ／ｄｍ2 として、 予め設定した厚さが残るように硬質クロムめっき層を溶出させる。中間層の硬質クロムめっき層の厚さは、5.0 〜30.0μｍの厚さとすることが好ましく、この厚さの場合にはめっき工程から逆電工程への極性の切り替え時間は100 〜2000μsec とすることが好ましい。これにより、開口部幅を0.2 μｍ以下とし、微細亀裂が単一層内に止まる部分と、２層以上に延びる部分とが混在する微細亀裂を形成することができる。
【００３８】
このようなめっき工程と逆電工程を必要な積層数だけ繰り返すことにより、所望の積層数を有する中間層（硬質クロムめっき層）を形成することができる。
必要数の中間層を形成したのち、最表面の硬質クロムめっき層を形成する。中間層の逆電工程が終了したのち、再び極性を反転させ、母材を陰極とし、電流密度30〜120 Ａ／ｄｍ2 として、 めっきし、所定厚さとなるように電流印加時間を設定し、硬質クロムめっき層を形成することが好ましい。ついで、緩慢な切り替え時間で極性を反転して、逆電工程を施す。逆電工程では、母材を陽極とし、電流密度20〜100 Ａ／ｄｍ2 として、 予め設定した厚さが残るように電流印加時間を設定し、硬質クロムめっき層を溶出させる。最表面層の硬質クロムめっき層の厚さは、5.0 〜50.0μｍの厚さとすることが好ましく、この厚さの場合にはめっき工程から逆電工程への極性の切り替え時間は100 〜2000μsec とすることが好ましい。これにより、開口部幅を0.2 μｍ以下とし、微細亀裂が単一層内に止まる部分と、２層以上に延びる部分とが混在する微細亀裂を形成することができる。
【００３９】
上記した工程により、母材表面の少なくとも外周側（摺動面）に硬質クロム積層めっき皮膜を形成したピストンリングとすることができる。硬質クロム積層めっき皮膜はピストンリング母材との密着性に優れ、ピストンリングの耐久性が向上するという効果を示す。
このようなピストンリングを、ピストンに組み込み、軟質なアルミニウム合金製シリンダーボアと直接組み合わせて摺動 (使用）しても、保油性に優れているため、耐摩耗性、耐スカッフ性を従来の組み合わせ並あるいはそれ以上とすることができる。本発明の組み合わせによれば、特別なシリンダーライナを装備することなく、また、シリンダに特殊な複合強化を施すことなく、軟質なアルミニウム合金製シリンダと直接組み合わせて使用することができ、シリンダ (シリンダブロック）製造工程の単純化、製造コストの低減が可能となるという顕著な効果を示す。
【００４０】
また、本発明では、ピストンリング母材としてオーステナイト系ステンレス鋼を用いるため、稼動時にピストンリングとアルミニウム合金製シリンダとの熱膨張差が少なく、ピストンリングのガスシール性の低下が認められず、したがって、ブローバイガスの発生を防止できるという効果を示す。
また、上記したように母材表面の少なくとも外周側（摺動面側）に硬質クロム積層めっきを形成したピストンリングに組み合わせて使用できるアルミニウム合金製シリンダは、ダイカスト鋳造法により製造された鋳造品、すなわちJIS H 5302に規定される、アルミニウム合金ダイカストがいずれも好適に利用できる。なかでも、ＡＤＣ１２、ＡＤＣ１０、ＡＤＣ１４のうちのいずれかに規定される組成を有するアルミニウム合金ダイカストが好ましい。なお、ダイカスト法で形成されたアルミニウム合金鋳造品は冷却速度が速いため、 組織が微細化し、硬さも高くなり、 引張強さを向上させることができる。
【００４１】
また、アルミニウム合金製シリンダは、静置鋳造法で製造された鋳造品としても何ら問題はない。静置鋳造法で製造された鋳造品の場合は、JIS H 5202 に規定される、アルミニウム合金鋳物がいずれも好適に利用できる。なかでも、ＡＣ８Ａ、ＡＣ８Ｂ、ＡＣ８Ｃのうちのいずれかに規定される組成を有するアルミニウム合金鋳物が好ましい。静置鋳造法はシリンダブロックのような大きな形状の鋳造品の製造には適していないため、静置鋳造法を利用する場合には、スリーブのような薄形状として、鋳込むことも可能である。
【００４２】
本発明の組み合わせで使用するシリンダの製造方法は、特に限定されるものではなく、通常公知の方法がいずれも適用できる。たとえば、所定の組成を有するアルミニウム合金溶湯を溶製し、所定の寸法形状に組み立てられた鋳型に高圧鋳造法、あるいは静置鋳造にて鋳込み、あるいはさらに溶湯鍛造を施した後、さらに内周面を所定の表面形状とする加工（ホーニング加工）を施すことが好ましい。
【００４３】
【実施例】
オーステナイト系ステンレス鋼(SUS 304：Ｃ：0.06質量％、Si：0.90質量％、Mn：1.5 質量％、Ｐ：0.02質量％、Ｓ：0.02質量％、Cr：18質量％、Ni：8 質量％、残部Fe）、マルテンサイト系ステンレス鋼(SUS 440：Ｃ：0.85質量％、Si：0.40質量％、Mn：0.30質量％、Cr：17.0質量％、Ｐ：0.03質量％、Ｓ：0.02質量％、Mo：1.0 質量％、Ｖ：0.1 質量％、残部Fe）を素材として、 所定の寸法形状のピストンリング母材を作製した。これらピストンリング母材に、 前処理として脱脂、洗浄、液体ホーニングを施したのち、めっき浴槽に浸漬した。なお、めっき浴は、従来公知のフッ化浴とした。
【００４４】
まず、めっき浴槽内で、電流密度：60Ａ／dm2 、印加時間：20ｓの条件で電解研磨を行った。ついで、極性を反転して、母材を陰極とし、電流密度：60Ａ／dm2 、印加時間：30min の条件でめっきするめっき工程と、引き続き、750 μs の極性切り替え時間で極性を反転し、母材を陽極とし、電流密度：60Ａ／dm2 、印加時間：90ｓの条件で逆電工程を施し、最下層の硬質クロムめっき層を形成した。
【００４５】
ついで、再び、極性を反転し、母材を陰極とし、電流密度：60Ａ／dm2 、印加時間：15min の条件でめっきするめっき工程と、引き続き、750 μs の極性切り替え時間で極性を反転し、母材を陽極とし、電流密度：60Ａ／dm2 、印加時間：90ｓの条件で逆電工程を施し、表１に示す厚さの硬質クロムめっき層（中間層）を形成した。このような中間層のめっき工程と逆電工程を、さらに10回繰り返し、合計10層の中間層を形成した。
【００４６】
ついで、再び極性を反転し、母材を陰極とし、電流密度：60Ａ／dm2 、印加時間：20min の条件でめっきするめっき工程により最表面層を形成した。なお、最表面層では逆電工程は省略した。ただし、めっき後の加工により、最表面のめっき層は研削されるため、摺動面は微細亀裂を有する面となる。また、ピストンリングの上下コーナー付近の削られない部位は、下層のめっき層を保護する。
【００４７】
また、めっき工程と逆電工程の条件を変化し、微細亀裂量が少ない場合、微細亀裂量が多い場合、単一層内に留まる亀裂量が多い場合、２層間に延びる亀裂量が多い場合の硬質クロム積層めっき皮膜を形成し、比較例とした。
このような層厚、微細亀裂量分布の異なる硬質クロム積層めっき皮膜を形成したピストンリングを、アルミニウム合金製シリンダーボアと表１に示すように組み合わせて、ブローバイガス発生量の測定、摩耗試験およびスカッフ試験を実施した。
【００４８】
なお、ピストンリングに組み合わせる相手材としてのシリンダーは、ＪＩＳ ＡＤＣ１２またはＡＤＣ１０組成のアルミニウム合金ダイカストとし、表面は研磨加工を施し、表面粗さをRz：２μｍとした。一部のシリンダーはＪＩＳ ＡＣ８Ａ組成の静置鋳造法によるアルミニウム合金製とした。
ピストンリング表面に形成されためっき層の厚さ、積層数、皮膜中の微細亀裂量、微細亀裂の割合、およびピストンリングとシリンダーとの組み合わせ条件を表１に示す。
【００４９】
なお、同じめっき浴槽を用いて同様なめっき工程および逆電工程を１回施し、単層の硬質クロムめっき皮膜を形成したピストンリングを作製し、従来例とした。また、母材表面にガス窒化層（窒化層厚：70μｍ、窒化層硬さ：Hv1100）を形成したピストンリングを比較例の１つとした。
【００５０】
【表１】
ブローバイガス発生量の測定方法は、下記のとおりとした。
（１）ブローバイガス発生量の測定
外周摺動面に、表１に示す硬質クロム積層めっき皮膜を形成したピストンリング（No. １、No. 10）を試験材として、 第１圧力リングに使用した。第２圧力リングおよびオイルリングは、従来型のピストンリング（材質：FC250 ）を使用した。なお、第１圧力リングの合口の隙間幅は0.3 mm、第２圧力リングの合口の隙間幅は0.5 mm、オイルリングの合口の隙間幅は0.2 mmに設定した。
【００５２】
これら圧力リング、オイルリングを用いて、アルミニウム合金（ACD12 ）製シリンダのエンジンでブローバイガス発生量を測定した。測定は、各回転数でエンジンを回転させブローバイガス量（l/min ）を測定した。これらの結果から、6000rpm-WOT （ワイドオープンスロットル）でのＰmax を65kg/cm2としてブローバイガス量を算出した。
【００５３】
得られた結果を図２に示す。なお、ブローバイ比は、比較例であるマルテンサイト系ステンレス鋼を母材とするピストンリング（組み合わせNo.10) のブローバイガス量の最大値を100 として、それに対する相対比で表示している。
摩耗試験およびスカッフ試験の試験条件はつぎのとおりとした。
（２）摩耗試験
アムスラー型摩耗試験機を使用して、得られたピストンリングより固定片を削り出し、相手材である回転片（シリンダー内周面相当）の半分を油に浸漬し荷重をかけながら固定片に接触させて下記に示す条件で摩耗試験を行った。
【００５４】
潤滑油：タービン油（＃100 ）
油温：80℃
周回転速度：478 ｒｐｍ
荷重：80kgf
時間：７ｈ
試験後、固定片（ピストンリング相当）および相手材（シリンダー内周面）の摩耗量を粗さ計による段差プロフィールで測定した。従来例を基準（＝１）として、基準値に対する相対値（摩耗量比）で評価した。
【００５５】
摩耗量比は、１より小さい場合が従来例より、摩耗量が少ないことを示しており、数値が１より小さい方が望ましい。
（３）スカッフ試験
アムスラー型摩耗試験機を使用して、得られたピストンリングより固定片を削り出し、相手材である回転片（シリンダー内周面相当）に油を付着させ、荷重をかけながら固定片に接触させて、下記に示す条件で、荷重を10kgf/min の割合で線形連続的に増加させ続け、スカッフが発生して負荷信号が発生した時点の荷重をスカッフ限界荷重とした。
【００５６】
潤滑油：２号スピンドル油
油温：成りゆき
周回転速度：478 ｒｐｍ
なお、従来例を基準（＝１）として、基準値に対する相対値（スカッフ限界荷重比）で評価した。スカッフ限界荷重比は、１より大の場合が、従来例よりスカッフ荷重が高いことを示しており、数値が大きい方が望ましい。
【００５７】
さらに、外周摺動面に、表１に示す硬質クロム積層めっき皮膜、硬質クロムめっき皮膜、をそれぞれ形成したピストンリングについて、疲労強度試験および皮膜衝撃強度試験を実施した。
疲労強度試験、皮膜衝撃強度試験の試験条件は下記のとおりである。
（４）疲労強度試験
リング実体型疲労試験機を使用し、ピストンリングに所定の荷重を負荷しながら、繰り返し速度を 2000cycle／min として107 回繰り返した。所定の荷重にて107 回をクリアしたら荷重の段階を上げて同様の速度で107 回繰り返した。107 回をクリアできた最も大きい荷重を、被試験材の疲労強度（MPa ）とした。
【００５８】
なお、従来例の疲労強度（MPa ）を基準（＝１）として基準値に対する相対値（疲労強度比）で疲労強度を評価した。疲労強度比は１より大の場合が従来例より、疲労強度が高いことを示しており、数値が大きい方が望ましい。
（５）皮膜衝撃強度試験
自社オリジナルの衝撃試験機を使用し、被試験材（ピストンリング）のリングコーナー45゜にストーク 1.5mmで打撃することによりめっき皮膜の剥離が発生するまで所定荷重の衝撃エネルギーを加え続け、剥離発生までの打撃回数を測定した。
【００５９】
なお、従来例の剥離発生までの打撃回数を基準（＝１）として、基準値に対する相対値（皮膜衝撃強度比）で皮膜衝撃強度を評価した。皮膜衝撃強度比は、１より大の場合が従来例より耐剥離性に優れていることを示しており、数値が大きい方が望ましい。
得られた結果を表２に併記する。
【００６０】
【表２】
本発明例（No.1〜No.3）はいずれも、ピストンリング摩耗量比、シリンダー内周面摩耗量比が１より小さく、従来例より摩耗量が少なくなっており、耐摩耗性にすぐれた組み合わせとなっている。また、本発明例はいずれも、スカッフ限界荷重比が１より大きく従来例より高いスカッフ限界荷重を示しており、耐焼付き性に優れた組み合わせとなっている。更に本発明例は、いずれも疲労強度比及び皮膜衝撃強度比が、従来例及び比較例より高い値を示し、耐疲労性、耐皮膜衝撃性に優れたピストンリング皮膜となっている。
【００６２】
なお、比較例（No.4）はピストンリングめっき皮膜中の微細亀裂量が少ないため、ピストンリング摩耗量が多く、スカッフ限界荷重も低い。比較例（No.5）はピストンリングめっき皮膜中の微細亀裂量が多いため、ピストンリング摩耗量が少なく、またスカッフ限界荷重も高いが、ピストンリングめっき皮膜の疲労強度比及び皮膜衝撃強度比は低い。比較例（No.6）はピストンリングめっき皮膜中の単一層内に溜まる微細亀裂量が多いため、ピストンリング摩耗量が少なく、スカッフ限界荷重が高いが、疲労強度比及び皮膜衝撃強度比が低くなっている。比較例（No.7）はピストンリングめっき皮膜中の２層間に延びる微細亀裂量が多いため、ピストンリング摩耗量が少なく、スカッフ限界荷重が高いが、疲労強度比が低くなっている。比較例（No.8）はガス窒化膜を形成した例であり、皮膜が硬いため、ピストンリング摩耗量は少ないが、アルミニウム合金製シリンダに対しての相手攻撃性が高いため、シリンダ内周面摩耗量が多く、また保油性がないため、スカッフ限界荷重が低い。
【００６３】
また、比較例（No.10 〜No.12 ）は、ピストンリング母材をマルテンサイト系ステンレス鋼SUS 440 とした以外は、本発明例と同様の硬質クロム積層めっき皮膜を形成しており、耐摩耗性、耐焼付き性にすぐれた組み合わせとなっており、また、耐疲労性、耐皮膜衝撃性に優れたピストンリング皮膜となっている。
図２から、本発明例（No.1）のブローバイ比は、マルテンサイト系ステンレス鋼を母材とする比較例（No.10 ）に比べ低い。このことから本発明は、ガスシール性の低下が少なく、ブローバイガスの発生量を抑制することができることがわかる。
【００６４】
このように、本発明のピストンリングとシリンダとの組み合わせによれば、シリンダライナを必要とせず、直接アルミ合金製シリンダとピストンリングを組み合わせて摺動させることができ、しかもブローバイガスの発生を抑制することができるという顕著な効果を示す。
【００６５】
【発明の効果】
本発明によれば、摺動時の摩擦力が低く、かつシリンダおよびピストンリング双方の摩耗量が少なく、しかも耐スカッフ性に優れ、シリンダをアルミニウム合金製としてもブローバイガスの発生を抑制できるシリンダとピストンリングとの組み合わせを提供することができ、産業上格段の効果を奏する。また、シリンダライナを必要とせず、ピストンリングを軟質なシリンダー内周面と直接組み合わせることができ，エンジンの製造コストを顕著に低減できるという効果もある。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に好適な硬質クロム積層めっき皮膜の断面構造を模式的に示す説明図である。
【図２】実施例と比較例のブローバイ化を示すグラフである。
【符号の説明】
１ ピストンリング母材
２ 硬質クロム積層めっき皮膜
２ａ，２ｂ，２ｃ，２ｄ 硬質クロムめっき層
３ａ 単一層内に留まる微細亀裂
３ｂ ２層に延びる微細亀裂
３ｃ ３層に延びる微細亀裂[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to an internal combustion engine, and more particularly, to a combination of a cylinder and a piston ring in an aluminum alloy internal combustion engine.
[0002]
[Prior art]
In recent years, from the viewpoint of global environmental conservation, internal combustion engines have been required to be lighter, improve fuel consumption, and the like. In accordance with such trends, piston rings for internal combustion engines have been made as thin as possible in terms of shape, and various improvements have been made in terms of material from cast iron to stainless steel. In recent piston rings, high-hardness martensitic stainless steel is generally used as the base material for piston rings in order to reduce weight, improve wear resistance, and scuff resistance. Used with surface hardening treatment such as plating.
[0003]
On the other hand, a cylinder, which is a counterpart material for sliding of the piston ring, has been conventionally made of an iron-based material such as cast iron because of required mechanical characteristics. However, since a cylinder made of an iron-based material is heavy, it cannot satisfy the recent demand for weight reduction of an internal combustion engine, and recently, an engine made of an aluminum alloy is becoming common. However, since aluminum alloy cylinders are soft, avoid direct sliding between the hardened piston ring and the inner surface of the soft aluminum alloy cylinder. The wear resistance of the inner peripheral surface of the aluminum alloy cylinder is ensured.
[0004]
As such a cylinder liner, a cast iron cylinder liner has been generally used. Recently, however, a cylinder liner has been proposed that uses aluminum alloy to reduce weight and considers improved sliding characteristics. For example, JP-A-9-19757 discloses a hypereutectic aluminum-silicon alloy cylinder liner in which hard primary silicon crystals and intermetallic compounds are exposed on a sliding surface.
[0005]
Japanese Laid-Open Patent Publication No. 6-322459 discloses an aluminum alloy cylinder in which the sliding surface portion is reinforced with a reinforcing material that is a mixture of short alumina fibers and non-spherical mullite particles, thereby improving wear resistance and scuff resistance. A sliding member has been proposed.
Japanese Patent Application Laid-Open No. 5-86964 proposes a slidability improvement measure in which an inner peripheral surface of an aluminum alloy cylinder is subjected to a surface treatment such as a Ni-based composite plating treatment.
[0006]
On the other hand, in an engine whose thermal load increases with a demand for higher engine speed and higher output, conventionally, the tension of the piston ring has been set high in order to improve the gas sealing performance as a measure against blow-by. The techniques described in JP-A-9-19757 and JP-A-6-322459 are all measures for improving the slidability from the cylinder side corresponding to such high piston ring tension.
[0007]
[Problem to be Solved by the Invention]
However, recently, from the viewpoint of global environmental conservation, there is a strong demand for lower fuel consumption of internal combustion engines. In response to such a trend toward internal combustion engines, piston rings that are sliding members of internal combustion engines are required to have a low tension in order to obtain a low frictional force. However, it is assumed that the cylinder manufactured by the technique described in JP-A-9-19757 and JP-A-6-322459 has a high tension on the piston ring when sliding in combination with the piston ring. doing. Therefore, when a low-tension piston ring is used in combination with these cylinders, there is a problem that the optimum combination of cylinder and piston ring is not achieved.
[0008]
Further, the techniques described in Japanese Patent Application Laid-Open Nos. 9-19757 and 6-322459 have a problem that the machining process of the cylinder is complicated and the manufacturing cost increases.
For this reason, there has been a strong demand for a combination of a cylinder and a piston ring that has a low frictional force during sliding and is inexpensive.
[0009]
On the other hand, with regard to piston rings, from the viewpoint of improving wear resistance, scuff resistance, corrosion resistance, etc., recently, piston rings made of martensitic stainless steel as a base material are generally used as the first pressure ring. Yes.
However, when this martensitic stainless steel piston ring is slid using an aluminum alloy cylinder as a mating member, particularly as a first pressure ring, there is a problem that blow-by gas is increased. This is thought to be because the martensitic stainless steel piston ring used as the first pressure ring was unable to follow the thermal expansion of the aluminum alloy cylinder, resulting in poor gas sealing and gas blowout. .
[0010]
For such a problem, for example, Japanese Patent Laid-Open No. 2000-145963 discloses 15 × 10 5 for an aluminum alloy cylinder.-6A piston ring made of austenitic stainless steel having a thermal expansion coefficient of / ° C. or higher has been proposed. However, the piston ring described in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2000-145963 is a piston ring that is assumed to be loaded with high tension, and is not suitable as a low-tension piston ring for obtaining a low frictional force during sliding. The problem was insufficient in terms of wear and scuff resistance. Further, in the technique described in Japanese Patent Application Laid-Open No. 2000-145963, a nitride layer is formed by nitriding treatment, but there is a problem that a fragile compound layer formed on the surface is easily peeled off.
[0011]
The present invention advantageously solves the problems of the prior art described above, has a low frictional force during sliding, has a small amount of wear on both the cylinder and the piston ring, has excellent scuff resistance, and generates blow-by gas. An object of the present invention is to provide a combination of a cylinder and a piston ring with a small amount.
[0012]
[Means for Solving the Problems]
In order to achieve the above-described problems, the present inventors diligently studied a piston ring that can reduce the frictional force during sliding. As a result, it has been found that by forming a hard chromium laminated plating film on the surface of the base material of the piston ring, the oil retention is improved and the frictional resistance during sliding can be significantly reduced. In addition, the hard chromium multilayer plating film has a hardness of at most about Hv900 and has a low opponent attack, and the piston ring with such a hard chromium multilayer plating film formed on the surface can be directly used without attaching a special cylinder liner. It can be used in combination with the inner surface of a cylinder made of a soft aluminum alloy, and is equivalent to or better than the conventional combination of a high-hardness piston ring and a cylinder liner containing high-hardness particles. It was found to show scuffing. The base material of the piston ring that forms such a hard chromium multilayer plating film on the surface is a heat that is close to the thermal expansion coefficient of the aluminum alloy (for example, ADC12, hypereutectic Al-Si alloy, etc.) that is the cylinder material. It was conceived that by using austenitic stainless steel having an expansion coefficient, the frictional force during operation can be lowered, and at the same time, generation of blow-by gas can be prevented without deterioration in sealing performance during operation.
[0013]
The present invention has been completed based on the above findings. The gist of the present invention is as follows.
(1) A combination of a cylinder of an internal combustion engine and a piston ring that slides on the inner peripheral surface of the cylinder, wherein the cylinder is an aluminum alloy cylinder, and the piston ring is made of austenitic stainless steel. And at least on the outer peripheral sliding surface3A piston ring formed with a hard chromium multilayer plating film composed of a hard chromium plating layer of more than one layer, the hard chromium multilayer plating film,3In each of the hard chrome plating layers equal to or higher than the layer, fine cracks that open to the outer surface side are distributed, and the fine cracks have a portion that stays in each hard chrome plating layer in which their own openings exist in the depth direction, It is a plating film that includes a portion extending into the hard chrome plating layer below each hard chrome plating layer where openings are present.BeforeThe fine cracks are present in the range of 2.0 to 40.0% in terms of the area ratio in the cross section of the hard chromium multilayer plating film, of which 1.5 to 35.0 fine cracks remain in each hard chromium plating layer where the self opening exists. %, 0.5-25.0% of microcracks extending into the hard chrome plating layer below each hard chrome plating layer with its own opening,Of the three or more hard chromium plating layers, the thickness of the hard chromium plating layer closest to the base metal surface is thicker than the thickness of the other hard chromium plating layer and 80.0 μm or less, and the hard chromium plating layer on the outermost surface side The thickness of the hard chromium plating layer closest to the surface of the base metal is thickened to 50.0 μm or less, and the thickness of the other hard chromium plating layer is 5.0 to 30.0 μm. A combination of an aluminum alloy cylinder and a piston ring characterized by a width of 0.2 μm or less.
(2) (1)The austenitic stainless steel is an austenitic stainless steel having a composition containing Ni: 3.5 to 17.0% and Cr: 15.0 to 20.0% by mass%, and an aluminum alloy cylinder and a piston ring, Combination.
(3(1)Or (2 ) InThe aluminum alloy cylinder is a die-cast aluminum alloy cylinder having a composition defined in any one of JIS ADC12, JIS ADC10, and JIS ADC14, or JIS AC8A, JIS AC8B, and JIS AC8C. A combination of an aluminum alloy cylinder and a piston ring, characterized by being an aluminum alloy cylinder by stationary casting having a composition defined in any one of them.
[0014]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
The combination of the cylinder and the piston ring of the present invention is such that the cylinder is made of an aluminum alloy, and the cylinder inner peripheral surface is directly connected without attaching a special cylinder liner to the bore or without strengthening the cylinder inner peripheral surface. This is a combination as a sliding surface of the piston ring. In the combination of the present invention, the piston ring base material is austenitic stainless steel, and at least the outer peripheral sliding surface of the base material surface3It is characterized in that a hard chromium multilayer plating film composed of hard chromium plating layers equal to or more than one layer is formed.
[0015]
The piston ring used in the present invention is composed of an austenitic stainless steel material as a base material. The austenitic stainless steel material includes Ni: 3.5 to 17.0%, Cr: 15.0 to 20.0%, preferably C: 0.08% or less, Si: 1.00% or less, Mn: 2.00% or less, or Mo: 6 % Or less, Cu: 4% or less, Nb: 1% or less, Ti: 0.6% or less, N: 0.3% or less, or one or two or more of the remaining Fe and inevitable impurities. preferable. From the viewpoint of ductility, P and S as inevitable impurities are preferably P: 0.045% or less and S: 0.030% or less.
[0016]
Next, the reason for limiting the composition of the austenitic stainless steel material will be described.
Ni: 3.5 to 17.0%
Ni has the effect of stabilizing the austenite phase and increasing the thermal expansion coefficient. In order to make the thermal expansion coefficient of the piston ring close to the thermal expansion coefficient of the aluminum alloy constituting the cylinder, Ni needs to be contained in an amount of 3.5% or more. Further, if the content exceeds 17.0%, the thermal expansion coefficient decreases, so in the present invention, Ni is preferably limited to the range of 3.5 to 17.0%.
[0017]
Cr: 15.0-20.0%
Cr is an element that increases the corrosion resistance, increases the strength and improves the wear resistance, and further needs to contain 15% or more as an element for forming an austenite structure in the present invention. On the other hand, if the content exceeds 20.0%, it is necessary to further increase the Ni content necessary for forming the austenite structure, which is not preferable because the cost increases. For this reason, in the present invention, Cr is preferably limited to 15.0 to 20.0%.
[0018]
The reasons for limiting the components other than Ni and Cr are as follows.
C: 0.08% or less,
C is an element that increases the strength and stabilizes the austenite phase, but if contained in a large amount, the strength becomes too high and the workability is lowered and the thermal expansion coefficient is lowered. For this reason, C is preferably limited to 0.08% or less.
[0019]
Si: 1.00% or less
Si is an element necessary as a deoxidizer in the steelmaking process, but it is a ferrite-forming element. Since a large amount deteriorates mechanical properties, it is desirable to reduce it as much as possible. acceptable.
Mn: 2.00% or less
Mn dissolves in the steel to improve the strength and stabilize the austenite phase. However, if it exceeds 2.00%, the strength becomes too high and the machinability deteriorates. For this reason, Mn is preferably limited to 2.00% or less.
[0020]
One or more of Mo: 6% or less, Cu: 4% or less, Nb: 1% or less, Ti: 0.6% or less, N: 0.3% or less
Mo, Cu, Nb, Ti, and N are elements that improve the corrosion resistance, strength, and workability, and can be selected as necessary and contained in the above-described range.
Examples of the austenitic stainless steel material having the composition range described above include SUS 304, SUS 303, and SUS 316, and any of them can be suitably applied as a piston ring base material used in the present invention. In the present invention, there is no problem even with a low carbon stainless steel having a C content of 0.03% or less, but the quality becomes excessive and the cost increases.
[0021]
By using the austenitic stainless steel material of the composition range described above as a base material, the thermal expansion coefficient of the piston ring is close to the thermal expansion coefficient of the aluminum alloy that is the cylinder material, 15 × 10-6/ ° C or higher. Thereby, the difference in thermal expansion between the cylinder material and the piston ring is small, the deterioration of the sealing performance of the piston ring can be prevented, and the generation of blow-by gas can be suppressed.
[0022]
The piston ring used in the present invention is based on the austenitic stainless steel material having the composition range described above, and at least the outer peripheral sliding surface of the base material surface.3A hard chrome multilayer plating film composed of at least one hard chrome plating layer is formed.
In the present invention, “hard chrome multilayer plating film” means a hard chrome plating layer.3Each of the hard chromium plating layers has fine cracks that open on the sliding surface side (plating film outer surface side), and each micro crack has its own opening in the depth direction. Plating including a portion that stays in each hard chrome plating layer (fine crack) and a portion that extends to the lower hard chrome plating layer (fine crack) below each hard chrome plating layer in which its own opening exists It shall be a film. An example of the “hard chromium laminated plating film” is schematically shown in FIG.
[0023]
FIG. 1 shows a cross section of a piston ring in which a hard chromium laminated plating
Each hard chromium plating layer is formed with a fine crack having a substantially V-shaped cross section in a mesh shape, and is continuous at least in the opening on the surface. Even if there is a single microcrack on the surface of each hard chrome plating layer, the depth at which the crack reaches the bottom varies depending on the location.
[0024]
Except for the hard
[0025]
In the hard chrome laminated plating film formed on the piston ring used in the present invention, a hard chrome plating layer having a fine crack is formed.3Since more than one layer is laminated, the fine cracks opening on the outer surface side (sliding surface side) of each hard chromium plating layer are sealed by the upper hard chromium plating layer. For this reason, in the hard chromium multilayer plating film formed on the piston ring used in the present invention, stress concentration at the crack bottom occurs during sliding in the outermost hard chromium plating layer, but in the lower hard chromium plating layer, The fine cracks that open in the plating layer are covered and sealed with the upper hard chrome plating layer, so stress concentration at the bottom of the crack is prevented until the upper plating layer disappears and the fine cracks are opened. Progression is unlikely to occur, and deterioration of the hard chromium multilayer plating film is suppressed.
[0026]
Since the fine cracks present in each hard chromium plating layer have a substantially V-shaped cross section, as the plating film wears due to sliding with the inner peripheral surface of the cylinder, the opening area of the fine cracks and the open cavity The volume gradually decreases. However, in the hard chromium multilayer plating film used in the present invention, when the upper hard chromium plating layer completely disappears due to wear, a large number of fine cracks newly opened in the lower layer appear, and the opening area and opening of the fine cracks are increased. The cavity volume increases again. Furthermore, in the hard chrome multilayer plating film used in the present invention, the cracks of the hard chrome plating layer extend to the hard chrome plating layer that is lower than the layer in which the self crack opening exists in the depth direction. Therefore, a sufficient amount of microcracks exist even before the upper hard chromium plating layer disappears. For this reason, the piston ring used in the combination of the present invention has excellent oil retention, and even if the wear of the hard chromium multilayer plating film progresses, it does not cause any periodic reduction in oil retention, or even if it occurs. The fluctuation range is small. Therefore, in the combination of the cylinder and the piston ring of the present invention, there is little or no periodic decrease in the oil retaining property, and the frictional force can be constantly kept low.
[0027]
The hard chromium multilayer plating film formed on the base material surface of the piston ring used in the combination of the present invention has a fine crack within a range of 2.0 to 40.0% in the area ratio in the cross section of the hard chromium multilayer plating film. To adjust.If the total amount of microcracks is less than 2.0%, the cavity for retaining the lubricating oil is insufficient and the oil retention is deteriorated. On the other hand, when the amount of fine cracks exceeds 40.0%, the strength of the film is insufficient.
[0028]
In addition, the area ratio in the cross section, the portion of the microcrack that remains in each hard chrome plating layer with its own opening is 1.5 to 35.0% in area ratio, lower than each hard chrome plating layer with its own opening It is preferable to adjust so that the portion extending into the hard chrome plating layer is 0.5 to 25.0% in order to reduce the fluctuation of the oil retention of the plating film and to keep the frictional force during sliding low and constant. .
[0029]
If the ratio of the portion remaining in each hard chrome plating layer having its own opening in the fine crack is less than 1.5%, the fine crack cavities are few and the oil retaining property is lowered. On the other hand, if it exceeds 35.0%, the amount of fine cracks over two or more layers is relatively reduced, and the oil retention fluctuation is increased.
If the portion extending into the hard chrome plating layer below the hard chrome plating layer having its own opening in the microcrack is less than 0.5%, the fluctuation range of the oil retaining property becomes large. On the other hand, if it exceeds 25.0%, the stress concentration at the bottom of the crack at the time of sliding spreads to the lower plating layer, so that the crack tends to develop and the plating film tends to deteriorate.
[0030]
Each hard chromium plating layer that composes the hard chromium multilayer plating filmsoIs, FineThe fine crack opening width is preferably 0.2 μm or less from the viewpoint of satisfying various characteristics required for the piston ring and ensuring the amount and distribution of fine cracks in the cross section of the plating film in the above-described range. Note that the opening width of micro cracks is 0.2 μm or less, which means that the performance is affected even if the width of all micro cracks is 0.2 μm or less, or there is a crack with an opening width exceeding 0.2 μm. It means no amount.
[0031]
In addition, after setting the thickness of each hard chromium plating layer that constitutes the intermediate layer of the hard chromium multilayer plating film to 5.0 to 30.0 μm, the thickness of the hard chromium plating layer on the outermost surface is changed to another hard chromium plating. More preferably, the thickness is larger than the thickness of the layer and is 50.0 μm or less, preferably 5.0 μm or more. By making the outermost hard chromium plating layer thicker than the intermediate layer, the rigidity of the outermost surface can be increased and the breakage resistance of the piston ring is improved. When the thickness of the hard chromium plating layer on the outermost surface side exceeds 50.0 μm, deformation at the time of sliding is limited to the outermost surface layer, and the deformation absorbing ability of the entire film is lowered.
[0032]
BookHard chromium multilayer plating film formed on the base material surface of the piston ring used in the combination of the inventionIsIt consists of 3 or more hard chrome plating layersRThe thickness of the hard chrome plating layer closest to the base metal surface is made thicker than that of other hard chrome plating layers and not more than 80.0 μm, and the thickness of the hard chrome plating layer on the outermost surface side is closest to the base material surface. Next to the thickness of the chromium plating layer, the thickness should be 50.0 μm or less, and the thickness of the other hard chromium plating layer should be 5.0 to 30.0 μm..
[0033]
By forming the hard chrome plating layer closest to the base metal surface thicker than other hard chrome plating layers, it is possible to reduce and reduce the fine cracks in this hard chrome plating layer, and to make the hard chrome laminate The rigidity of the entire plating film can be increased. If the thickness of the hard chromium plating layer closest to the base metal surface is thinner than other hard chromium plating layers, the effect of suppressing the displacement near the boundary with the piston ring base material is small. In addition, if the thickness of the hard chromium plating layer closest to the base metal surface exceeds 80.0 μm, the proportion of the lowermost layer in the entire plating film increases, the number of intermediate plating layers decreases, and the multilayer plating film The advantageous characteristics cannot be exhibited effectively.
[0034]
A preferred method for manufacturing a piston ring used in the combination of the present invention will be described.
In the present invention, preferably, an austenitic stainless steel material having the above-described composition is used as a base material, and after molding into a predetermined shape of the piston ring, pretreatment such as degreasing, washing, and honing is performed as necessary, and then a hard chromium laminate is formed. Apply plating.
[0035]
The hard chrome multi-layer plating process involves immersing the base material in a chrome plating bath, performing a plating process and a reverse electric process, and forming a hard chrome plating layer forming process on the surface with a hard chrome plating layer having the necessary cracks. It consists of repeating a number.
The chromium plating bath to be used is not particularly limited, but it is preferable to use an acidic chromic acid solution, a fluorination bath, or the like that has been conventionally known. It is preferable from the viewpoint of plating adhesion that the base material is immersed in such a chrome plating bath and subjected to electrolytic polishing to clean the base material surface.
[0036]
After the electrolytic polishing, a plating step is performed. First, a lowermost hard chromium plating layer having a predetermined thickness is formed on the surface of the base material. In the plating process, the base material is the cathode and the current density is 20 to 100 A / dm.2It is preferable to plate as. The adjustment of the plating thickness is preferably performed by setting the current application time according to the desired plating thickness. Subsequently, the polarity is reversed at a relatively fast switching time, and a reverse electricity process is performed. When forming the lowermost hard chromium plating layer, it is preferable that the thickness of the lowermost layer is 80 μm or less to be the thickest in the plating film, and the depth of fine cracks is kept within the lowermost chromium plating layer. Since it is necessary, the polarity switching time is preferably 100 μsec or less. In the reverse electric process, the base material is the anode and the current density is 20 to 100 A / dm.2As described above, the hard chromium plating layer is eluted so that a preset thickness remains.
[0037]
In order to further stack a hard chromium plating layer as an intermediate layer on the upper layer of the lowermost hard chromium plating layer, a second plating process and a reverse electric process are performed. After the reverse electric process of the bottom hard chromium plating layer is completed, the polarity is reversed again, the base material is the cathode, and the current density is 30 to 120 A / dm.2It is preferable to form a hard chromium plating layer having a predetermined thickness by plating and adjusting the current application time. Subsequently, the polarity is reversed at a slow switching time, and a reverse electricity process is performed. In the reverse electric process, the base material is the anode and the current density is 20 to 100 A / dm.2As described above, the hard chromium plating layer is eluted so that a preset thickness remains. The thickness of the hard chromium plating layer in the intermediate layer is preferably 5.0 to 30.0 μm, and in this case, the switching time of the polarity from the plating process to the reverse electric process should be 100 to 2000 μsec. Is preferred. Thereby, the opening width is 0.2 μm or less, and a fine crack in which a portion where the fine crack stops in a single layer and a portion extending to two or more layers can be formed.
[0038]
By repeating such a plating process and a reverse electric process as many times as necessary, an intermediate layer (hard chromium plating layer) having a desired number of layers can be formed.
After forming the required number of intermediate layers, the outermost hard chromium plating layer is formed. After the intermediate layer back-end process is completed, the polarity is reversed again, the base material is the cathode, and the current density is 30 to 120 A / dm.2As described above, it is preferable to form a hard chromium plating layer by plating and setting a current application time so as to obtain a predetermined thickness. Subsequently, the polarity is reversed at a slow switching time, and a reverse electricity process is performed. In the reverse electric process, the base material is the anode and the current density is 20 to 100 A / dm.2As described above, the current application time is set so that a preset thickness remains, and the hard chromium plating layer is eluted. The thickness of the hard chromium plating layer on the outermost surface layer is preferably 5.0 to 50.0 μm. In this case, the polarity switching time from the plating process to the reverse electric process is set to 100 to 2000 μsec. It is preferable. Thereby, the opening width is 0.2 μm or less, and a fine crack in which a portion where the fine crack stops in a single layer and a portion extending to two or more layers can be formed.
[0039]
By the process described above, a piston ring having a hard chromium laminated plating film formed on at least the outer peripheral side (sliding surface) of the base material surface can be obtained. The hard chrome laminated plating film is excellent in adhesion to the piston ring base material and exhibits the effect of improving the durability of the piston ring.
Even if such a piston ring is incorporated in the piston and directly slid (used) in combination with a soft aluminum alloy cylinder bore, it has excellent oil retention, so it has a combination of wear resistance and scuff resistance. It can be moderate or better. According to the combination of the present invention, it can be used directly in combination with a cylinder made of a soft aluminum alloy without providing a special cylinder liner and without applying special composite reinforcement to the cylinder. Block) It shows a remarkable effect that the manufacturing process can be simplified and the manufacturing cost can be reduced.
[0040]
Further, in the present invention, since austenitic stainless steel is used as the piston ring base material, there is little difference in thermal expansion between the piston ring and the aluminum alloy cylinder during operation, and no reduction in the gas sealability of the piston ring is observed. The effect that generation | occurrence | production of blow-by gas can be prevented is shown.
In addition, as described above, an aluminum alloy cylinder that can be used in combination with a piston ring in which hard chromium multi-layer plating is formed on at least the outer peripheral side (sliding surface side) of the base material surface is a cast product manufactured by a die casting method, That is, any of aluminum alloy die castings defined in JIS H 5302 can be suitably used. Among these, an aluminum alloy die casting having a composition defined in any one of ADC12, ADC10, and ADC14 is preferable. In addition, since the aluminum alloy cast product formed by the die casting method has a high cooling rate, the structure becomes finer, the hardness becomes higher, and the tensile strength can be improved.
[0041]
Further, the aluminum alloy cylinder has no problem even as a cast product manufactured by the stationary casting method. In the case of a casting manufactured by the stationary casting method, any aluminum alloy casting specified in JIS H 5202 can be suitably used. Among these, an aluminum alloy casting having a composition defined by any one of AC8A, AC8B, and AC8C is preferable. Since the static casting method is not suitable for manufacturing a large-sized cast product such as a cylinder block, it can be cast as a thin shape such as a sleeve when using the static casting method. .
[0042]
The manufacturing method of the cylinder used in the combination of the present invention is not particularly limited, and any generally known method can be applied. For example, a molten aluminum alloy having a predetermined composition is melted, cast into a mold assembled in a predetermined size and shape by high-pressure casting or stationary casting, or further subjected to molten metal forging, and then the inner peripheral surface. It is preferable to apply a process (honing process) to form a predetermined surface shape.
[0043]
【Example】
Austenitic stainless steel (SUS 304: C: 0.06 mass%, Si: 0.90 mass%, Mn: 1.5 mass%, P: 0.02 mass%, S: 0.02 mass%, Cr: 18 mass%, Ni: 8 mass%, Remaining Fe), martensitic stainless steel (SUS 440: C: 0.85 mass%, Si: 0.40 mass%, Mn: 0.30 mass%, Cr: 17.0 mass%, P: 0.03 mass%, S: 0.02 mass%, Mo : 1.0 mass%, V: 0.1 mass%, the balance Fe) was used as a raw material, and a piston ring base material having a predetermined dimensional shape was produced. These piston ring base materials were subjected to degreasing, washing, and liquid honing as pretreatment, and then immersed in a plating bath. The plating bath was a conventionally known fluoride bath.
[0044]
First, in the plating bath, current density: 60A / dm2Electrolytic polishing was performed under the conditions of application time: 20 s. Next, the polarity is reversed, the base material is the cathode, and the current density is 60 A / dm.2, Application time: plating process for 30 min, followed by reversing the polarity with a polarity switching time of 750 μs, using the base material as the anode, current density: 60 A / dm2The reverse electric process was performed under the condition of application time: 90 s to form the lowermost hard chromium plating layer.
[0045]
Next, the polarity is reversed again, the base material is the cathode, and the current density is 60 A / dm.2, Application time: plating process for plating for 15 min, followed by reversing the polarity with a polarity switching time of 750 μs, using the base material as the anode, current density: 60 A / dm2Then, a reverse electric process was performed under the condition of application time: 90 s to form a hard chromium plating layer (intermediate layer) having a thickness shown in Table 1. The intermediate layer plating step and the reverse electric step were repeated 10 times to form a total of 10 intermediate layers.
[0046]
Next, the polarity is reversed again, the base material is the cathode, and the current density is 60 A / dm.2The outermost surface layer was formed by a plating process of plating under the conditions of application time: 20 min. In addition, the reverse electric process was abbreviate | omitted in the outermost surface layer. However, since the plating layer on the outermost surface is ground by processing after plating, the sliding surface becomes a surface having fine cracks. Further, the uncut portion near the upper and lower corners of the piston ring protects the lower plating layer.
[0047]
Also, when the conditions of the plating process and the reverse electric process are changed, the amount of fine cracks is small, the amount of fine cracks is large, the amount of cracks remaining in a single layer is large, the case where the amount of cracks extending between two layers is large A chromium laminated plating film was formed as a comparative example.
A piston ring formed with such a hard chromium multilayer plating film with different layer thickness and fine crack distribution is combined with an aluminum alloy cylinder bore as shown in Table 1 to measure blow-by gas generation, wear test and scuffing. The test was conducted.
[0048]
The cylinder as a mating material to be combined with the piston ring was an aluminum alloy die cast having a composition of JIS ADC12 or ADC10, the surface was polished, and the surface roughness was Rz: 2 μm. Some cylinders were made of an aluminum alloy by a static casting method having a JIS AC8A composition.
Table 1 shows the thickness of the plating layer formed on the surface of the piston ring, the number of layers, the amount of fine cracks in the film, the ratio of fine cracks, and the combination conditions of the piston ring and the cylinder.
[0049]
In addition, the same plating process and reverse electric current process were performed once using the same plating bath, and the piston ring which formed the hard chromium plating film of the single layer was produced, and it was set as the prior art example. A piston ring in which a gas nitride layer (nitride layer thickness: 70 μm, nitride layer hardness: Hv1100) was formed on the surface of the base material was taken as one of comparative examples.
[0050]
[Table 1]
The measurement method of blow-by gas generation amount was as follows.
(1) Measurement of blow-by gas generation amount
A piston ring (No. 1, No. 10) having a hard chromium laminated plating film shown in Table 1 formed on the outer peripheral sliding surface was used as a test material for the first pressure ring. As the second pressure ring and the oil ring, a conventional piston ring (material: FC250) was used. The gap width of the joint of the first pressure ring was set to 0.3 mm, the gap width of the joint of the second pressure ring was set to 0.5 mm, and the gap width of the joint of the oil ring was set to 0.2 mm.
[0052]
Using these pressure ring and oil ring, the blow-by gas generation amount was measured with an aluminum alloy (ACD12) cylinder engine. The measurement was performed by rotating the engine at each rotation speed and measuring the blow-by gas amount (l / min). From these results, Pmax at 6000rpm-WOT (wide open throttle) is 65kg / cm.2As a result, the blow-by gas amount was calculated.
[0053]
The obtained results are shown in FIG. The blow-by ratio is expressed as a relative ratio with the maximum value of the blow-by gas amount of a piston ring (combination No. 10) having a base material of martensitic stainless steel as a comparative example as 100.
The test conditions for the wear test and the scuff test were as follows.
(2) Wear test
Using an Amsler-type wear tester, the fixed piece is cut out from the obtained piston ring, and half of the rotating piece (equivalent to the inner surface of the cylinder) that is the counterpart material is immersed in oil and contacted with the fixed piece while applying a load. The wear test was conducted under the following conditions.
[0054]
Lubricating oil: Turbine oil (# 100)
Oil temperature: 80 ℃
Circumferential rotation speed: 478 rpm
Load: 80kgf
Time: 7h
After the test, the wear amount of the fixed piece (equivalent to the piston ring) and the counterpart material (cylinder inner peripheral surface) was measured with a step profile using a roughness meter. A conventional example was used as a reference (= 1), and evaluation was made based on a relative value (amount of wear) with respect to the reference value.
[0055]
When the wear amount ratio is smaller than 1, it indicates that the wear amount is smaller than that of the conventional example, and a numerical value smaller than 1 is desirable.
(3) Scuff test
Using an Amsler type wear tester, the fixed piece is cut out from the obtained piston ring, oil is attached to the rotating piece (equivalent to the inner surface of the cylinder), and the fixed piece is contacted while applying a load. Under the conditions shown below, the load was continuously increased linearly at a rate of 10 kgf / min, and the load at the time when the scuff was generated and the load signal was generated was defined as the scuff limit load.
[0056]
Lubricating oil: No. 2 spindle oil
Oil temperature:
Circumferential rotation speed: 478 rpm
The conventional example was evaluated with a relative value (scuff limit load ratio) with respect to the reference value with the reference (= 1). When the scuff limit load ratio is larger than 1, it indicates that the scuff load is higher than that of the conventional example, and a larger numerical value is desirable.
[0057]
Furthermore, a fatigue strength test and a film impact strength test were carried out on the piston rings in which the hard chromium laminated plating film and the hard chromium plating film shown in Table 1 were formed on the outer peripheral sliding surface.
The test conditions of the fatigue strength test and the film impact strength test are as follows.
(4) Fatigue strength test
Using a ring body type fatigue tester, while applying a predetermined load to the piston ring, the repetition rate is 2000 cycles / min.7Repeated times. 10 at a given load7Once you have cleared the turn, increase the load level and increase the speed by 107Repeated times. Ten7The largest load that could be cleared once was defined as the fatigue strength (MPa) of the material under test.
[0058]
The fatigue strength was evaluated based on the relative value (fatigue strength ratio) to the reference value with the fatigue strength (MPa) of the conventional example as the reference (= 1). When the fatigue strength ratio is greater than 1, it indicates that the fatigue strength is higher than that of the conventional example, and a larger value is desirable.
(5) Film impact strength test
Using the company's original impact tester, impact energy of a predetermined load is continuously applied until the plating film peels off by striking the test material (piston ring) at a 45 ° ring corner with a stalk of 1.5 mm. The number of hits was measured.
[0059]
In addition, film impact strength was evaluated by a relative value (film impact strength ratio) with respect to a reference value with the number of hits until occurrence of peeling in the conventional example as a reference (= 1). When the film impact strength ratio is greater than 1, it indicates that the peel resistance is superior to that of the conventional example, and a larger numerical value is desirable.
The obtained results are also shown in Table 2.
[0060]
[Table 2]
In all of the invention examples (No. 1 to No. 3), the piston ring wear amount ratio and the cylinder inner peripheral surface wear amount ratio are smaller than 1, and the wear amount is smaller than that of the conventional example, and the wear resistance is excellent. It is a combination. In addition, each of the examples of the present invention shows a scuffing limit load having a scuffing limit load ratio larger than 1 and higher than that of the conventional example, and is a combination excellent in seizure resistance. Further, in each of the examples of the present invention, the fatigue strength ratio and the film impact strength ratio are higher than those of the conventional example and the comparative example, and the piston ring film is excellent in fatigue resistance and film impact resistance.
[0062]
In addition, since the comparative example (No. 4) has a small amount of fine cracks in the piston ring plating film, the wear amount of the piston ring is large and the scuff limit load is also low. The comparative example (No. 5) has a large amount of fine cracks in the piston ring plating film, so the amount of wear on the piston ring is small and the scuffing limit load is high, but the fatigue strength ratio and film impact strength ratio of the piston ring plating film are Low. In the comparative example (No. 6), the amount of microcracks that accumulate in a single layer in the piston ring plating film is large, so the amount of wear on the piston ring is small and the scuffing limit load is high, but the fatigue strength ratio and film impact strength ratio are low. It has become. Since the comparative example (No. 7) has a large amount of fine cracks extending between the two layers in the piston ring plating film, the wear amount of the piston ring is small and the scuff limit load is high, but the fatigue strength ratio is low. The comparative example (No. 8) is an example in which a gas nitride film is formed. Since the film is hard, the piston ring wear amount is small, but the opponent attack against the aluminum alloy cylinder is high, so the cylinder inner peripheral surface Scuff limit load is low due to large wear and lack of oil retention.
[0063]
The comparative examples (No. 10 to No. 12) have the same hard chromium laminated plating film as the present invention except that the piston ring base material is martensitic stainless steel SUS 440. It is a combination with excellent wear and seizure resistance, and it is a piston ring film with excellent fatigue resistance and film impact resistance.
From FIG. 2, the blow-by ratio of the present invention example (No. 1) is lower than that of the comparative example (No. 10) using the martensitic stainless steel as a base material. From this, it can be seen that the present invention can suppress the generation amount of blow-by gas with little decrease in gas sealability.
[0064]
As described above, according to the combination of the piston ring and the cylinder of the present invention, it is possible to slide the aluminum alloy cylinder and the piston ring directly in combination without using a cylinder liner, and to suppress the generation of blow-by gas. It shows a remarkable effect that can be done.
[0065]
【The invention's effect】
According to the present invention, there is provided a cylinder that has low frictional force at the time of sliding, has a small amount of wear on both the cylinder and the piston ring, has excellent scuff resistance, and can suppress generation of blow-by gas even if the cylinder is made of an aluminum alloy. A combination with a piston ring can be provided, and an industrially significant effect is achieved. In addition, a cylinder liner is not required, and the piston ring can be directly combined with the soft inner peripheral surface of the cylinder, so that the manufacturing cost of the engine can be significantly reduced.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is an explanatory view schematically showing a cross-sectional structure of a hard chromium multilayer plating film suitable for the present invention.
FIG. 2 is a graph showing blow-by of an example and a comparative example.
[Explanation of symbols]
1 Piston ring base material
2 Hard chrome multilayer plating film
2a, 2b, 2c, 2d Hard chrome plating layer
3a Microcracks staying in a single layer
3b Microcracks extending in two layers
3c Microcrack extending to 3 layers
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