JP5762843B2 - 圧力リング及びその製造方法 - Google Patents
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Description
本発明は、自動車エンジン用ピストンリングに関し、特に高圧縮比のエンジンの熱負荷の高い環境に晒される圧力リング及びその製造方法に関する。
近年、自動車エンジンは、環境対応のため、燃費の向上、低エミッション化、高出力化が図られ、エンジン仕様は、高圧縮比化、高負荷化の傾向にある。ところが、一般に圧縮比を高くすると、燃焼室温度も高くなりノッキングが発生し易くなる。通常のノッキング対策は点火時期（進角）を遅らせることで対応されているが、それでは高い熱効率を維持できないため、燃焼室壁温度を下げる方向の検討も行われている。燃焼室壁温度の低下には、ピストン冠面温度を下げることが有効で、それにはピストンの熱を冷却されたシリンダー壁へ圧力リングを経て逃れさせることが最も効果的である。すなわち、ピストンリングの三つの基本機能であるガスシール機能、熱伝導機能、オイルコントロール機能のうちの熱伝導機能を利用することになる。熱伝導機能は、母材や表面処理層の熱伝導率、リング形状等に密接に関係するので、これらを最適化すれば良い一方、材料の選定にあたっては、熱伝導率の他に、約300℃程度の熱的環境に晒されてもリング特性を維持できる耐熱ヘタリ性や疲労強度も要求される。
また、ピストンがアルミニウム合金（以下「アルミ」という。）製の場合、燃焼室温度の上昇に伴いアルミが軟化し、ピストンのリング溝内で、圧力リングによる高温での叩きと摺動により疲労破壊を起こし、リング溝摩耗や圧力リングへのアルミ凝着が発生しやすくなる。この点からも熱伝導の高い圧力リングを用いてリング溝温度を下げることが要求される。
上記のような要求に対して、例えば特許文献１には、熱伝導性と耐熱ヘタリ性に優れ、圧力リングとして適用可能なピストンリングとして、C、Si、Mn、Crの適正成分範囲を所定のパラメータに規定したピストンリング組成が提案されている。
しかしながら、例えば、熱伝導率が35 W/m・K以上、熱ヘタリ率（リングの接線張力減退度）が4％以下を目標とすれば、その目標を達成するのは困難な状況にある。
さらに、ピストンリングのような自動車部品では、優れた特性だけでなく、競争力のある価格も要求されている。すなわち、いかにコストを低減できるかも重要な課題である。
本発明は、高圧縮比のエンジンの熱負荷の高い環境で使用することが可能な、熱伝導性と耐熱ヘタリ性に優れ、且つ価格競争力のある圧力リングを提供することを課題とする。また、上記圧力リングの製造方法を提供することを課題とする。
表１に、ピストンリングに使用されている鋼材A〜Gの組成と200℃における熱伝導率を示す。各鋼材の熱伝導率と合金元素の組成和との関係を整理すると図６のようになる。すなわち、合金元素量が少ない材料ほど熱伝導率が高い。
しかし、実際には、合金元素量が少なくなると、耐熱ヘタリ性に劣り、熱負荷の高い環境では圧力リングとしての使用に供せなくなる。また、鋼材のコストは、一般に合金元素量が少ないほど安価であるが、それに加えて、市場経済の観点からは、市場で使用されている量が多いほど、すなわち、JIS（日本工業規格）登録材料のように大量生産されている鋼材ほど安価である。よって、本発明では、基本的には合金元素量の少ないJIS登録材料を使用し、300℃の高温でも優れた耐熱ヘタリ性を発揮するように顕微鏡組織を調製することとする。具体的には、JIS G 4404に規定される材料記号SKS93なる鋼材を用い、ピストンリング線材をオイルテンパー処理する前に、焼鈍し、球状化セメンタイトを析出させるが、この球状化セメンタイトにはCr及びMnがフェライト中より多く固溶しているため、オイルテンパー処理時にその球状化セメンタイトを基地中に溶け込ませて基地の固溶強化を図り、さらにオイルテンパー処理条件を最適化することにより焼戻マルテンサイトマトリックス中に球状化セメンタイトを適量分散させ、300℃においても転位の移動やクリープを抑制し、耐熱ヘタリ性を向上させることを可能とした。
すなわち、本発明の圧力リングは、質量％で、C：1.00〜1.10、Si：0.50以下、Mn：0.80〜1.10、Cr：0.20〜0.60、残部がFe及び不可避的不純物からなる組成を有し、焼戻マルテンサイトマトリックス中に平均粒径0.1〜1.5μmの球状化セメンタイトが分散していることを特徴とする。好ましくは平均粒径0.5〜1.0μmの球状化セメンタイトとする。また、球状化セメンタイトの分散量は、顕微鏡組織観察面において、1〜6面積％とすることが好ましい。
さらに、本発明の圧力リングの熱伝導率は35 W/m・K以上であり、熱ヘタリ率（リングの接線張力減退度）は4％以下であることが好ましい。
また、本発明の圧力リングの製造方法は、質量％で、C：1.00〜1.10、Si：0.50以下、Mn：0.80〜1.10、Cr：0.20〜0.60、残部がFe及び不可避的不純物からなる組成を有し、焼戻しマルテンサイトマトリックス中に平均粒径0.1〜1.5μmの球状化セメンタイトが分散している圧力リングを製造する方法であって、圧力リング成形前のオイルテンパー処理工程以前に焼鈍工程を含むことを特徴とする。焼鈍工程は、温度600〜750℃で行われることが好ましく、オイルテンパー処理工程は、焼入温度820〜930℃、焼戻温度400〜500℃で行われることが好ましい。
本発明の圧力リングは、高熱伝導率と高い耐熱ヘタリ性を両立させており、高圧縮比エンジンのような熱負荷の高い環境での使用においても、リングの張力を減退させることなくピストンヘッドの熱を効率良く冷却されたシリンダー壁に逃すことができるため、点火時期を遅らすような調整をすることなくノッキングを抑制でき、高熱効率を維持できる。また同様に、アルミピストンのリング溝の温度を下げることもでき、アルミ凝着やリング溝摩耗を抑制することができる。さらに、本発明の製造方法によれば、JISに規定され大量生産されている鋼材を使用しているので、コストを低減することができる。
本発明の圧力リングは、質量％で、C：1.00〜1.10、Si：0.50以下、Mn：0.80〜1.10、Cr：0.20〜0.60、残部がFe及び不可避的不純物からなる組成を有し、焼戻マルテンサイトマトリックス中に平均粒径0.1〜1.5μmの球状化セメンタイトが分散していることを特徴とする。上記組成は、基本的に、JIS G 4404に規定される材料記号SKS93の鋼材組成であり、比較的多めのC（1.00〜1.10質量％）とMn（0.80〜1.10質量％）の他に、SiとCrを僅かに含むが、全体として合金元素の総量が少ないため熱伝導率が高い。しかし、耐熱ヘタリ性は充分ではない。本発明では、過共析組成の鋼材を焼鈍することによって、CrとMnを固溶した比較的大きな球状化セメンタイトを意図的に多量に析出させ、それをオイルテンパー処理時に、球状化セメンタイトと一緒にマトリックス中に再固溶させると同時に、残留セメンタイトとしても焼戻マルテンサイトマトリックス中に分散している。この残留セメンタイトは、オイルテンパー処理する合金工具鋼では応力集中源にもなるため、鋼線の機械的性質を低下させる要因として見られているものであるが、ピストンリングの圧力リングに使用した場合、優れた耐熱ヘタリ性を実現している事実からは、オイルテンパー後のマトリックス中に残った球状化セメンタイトと固溶元素の存在によって、結晶格子に歪みをつくるため、300℃でも転位を動きにくくするものと推量できる。本発明において、球状化セメンタイトは平均粒径0.1μm以上である。0.1μm程度以下の残留セメンタイトは、オイルテンパー処理の溶体化処理においてオーステナイト中に溶け込むため、平均粒径0.1μm未満の球状化セメンタイトとしては観測されない。また平均粒径が1.5μmを超えると疲労破壊の起源となって疲労強度を低減するので好ましくない。好ましくは平均粒径0.5〜1.0μmとする。
また、球状化セメンタイトの分散量は、顕微鏡組織観察面において、1〜6面積％とすることが好ましい。さらにこの範囲の分散量であれば、熱伝導率が35 W/m・K以上となり、熱ヘタリ率（JIS B 8032-5に基づく接線張力減退度）も4％以下となり好ましい。通常使用されているSi-Cr鋼の熱伝導率は31 W/m・K程度であり、35 W/m・K程度の熱伝導率は、優れた熱伝導率を示す従来の片状黒鉛鋳鉄ピストンリングの熱伝導率に匹敵する。金属においては、熱伝導率は主に結晶粒内の自由電子の運動に支配されるため、固溶元素の少ないほど熱伝導率は向上する。本発明に使用するSKS93は、Si-Cr鋼に比べて固溶強化元素であるSiが特に少ないこと、また球状化セメンタイトを形成することも固溶Cを低減して熱伝導率の向上につながると考えられる。また、熱ヘタリ率は、JIS B 8032-5では、スチールリングの場合300℃×3時間の試験条件で接線張力減退度8％以下と規定されているが、小さければ小さいほど好ましく、材料開発における目標値としてSi-Cr鋼と同レベルの4％程度とした。
鋼製圧力リングは、通常、耐摩耗性、耐スカッフ性の観点から、外周摺動面には様々な表面処理が行われている。熱伝導率が優先されるならCrめっきが好ましいが、耐摩耗性、耐スカッフ性を重視するならイオンプレーティングによるCrN皮膜、アルミシリンダーにはDLC皮膜が適しており、同じ圧力リングでも摺動相手材や使用環境等によって適した表面処理を選択することができる。もちろん、窒化処理も含まれる。また、本発明の圧力リングは、特にCr量が少ないため、リング側面への化成処理皮膜が容易に形成できる。
本発明の圧力リングの製造に使用される線材は、質量％で、C：1.00〜1.10、Si：0.50以下、Mn：0.80〜1.10、Cr：0.20〜0.60、残部がFe及び不可避的不純物からなる組成の鋼材（SKS93）を溶製後、熱間圧延により所定の線径まで伸線した一次線材（φ2.3〜11）を用い、一次線材から通常はシェービング（表面層の傷や脱炭を除去するために皮むきダイスによる連続切削）−パテンチング−酸洗・造膜−伸線−パテンチング−酸洗・造膜−異形伸線−オイルテンパー（オイル焼入・焼戻）からなる一連の処理を経て所定の断面形状の線材としているところ、一次線材工程の熱間圧延後に球状化焼鈍を行うことにより調製することが好ましい。その場合、その後の二次線材工程においてパテンチング以降の一連の処理は、連続的に処理可能であるため、生産性を落とさずに済む。また、焼鈍材であるため、伸線工程で加工割れが発生しないという利点もある。もちろん、一次線材を熱間圧延のまま用いることも可能であり、この場合、二次線材製造時、一部のパテンチング処理の代わりに球状化焼鈍を行うことで調製も可能である。パテンチング処理とは、ライン熱処理において連続的に加熱保持、恒温変態又は冷却変態させて微細なパーライト組織にする熱処理法であり、具体的にはほぼ900から600℃の温度範囲で行われる。また、本発明において行われる焼鈍工程は、一次線材の熱間圧延後に行う場合はFe-C状態図のAC1点以下の温度600〜750℃の温度で360〜600分間行うのが好ましく、一次線材以降の二次線材化工程で行う場合は、Fe-C状態図のAC1点以下の温度600〜750℃の温度で60〜300分間行うのが好ましい。この際、球状化焼鈍によって形成された所定の粒径の球状化セメンタイトは、その後の熱処理の影響を受け、またその後の伸線に影響するため、二次線材工程で行う場合は、最後のオイルテンパー処理の直前に行うことがより好ましい。従って、二回目のパテンチング処理の代わりに球状化焼鈍を行うことがより好ましいが、その場合、球状化焼鈍はバッチ処理にせざるを得ず、すなわち従来の製造ラインの連続処理の途中にバッチ処理を挟むことになり生産性を落とさざるを得ない。オイルテンパー処理は、いわゆる油焼入−焼戻処理であるが、球状化炭化物が全て溶け込まないような、すなわち好ましい面積率となるような温度と時間に設定する必要がある。本発明では、焼入工程は820〜930℃の温度で数十秒〜数分（例えば、30秒〜3分）の加熱をした後に行い、焼戻工程は、400〜500℃の温度で数十秒〜数分（例えば、30秒〜3分）程度行うのが好ましい。各熱処理温度と時間については、熱処理炉のサイズ、処理物の断面積により異なるため、球状化セメンタイトの粒径、面積率が好ましい範囲にはいるよう適宜調整する必要がある。
本発明の圧力リングは、所定の断面形状に伸線された上記線材から、通常はカム成形機を用いてリングの自由形状に成形され、歪取り熱処理を行い、側面、外周、合口等を研削し、所定のリング形状に加工して得られる。もちろん、必要に応じて、めっきやPVD等の表面処理が施される。
実施例１〜３(J1〜J3)
直径6 mmφに圧延伸線したSKS93一次線材を、シェービング−加熱（900℃）−パテンチング（600℃）−酸洗・造膜−伸線−加熱（900℃）−パテンチング（600℃）−酸洗・造膜−異形伸線−オイルテンパーからなる伸線工程において、二回目のパテンチング処理の代わりに700℃、60分の焼鈍工程を導入して、最終的に厚さ1.0 mm、幅2.3 mmの断面形状が矩形の線材を準備した。ここで、オイルテンパー処理としては、860℃、45秒の加熱後、60℃のオイル中に焼入する焼入工程と、470℃、60秒の焼戻工程からなる処理を行った。図１に実施例１の線材の走査電子顕微鏡による顕微鏡組織を実施例１〜３の代表として示すが、焼戻マルテンサイト中に分散する白色の微細な球状セメンタイトが観察される。また、この組織を拡大し、画像解析により球状セメンタイトの平均粒径と面積率を測定した結果、平均粒径は0.6μm、面積率は1.8％であった。
直径6 mmφに圧延伸線したSKS93一次線材を、シェービング−加熱（900℃）−パテンチング（600℃）−酸洗・造膜−伸線−加熱（900℃）−パテンチング（600℃）−酸洗・造膜−異形伸線−オイルテンパーからなる伸線工程において、二回目のパテンチング処理の代わりに700℃、60分の焼鈍工程を導入して、最終的に厚さ1.0 mm、幅2.3 mmの断面形状が矩形の線材を準備した。ここで、オイルテンパー処理としては、860℃、45秒の加熱後、60℃のオイル中に焼入する焼入工程と、470℃、60秒の焼戻工程からなる処理を行った。図１に実施例１の線材の走査電子顕微鏡による顕微鏡組織を実施例１〜３の代表として示すが、焼戻マルテンサイト中に分散する白色の微細な球状セメンタイトが観察される。また、この組織を拡大し、画像解析により球状セメンタイトの平均粒径と面積率を測定した結果、平均粒径は0.6μm、面積率は1.8％であった。
実施例４〜５（J4〜J5）
SKS93鋼材を用いて、実施例１〜３と同様の方法で、二回目のパテンチング処理の代わりに、冷間伸線後に700℃での焼鈍を行い、一連の伸線工程を経て、厚さ1.0 mm、幅2.3 mmの矩形の線材を製造した。但し、焼戻マルテンサイトマトリックス中に分散する球状化セメンタイトを調製するため、オイルテンパー処理の焼入前の加熱温度を、実施例４では800℃、実施例5では950℃とした。実施例１と同様に線材の走査電子顕微鏡による顕微鏡組織から画像解析により球状セメンタイトの平均粒径と面積率を測定した結果、実施例４及び５において、平均粒径が0.8μm及び0.4μm、面積率は5.6％及び0.2％であった。
SKS93鋼材を用いて、実施例１〜３と同様の方法で、二回目のパテンチング処理の代わりに、冷間伸線後に700℃での焼鈍を行い、一連の伸線工程を経て、厚さ1.0 mm、幅2.3 mmの矩形の線材を製造した。但し、焼戻マルテンサイトマトリックス中に分散する球状化セメンタイトを調製するため、オイルテンパー処理の焼入前の加熱温度を、実施例４では800℃、実施例5では950℃とした。実施例１と同様に線材の走査電子顕微鏡による顕微鏡組織から画像解析により球状セメンタイトの平均粒径と面積率を測定した結果、実施例４及び５において、平均粒径が0.8μm及び0.4μm、面積率は5.6％及び0.2％であった。
上記実施例１〜５にかかる厚さ1.0 mm、幅2.3 mmの断面形状が矩形の線材から、呼称径73 mmφの圧力リングを成形し、表２に示す皮膜処理を施した。すなわち、外周面にイオンプレーティングによるCrN皮膜、側面にはリン酸亜鉛系皮膜（実施例２）、リン酸マンガン系皮膜（実施例３）を施した。
比較例１〜５（C1〜C5）
実施例１〜５の伸線工程で、焼鈍工程を導入しない従来の伸線工程で製造した厚さ1.0 mm、幅2.3 mmの断面形状が矩形の線材から成形した圧力リングを比較例１、比較例１のSKS93鋼材の代わりにSi-Cr鋼（JIS SWOSC-V）を使用して比較例１と同様の方法で製造した厚さ1.0 mm、幅2.3 mmの断面形状が矩形の線材から成形し、実施例１〜５と同様に、表２に示す表面処理を施した圧力リングを比較例２〜４、比較例１のSKS93鋼材の代わりに硬鋼線（JIS SWRH62A）を使用して比較例１と同様の方法で製造した厚さ1.0 mm、幅2.3 mmの断面形状が矩形の線材から成形した圧力リングを比較例５とした。比較例１〜５の外周面に全てCrN皮膜を施し、比較例３の側面にリン酸亜鉛系皮膜、比較例４の側面にリン酸マンガン系皮膜を施した。
実施例１〜５の伸線工程で、焼鈍工程を導入しない従来の伸線工程で製造した厚さ1.0 mm、幅2.3 mmの断面形状が矩形の線材から成形した圧力リングを比較例１、比較例１のSKS93鋼材の代わりにSi-Cr鋼（JIS SWOSC-V）を使用して比較例１と同様の方法で製造した厚さ1.0 mm、幅2.3 mmの断面形状が矩形の線材から成形し、実施例１〜５と同様に、表２に示す表面処理を施した圧力リングを比較例２〜４、比較例１のSKS93鋼材の代わりに硬鋼線（JIS SWRH62A）を使用して比較例１と同様の方法で製造した厚さ1.0 mm、幅2.3 mmの断面形状が矩形の線材から成形した圧力リングを比較例５とした。比較例１〜５の外周面に全てCrN皮膜を施し、比較例３の側面にリン酸亜鉛系皮膜、比較例４の側面にリン酸マンガン系皮膜を施した。
図２に比較例１の線材の走査電子顕微鏡による顕微鏡組織を示すが、均一な焼戻マルテンサイトが観察されるのみで、実施例１のような微細な球状セメンタイトは観察されなかった。
熱ヘタリ試験
熱ヘタリ試験は、JIS B 8032-5に基づく。最初に張力を測定し、呼称径にリングを閉じて300℃で3時間加熱した後、再度張力を測定して、その減退率（JISでは接線方向張力減退度）を評価することによって行われる。試験は、実施例１、４及び５並びに比較例１、２及び５について5回行い、その結果の平均値を表２示す。実施例１は平均値でほぼ同じ熱伝導率の比較例１よりも29％、実施例４は23％、実施例５は8％優れた耐熱ヘタリ性を示し、実施例１と４では目標とした4％以下を達成した。なお、バラツキも小さかった。
熱ヘタリ試験は、JIS B 8032-5に基づく。最初に張力を測定し、呼称径にリングを閉じて300℃で3時間加熱した後、再度張力を測定して、その減退率（JISでは接線方向張力減退度）を評価することによって行われる。試験は、実施例１、４及び５並びに比較例１、２及び５について5回行い、その結果の平均値を表２示す。実施例１は平均値でほぼ同じ熱伝導率の比較例１よりも29％、実施例４は23％、実施例５は8％優れた耐熱ヘタリ性を示し、実施例１と４では目標とした4％以下を達成した。なお、バラツキも小さかった。
熱伝導率測定
熱伝導率は、実施例１、４、５、比較例１、２、５について、レーザーフラッシュ法により測定した。結果を表２に示す。実施例１の熱伝導率はSi-Cr鋼の比較例２よりも高かったが、硬鋼線の比較例５よりは低かった。すなわち、合金元素量に依存することが確認された。
熱伝導率は、実施例１、４、５、比較例１、２、５について、レーザーフラッシュ法により測定した。結果を表２に示す。実施例１の熱伝導率はSi-Cr鋼の比較例２よりも高かったが、硬鋼線の比較例５よりは低かった。すなわち、合金元素量に依存することが確認された。
熱ヘタリ率と熱伝導率の関係を図３に示すが、比較例１、２、５を見る限り、熱伝導率が上がれば熱ヘタリ率も上がる。しかし、実施例１、４、５は三つの比較例が示すラインよりも下側にあり、同じ熱伝導率でも熱ヘタリ率が低減し、すなわち耐熱ヘタリ性が向上したことが確認できた。
アルミ凝着試験
アルミ凝着試験は、図４に示す装置（例えば、リケン製トライボリックIV）を用い、リング（圧力リング）を低速で回転する軸上に同軸に載置し、所定の温度に調節したピストン材（AC8A材）を一定の周期で軸方向に往復動させ、リングとピストン材とに面圧荷重を周期的に発生させて、アルミ凝着が発生するまで継続する試験である。アルミ凝着が発生すれば回転軸のトルクが変動し、また温度も上昇する。そのときの負荷サイクル数で寿命を評価する。試験条件としては、試験温度240℃、面圧負荷触れ幅0〜1.1MPa、面圧負荷サイクル数3.3Hz、リング回転速度3.3m/sec（一方向回転）とし、さらに潤滑剤として無添加ベースオイルSAE30をリング表面に0.08cc塗布した。その結果を表２及び図５に示す。耐アルミ凝着寿命は、実施例１の表面処理なし（生材）の場合は、比較例２に比べて72％、実施例２のリン酸亜鉛系皮膜の場合は、比較例３に比べて44％向上した。一方、実施例３のリン酸マンガン系皮膜の場合は、母材の違いによる耐アルミ凝着寿命に差は認められなかった。これはリン酸マンガン系皮膜自体の表面粗さが影響するためと考えられる。
アルミ凝着試験は、図４に示す装置（例えば、リケン製トライボリックIV）を用い、リング（圧力リング）を低速で回転する軸上に同軸に載置し、所定の温度に調節したピストン材（AC8A材）を一定の周期で軸方向に往復動させ、リングとピストン材とに面圧荷重を周期的に発生させて、アルミ凝着が発生するまで継続する試験である。アルミ凝着が発生すれば回転軸のトルクが変動し、また温度も上昇する。そのときの負荷サイクル数で寿命を評価する。試験条件としては、試験温度240℃、面圧負荷触れ幅0〜1.1MPa、面圧負荷サイクル数3.3Hz、リング回転速度3.3m/sec（一方向回転）とし、さらに潤滑剤として無添加ベースオイルSAE30をリング表面に0.08cc塗布した。その結果を表２及び図５に示す。耐アルミ凝着寿命は、実施例１の表面処理なし（生材）の場合は、比較例２に比べて72％、実施例２のリン酸亜鉛系皮膜の場合は、比較例３に比べて44％向上した。一方、実施例３のリン酸マンガン系皮膜の場合は、母材の違いによる耐アルミ凝着寿命に差は認められなかった。これはリン酸マンガン系皮膜自体の表面粗さが影響するためと考えられる。
1 球状化セメンタイト
2 回転軸
3 リング（圧力リング）
4 ピストン材
5 ヒーター
6 熱電対
7 温度調節器
2 回転軸
3 リング（圧力リング）
4 ピストン材
5 ヒーター
6 熱電対
7 温度調節器
Claims (6)
- 質量％で、C：1.00〜1.10、Si：0.50以下、Mn：0.80〜1.10、Cr：0.20〜0.60、残部がFe及び不可避的不純物からなる組成を有し、焼戻しマルテンサイトマトリックス中に平均粒径0.1〜1.5μmの球状化セメンタイトが分散していることを特徴とする圧力リング。
- 前記球状化セメンタイトの分散量が、顕微鏡組織観察面において、1〜6面積％であることを特徴とする請求項１に記載の圧力リング。
- 熱伝導率が35 W/m・K以上であり、熱ヘタリ率が4％以下であることを特徴とする請求項1又は２に記載の圧力リング。
- 質量％で、C：1.00〜1.10、Si：0.50以下、Mn：0.80〜1.10、Cr：0.20〜0.60、残部がFe及び不可避的不純物からなる組成を有し、焼戻しマルテンサイトマトリックス中に平均粒径0.1〜1.5μmの球状化セメンタイトが分散している圧力リングを製造する方法であって、圧力リング成形前のオイルテンパー処理工程以前に焼鈍工程を含むことを特徴とする圧力リングの製造方法。
- 前記焼鈍工程が温度600〜750℃で行われることを特徴とする請求項４に記載の圧力リングの製造方法。
- 前記オイルテンパー処理工程が焼入温度820〜930℃、焼戻温度400〜500℃で行われることを特徴とする請求項４又は５に記載の圧力リングの製造方法。
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