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WO2015041215A1 - シリンダボアとピストンリングの組合せ - Google Patents

シリンダボアとピストンリングの組合せ Download PDF

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WO2015041215A1
WO2015041215A1 PCT/JP2014/074443 JP2014074443W WO2015041215A1 WO 2015041215 A1 WO2015041215 A1 WO 2015041215A1 JP 2014074443 W JP2014074443 W JP 2014074443W WO 2015041215 A1 WO2015041215 A1 WO 2015041215A1
Authority
WO
WIPO (PCT)
Prior art keywords
piston ring
cylinder bore
combination
hard carbon
iron
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.)
Ceased
Application number
PCT/JP2014/074443
Other languages
English (en)
French (fr)
Inventor
章郎 篠原
正樹 諸貫
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.)
Riken Corp
Original Assignee
Riken Corp
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 Riken Corp filed Critical Riken Corp
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Priority to KR1020167009310A priority patent/KR20160060668A/ko
Priority to CN201480051641.8A priority patent/CN105555989A/zh
Priority to BR112016006006A priority patent/BR112016006006A2/pt
Priority to MX2016003669A priority patent/MX2016003669A/es
Priority to US15/023,251 priority patent/US20160230697A1/en
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    • C23C4/18—After-treatment
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    • 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
    • F16J9/12—Details
    • 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
    • F05—INDEXING SCHEMES RELATING TO ENGINES OR PUMPS IN VARIOUS SUBCLASSES OF CLASSES F01-F04
    • F05C—INDEXING SCHEME RELATING TO MATERIALS, MATERIAL PROPERTIES OR MATERIAL CHARACTERISTICS FOR MACHINES, ENGINES OR PUMPS OTHER THAN NON-POSITIVE-DISPLACEMENT MACHINES OR ENGINES
    • F05C2253/00—Other material characteristics; Treatment of material
    • F05C2253/12—Coating

Definitions

  • the present invention relates to a combination of a cylinder bore of an internal combustion engine and a piston ring that slides on the inner peripheral surface of the bore, and in particular, a cylinder bore formed with an iron-based sprayed coating on the inner peripheral sliding surface and a hard carbon coating on the outer peripheral sliding surface. Relates to a combination of piston rings formed.
  • an improvement in fuel efficiency is strongly demanded for internal combustion engines such as automobile engines. Therefore, research and development of component parts aiming at miniaturization, weight reduction, reduction of friction loss, etc. are widely performed.
  • aluminum alloy an aluminum alloy with a low specific gravity
  • the piston ring is also called a hard carbon coating with a low friction coefficient (“Diamond Like Carbon (DLC)”). Attempts have been made to coat.
  • DLC Diamond Like Carbon
  • Aluminum alloys such as JIS standard material ADC12 are generally characterized by light weight and good thermal conductivity. However, the aluminum alloy itself tends to cause adhesion and scuffing when sliding with the piston ring. As a measure to improve this, Japanese Patent Application Laid-Open No. 2005-273654 makes it possible to mass-produce a poorly cast aluminum alloy containing 18-22% by weight of silicon (Si) by the high-pressure die casting method, and cooling rate near the sliding surface.
  • An engine component including a cylinder block in which primary silicon particles having an average crystal grain size of 12 to 50 ⁇ m are crystallized on a sliding surface by controlling the above is disclosed. The presence of relatively hard primary silicon particles has contributed to improved scuff resistance and reduced cylinder wear. However, even such aluminum alloys sufficiently satisfy the requirements for scuff resistance and wear resistance against sliding conditions that have become severe due to the increase in in-cylinder pressure accompanying the recent increase in engine output. It is no longer.
  • JP 2001-280497 discloses a combination of an aluminum alloy cylinder having a silicon (Si) content of 7 to 20% by weight and a piston ring in which a hard coating made of diamond-like carbon is formed on the outer peripheral surface.
  • DLC hard film is excellent in initial conformability, scuff resistance and wear resistance by dispersing carbide of one or more elements selected from the group of Si, Ti, W, Cr, Mo, Nb and V A hard carbon coating is disclosed.
  • this DLC hard film with good initial conformability was worn in a short time under the above-mentioned severe sliding conditions.
  • the surface roughness [Rk + Rpk] expressed as the sum of the above and the sliding surface that satisfies the friction coefficient and scuffing resistance is 0.9 ⁇ m or less, improving fuel efficiency and durability.
  • a contributing cylinder block is disclosed.
  • the pits present on the sliding surface have a function as an oil reservoir (oil pocket), prevent running out of lubricating oil during sliding, and improve scuff resistance.
  • oil reservoir oil pocket
  • the oil film is insufficiently formed only by the oil reservoir by the pit, and the scuff resistance is not sufficient.
  • Japanese Patent Laid-Open No. 2002-235852 focuses on an oil reservoir and includes a smooth surface formed on a sliding surface with fine recesses whose depth regularly changes, and plateau-like protrusions are formed between the recesses.
  • a low friction sliding member is disclosed.
  • the depth of the oil reservoir is reduced at the center of the stroke process where the sliding speed is high to reduce the increase in friction loss due to oil film shear loss.
  • the depth of the oil reservoir is increased to avoid the occurrence of lubricating oil loss, and the friction loss is reduced.
  • the present invention uses cylinder bore spraying technology that can use aluminum alloy castings by ordinary die casting, and is excellent in scuff resistance and wear resistance even under severe sliding conditions due to high load on the engine, and low friction loss It is an object of the present invention to provide a combination of a cylinder bore and a piston ring.
  • the present inventors investigated the scuff resistance when combining a cylinder bore with an iron-based thermal spray coating and a piston ring with a hard carbon coating, and as a result of earnest research, the surface of the iron-based thermal spray coating and the hard carbon coating was investigated. It is conceived that by controlling the height Rpk of the protruding peak in the roughness curve of the cylinder to a predetermined value, it is possible to obtain a combination of a cylinder bore and a piston ring with excellent scuff resistance and wear resistance and low friction loss. did.
  • the cylinder bore forms an iron-based thermal spray coating on the sliding surface with the piston ring
  • the piston ring forms a hard carbon coating on the outer peripheral sliding surface
  • the iron ring The Rpk (JIS B 0671-2: 2002) in the surface roughness curve of the thermal spray coating is less than 0.20 ⁇ m, and the Rpk in the surface roughness curve of the hard carbon coating is less than 0.15 ⁇ m.
  • the Rpk value in the surface roughness curve of the iron-based sprayed coating is preferably less than 0.15 ⁇ m.
  • the sliding surface of the iron-based thermal spray coating has minute pits, and the area ratio of the minute pits is preferably 1% or more and less than 10%, and more preferably 1% or more and less than 5%.
  • the film thickness of the iron-based sprayed coating is preferably 100 to 500 ⁇ m.
  • the hard carbon film preferably has a hydrogen content of less than 2 atomic%, and preferably has a Martens hardness of 17 to 25 GPa.
  • the film thickness of the hard carbon film is preferably 0.5 to 10 ⁇ m.
  • the piston ring preferably has a base layer made of at least one of a chromium nitride layer, a nitride layer and a chromium plating layer on a base material, and the hard carbon film is made of Cr, Ti, W and Co. It is preferable to have an intermediate layer of at least one metal selected from the group and / or metal carbide.
  • the combination of the cylinder bore and piston ring of the present invention basically uses an aluminum alloy cylinder block, which contributes to weight reduction.
  • an aluminum alloy casting such as JIS standard material ADC12 by ordinary die casting can be used instead of an aluminum alloy having a high silicon content.
  • expensive equipment such as high pressure die casting manufacturing technology is not required.
  • cast aluminum liner castings can also be made of ordinary aluminum alloy castings, but compared with cast iron liner castings, cylinder bore spraying technology can also be made independent bores by providing cooling passages between the bores. As a result, the overall bore temperature can be reduced and the uniformity can be greatly improved.
  • the friction coefficient during sliding is controlled by controlling the Rpk value, which is a feature of the present invention, to a predetermined value or less. It can contribute to lowering and reducing friction loss.
  • the piston ring by coating the piston ring with a hard carbon film with a hydrogen content of less than 2%, it is possible to show excellent scuffing resistance even if the area ratio of micro pits in the iron-based sprayed coating is small, and it can be applied to the engine. Even under severe load conditions due to high loads, it is possible to provide a combination of a cylinder bore and a piston ring that is excellent in scuff resistance and wear resistance and has low friction loss.
  • FIG. 2 is a scanning electron micrograph of the surface of the thermal spray coating of Example 1.
  • FIG. It is a schematic diagram which shows the method of the scuff test of this invention. It is a figure which shows the elliptical shaped sliding part which arose in the piston ring piece after a scuff test.
  • the combination of the cylinder bore and the piston ring of the present invention forms an iron-based thermal spray coating on the inner peripheral surface of the cylinder bore, forms a hard carbon coating on the outer peripheral sliding surface of the piston ring, and in the roughness curve of the surface of the iron-based thermal spray coating.
  • Rpk JIS B 0671-2: 2002
  • Rpk in the surface roughness curve of the hard carbon film is less than 0.15 ⁇ m.
  • the Rpk value of the iron-based sprayed coating is less than 0.20 ⁇ m, and the hard carbon coating It has been found that by setting the Rpk value to less than 0.15 ⁇ m, a low friction coefficient and excellent scuff resistance are exhibited. If the Rpk values of the iron-based thermal spray coating and the hard carbon coating are 0.20 ⁇ m and 0.15 ⁇ m or more, respectively, the scuff resistance is lowered and the wear is increased, which is not preferable.
  • the Rpk value of the iron-based thermal spray coating is preferably less than 0.15 ⁇ m, and the Rpk value of the hard carbon coating is preferably less than 0.13 ⁇ m.
  • the cylinder block is made of an aluminum alloy casting such as JIS standard material ADC12, and is a linerless cylinder block in which an iron-based film is directly sprayed on the inner peripheral surface of the bore.
  • an aluminum alloy having a predetermined heat resistance, strength, elongation, etc. and good castability can be used.
  • silicon chrome steel JIS (SWOSC-V) for compression ring or martensitic stainless steel (JIS SUS440B) is preferably used.
  • the iron-based sprayed coating formed on the inner peripheral surface of the cylinder bore is not particularly limited, but in terms of scuff resistance, wear resistance, and a low friction coefficient, it is preferable that the carbon steel contains a slight amount of chromium, molybdenum, tungsten, or the like.
  • Japanese Patent Application Laid-Open No. 2010-275581 contains 0.3 to 0.4% C, 0.2 to 0.5% Si, 0.3 to 1.5% Mn, and Cr and / or Mo in a total ratio of 0.5% or less in a mass ratio. Further, an iron-based sprayed coating with the remaining Fe and unavoidable impurities is disclosed.
  • thermal spraying is not particularly limited, such as plasma spraying, arc spraying, high-speed flame spraying, etc.
  • wire arc spraying using a wire of an iron-based alloy is economically preferable.
  • operating conditions such as current, atomizing gas pressure, and nozzle shape greatly affect the properties of the sprayed coating.
  • the iron-based thermal spray coating generally contains pores and oxides. For example, when the flow rate of the atomizing gas is increased, the porosity decreases and the proportion of oxides increases.
  • the inner peripheral surface of the cylinder bore is finally finished by honing.
  • iron alloy particles and oxide particles with low filling properties are dropped, or internal pores appear, and the surface has a diameter of several ⁇ m ⁇ Small pits of about 100 ⁇ m are formed.
  • the dropout of sprayed particles is affected by the degree of honing (for example, the depth of cut), but the porosity and oxide ratio are basically determined by the spraying conditions as described above. Determined by the texture of the film.
  • the micro pit functions as an oil reservoir (oil pocket). Especially, in the combination of the cylinder bore and piston ring, boundary lubrication tends to occur near the top dead center and bottom dead center of the piston. The existence of is important.
  • the area ratio of micro pits on the sprayed coating sliding surface is preferably 1% or more and less than 10%. When the area ratio of the micropits increases, the strength and hardness of the iron-based sprayed coating tend to decrease.
  • the size of the micro pits is preferably in the range of 1 to 200 ⁇ m.
  • the film thickness of the iron-based sprayed coating is not particularly limited, but the final film thickness after honing is preferably 100 to 500 ⁇ m.
  • the hard carbon film formed on the outer peripheral sliding surface of the piston ring often contains hydrogen due to the manufacturing method, but in the present invention, the hydrogen content is preferably less than 2 atomic%. If hydrogen is taken into the hard carbon film, it will break the carbon bond and terminate the bond with hydrogen. However, in the hard carbon film with a small amount of hydrogen, the oily agent in the lubricating oil is likely to be adsorbed on the film surface. This is because the OH group is coordinated to the end of the carbon atom to prevent true contact and reduce friction. More preferably, the hydrogen content is less than 1 atomic%. From the viewpoint of reducing the hydrogen content, a vacuum arc ion plating (VAIP) method using carbon as an evaporation source is preferably used.
  • VAIP vacuum arc ion plating
  • the hardness of the hard carbon film is strongly influenced by the hydrogen content, and considering the low hydrogen content, the Martens hardness HMs is preferably 17 to 25 mm GPa, more preferably 20 to 25 mm GPa. preferable.
  • the hard carbon film may contain a metal element, a carbide thereof, a carbonitride, or the like as long as the hardness is within the above range. Furthermore, it is good also as a hard carbon film of the laminated structure which laminated
  • the film thickness of the hard carbon film is not particularly limited, but is preferably 0.5 to 10 ⁇ m.
  • the Rpk value on the surface of the hard carbon film is less than 0.15 ⁇ m, but the hard carbon film formed by the vacuum arc ion plating method often contains coarse particles. May be 0.15 ⁇ m or more. In such a case, the Rpk value should be adjusted to less than 0.15 ⁇ m by brush wrapping or polishing the surface of the hard carbon film after film formation.
  • the hard carbon film can be directly coated on a piston ring base material made of silicon chrome steel or martensitic stainless steel, but it is preferable that the base material of the extremely hard carbon film is as hard and rigid as possible. In that sense, it is preferable to have a dense hard underlayer such as an ion plating layer such as a CrN layer, a nitride layer, or a chromium plating layer on the base material. In order to ensure good adhesion of the hard carbon film to the base material, at least one selected from the group consisting of Cr, Ti, W and Co between the hard carbon film and the base material or the underlayer is used. It is preferable to have an intermediate layer of metal and / or metal carbide consisting of seeds.
  • Examples 1 to 4 and Comparative Examples 1 to 2 One side of JIS ADC12 aluminum alloy plate (70 mm x 100 mm x 10 mm) corresponding to the cylinder bore is blasted, and on top of that, C: 0.3%, Si: 0.2%, Mn: 0.3%, Cr: About 500 ⁇ m of an iron-based sprayed coating was formed by arc spraying using a wire composed of 0.5%, Mo: 0.2%, the balance Fe and unavoidable impurities as a spraying material.
  • the iron-based sprayed coatings of Examples 1 to 4 and Comparative Examples 1 to 2 were basically formed under the same spraying conditions, but were polished in the 70 mm width direction so that the surface properties (Rpk values) were different. .
  • a carbon ring is targeted for a piston ring (equivalent to SUS420J2 nitrided, nominal diameter (d) 90 mm, width (h1) 1.2 mm, thickness (a1) 3.2 mm) with a rectangular cross section and barrel face shape on the outer peripheral surface.
  • About 1 ⁇ m of hard carbon film was formed on the outer peripheral surface by vacuum arc ion plating. Since the hard carbon films of Examples 1 to 4 and Comparative Examples 1 and 2 had an Rpk of 0.2 to 0.3 ⁇ m in the as-coated state, lapping was performed in the circumferential direction so that the surface properties (Rpk values) were different. gave. The film thickness of the hard carbon film hardly changed even when lapping was performed.
  • Rpk value Measurement of surface properties (Rpk value) Measure the Rpk value of the iron-based thermal spray coating surface and hard carbon coating surface of Examples 1-4 and Comparative Examples 1-2 using a stylus type surface roughness tester. did. Here, the iron-based thermal spray coating was measured in the length direction of 100 mm, and the hard carbon coating was measured in the width direction.
  • FIG. 1 is a scanning electron micrograph of the surface of the thermal spray coating of Example 1.
  • Micro pits 1 with a size of several tens to 100 ⁇ m were observed, and the area ratio of the micro pits was 3.1%. Further, the A sample side cross section of the C sample was mirror-polished and the film thickness of the film was obtained with a scanning electron microscope. In Examples 1 to 4 and Comparative Examples 1 and 2, the film was in the range of about 430 to about 450 ⁇ m. It was.
  • Martens hardness HMs of hard carbon film conforms to ISO 14577-1 (instrumented indentation hardness test) and uses a very small hardness meter to determine the Berkovich indenter.
  • the test force was 9.8 mN.
  • the measurement was performed on the polished portion by subjecting the vicinity of the coating surface to spherical polishing using a 30 mm diameter steel ball coated with a diamond paste having an average particle size of 0.25 ⁇ m.
  • Martens hardness HMs is calculated from the load-indentation depth curve.
  • the Martens hardness HMs of the hard carbon film of Example 1 was 22.6 GPa.
  • the Martens hardness can be regarded as substantially the same as in Example 1 for the hard carbon films of Examples 2 to 4 and Comparative Examples 1 and 2.
  • the scuffing test was performed on the aluminum alloy plate 2 of the A sample coated with the iron-based thermal spray coating 3 corresponding to the cylinder bore as shown in FIG. 2 (a) (attached to a fixing jig not shown). The test was conducted by a test in which a piston ring cut piece 4 (about 30 mm in length) coated with a hard carbon film reciprocally slides in the width direction. In the test, the aluminum alloy plate 2 was reciprocated under the conditions of an amplitude of 3 mm and 50 Hz, the vertical load was increased at a speed of 100 N / min, and at the same time, the frictional force at that time was measured and the frictional force increased rapidly. The load at the time was the scuff load.
  • the lubricating oil 5 was a lubricating oil containing 1% by mass of GMO (Glycerol Mono Oleate) in a base oil of PAO (Poly Alpha Olefin).
  • Abrasion test The abrasion test was carried out by a reciprocating sliding test under the same conditions as the scuffing test except that the vertical load was 100 N (constant) and the time was 60 minutes with the same testing machine that performed the scuffing test.
  • the amount of wear of the hard carbon film 3 was evaluated by the major axis length L of the elliptical sliding portion 6 generated in the piston ring piece 4 after the test shown in FIG.
  • Table 1 shows the measurement results of Examples 1 to 4 and Comparative Examples 1 and 2 excluding the film thickness of each film and the hydrogen content and Martens hardness of the hard carbon film.
  • the scuff load in the scuff test and the wear amount by the wear test are shown as relative values with the data of Comparative Example 1 taken as 1.
  • the scuff load is low and the wear amount of the hard carbon coating is relatively large. It can be seen that when the Rpk value on the surface of the thermal spray coating is less than 0.20 ⁇ m and the Rpk value on the surface of the hard carbon coating is less than 0.15 ⁇ m, the scuff load is remarkably improved, and the amount of wear is reduced accordingly.
  • Examples 5-7 Aluminum alloy plates corresponding to the cylinder bores of Examples 5 to 7 were manufactured in the same manner as Example 1 except that the spraying conditions of the iron-based sprayed coating were changed so that the area ratios of the micropits were different. Moreover, the piston ring combined with these aluminum alloy plates used the hard carbon film of the same property as Example 1. The Rpk value and the minute pit area ratio of the iron-based sprayed coatings of Examples 5 to 7 were measured in the same manner as in Example 1, and the scuff test and wear test were also performed in the same manner as in Example 1.
  • Example 8 The material of the piston ring is SUS440B equivalent material, a CrN film underlayer with a film thickness of about 30 ⁇ m is formed on it, and a metal Cr intermediate layer of about 0.5 ⁇ m and a hard carbon film of about 1.5 ⁇ m are formed by vacuum arc ion plating. Except for the above, the piston ring of Example 8 was manufactured in the same manner as Example 1. As a result of measuring the Rpk value, the hydrogen content, and the Martens hardness of the hard carbon film, the Rpk value was 0.14 ⁇ m, the hydrogen content was 0.7 atomic%, and the Martens hardness was 24.1 GPa. Further, as an aluminum alloy plate combined with the piston ring of Example 8, an iron-based sprayed coating having the same properties as those of Example 1 was used, and a scuff test and a wear test were performed.
  • Example 9 An aluminum alloy plate corresponding to the cylinder bore of Example 9 was manufactured in the same manner as in Example 1 except that the spraying conditions of the iron-based sprayed coating were changed so that the area ratio of the minute pits was as small as possible. As a result of measuring the Rpk value and the area ratio of minute pits of the iron-based sprayed coating of Example 9, the Rpk value was 0.05 and the area ratio of the minute pits was 0.9%. Further, as a piston ring to be combined, a hard carbon film having the same properties as in Example 1 was used, and a scuff test and a wear test were performed. The results are shown in Table 2 together with the results of Examples 5 to 7 and Example 8.

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Abstract

【課題】　通常のダイカストによるアルミ合金鋳物が利用できるシリンダボア溶射技術を用い、エンジンに高負荷がかかって過酷な摺動条件になっても、耐スカッフ性、耐摩耗性に優れ、低摩擦損失のシリンダボアとピストンリングの組合せを提供するため、内燃機関のシリンダボアのピストンリングとの摺動面に形成した表面の粗さ曲線におけるRpk値が0.20μm未満の鉄系溶射皮膜と、前記ピストンリングの外周摺動面に形成した表面の粗さ曲線におけるRpk値が0.15μm未満の硬質炭素皮膜を組み合わせる。

Description

シリンダボアとピストンリングの組合せ
　本発明は、内燃機関のシリンダボアと、ボア内周面と摺動するピストンリングとの組合せに関し、特に、内周摺動面に鉄系溶射皮膜を形成したシリンダボアと外周摺動面に硬質炭素皮膜を形成したピストンリングの組合せに関する。
　近年、自動車エンジンを中心とする内燃機関は、燃費の向上が強く求められている。そのため、小型化、軽量化、摩擦損失の低減等を目指した構成部品の研究開発が幅広く行われている。例えば、シリンダには比重の小さいアルミニウム合金（以下「アルミ合金」という。）を採用し、ピストンリングには低摩擦係数の硬質炭素皮膜（「ダイヤモンドライクカーボン（Diamond Like Carbon：DLC）」とも呼ばれている。）を被覆することが試みられている。
　JIS規格材ADC12等のアルミ合金は、一般に軽量で熱伝導率が良いのが特徴である。しかし、アルミ合金自体はピストンリングとの摺動において凝着やスカッフを起こしやすい。この改善策として、特開2005-273654では、シリコン（Si）を18～22重量％と多く含有する鋳造性の悪いアルミ合金を高圧ダイカスト法によって量産を可能とし、また摺動面近傍の冷却速度を制御することによって平均結晶粒径が12～50μmの初晶シリコン粒子を摺動面に晶出させたシリンダブロックを含むエンジン用部品を開示している。比較的硬い初晶シリコン粒子の存在が、耐スカッフ性の向上やシリンダ摩耗の抑制に貢献してきた。しかし、このようなアルミ合金でも、近年のエンジンの高出力化に伴う筒内圧の上昇によって過酷になった摺動条件に対しては、耐スカッフ性や耐摩耗性に対する要求を十分に満足するものではなくなってきた。
　また、ピストンリングには、アルミ合金に対する化学的安定性と低摩擦係数から硬質炭素皮膜の適用が試みられている。特開2001-280497は、シリコン（Si）含有量が7～20重量％のアルミ合金シリンダと、外周面にダイヤモンドライクカーボンからなる硬質皮膜が形成されたピストンリングとの組合せを開示し、特に、DLC硬質皮膜はSi、Ti、W、Cr、Mo、Nb、及びVの群から選ばれた1又は2以上の元素の炭化物を分散させて、初期なじみ性、耐スカッフ性及び耐摩耗性に優れた硬質炭素皮膜を開示している。しかし、この初期なじみ性の良いDLC硬質皮膜は、前述した過酷な摺動条件では、短時間で摩耗してしまうのが実情であった。
　一方、アルミ合金シリンダには、ピストンリングと直接摺動する部分について鋳鉄製ライナを鋳包んだものや鉄系皮膜を溶射したものがある。なかでも軽量化と熱伝達性能の向上によるボア温度全体の低減と均一性の改善が期待されるシリンダボア溶射技術が注目を浴びている。特開2004-100645は、ボア内面に積層形成された溶射層の表面をホーニング加工により仕上げ、摺動面のピット面積率が5～14％で、かつ有効負荷粗さRkと初期摩耗高さRpkとの和で表される表面粗さ［Rk+Rpk］を0.9μm以下とした、摩擦係数及び耐スカッフ性の面で十分に満足する摺動面を備え、燃費向上と耐久性の向上とに寄与するシリンダブロックを開示している。摺動面に存在するピットは、油溜（オイルポケット）としての機能を有し、摺動時の潤滑油切れを防ぎ、耐スカッフ性を向上させる。しかし、例えば、エンジンに高負荷がかかり，摺動条件が過酷になった場合には、このピットによる油溜だけでは油膜の形成が不十分となり、耐スカッフ性も十分でないことも分かってきた。摺動面のピットの大きさや数を増加させることは可能であるが、潤滑油の燃焼によるオイル消費量の増加や摩擦係数の増大が生じることも明らかになってきている。
　特開2002-235852は、油溜に注目して、摺動表面に形成された平滑面に深さが規則的に変化する微細な凹部を備え、凹部間にプラトー状の凸部が形成されている低摩擦摺動部材を開示している。特開2002-235852では、すべり速度の大きいストローク工程の中央部では油溜の深さを浅くして油膜剪断ロスによる摩擦損失の増大を低減し、一方、ストローク端（ピストンで言えば、上死点及び下死点）では油溜の深さを深くして潤滑油切れの生じることを回避して、摩擦損失を低減している。しかし、上記のような構造の摺動面を、凹部の深さ等を精密に制御して形成するのは、実質的に多くの精密な工程を要して実用的でない。
　本発明は、通常のダイカストによるアルミ合金鋳物が利用できるシリンダボア溶射技術を用い、エンジンに高負荷がかかって過酷な摺動条件になっても、耐スカッフ性、耐摩耗性に優れ、低摩擦損失のシリンダボアとピストンリングの組合せを提供することを課題とする。
　本発明者らは、鉄系溶射皮膜を形成したシリンダボアと硬質炭素皮膜を形成したピストンリングを組合せた場合の耐スカッフ性について検討し、鋭意研究の結果、鉄系溶射皮膜と硬質炭素皮膜の表面の粗さ曲線における突出山部の高さRpkを所定の値に制御することにより、耐スカッフ性、耐摩耗性に優れ、かつ低摩擦損失のシリンダボアとピストンリングの組合せとすることができることに想到した。
　すなわち、本発明のシリンダボアとピストンリングの組合せは、前記シリンダボアはピストンリングとの摺動面に鉄系溶射皮膜を形成し、前記ピストンリングは外周摺動面に硬質炭素皮膜を形成し、前記鉄系溶射皮膜の表面の粗さ曲線におけるRpk（JIS B 0671-2:2002）が0.20μm未満、前記硬質炭素皮膜の表面の粗さ曲線におけるRpkが0.15μm未満であることを特徴とする。前記鉄系溶射皮膜の表面の粗さ曲線における前記Rpk値は0.15μm未満であることが好ましい。
　前記鉄系溶射皮膜の前記摺動面は微小ピットを有し、前記微小ピットの面積率は1％以上10％未満であることが好ましく、1％以上5％未満であることがより好ましい。また前記鉄系溶射皮膜の膜厚は100～500μmであることが好ましい。
　さらに、前記硬質炭素皮膜は、水素含有量が2原子％未満であることが好ましく、マルテンス硬さが17～25 GPaであることが好ましい。前記硬質炭素皮膜の膜厚は0.5～10μmであることが好ましい。
　さらに、前記ピストンリングは、母材上に窒化クロム層、窒化層及びクロムめっき層の少なくとも１種からなる下地層を有することが好ましく、前記硬質炭素皮膜は、Cr、Ti、W及びCoからなる群から選択された少なくとも1種からなる金属及び／又は金属炭化物の中間層を有することが好ましい。
　本発明のシリンダボアとピストンリングの組合せにおいては、基本的にアルミ合金製のシリンダブロックを利用するため軽量化に貢献する。また、シリンダボア溶射技術を利用して鉄系溶射皮膜を摺動面に形成するため、高シリコン含有量のアルミ合金でなく通常のダイカストによるJIS規格材ADC12等のアルミ合金鋳物が利用できる。もちろん、高圧ダイカスト製造技術のような高価な設備を必要としない。その点では、鋳鉄ライナの鋳包みも通常のアルミ合金鋳物が利用できるが、鋳鉄ライナの鋳包みと比較すれば、シリンダボア溶射技術はボア間部に冷却通路を設けて独立ボア化することも可能となり、ボア温度全体の低減や均一性を大幅に改善することが可能となる。また、シリンダボアの鉄系溶射皮膜とピストンリングの硬質炭素皮膜の両方の表面の粗さ曲線において、本発明の特徴とするRpk値を所定の値以下に制御することによって摺動時の摩擦係数を引き下げ、摩擦損失の低減に貢献することができる。特に、ピストンリングに水素含有量2％未満の硬質炭素皮膜を被覆することによって、鉄系溶射皮膜の微小ピットの面積率が小さくても、優れた耐スカッフ性を示すことが可能となり、エンジンに高負荷がかかって過酷な摺動条件になっても、耐スカッフ性、耐摩耗性に優れ、低摩擦損失のシリンダボアとピストンリングの組合せを提供することが可能となる。
実施例１の溶射皮膜表面の走査電子顕微鏡写真である。 本発明のスカッフ試験の方法を示す概要図である。 スカッフ試験後のピストンリング片に生じた楕円形状の摺動部を示す図である。
　本発明のシリンダボアとピストンリングの組合せは、シリンダボア内周面に鉄系溶射皮膜を形成し、ピストンリング外周摺動面に硬質炭素皮膜を形成し、かつ鉄系溶射皮膜の表面の粗さ曲線におけるRpk（JIS B 0671-2:2002）が0.20μm未満、硬質炭素皮膜の表面の粗さ曲線におけるRpkが0.15μm未満であることを特徴とする。シリンダボアとピストンリングの摺動では、一般に、摺動面が平滑であるほど摩擦係数は低くなると言われているが、耐スカッフ性は、表面粗さの代表的な指標である平均算術粗さRaや十点平均粗さRzjisではなく、特にJIS B 0671-2:2002に規定される突出山部高さRpkに強い相関を示し、鉄系溶射皮膜のRpk値を0.20μm未満、硬質炭素皮膜のRpk値を0.15μm未満とすることによって、低摩擦係数で且つ優れた耐スカッフ性を示すことを見いだした。鉄系溶射皮膜と硬質炭素皮膜のRpk値がそれぞれ0.20μm、0.15μm以上では、耐スカッフ性が低下し、また摩耗を増大させて好ましくない。鉄系溶射皮膜のRpk値は0.15μm未満が好ましく、硬質炭素皮膜のRpk値は0.13μm未満が好ましい。
　本発明のシリンダボアとピストンリングの組合せにおいて、シリンダブロックはJIS規格材ADC12のようなアルミ合金鋳物製で、そのボア内周面に鉄系皮膜が直接溶射されるライナレスのシリンダブロックである。シリコン（Si）含有量を特別多くする必要もなく、所定の耐熱性、強度、伸び等を有する鋳造性の良いアルミ合金が使用できる。一方、ピストンリングは、コンプレッションリング用のシリコンクロム鋼（JIS SWOSC-V）やマルテンサイト系ステンレス鋼（JIS SUS440B）が好ましく用いられる。
　シリンダボア内周面に形成される鉄系溶射皮膜は、特に限定しないが、耐スカッフ性、耐摩耗性、低摩擦係数という観点では、炭素鋼にクロム、モリブデン、タングステン等を僅かでも含むことが好ましい。例えば、特開2010-275581には、質量比で0.3～0.4％のCと、0.2～0.5％のSiと、0.3～1.5％のMnと、Cr及び／又はMoを合計で0.5％以下含有し、残部Fe及び不可避的不純物とする鉄系溶射皮膜が開示されている。溶射は、プラズマ溶射、アーク溶射、高速フレーム溶射等、特に限定しないが、鉄系合金のワイヤを使用するワイヤアーク溶射が経済的に優れており好ましい。アーク溶射では、電流、アトマイジングガス圧、ノズル形状等の操作条件が、溶射皮膜の特性に大きく影響する。鉄系溶射皮膜は、一般に気孔や酸化物を含むが、例えば、アトマイジングガスの流量を増加すると気孔率は減少し、酸化物の割合は多くなる。
　シリンダボア内周面は、最終的にホーニング加工により仕上げられるが、その際、充填性の低い鉄合金粒子や酸化物粒子の脱落が生じ、あるいは内在する気孔が出現して、表面に直径数μm～100μm程度の微小ピットが形成される。溶射粒子の脱落はホーニング加工の程度（例えば、切り込み深さ）にも影響されるが、気孔率や酸化物の割合は、上述したように、溶射条件によって決定されるため、基本的には溶射皮膜の組織によって決定される。微小ピットは油溜（オイルポケット）として機能し、特に、シリンダボアとピストンリングの組合せにおいては、ピストンの上死点及び下死点の近傍で境界潤滑となる傾向にあるため、その近傍における微小ピットの存在が重要となる。溶射皮膜摺動面における微小ピットの面積率は1％以上10％未満であることが好ましい。微小ピットの面積率が大きくなると、鉄系溶射皮膜の強度や硬度は低下する傾向にあるため、1％以上5％未満がより好ましく、さらに好ましくは2％以上5％未満である。また、微小ピットのサイズは1～200μmの範囲にあることが好ましい。
　鉄系溶射皮膜の膜厚は、特に限定しないが、ホーニング加工後の最終的な膜厚として100～500μmであることが好ましい。
　ピストンリングの外周摺動面に形成される硬質炭素皮膜は、製法上、水素を含有するものが多いが、本発明においては、水素含有量は2原子％未満が好ましい。硬質炭素皮膜に水素が取り込まれると、炭素の結合手の切断を引き起こし、結合を水素で終端させてしまうが、水素量が少ない硬質炭素皮膜では潤滑油中の油性剤が皮膜表面に吸着しやすくなり、炭素原子の末端にOH基が配位して真実接触を押さえ、低摩擦化するからである。より好ましくは、水素含有量は1原子％未満である。水素含有量を少なくするという点では、蒸発源に炭素を用いた真空アークイオンプレーティング（Vacuum Arc Ion Plating：VAIP）法が好ましく使用される。鉄系溶射皮膜の微小ピットの面積率1％以上5％未満がより好ましいのは、硬質炭素皮膜表面への油性剤の吸着による低摩擦化によるところが大きいものと考えられる。また、硬質炭素皮膜の硬さは、水素含有量に強く影響され、低水素含有量を考慮すると、マルテンス硬さHMsで17～25 GPaであることが好ましく、20～25 GPaであることがより好ましい。硬質炭素皮膜は、前記硬さとなる範囲であれば、金属元素やその炭化物、炭窒化物などを含有させることもできる。さらに、水素含有量や金属含有量の異なる硬質炭素皮膜を積層させた積層構造の硬質炭素皮膜としてもよい。
　硬質炭素皮膜の膜厚は、特に限定しないが、0.5～10μmであることが好ましい。
　本発明においては、硬質炭素皮膜表面のRpk値は0.15μm未満とするものであるが、真空アークイオンプレーティング法により成膜した硬質炭素皮膜は、粗大なパーティクルを含む場合が多いので、Rpk値が0.15μm以上となる場合もある。そのような場合には、成膜後に硬質炭素皮膜表面をブラシラップや研磨によりRpk値を0.15μm未満に調整するものとする。
　硬質炭素皮膜は、シリコンクロム鋼やマルテンサイト系ステンレス鋼からなるピストンリング母材上に直接被覆することもできるが、極めて硬い炭素皮膜の基材としては、できるだけ硬く、剛性の高いことが好ましい。その意味で、母材上にCrN層等のイオンプレーティング層、窒化層、クロムめっき層、等の緻密な硬質の下地層を有することが好ましい。また、硬質炭素皮膜の基材への良好な密着性を確保するためには、硬質炭素皮膜と母材又は下地層との間にCr、Ti、W及びCoからなる群から選択された少なくとも1種からなる金属及び／又は金属炭化物の中間層を有することが好ましい。
実施例１～４及び比較例１～２
　シリンダボアに相当するJIS ADC12 アルミ合金プレート（70 mm×100 mm×10 mm）の片面をブラスト処理し、その上に、質量％でC：0.3％、Si：0.2％、Mn：0.3％、Cr：0.5％、Mo：0.2％、残部Fe及び不可避的不純物からなるワイヤを溶射材として、アーク溶射法により鉄系溶射皮膜を約500μm形成した。実施例１～４及び比較例１～２の鉄系溶射皮膜は基本的に同じ溶射条件で形成されているが、表面性状（Rpk値）が異なるように70 mm幅方向に研磨加工を施した。次に、矩形断面で外周面をバレルフェイス形状としたピストンリング（窒化処理したSUS420J2相当、呼称径（d）90 mm、幅（h1）1.2 mm、厚さ（a1）3.2 mm）に炭素をターゲットとした真空アークイオンプレーティングにより外周面に硬質炭素皮膜を約1μm形成した。実施例１～４及び比較例１～２の硬質炭素皮膜は、as-coatedの状態でRpkが0.2～0.3μmであったので、表面性状（Rpk値）が異なるように周方向にラップ処理を施した。なお、硬質炭素皮膜の膜厚はラップ処理を施しても殆ど変化がなかった。
[1] 表面性状（Rpk値）の測定
　実施例１～４及び比較例１～２の鉄系溶射皮膜表面及び硬質炭素皮膜表面について、触針式表面粗さ試験機を用いてRpk値を測定した。ここで、鉄系溶射皮膜は100 mmの長さ方向に、硬質炭素皮膜は幅方向に測定した。
[2] 鉄系溶射皮膜の微小ピット面積率及び膜厚の測定
　実施例１～４及び比較例１～２の鉄系溶射皮膜を形成した各アルミ合金プレート（70 mm×100 mm×10 mm）をA試料（50 mm×100 mm×10 mm）とB試料（20 mm×100 mm×10 mm）に切断し、さらにB試料のA試料側断面を含む長さ方向中央部からC試料（10 mm×10 mm×10 mm）を切り出した。C試料の溶射皮膜表面を走査電子顕微鏡で観察し、ピット状に見える微小ピットとそれ以外のマトリックスを２値化処理し、画像解析により微小ピットの面積率を求めた。図１は、実施例１の溶射皮膜表面の走査電子顕微鏡写真である。数10～100μm程度の大きさの微小ピット1が観察され、微小ピットの面積率は3.1％であった。また、C試料のA試料側断面を鏡面研磨し、走査電子顕微鏡で皮膜の膜厚を求めたが、実施例１～４及び比較例１～２において、約430～約450μmの範囲に入っていた。
[3] 硬質炭素皮膜の水素含有量の測定
　硬質炭素皮膜の水素含有量の測定は、ラザフォード後方散乱分光法（RBS）／水素前方散乱分光法（HFS）により求めた。実施例１の水素含有量は1.8原子％であった。実施例２～４及び比較例１～２の硬質炭素皮膜も、実施例１と同一の真空アークイオンプレーティングにより製造されているので、水素含有量も実質的に同一であるとみなすことができる。
[4] 硬質炭素皮膜のマルテンス硬さの測定
　硬質炭素皮膜のマルテンス硬さHMsは、ISO 14577-1（計装化押込み硬さ試験）に準拠し、超微小硬度計を用いて、Berkovich圧子、試験力：9.8 mNの条件で行った。測定個所は、皮膜表面近傍を平均粒径0.25μmのダイヤモンドペーストを塗布した直径30 mmの鋼球を用いて球面研磨し、研磨部分について行った。マルテンス硬さHMsは荷重-押込み深さ曲線から計算される。実施例１の硬質炭素皮膜のマルテンス硬さHMsは22.6 GPaであった。マルテンス硬さも、水素含有量と同様、実施例２～４及び比較例１～２の硬質炭素皮膜についても、実施例１と実質的に同様の硬さであるとみなすことができる。
[5] スカッフ試験
　スカッフ試験は、図２（a）に示すような、シリンダボアに相当する鉄系溶射皮膜３を被覆したA試料のアルミ合金プレート２上に（図示しない固定治具に取り付けた）硬質炭素皮膜を被覆したピストンリングの切断片４（長さ約30 mm）が相対的に幅方向に往復摺動する試験により行った。試験は、アルミ合金プレート２を振幅3 mm、50 Hzの条件で往復動させ、垂直荷重を100 N／分の速度で上昇させ、同時にその時の摩擦力を計測して摩擦力が急激に上昇した時の荷重をスカッフ荷重とした。なお、潤滑油５はPAO（Poly Alpha Olefin）の基油に1質量％のGMO（Glycerol Mono Oleate）を含有した潤滑油を用いた。
[6] 摩耗試験
　摩耗試験は、スカッフ試験を行った同じ試験機で、垂直荷重100 N（一定）、時間60分とした以外は、スカッフ試験と同じ条件で往復摺動する試験により行った。硬質炭素皮膜３の摩耗量は、図２（b）に示す試験後のピストンリング片４に生じた楕円形状の摺動部６の長軸長さLで評価した。
　実施例１～４及び比較例１～２の、各皮膜の膜厚、及び硬質炭素皮膜の水素含有量とマルテンス硬さを除く各種測定結果を、次の表１に示す。ここで、スカッフ試験におけるスカッフ荷重と摩耗試験による摩耗量は、比較例１のデータを1とした相対値で示している。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　鉄系溶射皮膜の表面のRpk値が0.20μm以上、又は硬質炭素皮膜の表面のRpk値が0.15μm以上であると、スカッフ荷重も低く、硬質炭素皮膜の摩耗量も比較的大きいが、鉄系溶射皮膜の表面のRpk値を0.20μm未満、硬質炭素皮膜の表面のRpk値を0.15μm未満とすることによりスカッフ荷重が著しく向上し、それに伴い摩耗量も低減していることが分かる。
実施例５～７
　微小ピットの面積率が異なるように、鉄系溶射皮膜の溶射条件を変更した以外は、実施例１と同様にして、実施例５～７のシリンダボアに相当するアルミ合金プレートを製作した。また、これらのアルミ合金プレートと組合せるピストンリングは、実施例１と同じ性状の硬質炭素皮膜を使用した。実施例５～７の鉄系溶射皮膜のRpk値と微小ピット面積率を実施例１と同様に測定し、またスカッフ試験および摩耗試験も実施例１と同様に行った。
実施例８
　ピストンリングの材質をSUS440B相当材とし、その上に膜厚約30μmのCrN皮膜下地層を形成し、真空アークイオンプレーティングにより金属Cr中間層を約0.5μmと硬質炭素皮膜を約1.5μm形成した以外は、実施例１と同様にして、実施例８のピストンリングを製作した。硬質炭素皮膜のRpk値、水素含有量、及びマルテンス硬さを測定した結果、Rpk値が0.14μm、水素含有量が0.7原子％、マルテンス硬さは24.1 GPaであった。また、実施例８のピストンリングと組合せるアルミ合金プレートとして、実施例１と同じ性状の鉄系溶射皮膜を使用しスカッフ試験および摩耗試験を行った。
実施例９
　微小ピットの面積率が出来る限り小さくなるように、鉄系溶射皮膜の溶射条件を変更した以外は、実施例１と同様にして、実施例９のシリンダボアに相当するアルミ合金プレートを製作した。実施例９の鉄系溶射皮膜のRpk値及び微小ピットの面積率を測定した結果、Rpk値が0.05、微小ピットの面積率は0.9％であった。また、組合せるピストンリングとして、実施例１と同じ性状の硬質炭素皮膜を使用しスカッフ試験および摩耗試験を行った。結果を実施例５～７、及び実施例８の結果とともに表２に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002

Claims (10)

  1. 内燃機関のシリンダボアとピストンリングの組合せであって、前記シリンダボアはピストンリングとの摺動面に鉄系溶射皮膜を形成し、前記ピストンリングは外周摺動面に硬質炭素皮膜を形成し、前記鉄系溶射皮膜の表面の粗さ曲線におけるRpk値（JIS B 0671-2:2002）が0.20μm未満、前記硬質炭素皮膜の表面の粗さ曲線におけるRpk値が0.15μm未満であることを特徴とするシリンダボアとピストンリングの組合せ。
  2. 請求項１に記載のシリンダボアとピストンリングの組合せにおいて、前記鉄系溶射皮膜の表面の粗さ曲線における前記Rpk値が0.15μm未満であることを特徴とするシリンダボアとピストンリングの組合せ。
  3. 請求項１又は２に記載のシリンダボアとピストンリングの組合せにおいて、前記鉄系溶射皮膜の前記摺動面が微小ピットを有し、前記微小ピットの面積率が1％以上10％未満であることを特徴とするシリンダボアとピストンリングの組合せ。
  4. 請求項３に記載のシリンダボアとピストンリングの組合せにおいて、前記微小ピットの面積率が1％以上5％未満であることを特徴とするシリンダボアとピストンリングの組合せ。
  5. 請求項１～４のいずれかに記載のシリンダボアとピストンリングの組合せにおいて、前記鉄系溶射皮膜の膜厚が100～500μmであることを特徴とするシリンダボアとピストンリングの組合せ。
  6. 請求項１～５のいずれかに記載のシリンダボアとピストンリングの組合せにおいて、前記硬質炭素皮膜の水素含有量が2原子％未満であることを特徴とするシリンダボアとピストンリングの組合せ。
  7. 請求項６に記載のシリンダボアとピストンリングの組合せにおいて、前記硬質炭素皮膜のマルテンス硬さが17～25 GPaであることを特徴とするシリンダボアとピストンリングの組合せ。
  8. 請求項１～７のいずれかに記載のシリンダボアとピストンリングの組合せにおいて、前記硬質炭素皮膜の膜厚が0.5～10μmであることを特徴とするシリンダボアとピストンリングの組合せ。
  9. 請求項１～８のいずれかに記載のシリンダボアとピストンリングの組合せにおいて、前記ピストンリングが母材上に窒化クロム層、窒化層及びクロムめっき層の少なくとも１種からなる下地層を有することを特徴とするシリンダボアとピストンリングの組合せ。
  10. 請求項１～９のいずれかに記載のシリンダボアとピストンリングの組合せにおいて、前記硬質炭素皮膜がCr、Ti、W及びCoからなる群から選択された少なくとも1種からなる金属及び／又は金属炭化物の中間層を有することを特徴とするシリンダボアとピストンリングの組合せ。
PCT/JP2014/074443 2013-09-20 2014-09-16 シリンダボアとピストンリングの組合せ Ceased WO2015041215A1 (ja)

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Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2017207633A1 (de) * 2016-05-31 2017-12-07 Volkswagen Aktiengesellschaft Zylinder, verfahren zur endbearbeitung eines zylinders, hubkolbensystem und verwendung eines hubkolbensystems

Families Citing this family (9)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP6528736B2 (ja) * 2016-06-30 2019-06-12 トヨタ自動車株式会社 シリンダブロック
JP6533818B2 (ja) * 2017-10-20 2019-06-19 株式会社リケン 摺動部材およびピストンリング
JP6533858B1 (ja) * 2018-07-26 2019-06-19 Ｔｐｒ株式会社 鋳鉄製シリンダライナおよび内燃機関
EP3875630B1 (en) 2018-11-02 2023-03-15 Nissan Motor Co., Ltd. Thermally sprayed coating for sliding member and sliding device provided with said thermally sprayed coating for sliding member
JP7063398B2 (ja) * 2018-11-02 2022-05-09 日産自動車株式会社 溶射被膜
JP7105908B2 (ja) 2018-11-02 2022-07-25 日産自動車株式会社 摺動部材用溶射被膜及び該摺動部材用溶射被膜を備える摺動装置
JP7284700B2 (ja) * 2019-12-17 2023-05-31 株式会社リケン 摺動機構
EP4056835B1 (en) 2020-02-13 2023-06-21 NISSAN MOTOR Co., Ltd. Sliding mechanism
EP4134463B1 (en) * 2020-04-09 2024-12-11 NISSAN MOTOR Co., Ltd. Spray coating

Citations (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH07243528A (ja) * 1994-03-02 1995-09-19 Teikoku Piston Ring Co Ltd 摺動部材の組合せ
JP2001280497A (ja) 2000-03-29 2001-10-10 Teikoku Piston Ring Co Ltd 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
JP2002235852A (ja) 2001-02-09 2002-08-23 Nissan Motor Co Ltd 低摩擦摺動部材
JP2003286895A (ja) * 2002-03-27 2003-10-10 Nippon Piston Ring Co Ltd 内周面に表面処理皮膜を有するシリンダライナ及びその加工方法
JP2004100645A (ja) 2002-09-12 2004-04-02 Toyota Motor Corp シリンダブロック
JP2005273654A (ja) 2004-02-27 2005-10-06 Yamaha Motor Co Ltd エンジン用部品およびその製造方法
JP2006057674A (ja) * 2004-08-18 2006-03-02 Riken Corp 摺動部材及びピストンリング
JP2006144100A (ja) * 2004-11-24 2006-06-08 Nissan Motor Co Ltd 自動車エンジン用摺動部材
JP2006275269A (ja) * 2005-03-30 2006-10-12 Nippon Piston Ring Co Ltd 組合せ摺動部材
JP2010275581A (ja) 2009-05-28 2010-12-09 Nissan Motor Co Ltd 鉄系溶射被膜

Family Cites Families (3)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CH695339A5 (de) * 2002-02-27 2006-04-13 Sulzer Metco Ag Zylinderlaufflächenschicht für Verbrennungsmotoren sowie Verfahren zu deren Herstellung.
JP2004244709A (ja) * 2003-02-17 2004-09-02 Toyota Motor Corp 溶射材料、シリンダ及び溶射皮膜の形成方法
JP5030439B2 (ja) * 2006-02-28 2012-09-19 株式会社リケン 摺動部材

Patent Citations (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JPH07243528A (ja) * 1994-03-02 1995-09-19 Teikoku Piston Ring Co Ltd 摺動部材の組合せ
JP2001280497A (ja) 2000-03-29 2001-10-10 Teikoku Piston Ring Co Ltd 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
JP2002235852A (ja) 2001-02-09 2002-08-23 Nissan Motor Co Ltd 低摩擦摺動部材
JP2003286895A (ja) * 2002-03-27 2003-10-10 Nippon Piston Ring Co Ltd 内周面に表面処理皮膜を有するシリンダライナ及びその加工方法
JP2004100645A (ja) 2002-09-12 2004-04-02 Toyota Motor Corp シリンダブロック
JP2005273654A (ja) 2004-02-27 2005-10-06 Yamaha Motor Co Ltd エンジン用部品およびその製造方法
JP2006057674A (ja) * 2004-08-18 2006-03-02 Riken Corp 摺動部材及びピストンリング
JP2006144100A (ja) * 2004-11-24 2006-06-08 Nissan Motor Co Ltd 自動車エンジン用摺動部材
JP2006275269A (ja) * 2005-03-30 2006-10-12 Nippon Piston Ring Co Ltd 組合せ摺動部材
JP2010275581A (ja) 2009-05-28 2010-12-09 Nissan Motor Co Ltd 鉄系溶射被膜

Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2017207633A1 (de) * 2016-05-31 2017-12-07 Volkswagen Aktiengesellschaft Zylinder, verfahren zur endbearbeitung eines zylinders, hubkolbensystem und verwendung eines hubkolbensystems

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Publication number Publication date
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