JP4779841B2 - 内燃機関 - Google Patents

Description

本発明は、摩擦損失や摩耗を低減するためにシリンダのボア内面に多数の微細凹部が形成された往復動内燃機関に関する。

自動車用の内燃機関では、ＣＯ２などの排出を削減するために、摩擦損失や摩耗を低減し、運転効率の向上が求められている。特に、ピストンリングやピストンスカート部とシリンダボアとの間の摩擦損失の低減は、重要な課題であり、最近では鋳鉄製ライナーのないモノブロックエンジンなども開発されている。

このようなモノブロックエンジンでは、ピストンリングの上下面に、クロムメッキ皮膜や窒化層やＰＶＤ（Physical Vaper Deposition）皮膜が形成される例が多いが、窒化層やＰＶＤ皮膜を有するピストンリングは、アルミニウム合金製ピストンのリング溝を攻撃する傾向があるといわれている。

これに対して、固体潤滑材を含有させた合成樹脂被覆をピストンリングの上下面に施すと、エンジン運転の初期にアルミニウム凝着を抑止できることが知られているが、合成樹脂被覆は、耐摩耗性が低いので、アルミニウム凝着抑止効果が長続きしないという不具合がある。

下記特許文献１には、アルミニウムあるいはアルミニウム合金（以下、アルミニウム合金と略称）からなるピストンの頂面、側壁あるいはリング溝や、鋼製のピストンリングに人造ダイヤモンド材の薄い被覆を施し、摩擦損失、熱腐食及び浸食作用に対抗し、耐久性を高める内燃機関が開示されている。しかし、ここには、ピストンあるいはシリンダの内面などに所定膜厚の人造ダイヤモンド材の薄い被覆を形成する点が開示されているのみで、被覆の詳細については何ら示されていない。

また、ピストンリングの表面にコーティングするコーティング材に関して言及されている例は多いが、ピストンリングの相手材であるシリンダのボア表面の性状や材料に関しては殆ど言及されていない。

そこで、本発明者らは、アルミニウム合金製のシリンダ内で摺動するピストンのピストンリングやピストンスカート部の表面にコーティングするコーティング材や、シリンダのボア表面の性状や材料の種類によって耐摩擦損失や摩耗が大きく異なることを見出すことにより、本発明を完成させたのである。
特開平３−２６０３６２号公報（特許請求の範囲第１項〜第４項、第３頁左上欄、第４頁右上欄など参照）

本発明は、上記従来技術に伴う課題を解決するためになされたものであり、シリンダボアの表面性状の改良と、ピストンリングやピストンスカート部に対するコーティング材料の改良により、シリンダとピストンとの間の摩擦損失や摩耗を大幅に低減した内燃機関を提供することを目的とする。

上記目的を達成するための本発明は、少なくともボア内面がアルミニウム合金により形成されかつ前記ボア内面に多数の微細凹部が形成されたシリンダと、当該シリンダのボア内で潤滑油の存在下で摺動可能に設けられ、ピストンリングおよびピストンスカート部が硬質カーボン膜で被覆されたピストンと、を有し、前記ピストンスカート部は、前記ピストンの摺動方向と直交する方向に周溝が形成され、当該周溝は相互間の山部の断面形状が尖端部分を削落し平坦部にしたプラトー形状であり、当該周溝の溝底から平坦部までの最大高さ(Ｈ２)が５μ以下とされた内燃機関であって、前記硬質カーボン膜は、算術平均粗さ（Ｒａ１）が、０．０５μｍ以下でかつ表面粗さ曲線のスキューネス値（Ｒｓｋ値）がマイナスとなっていることを特徴とするとする内燃機関である。

本発明によれば、多数の微細凹部が形成されたアルミニウム合金製のボア内面を有するシリンダ内で摺動し、ピストンリングおよびピストンスカート部が硬質カーボン膜で被覆されたピストンの前記ピストンスカート部において、硬質カーボン膜の算術平均粗さ（Ｒａ１）が０．０５μｍ以下であると、油膜保持能力が向上し、摩擦係数が低減し、相手アルミニウム合金への耐攻撃性が減少する。また、Ｒｓｋ値をマイナスにすると、さらに油膜保持能力が向上し、耐摩耗性、耐焼き付き性、耐相手攻撃性を一層高めることができる。しかも、前記ピストンスカート部がピストンの摺動方向と直交する方向に周溝が形成され、当該周溝が相互間の山部の断面形状が尖端部分を削落し平坦部にしたプラトー形状とすれば、これによっても油膜形成能力が十分発揮され、相手アルミニウム合金を攻撃する虞が極めて少なくなる。

以下、本発明に係る内燃機関について、詳細に説明する。

図１は本発明の実施形態に係る内燃機関を示す概略断面図、図２は図１の要部を拡大して示す断面説明図、図３は本実施形態のピストンリングの断面図、図４は本実施形態のピストンスカート部を示す断面図、図５（Ａ）（Ｂ）はシリンダボア内面に形成された微細凹部の形成例を示す説明図、図６（Ａ）（Ｂ）は微細凹部の断面形状例を示すもので、図５の６−６線に沿う拡大断面図である。

内燃機関は、図１に示すように、アルミニウム合金製のピストン１に設けられたピン２が、クランクシャフト３とコネクティングロッド４を介して連結され、アルミニウム合金製のシリンダ５のボア６内で、潤滑油の存在下で往復摺動可能に設けられている。

ピストン１は、シリンダ５内での往復摺動時に、ボア６の内周面６ａとピストンリング７やピストンスカート部８との間に摩擦が生じることから、本実施形態では、ピストン１側とボア６の内周面６ａ側にそれぞれ摩擦損失や摩耗を大幅に低減する摩擦低減手段が施されている。

まず、ピストン１側の摩擦低減手段は、図２，３に示すように、ピストン１の上部に設けられたピストンリング７とピストンスカート部８の表面に硬質カーボン膜９（図２，図３参照）を施すことにより構成されている。

さらに詳述する。図２は便宜的にピストン１とシリンダ５との間を離間して示しているが、図２に示すように、ピストンリング７は、ピストン１とシリンダ５のボア６との間のすき間を無くし、燃焼室からクランクケース側に圧縮ガスが抜けることを防ぐコンプレッションリング（トップリング７ａとセカンドリング７ｂ）と、ボア６の内周面６ａについている余分なエンジンオイルをかき落とし、適度な油膜を形成してピストンの焼きつきを防止するオイルリング７ｃとを有している。

これら全てのピストンリング７に硬質カーボン膜９を被覆してもよいが、セカンドリング７ｂに硬質カーボン膜９をコーティングすると、オイル消費は抑制されるものの、摺動中にセカンドリング７ｂの先端がボア６の内周面６ａに十分なじまず、結果としてボア６の内周面６ａを攻撃する虞がある。したがって、本実施形態では、トップリング７ａとオイルリング７ｃのみに、図３に示すように、硬質カーボン膜９を全体的にコーティングし、オイル消費を抑制しつつ、耐摩耗性を向上させている。

また、ピストン１は、シリンダ５のボア６内でピストンピン２を中心に傾斜作動し、ピストンスカート部８とボア６の内周面６ａとの間で摺動摩擦が生じるので、本実施形態では、図４に示すように、ピストンスカート部８の表面にも硬質カーボン膜９をコーティングしている。

このようにピストンリング７やピストンスカート部８を被覆する硬質カーボン膜９は、膜厚ｔが０．５μｍ以上２０μｍ以下とすることが好ましい。膜厚ｔが０．５μｍ以下の場合には、摩耗により母材が露出する虞があり、２０μｍ以上になると、成膜時間が長くなり生産性が劣るばかりでなく、膜剥離などの耐久性の面で問題を生じる可能性がある。

また、硬質カーボン膜９の硬さは、ビッカース硬さ（ＨＶ）で２５００以下とすることが好ましい。このようにすれば、相手材であるアルミニウム合金製のシリンダ５のボア内周面６ａに対する耐攻撃性が極めて減少し、摩耗を抑制することができる。

硬質カーボン膜９の算術平均粗さ（Ｒａ１）は、０．０５μｍ以下であって、しかも、Ｒｓｋ値（スキューネス；JIS B0601:2001）をマイナス、つまり、プラトー状の表面粗さ曲線の高さ方向のパラメータであるスキューネス値（Ｒｓｋ値）をマイナスにすることである。これは、プラトー状の表面粗さ曲線における凹部が下に凸となるようにすることが好ましい。なお、スキューネスとは、平均値のまわりの３次モーメントをσ3で正規化したもので、平均値のまわりの非対称性を示す指標として用いられており、以下の式により求められる値である。

算術平均粗さ（Ｒａ１）が０．０５μｍ以下であると、油膜保持能力が向上し、摩擦係数が低減し、相手アルミニウム合金への耐攻撃性が減少する。さらに、Ｒｓｋ値をマイナスにすると、さらに油膜保持能力が向上し、耐摩耗性、耐焼き付き性、耐相手攻撃性を一層高めることができる。

なお、硬質カーボン膜９の算術平均粗さ（Ｒａ１）は、例えば、触針式表面形状測定装置ＦｏｒｍＴａｌｙｓｕｒｆ−１２０Ｌ（Ｔａｙｌｏｒ−Ｈｏｂｓｏｎ社製）により測定される。

ピストンスカート部８は、平滑な面に硬質カーボン膜９を形成してもよいが、その表面に滑り方向（つまり、図４の両矢印で示す摺動方向）と直交する方向に伸延する円周溝１０を形成し、これに硬質カーボン膜９をコーティングしてもよい。これにより油膜保持能力が一層向上し、より好ましいものとなる。

円周溝１０の断面形状としては、図４に示すように、いわゆるプラトー形状であることが好ましい。プラトー形状とは、円周溝１０相互間の山部の断面形状が、尖端部分を削落し平坦部１０ａにしたものである。プラトー形状にしたピストンスカート部８は、油膜形成能力が十分発揮され、相手アルミニウム合金を攻撃する虞が極めて少なくなるが、プラトー形状でない場合には、油膜が十分形成されず、相手アルミニウム合金を攻撃する可能性が高くなる。

円周溝１０の形成に当っては、溝底から平坦部１０ａまでの最大深さＨ１が５μｍ以下とすることが好ましい。最大深さＨ１が５μｍ以下であれば、保油性の向上によりアルミニウム合金の相手ライナー材への攻撃性が極めて減少するとともに、摩擦や磨耗が飛躍的に小さくなる。最大深さＨ１が５μｍより大きくなると、円周溝１０の深さが深すぎ、金属接触が大きくなり、十分な摩擦係数低下効果が得られない虞が生じる。

ただし、円周溝１０が形成されたピストンスカート部８であっても、その算術平均粗さ（Ｒａ２）は、０．２μｍ以下とすることが好ましい。このようにすると、上述した摩擦係数低下効果がさらに発現されるという優れた効果がもたらされる。

一方、シリンダ５側の摩擦低減手段は、図２に示すように、アルミニウム合金よりなるシリンダボア６内面に複数の微細な凹部１１を施すことにより形成している。

微細凹部１１は、開口部の外形が矩形、円形あるいは楕円形など種々のものを使用することができるが、その配置状態は、図５（Ａ）に示すように、千鳥格子状の配置としてもよく、図５（Ｂ）に示すように、正方格子状の配置としてもよい。各微細凹部１１の断面形状は、図６（Ａ）（Ｂ）に拡大して示すように、断面Ｕ字状あるいは断面矩形状など種々の形状を有するものを使用することができる。

微細凹部１１は、シリンダボア６内面の面積に対して開口部の合計面積の割合（面積率）が、０．５％〜１０％とすることが好ましい。面積率が、０．５％以下であれば、油膜厚さを増大させる効果が十分発現されず、１０％以上であれば、接触部に対する凹部の面積が大きすぎ、金属接触が増加する虞があり好ましくない。

微細凹部１１の深さＨ２は、０．５μｍ〜２０μｍが好ましい。０．５μｍ以下であれば、保油性が十分でなく、２０μｍ以上であれば、不必要に油溜りができ好ましくない。したがって、０．５μｍ〜２０μｍの範囲であれば、摩擦が小さく、耐久性に優れたシリンダ５となる。微細凹部１１の深さの測定は、三次元表面構造解析顕微鏡ＮｅｗＶｉｅｗ５０３２（ザイゴ株式会社製）を用い、非接触三次元白色光位相変調干渉方式などにより測定する。

微細凹部１１の開口部の摺動方向（図５中、両矢印方向）の最大長さＬは、５００μｍ以下であることが好ましい。微細凹部１１の最大長さＬが５００μｍ以上になると、接触部に対する微細凹部１１の面積が大きすぎるため、金属接触が増加する方向であり好ましくない。

微細凹部１１の滑り方向（図５中、両矢印方向）の最大長さＬに対する、微細凹部１１の底面の極値を示す長さＳの比、つまり、Ｓ／Ｌは０．２以下とすることが好ましい。

Ｓ／Ｌが０．２以下であれば、微細凹部１１による動圧効果が効果的に発現されることで油膜厚さが増大し、摩擦係数が極めて小さく、焼き付き防止性に優れたシリンダ５を得ることができる。しかし、Ｓ／Ｌが０．２以上になると、動圧効果が減少し、摩擦低減効果が減少する虞がある。

前述したように微細凹部１１を千鳥格子状あるいは正方格子状に配置した場合には、微細凹部１１が存在しない部分が生じるが、この部分の平均的な表面粗さ（他の部分と区別するために「算術平均粗さ」（Ｒａ３）と称す）は、０．０５μｍ以下であることが好ましい。

算術平均粗さ（Ｒａ３）が０．０５μｍ以下であれば、油膜厚さを増大させる効果が十分発現され、金属接触が抑制され摩擦が小さく、耐久性に優れたシリンダ５を得ることができる。また、算術平均粗さ（Ｒａ３）が０．０５μｍ以上になると、油膜厚さが小さい場合に金属接触が増大し、摩擦の増大や、摩耗が増大するなどの影響が懸念される。

シリンダ５は、アルミニウム合金製であるが、シリンダ５のボア内面のアルミニウム合金のＳｉ含有率は、１２％以下とすることが好ましい。このようにすると、問題なく摺動するシリンダ５を得ることができ、特に、Ｓｉ量を減らすことで、加工が容易になる。

前述したピストンリング７とシリンダ５、ピストンスカート部１０とシリンダ５の２種類の摺動形態それぞれについて、種々の材料、面積率、微細凹部の配置状態、表面粗さなどを有するものにつき実験を行い、摩擦係数や摩耗量を測定し、評価法により効果を確認した。

＜ピストンリングとシリンダ＞
図７はピストンリングとシリンダとの往復摺動試験状態を示す概略斜視図である。ピストンリングとシリンダの実験には、図７に示すような、往復摺動試験に使用したシリンダ用のプレート材は、４０ｍｍ×６０ｍｍ×５ｍｍ厚の板材であって、ＡＤＣ１４およびＡＤＣ１２という２種類の板材である。表面は、各種仕上げ加工を施すとともに、微細凹部１１（図７では不図示）を所定の面積率、断面形状で形成し、千鳥あるいは正方状の配置して、評価に供した。

往復摺動試験に使用したピストンリング用の部材としては、ＳＣＭ４３５の浸炭焼入れ焼き戻し材であり、種々の硬さを有するものである。接触幅は４０ｍｍ、接触部分の曲率半径ｒは３０ｍｍで、この接触部分の表面には各種薄膜がコーティングされている。

各種薄膜のコーティングは、非晶質硬質カーボン膜９をイオンプレーディング法（以下、ＰＶＤ法）およびＣＶＤ（Chemical Vaper Deposition）法により形成した。またコーティング後、表面に形成されたドロップレットと呼ばれる突起をテープラップフィルムにより、必要に応じて除去した後、試験に供した。

実験条件は、２５℃の潤滑油（５Ｗ３０）を０．８ｃｃ／ｍｉｎで滴下し、垂直荷重Ｆ１として２５Ｋｇｆを加えつつ、摺動距離３０ｍｍを、摺動速度６００回／ｍｉｎで往復摺動させることにより行った。

ここに、断面Ｕ字形状の微細凹部１１（下記表１、表２では「Ｕ」で示す）は、マスクブラスト処理により規則的に形成した。マスクブラスト処理は、光リソグラフィ技術を利用し、樹脂製マスクに微細凹部の形状を形成し、その樹脂マスクを円筒内面表面に貼り付けた後、平均粒径２０μｍのアルミナ砥粒を、投射ノズルからワークまでの距離を１００ｍｍとし、投射流量１００ｇ／ｍｉｎ、投射圧０．４ＭＰａの条件下で投射し、微細凹部１１（図７では不図示）を成形した。

断面矩形状（下記表１、表２では「Ｒ」で示す）の微細凹部１１は、インデント加工により規則的に形成した。インデント加工は、所望の形状となるような超硬製の工具を試作し、その工具を押し込むことにより塑性加工によって形成した。インデント加工により生じた微細凹部１１の周辺の盛り上がりは、粒径９μｍのテープラップフィルムを使用したラッピング加工により除去した。

（実施例１）
実施例１のシリンダ用のプレート材は、ＡＤＣ１４を使用し、これに形成した微細凹部１１は、インデント加工によって形成した断面矩形状のもので、大きさは、８０μm×３２０μｍ、面積率２．５％とし、深さＨ２は３μｍとした。これらの配置は、図３に示す正三角形状に配置した千鳥格子配置とした。

また、ピストンリング用の部材は、非晶質硬質カーボン膜９をＣＶＤ法により形成した。またコーティング後、表面に形成されたドロップレットと呼ばれる突起を必要に応じてテープラップフィルムにより研磨し、除去した後、試験に供した。算術平均粗さＲａ１は、０．０２μｍであり、ビッカース硬さ（ＨＶ）は２０００であった。

実施例１につき、前述の実験を行った結果、後述する比較例１の摩擦係数を「１」、摩耗量を「１」とした場合、実施例１のものは、摩擦係数が「０．１０」、摩耗量を「０．０７」という値であり、比較例１より摩擦係数および耐摩耗性の点ですぐれることが確認された。

（実施例２）
実施例２のシリンダ用のプレート材は、ＡＤＣ１２を使用し、これに形成した微細凹部１１は、配置、大きさ、面積率、深さＨ２が実施例１と同様とした。また、ピストンリング用の部材は、実施例１と同様とした。

同様の実験を行った結果、摩擦係数が「０．１１」、摩耗量を「０．１３」という値になった。実施例２も、比較例１より摩擦係数および耐摩耗性の点ですぐれることが確認された。

（実施例３）
実施例３のシリンダ用のプレート材は、ＡＤＣ１２を使用し、これに形成した微細凹部１１は、実施例１と同様の、断面形状、配置、大きさ、面積率、深さＨ２とした。また、ピストンリング用の部材は、非晶質硬質カーボン膜９をＰＶＤ法により形成した。算術平均粗さＲａ１は、０．０２μｍであり、ビッカース硬さ（ＨＶ）は２８００であった。

同様の実験を行った結果、摩擦係数が「０．１０」、摩耗量を「０．１０」という値になった。実施例３も、比較例１より摩擦係数および耐摩耗性の点ですぐれることが確認された。

（実施例４）
実施例４のシリンダ用のプレート材は、ＡＤＣ１２を使用し、これに形成した微細凹部１１は、実施例１と同様の、断面形状、大きさ、面積率、深さＨ２であるが、配置を正方状とした。また、ピストンリング用の部材は、非晶質硬質カーボン膜９をＣＶＤ法により形成した。算術平均粗さＲａ１は、０．０２μｍであり、ビッカース硬さ（ＨＶ）は２０００であった。

同様の実験を行った結果、摩擦係数が「０．１３」、摩耗量を「０．２０」という値になった。実施例４も、比較例１より摩擦係数および耐摩耗性の点ですぐれることが確認された。

（実施例５）
実施例５のシリンダ用のプレート材は、ＡＤＣ１２を使用し、これに形成した微細凹部１１は、実施例１と同様の、千鳥配置、大きさ、面積率、深さＨ２であるが、断面形状をＵ字状とした。また、ピストンリング用の部材は、非晶質硬質カーボン膜９をＣＶＤ法により形成した。算術平均粗さＲａ１は、０．０２μｍであり、ビッカース硬さ（ＨＶ）は２０００であった。

同様の実験を行った結果、摩擦係数が「０．１４」、摩耗量を「０．２３」という値になった。実施例５も、比較例１より摩擦係数および耐摩耗性の点ですぐれることが確認された。

（実施例６）
実施例６のシリンダ用のプレート材は、ＡＤＣ１２を使用し、これに形成した微細凹部１１は、実施例１と同様の、千鳥配置、大きさ、面積率、深さＨ２であるが、断面形状を矩形状とした。また、ピストンリング用の部材は、研磨することなく、非晶質硬質カーボン膜９をＣＶＤ法により形成した。算術平均粗さＲａ１は、０．０２μｍであり、ビッカース硬さ（ＨＶ）は２０００であった。

同様の実験を行った結果、摩擦係数が「０．６３」、摩耗量を「０．６７」という値になった。実施例６も、比較例１より摩擦係数および耐摩耗性の点ですぐれることが確認された。

（比較例１）
比較例１としてのシリンダ用のプレート材は、ＦＣＡ材を使用し、クロスハッチを全面に形成し、算術平均粗さＲａ３が０．３μｍとしたものである。

また、比較例１のピストンリング用の部材は、クロムメッキを行い、中心線平均荒さＲａ３が０．２μｍとなるようにしたもので、ビッカース硬さ（ＨＶ）は８００である。

この比較例１につき、前述の実験を行った場合の摩擦係数は「１」、摩耗量を「１」と設定する。

（比較例２）
比較例２のシリンダ用のプレート材は、ＡＤＣ１２を使用し、これに微細凹部１１を形成せず、中心線平均荒さＲａ３を０．０２μｍとした。また、比較例２のピストンリング用の部材は、クロムメッキし、算術平均粗さＲａ１を、０．２μｍとし、ビッカース硬さ（ＨＶ）は８００とした。

同様の実験を行った結果、摩擦係数は比較例１に対し「０．７５」、摩耗量は比較例１に対し「２０」という値になった。

（比較例３）
比較例３のシリンダ用のプレート材は、ＡＤＣ１４を使用し、比較例１と同様、クロスハッチを全面に形成し、中心線平均荒さＲａ３が０．３μｍとしたものである。

また、比較例３のピストンリング用の部材は、Ａｌ分散ＮｉＰメッキを行い、算術平均粗さＲａ１が０．１μｍとなるようにしたもので、ビッカース硬さ（ＨＶ）は８００である。

同様の実験を行った結果、摩擦係数は比較例１に対し「０．５０」、摩耗量は比較例１に対し「６」という値になった。

これらをまとめると、下記の表１に示すようになる。

＜ピストンスカート部とシリンダ＞
図８はピストンスカート部とシリンダとの往復摺動試験状態を示す概略斜視図である。ピストンスカート部とシリンダの実験には、図８に示すような、内接する２つ半円筒材である、ライナー切り出し材（シリンダ材）と、ピストン切り出し材（ピストン材）とを用いた。より具体的には、ボア径８６ｍｍに相当するピストンとシリンダをそれぞれ切り出し、試験に供した。

シリンダ材としては、ＡＤＣ１２およびＦＣＡという２種類を使用した。表面は、前述したピストンリングとシリンダの摺動形態の場合と同様、各種仕上げ加工を施すとともに、微細凹部１１を所定の面積率、断面形状で形成し、千鳥状の配置とした。

ピストン材としては、種々の硬さの材料を使用した。表面は、ピストンスカート部１０に形成されている条痕（切削目）を必要に応じてラッピングを行ってプラトー形状とし、その条痕の深さおよびプラトー形状の平坦部の表面粗さを制御した。その後、必要に応じて各種コーティングを行った。

実験条件は、８０℃の５Ｗ３０の潤滑油を０．８ｃｃ／ｍｉｎで滴下し、垂直荷重Ｆ２として７５Ｋｇｆを加えつつ、摺動速度６００回／ｍｉｎで往復摺動させることにより行った。

なお、この摺動形態における微細凹部１１の形成方法は、前述したピストンリングとシリンダの摺動形態の場合と同様である。また、ピストンスカート部に、非晶質硬質カーボン膜９を形成する方法も前述したピストンリングとシリンダの摺動形態の場合と同様である。

（実施例７）
実施例７のシリンダ材は、ＡＤＣ１２を使用し、これに形成した微細凹部１１は、インデント加工によって形成した断面矩形状のもので、面積率２．５％とし、深さＨ２は３μｍとした。配置状態は、図３に示す正三角形状に配置した千鳥格子とした。

また、ピストン材は、ピストンスカート部１０の部分をプラトー形状とし、その条痕の深さＨ１は５μｍとし、非晶質硬質カーボン膜９をＣＶＤ法により形成し、このビッカース硬さ（ＨＶ）は２８００であった。

実施例７につき、前述の実験を行った結果、後述する比較例４の摩擦係数を「１」、摩耗量を「１」とした場合、実施例７のものは、摩擦係数が「０．８０」、摩耗量を「０．３３」という値であり、後述する比較例４〜６の摩擦係数および耐摩耗性より優れていることが確認された。

（実施例８）
実施例８のシリンダ材は、ＡＤＣ１２で、微細凹部１１の、断面矩形状、面積率、深さ、配置状態は実施例７と同様とした。

また、ピストン材は、ピストンスカート部１０の部分をプラトー形状とし、その条痕の深さＨ１は３μｍとし、非晶質硬質カーボン膜９をＣＶＤ法により形成し、このビッカース硬さ（ＨＶ）は２０００であった。

実施例８につき、前述の実験を行った結果、摩擦係数は「０．７０」、摩耗量を「０．１７」という値であり、比較例４〜６の摩擦係数および耐摩耗性より優れていることが確認された。

（実施例９）
実施例９のシリンダ材は、ＡＤＣ１２で、微細凹部１１の、断面矩形状、面積率、深さ、配置状態は実施例７と同様とした。

また、ピストン材は、「条痕なし」とし、非晶質硬質カーボン膜９をＣＶＤ法により形成し、このビッカース硬さ（ＨＶ）は２０００であった。

実施例９につき、前述の実験を行った結果、摩擦係数は「０．４０」、摩耗量を「０．０３」という値であり、比較例４〜６の摩擦係数および耐摩耗性より優れていることが確認された。

（比較例４）
比較例４のシリンダ材は、ＦＣＡで、微細凹部１１ではなく、算術平均粗さＲａ２が０．３μｍのクロスハッチとした。

また、ピストン材は、ピストンスカート部１０の部分がプラトー形状を有しない、深さが１０μｍの条痕を形成し、その表面をクロムメッキした。そのビッカース硬さ（ＨＶ）は８００であった。

比較例４につき、前述の実験を行った場合の摩擦係数は「１」、摩耗量を「１」と設定する。

（比較例５）
比較例５のシリンダ材は、ＡＤＣ１２で、これに形成した微細凹部１１は、インデント加工によって形成した断面矩形状のもので、面積率２．５％とし、深さＨ２は３μｍとした。配置状態は、図３に示す正三角形状に配置した千鳥格子とした。

また、ピストン材は、ピストンスカート部１０の部分がプラトー形状を有しない、深さＨ１が１０μｍの条痕を形成し、非晶質硬質カーボン膜９をＣＶＤ法により形成した。そのビッカース硬さ（ＨＶ）は２０００であった。

比較例５につき、前述の実験を行った結果、摩擦係数が「１．１」、摩耗量を「３．３」という値であった。

（比較例６）
比較例６のシリンダ材は、ＡＤＣ１２で、これに微細凹部１１は形成せず、算術平均粗さＲａ２が０．０２μｍのものとした。

また、ピストン材は、深さＨ１が５μｍの条痕を形成しているが、ピストンスカート部１０の部分がプラトー形状を有しない、また、表面も研磨せず、非晶質硬質カーボン膜９をＣＶＤ法により形成した。そのビッカース硬さ（ＨＶ）は２０００であった。

比較例６につき、前述の実験を行った結果、摩擦係数が「０．９５」、摩耗量を「１」という値であった。

これらをまとめると、下記の表２に示すようになる。

本発明は、上述した実施の形態に限定されるものではなく、特許請求の範囲の範囲内で種々改変することができる。例えば、上述した実施形態では、ピストン側に硬質カーボン膜９を形成したが、場合によってはシリンダ側に形成してもよい。

本発明は、潤滑油の存在下で摺動する摺動部材の摺動摩擦を低減した内燃機関、特に、ピストンとシリンダに利用することができる。

本発明の実施形態に係る内燃機関を示す概略断面図である。 図１の要部拡大断面図である。 本実施形態のピストンリングの断面図である。 本実施形態のピストンスカート部を示す断面図である。 シリンダボア内面に形成された微細凹部の形成例を示す説明図である。 微細凹部の断面形状例を示すもので、図５の６−６線に沿う拡大断面図である。 ピストンリングとシリンダとの往復摺動試験状態を示す概略斜視図である。 ピストンスカート部とシリンダとの往復摺動試験状態を示す概略斜視図である。

符号の説明

１…ピストン、
５…シリンダ、
６…シリンダボア、
６ａ…シリンダボア内面、
７…ピストンリング、
７ａ…トップリング、
７ｃ…オイルリング、
８…ピストンスカート部、
９…硬質カーボン膜、
１１…微細凹部、
Ｈ１…周溝の深さ、
Ｈ２…微細凹部の深さ、
Ｌ…微細凹部の摺動方向の表面長さ、
Ｒａ１…硬質カーボン膜の算術平均粗さ、
Ｒａ２…ピストンスカート部の算術平均粗さ、
Ｒａ３…微細凹部間の算術平均粗さ、
Ｓ…微細凹部の底面の極値を示す長さ、
ｔ…膜厚。

Claims (8)

1. 少なくともボア内面がアルミニウム合金により形成されかつ前記ボア内面に多数の微細凹部が形成されたシリンダと、当該シリンダのボア内で潤滑油の存在下で往復摺動可能に設けられ、ピストンリングおよびピストンスカート部が硬質カーボン膜で被覆されたピストンと、を有し、前記ピストンスカート部は、前記ピストンの摺動方向と直交する方向に周溝が形成され、当該周溝は相互間の山部の断面形状が尖端部分を削落し平坦部にしたプラトー形状であり、当該周溝の溝底から平坦部までの最大高さ(Ｈ２)が５μ以下とされた内燃機関であって、前記硬質カーボン膜は、算術平均粗さ（Ｒａ１）が、０．０５μｍ以下でかつ表面粗さ曲線のスキューネス値（Ｒｓｋ値）がマイナスとなっていることを特徴とするとする内燃機関。
2. 前記シリンダボア内面を形成するアルミニウム合金は、Ｓｉ含有率が１２％以下であることを特徴とする請求項１に記載の内燃機関。
3. 前記微細凹部は、前記シリンダボア内面の面積に対する面積率が、０．５％以上１０％以下としたことを特徴とする請求項１又は２に記載の内燃機関。
4. 前記微細凹部は、深さ（Ｈ２）が、０．５μｍ以上２０μｍ以下であることを特徴とする請求項１〜３のいずれか１項に記載の内燃機関。
5. 前記微細凹部は、摺動方向の表面長さ（Ｌ）が５００μｍ以下であり、さらに、千鳥状に配置し、当該微細凹部が存在しない面の算術平均粗さ（Ｒａ２）が０．０５μｍ以下であることを特徴とする請求項１〜４のいずれか１項に記載の内燃機関。
6. 前記微細凹部は、摺動方向の表面長さを「Ｌ」、当該微細凹部の底面の摺動方向の長さを「Ｓ」とした場合、Ｓ／Ｌが０．２以下としたことを特徴とする請求項１〜５のいずれか１項に記載の内燃機関。
7. 前記硬質カーボン膜は、膜厚（ｔ）が、０．５μｍ以上２０μｍ以下であることを特徴とする請求項１に記載の内燃機関。
8. 前記硬質カーボン膜は、硬さ（Ｈｖ）が、２５００以下であることを特徴とする請求項１又は７に記載の内燃機関。