WO2014196614A1 - ピストンリング及びその素材並びにそれらの製造方法 - Google Patents

ピストンリング及びその素材並びにそれらの製造方法 Download PDF

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掛川　聡
祐司 島
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    • C21D2211/008—Martensite

Definitions

  • the present invention relates to a piston ring (hereinafter also referred to as “ring”), and more particularly to a steel large piston ring (hereinafter also referred to as “large ring”), a material thereof, and a manufacturing method thereof.
  • ring piston ring
  • large ring steel large piston ring
  • cast iron has excellent sliding characteristics such as scuff resistance and heat conduction characteristics because graphite is dispersed in the structure.
  • scuff resistance and heat conduction characteristics because graphite is dispersed in the structure.
  • the strength is not sufficient, the fatal defect of broken piston ring is highlighted.
  • top rings martensitic stainless steel is now subjected to nitriding and ion plating (for example, Those with CrN or TiN) are the mainstream.
  • the top ring is generally manufactured by a coiling process in which a martensitic stainless wire drawn in a predetermined cross-sectional shape is formed into a free shape of the ring.
  • Japanese Patent Laid-Open No. 6-221436 discloses a cast steel piston ring material in which a special steel is formed into a ring shape by a casting method. However, there is no casting defect such as a shrinkage nest and a pinhole resulting from casting. The reality is that it is difficult to achieve a balance between the manufacturing method and material properties, and it has not been put into practical use in terms of reliability.
  • an object of the present invention is to provide a light weight, low tension, large steel ring excellent in wear resistance and scuff resistance that contributes to improvement in fuel consumption, a material thereof, and a manufacturing method thereof.
  • the inventors of the present invention have studied a manufacturing method that can be made into steel even for large rings, a study on steel materials that have focused on heat resistance and heat conductivity, and reduction of the ring width (h1) and radial thickness (a1). As a result of intensive studies, the present invention has been conceived.
  • the piston ring of the present invention is a large piston ring having a nominal diameter (d1) of 200 mm or more and less than 1100 mm, wherein the large piston ring is manufactured from a hot-forged cylindrical steel material. To do.
  • the piston ring has a ring width (h1) and nominal diameter (d1) of 1 ⁇ 10 ⁇ 2 ⁇ h1 / d1 ⁇ 1.8 ⁇ 10 ⁇ 2
  • the radial thickness (a1) and the nominal diameter (d1) are preferably 2 ⁇ 10 ⁇ 2 ⁇ a1 / d1 ⁇ 2.8 ⁇ 10 ⁇ 2
  • the ring width (h1), the radial thickness (a1), and the nominal diameter (d1) are preferably 2 ⁇ 10 ⁇ 4 ⁇ (h1 ⁇ a1) / (d1) 2 ⁇ 5 ⁇ 10 -4 It is preferable to satisfy the relationship.
  • the piston ring preferably has a ratio (Ft / d1) of tension (Ft) to the nominal diameter (d1) of 0.1 to 0.25 mmN / mm.
  • the base material is preferably steel selected from carbon steel, low alloy steel, spring steel, bearing steel, and martensitic stainless steel.
  • the base material is mass%, C: 0.2 to 1.0%, Si: 0.1 to 1.0%, Mn: 0.1 to 1.0%, Cr: 10 to 20%, Ni: 0 to 0.6%, Mo: 0 to 1.5% V: 0 to 0.15%, preferably composed of the balance Fe and unavoidable impurities, preferably has a structure in which chromium carbide is dispersed in tempered martensite, and the thermal sag ratio is preferably 4% or less. .
  • the base material is mass%, C: 0.45 to 1.10%, Si: 0.15 to 1.60%, Mn: 0.30 to 1.15%, Cr: 0.50 to 1.60%, V: 0 to 0.25%, Mo: 0 to It preferably has a composition consisting of 0.35%, B: 0 to 0.005%, the balance Fe and inevitable impurities, and the base material preferably has a thermal conductivity of 30 W / (m ⁇ K) or more, It is preferable that the site has a structure in which carbides are dispersed, and that the heat loss rate of the piston ring is 8% or less.
  • the piston ring has one or more coatings selected from the group consisting of a nitride coating, a plating coating, a spray coating, a chemical conversion coating, and an ion plating coating on the outer peripheral sliding surface.
  • the side surface has one or more films selected from the group consisting of a nitride film, a plating film, and a chemical conversion film.
  • the piston ring material of the present invention is a cylindrical steel material for large piston rings having a nominal diameter (d1) of 200 mm or more and less than 1100 mm, and the cylindrical steel material has a fiber flow structure in the circumferential direction. It is characterized by.
  • the material preferably has a non-circular cross section perpendicular to the axis of the cylindrical steel material for the pressure ring, and at least the outer peripheral surface of the cylindrical steel material for the oil ring. It is preferable to have a plurality of recesses formed at regular intervals in the axial direction.
  • the method for manufacturing a piston ring according to the present invention is a method for manufacturing a large-sized piston ring having a nominal diameter (d1) of 200 mm or more and less than 1100 mm, and heating a cylindrical steel material cut to a predetermined length,
  • a first hot forging process in which a disk-shaped molded body is upset by molding, and a concave portion is formed in the central portion by a core punch from the disk-shaped molded body, and a hole is drilled into a first cylindrical material.
  • the second cylindrical material is press-formed in a direction perpendicular to the axis so that the second cylindrical material has a non-circular shape with a cross section perpendicular to the axis.
  • a deformed main roll is used in the third hot forging step so that the second cylindrical material has a plurality of concave portions formed at regular intervals in the axial direction on at least the outer peripheral surface. It is preferable to do.
  • the piston ring of the present invention has a reduced ring width (h1) compared to a conventional large cast iron piston ring, which contributes to weight reduction of power components and is low in tension even if it is adjusted to a conventional surface pressure. To reduce frictional force and contribute to improved fuel efficiency. If the radial thickness (a1) is also reduced, in addition to lightening and lowering the tension, the followability of the ring to the cylinder wall will be significantly improved to achieve excellent sealing performance. Piston ring cross-section reduction, which was not possible with conventional cast iron or cast steel rings, is basically excellent in ductility, and even if the heat load increases, breakage can be prevented by using steel materials with high strength and high toughness.
  • a piston ring with a nominal diameter of 200 mm or more can be manufactured with high accuracy by combining hot forging including ring rolling and machining.
  • the hot forging method including ring rolling a large ring material with a large diameter can be produced relatively easily from a cylindrical steel material, and the circumferential fiber flow (forging line) structure makes it fine.
  • the ring can be formed into a pressure ring shape with a non-circular shape (cam shape), and heat generated by a ring rolling mill.
  • the intermediate forging process by setting the shape of the main roll and mandrel to a predetermined shape, it can be made a material shape close to the shape of the oil ring body, and the machining allowance in the subsequent machining process can be reduced. It becomes possible. Furthermore, since steel containing an alloy element that easily forms nitrides can be used, nitriding can be performed instead of the hard chromium plating applied to the conventional side surface, contributing to cost reduction. Since steel materials with excellent heat resistance and high heat resistance can be used, not only nitriding treatment but also ion plating treatment is possible, and it is also possible to provide an unprecedented large-sized piston ring with excellent scuff resistance Become.
  • FIG. 1 shows an axial plan view and a radial sectional view of a typical piston ring having a nominal diameter d1, a ring width h1 (axial direction), and a radial thickness a1.
  • a free-form piston ring 1 is drawn with a broken line
  • a piston ring 2 is drawn with a solid line when the piston ring 1 is mounted on a piston and inserted into a cylinder having a nominal diameter d1.
  • the joint gap in the free state is m
  • the joint gap when the cylinder is inserted is s1.
  • the abutment gap is closed from m to s1, so that a tension of Ft in the tangential direction is generated. This tension Ft maintains the seal between the cylinder and the piston.
  • the piston ring of the present invention is a large piston ring having a nominal diameter d1 of 200 mm or more and less than 1100 mm, wherein the large piston ring is manufactured from a hot-forged cylindrical steel material. That is, it is superior in strength to conventional cast iron or cast steel piston rings, and even if the nominal diameter d1 is set large and the ring width h1 is set thin, there is no risk of breakage. However, if the ring width h1 is too thin, twisting occurs and the parallelism and flatness deteriorate, so (h1 / d1) preferably exceeds 1 ⁇ 10 ⁇ 2 .
  • the radial thickness a1 does not contribute to the surface pressure or frictional force, but is closely related to the generated tension Ft and the ring followability K. Therefore, in order to obtain a predetermined tension Ft as a piston ring, it is preferable that the ratio (a1 / d1) of the radial thickness a1 to the nominal diameter d1 exceeds 2 ⁇ 10 ⁇ 2 , which improves the followability and is excellent. In order to achieve a high sealing performance, it is preferably less than 2.8 ⁇ 10 ⁇ 2 .
  • the ratio of the product of the ring width h1 and the radial thickness a1 (h1 x a1) to the square of the nominal diameter d1 (d1 2 ) is greater than 2 x 10-4 and less than 5 x 10-4 Is preferred.
  • the piston ring of the present invention generates a surface pressure based on the self-tension Ft when mounted on the cylinder. This surface pressure closely affects the sealing performance between the piston and the cylinder, oil consumption, wear and friction loss. From the viewpoint of low fuel consumption and low friction, a low surface pressure is selected. On the other hand, since sealability and oil consumption cannot be ignored, a predetermined surface pressure must be maintained.
  • the ratio of the tension Ft to the nominal diameter d1 (Ft / d1) is preferably 0.1 to 0.25 N / mm, more preferably 0.1 to 0.2 N / mm.
  • the steel used for the piston ring of the present invention is not particularly limited, but is preferably a steel selected from carbon steel, low alloy steel, spring steel, bearing steel, and martensitic stainless steel.
  • High carbon steel with C of about 0.6 to 0.8 mass% for carbon steel, SUP9, SUP10, SUP12, etc. for spring steel, SUJ2 for bearing steel, SUS420J2 or SUS440B for martensitic stainless steel are preferably used Is done.
  • a steel material suitable for required characteristics such as high-temperature strength, thermal conductivity, and heat resistance is selected.
  • the heat sag ratio (a phenomenon in which the sealing characteristics deteriorate due to a drop in tension due to creep during use of the piston ring at a high temperature.
  • the material is gray cast iron (flaky graphite cast iron) and spheroidal graphite cast iron. It is specified as 15% or less and 10% or less, respectively.
  • the material is steel, nothing is specified because a piston ring with a nominal diameter of 200 mm or more has not been realized (manufactured).
  • the piston ring of the present invention also preferably satisfies the same level of thermal sag rate of 10% or less as that of the spheroidal graphite cast iron, but even if the ring width h1 and the radial thickness a1 are reduced, the heat resistance can be improved by adjusting the composition.
  • the stickiness can be improved. It is possible to adjust the thermal settling rate to be less than 8%, less than 6%, or less than 5%.
  • the conventional large ring is basically made of cast iron, and the thermal conductivity is said to be relatively good.
  • the thermal conductivity is 48 W / (m ⁇ K) for flake graphite cast iron, CV graphite cast iron 38 W / (m ⁇ K) for spheroidal graphite cast iron and 30 W / (m ⁇ K). These values are 50 to 140% higher than the thermal conductivity of 20 W / (m ⁇ K) for 17Cr martensitic stainless steel used in automotive top rings.
  • the thermal conductivity is mainly governed by the movement of free electrons in the crystal grains, so that the smaller the solid solution element, the higher the thermal conductivity. Therefore, even in steel, if the amount of solid solution element is adjusted, it is possible to achieve a thermal conductivity equivalent to that of cast iron, but it is also necessary to ensure necessary mechanical properties.
  • the thermal conductivity is regarded as important, the thermal conductivity of the cast iron piston ring is targeted.
  • the thermal conductivity is preferably 30 W / (m ⁇ K) or more, more preferably 38 W / (m ⁇ K) or more, and further preferably 48 W / (m ⁇ K) or more.
  • the base material is, in mass%, C: 0.2 to 1.0%, Si: 0.1 to 1.0%, Mn: 0.1 to 1.0%, Cr: 10 ⁇ 20%, Ni: 0-0.6%, Mo: 0-1.5%, V: 0-0.15%, remaining Fe and inevitable impurities (hereinafter also referred to as "first composition"). preferable.
  • the Cr content is greatly reduced, and the base material is mass%, C: 0.45 to 1.10%, Si: 0.15 to 1.60%, Mn: 0.30 to 1.15%, Cr: 0.50 to 1.60%, V: 0 to 0.25%, Mo: 0 to 0.35%, B: 0 to 0.005%, remaining Fe and unavoidable impurities (hereinafter also referred to as “second composition”) .).
  • These base materials contain Cr as an essential alloy element in addition to C, Si and Mn, which are basic alloy elements of steel materials.
  • Cr dissolves in substitutional form in Fe. Therefore, it improves corrosion resistance and improves heat resistance by solid solution strengthening.
  • C dissolves in an interstitial form in Fe to increase the hardness of the matrix, and at the same time, it easily combines with Cr, Mo and V to form carbides, improving wear resistance and scuff resistance.
  • Si and Mn are added as deoxidizers.
  • Ni, Mo, V, and B are selectively added, Ni is the purpose of improving the corrosion resistance, V is the purpose of refining and strengthening the steel structure and forming a high hardness carbide, Mo and B may be added for the purpose of increasing the hardenability of the steel, in particular, Mo for the purpose of improving the high temperature strength.
  • steel contains less than 0.03% by mass of P and S, but it is treated as an inevitable impurity and is not specified.
  • Si is preferably 0.15 to 0.35% and C is preferably 0.45 to 0.65% from the viewpoint of improving the thermal conductivity.
  • C is preferably 0.95 to 1.10%
  • Cr is preferably 0.80 to 1.60%
  • V is preferably 0.15 to 0.25%
  • Cr is more preferably 1.30 to 1.60%.
  • the base material of the piston ring with excellent thermal conductivity is mass%, C: 0.45-0.55%, Si: 0.15-0.35%, Mn: 0.65-0.95%, Cr: 0.80-1.10%, V : 0.15 to 0.25%, the balance is preferably composed of Fe and inevitable impurities (hereinafter also referred to as “third composition”), and in mass%, C: 0.95 to 1.10%, Si: 0.15 It is preferable that it has a composition (hereinafter also referred to as “fourth composition”) composed of ⁇ 0.35%, Mn: 0.30 to 0.50%, Cr: 1.30 to 1.60%, and the balance of Fe and inevitable impurities.
  • the thermal settling rate is preferably 4% or less, and in the material of the second composition of the present invention, the heat settling rate is preferably 8% or less.
  • the thermal conductivity of the material of the second composition of the present invention is preferably 30 W / (m ⁇ K) or more.
  • the piston ring of the present invention has one or more selected from the group consisting of a nitride film (nitride layer), a plating film, a thermal spray film, a chemical conversion film, and an ion plating film on its outer sliding surface. It is preferable to have a film.
  • the side surface preferably has one or more films selected from the group consisting of a nitride film (nitride layer), a plating film, and a chemical conversion film.
  • the material of the first composition of the present invention contains 10 to 20% by mass of Cr and therefore functions as an excellent nitrided steel.
  • hard chrome plating has been applied to the side surface of the large ring, but if nitriding is possible, it can be replaced with hard chrome plating, which can contribute to cost reduction.
  • the present invention does not exclude hard chrome plating.
  • salt bath soft nitriding, gas nitriding, soft nitriding, or plasma nitriding can be used, and it is preferable to perform the treatment at 450 to 600 ° C. for 1 to 12 hours.
  • the plating film includes hard chrome plating film, multilayer chrome plating film, and nickel composite dispersion plating film
  • the thermal spray coating includes molybdenum spray coating and cermet thermal spray coating
  • the chemical conversion coating is oxidized.
  • Iron film and phosphate film are included, and ion plating film includes CrN and TiN films.
  • Arc ion plating introduces nitrogen (N 2 ) gas into a vacuum vessel, generates an arc on the surface of the metal Cr cathode (target) of the evaporation source, and instantaneously dissolves the metal Cr, in nitrogen plasma (N * )
  • the film is formed by ionizing with Cr 3+ ions or CrN reacting with N * by the negative bias voltage applied to the piston ring.
  • Arc ion plating can achieve high ionization rate of metallic Cr due to high energy density. Therefore, a high film formation rate can be obtained, and the film formation of 10 to 80 ⁇ m required for the piston ring is industrially possible.
  • Hard chromium nitride which can be formed by arc ion plating, can control CrN phase, Cr 2 N phase, Cr phase single phase or (CrN + Cr 2 N) by controlling processing conditions such as arc current, atmospheric pressure, bias voltage, etc. ), (Cr 2 N + Cr), (CrN + Cr 2 N + Cr), and (CrN + Cr) composite phases can be formed.
  • the hard chromium nitride film formed in the present invention is preferably mainly composed of CrN phase and / or Cr 2 N phase chromium nitride, that is, 50% by volume or more.
  • the method for manufacturing a piston ring according to the present invention includes a first hot forging step in which a cylindrical steel material cut to a predetermined length is heated, and upset into a disk-shaped formed body by press molding; A second hot forging step in which a concave portion is formed in the central portion by a core punch from the plate-shaped molded body and drilled to form a first cylindrical material, and the first cylindrical material is expanded by a ring rolling mill. It includes a third hot forging step for processing the second cylindrical material having a diameter and a machining step for processing the second cylindrical material into a piston ring.
  • FIG. 2 is a diagram schematically showing changes in the shape of the piston ring material in a cross section passing through the central axis of the material in the manufacturing method of the present invention. That is, in the manufacturing method of the present invention, the first hot forging step for forming the columnar material 4 from the columnar material 3 and the second hot forging for forming the first cylindrical material 5 from the columnar material 4 are performed. A process and a third hot forging step of forming the second cylindrical material 6 from the first cylindrical material 5.
  • the third hot forging step uses a ring rolling mill schematically showing the processing method in FIG.
  • the ring rolling mill includes a main roll 8, a mandrel 9, an axial roll 10, a backup roll 11, and the like.
  • the main roll 8 is driven at a constant rotational speed, while the mandrel 9, the axial roll 10 and the backup roll 11 are driven so as to rotate by friction with the workpiece 7.
  • the ring rolling process basically, the radial reduction of the ring is performed between the main roll 8 and the mandrel 9, and the desired shape and dimensions are increased by increasing the diameter while reducing the thickness of the workpiece 7.
  • the axial dimension is adjusted between the pair of axial rolls 10, and the roundness and surface properties of the workpiece 7 are adjusted by the plurality of backup rolls 11.
  • the second cylindrical material (6, 12) manufactured by the above ring rolling process is processed into a piston ring by a machining process.
  • This machining process includes, for example, outer peripheral turning, inner peripheral turning, end face turning, parting or cutting, side grinding, joint cutting, joint milling, peripheral cam profile turning, peripheral polishing, Peripheral buffing processing, and further, oil ring oil hole processing and the like are included.
  • the pressure ring is a non-ring that generates surface pressure based on self-tension when mounted on a cylinder.
  • the oil ring has a circular free shape (cam shape).
  • the oil ring is mainly an oil ring with a coil expander that uses the tension of the coil expander, and its main body has a substantially circular free shape. .
  • the pressure ring is a so-called single piece type, and needs to have a self-tension that protrudes radially outward to seal the gas when the joint is closed and attached to the cylinder.
  • the ring rolling process of the third hot forging step described above is basically a processing method for forming a circular ring.
  • the third hot forging step is performed as shown in FIG. It is preferable to modify the second cylindrical material 6 formed in step 1 into a non-circular free-form material 12.
  • FIG. 4 so-called free forging is shown in which the directions other than the pressing direction are not constrained, but die forging using a lower die and / or an upper die having a predetermined elliptic shape may be used.
  • the temperature, pressure P, and reduction amount ⁇ d are adjusted so that the cross section of the cylindrical material 12 has an elliptical shape with a short axis d2 and a long axis d3.
  • d3 / d2 is preferably 1.005 to 1.05, and more preferably 1.01 to 1.03.
  • the surface pressure distribution of the ring when the pressure ring is attached to the cylinder is determined according to the engine performance.
  • the surface pressure distribution is basically the same pressure distribution as shown in Fig. 6 (a), but for large rings where scuffing is likely to occur at the joint, the surface pressure in the joint direction as shown in Fig. 6 (b) is used. Is preferably a surface pressure distribution lower than the surface pressure in the direction perpendicular to the joint. Even in a two-stroke engine in which the ring slides on the port, this surface pressure distribution is preferably used in consideration of wear prevention of the port frame portion and prevention of the ring from protruding from the port.
  • the oil ring is classified into a single piece oil ring having self-tension as shown in FIG. 7 (a) and a two piece oil ring with a coil expander as shown in FIG. 7 (b). Is done.
  • An oil ring with a coil expander is mounted on an oil ring main body 14 having a pair of rail portions 16 and 16 that are formed vertically in the axial direction and slides on the inner peripheral surface of the cylinder, and an inner peripheral groove portion of the oil ring main body 14.
  • the coil expander 15 is configured to press the ring body radially outward. Since the oil ring body 14 relies on the coil expander 15 for its tension, it does not need to have self-tension, and therefore does not need to have a non-circular free shape. Rather, in order to achieve excellent oil scraping performance, it is required to follow the deformation of the cylinder during engine operation, that is, to have excellent followability in which the ring moves sufficiently along the cylinder wall.
  • the followability of this ring is represented by the following followability coefficient K.
  • K 3 ⁇ Ft ⁇ d1 2 / (E ⁇ h1 ⁇ a1 3 )
  • Ft is the ring tension
  • d1 is the nominal diameter
  • E is the Young's modulus
  • h1 is the ring width dimension
  • a1 is the radial thickness dimension.
  • the followability of the ring is inversely proportional to the ring body dimension, particularly the cube of the radial thickness dimension a1, and therefore it is preferable to make the radial thickness dimension a1 as small as possible. It is preferable to take the shape as shown (also referred to as “I shape”).
  • the second cylindrical material is at least the outer peripheral surface in order to make the material shape as close as possible to the oil ring shown in FIGS. 7 (a), 7 (b), and 8. It is preferable to use a deformed main roll so as to have a plurality of concave portions formed at regular intervals in the axial direction.
  • the second cylindrical material shown in FIG. 9 has a plurality of concave portions formed at regular intervals in the axial direction on both the outer peripheral surface and the inner peripheral surface. In that case, the deformed main roll and mandrel are provided. It is preferable to use it.
  • the temperature of the workpiece in the hot forging step is appropriately selected depending on the material used. For example, when using steel having the first composition or steel having the second composition, the material temperature is used. Is preferably in the range of 850 to 1250 ° C, more preferably 900 to 1100 ° C.
  • the second cylindrical materials 6, ⁇ 12, and 17 manufactured by the ring rolling process it is preferable to improve the machinability of the second cylindrical materials 6, ⁇ 12, and 17 manufactured by the ring rolling process by removing internal stress after forging by annealing and spheroidizing the cementite. Further, after the annealing treatment, it is preferable to remove the oxide scale by shot blasting and then to remove the decarburized layer on the surface. Furthermore, since a plurality of rings can be taken from the second cylindrical material, it is preferable to cut off or cut into a ring having a predetermined width after the removal process of the decarburized layer.
  • the obtained ring material becomes a high-strength material with no defects due to the circumferential fiber flow (forged line) structure obtained by ring rolling, but the piston ring material has a predetermined heat resistance and a predetermined property such as
  • the quenching temperature is 900 to 1150 ° C. and the tempering temperature is 580 to 600 ° C.
  • quenching is performed. It is preferable that the temperature is 800 to 1100 ° C. and the tempering temperature is 470 to 550 ° C.
  • the steel having the first composition has a microstructure in which fine chromium carbides are dispersed in tempered martensite, exhibits a Vickers hardness of Hv 250 to 420, an elastic modulus of 190 GPa or more, and the second In the steel having the following composition, a microstructure in which fine carbides are dispersed in tempered martensite is obtained, and a Vickers hardness of HvH430 to 500 and an elastic modulus of 190 GPa or more are exhibited.
  • Example 1 A SUS420J2 steel bar with an outer diameter of 110 mm and a length of 200 mm is heated to 1000 ° C and pressed into a disk-shaped product with an outer diameter of 165 mm and a height of approximately 90 mm. A concave portion was formed and penetrated and drilled to produce a first cylindrical material having an outer diameter of about 180 mm and an inner diameter of about 50 mm. Next, the first cylindrical material is heated again by a high-frequency induction heating device, set in a ring rolling mill, and a second cylinder having an outer diameter of about 364 mm, an inner diameter of about 332 mm, and a width of about 110 mm by ring rolling. A shaped material was prepared.
  • This second cylindrical material is annealed for 10 hours at 790 ° C, and after removing the oxide scale by shot blasting, the inner and outer circumferences are roughly machined simultaneously into a non-circular shape (elliptical shape, etc.) with a major axis of 362 mm and a minor axis of 356 mm. After that, parting was performed to obtain eight non-circular rings. Quenching from 900 °C, tempering at 490 °C for 3 hours, and then finishing, rectangular with nominal diameter (d1) 350 mm, ring width (h1) 5 mm, radial thickness (a1) 9.5 mm A cross-sectional pressure ring with a barrel shape and a double-step abutment shape was used as the outer peripheral surface.
  • a non-circular shape elliptical shape, etc.
  • a nitride layer of about 70 ⁇ m is formed on the entire ring surface by gas nitriding at 460 ° C. for 5 hours, and the outer periphery mainly comprises composite particles in which fine Cr carbide particles are dispersed in a Ni alloy matrix by high-speed flame spraying.
  • a cermet sprayed coating having a constituent particle (SM5241 powder from Sulzer Metco Co., Ltd.) was formed to a thickness of about 500 ⁇ m, and final polishing was performed to a final coating thickness of about 350 ⁇ m.
  • the compound layer (white layer) formed on the surface by gas nitriding was removed by grinding.
  • the tension Ft was adjusted to 70 N so that the surface pressure was 0.08 MPa.
  • the flatness in the circumferential direction is measured at the center of the ring thickness and at the center of the load point, and is defined as the difference between the maximum value and the minimum value of runout.
  • the flatness in the radial direction was 0.011 mm
  • the flatness in the circumferential direction was 0.044 mm.
  • Comparative Example 1 Material composition is mass%, C: 3.8%, Si: 2.6%, Mn: 0.5%, P: 0.04%, S: 0.01%, Cr: 0.09%, Ni: 0.88%, V: 0.06%, Cu:
  • the nominal diameter is the same as in Example 1 except that a CV graphite cast iron material corresponding to the second cylindrical material is prepared by melting and casting from 2.42% cast iron and omitting the nitriding treatment and thermal spraying treatment.
  • a pressure ring having a rectangular cross-section of (d1) 350 mm, ring width (h1) 7 mm, radial thickness (a1) 10.5 mm and having a barrel-shaped outer peripheral surface and a double step joint shape was produced.
  • the weight of the ring of Comparative Example 1 was 611 g. Also in Comparative Example 1, the tension Ft was adjusted to 98 N so that the surface pressure was 0.08 MPa. As a result of measuring the flatness in the same manner as in Example 1, the flatness in the radial direction was 0.005 mm, and the flatness in the circumferential direction was 0.026 mm. Compared to Example 1, since the material was cast iron, the flatness was about 40 to 55% smaller. However, in Example 1, it was found that the weight was reduced by about 35% compared to Comparative Example 1.
  • Example 2 A second cylindrical material having an outer diameter of about 368 mm, an inner diameter of about 339 mm, and a width of about 120 mm is fabricated by ring rolling using the steel material having the same composition as in Example 1, and the cylindrical material is heated again. Then, it was press-molded in a direction perpendicular to the axis to form a non-circular cylindrical material having a major axis of 370 mm and a minor axis of 364 mm. In this press molding, a lower mold and an upper mold having a predetermined elliptical shape were used. The obtained non-circular cylindrical material was annealed in the same manner as in Example 1.
  • Example 2 After removing the oxidized scale by shot blasting, the inner and outer circumferences were simultaneously processed and parted off to obtain eight non-circular rings. It was. As in Example 1, after quenching and tempering, finishing was performed, and nitriding treatment and thermal spraying treatment were further performed to obtain a pressure ring. In Example 2, compared to Example 1, the processing time for simultaneous inner and outer peripheral processing was reduced to about 1/5.
  • Examples 3-7 From the second cylindrical material produced in Example 2 having an outer diameter of about 368 mm, an inner diameter of about 339 mm, and a width of about 120 mm, the nominal diameter (d1) is 350 mm, the ring width (h1) and the radial thickness.
  • Eight pressure rings were produced for each example in the same manner as in Example 2 except that (a1) was set to the values shown in Table 1 and the tension Ft was adjusted so that the surface pressure was 0.08 MPa.
  • Table 1 shows the dimensional relationship and tension Ft relationship, the measurement results of the weight and flatness measured in the same manner as in Example 1, the weight ratio and the followability coefficient ratio with respect to Comparative Example 1, and the results of Example 1 and Comparative Example 1. Are shown in Table 2.
  • Example 5 the weight ratio is 0.46 to 0.82 and the tension reduction ratio is 0.57 to 0.86 compared to a conventional cast iron ring. It was confirmed that it can be processed to a ring accuracy of a level that does not cause any problems in use in a radial direction of 0.007 to 0.013 mm and a circumferential direction of 0.040 to 0.056 mm.
  • Example 5 the steel material was used to reduce the cross-section from the cast iron ring of Comparative Example 1, but the weight ratio was due to the specific gravity difference (steel material specific gravity of 7.8 g / cm 3 and cast iron specific gravity of 7.0 g / cm 3 ).
  • Example 8 Material composition is mass%, C: 0.36%, Si: 0.27%, Mn: 0.51%, P: 0.029%, S: 0.024%, Ni: 0.25%, Cr: 12.08%, outer diameter 110 mm, long A second cylindrical material having an outer diameter of about 353 mm, an inner diameter of about 311 mm, and a width of about 90 mm was produced from a steel bar having a thickness of 200 mm in the same manner as in Example 1.
  • This second cylindrical material is annealed at 750 ° C for 21 hours after spheroidizing, and after removing the oxidized scale by shot blasting, the inner and outer circumferences are simultaneously roughened into a non-circular shape (cam shape) with a major axis of 352 mm and minor axis of 346 mm. After processing, parting was performed to obtain five non-circular rings.
  • Thermal settling test The thermal settling test is based on JIS B 8037-5. This is done by first measuring the tension, closing the ring to the nominal diameter and heating at 300 ° C for 3 hours, then measuring the tension again and evaluating the rate of decline (in JIS, the degree of tangential tension decline). As a result of evaluating the five rings of Example 8, the average value of the thermal sag ratio was 3.6%, all were within 4%, and the variation was small.
  • Example 9 Using a steel material having the same composition as in Example 8, a second cylindrical material having an outer diameter of about 348 mm, an inner diameter of about 319 mm, and a width of about 125 mm is produced by ring rolling, and the cylindrical material is heated again. Then, it was press-formed in a direction perpendicular to the axis to form a non-circular cylindrical material having a major axis of 351 mm and a minor axis of 345 mm. In this press molding, a lower mold and an upper mold having a predetermined elliptical shape were used. The obtained non-circular cylindrical material was spheroidized and annealed in the same manner as in Example 8.
  • Example 8 After removing the oxidized scale by shot blasting, the inner and outer circumferences were simultaneously processed and parted off to form a non-circular ring. I got this book. As in Example 8, after quenching and tempering, finishing was performed, and nitriding and ion plating were further performed to obtain a pressure ring. Compared to Example 8, in Example 9, the machining time for the inner and outer peripheral simultaneous machining was shortened to about 1/5.
  • Example 10 From the second cylindrical material produced in Example 8 with an outer diameter of about 353 mm, an inner diameter of about 311 mm, and a width of about 90 mm, the nominal diameter (d1) 330 mm, the ring width (h1) 6.0 mm, and the radial thickness (A1) An I-shaped oil ring body of 4.5 mm as shown in FIG. 8 was produced by turning. In the surface treatment, the entire oil ring main body was subjected to nitriding treatment.
  • Example 11 The first cylindrical material having an outer diameter of about 180 mm and an inner diameter of about 50 mm, produced in the same manner as in Example 1, from the same steel bar having an outer diameter of 110 mm and a length of 200 mm used in Example 8 was used.
  • the material for the ring body was prepared. A parting process, a heat treatment, a finishing process, a nitriding process, and the like were performed to produce an oil ring main body similar to that in Example 10. Compared to Example 10, in Example 11, the processing time could be significantly reduced.
  • Example 12 Steel material with material composition of mass%, C: 0.86%, Si: 0.27%, Mn: 0.29%, P: 0.024%, S: 0.018%, Cr: 17.3%, Mo: 0.89%, V: 0.11%
  • Five non-circular pressure rings were produced in the same manner as in Example 9 except that they were used.
  • Example 13 Example 1 from a steel bar having a material composition of mass%, C: 0.48%, Si: 0.21%, Mn: 0.79%, Cr: 1.02%, V: 0.22%, an outer diameter of 110 mm and a length of 200 mm
  • a second cylindrical material having an outer diameter of about 353 mm, an inner diameter of about 311 mm, and a width of about 90 mm was produced in the same manner as in Example 1, and after removing the oxidized scale by annealing and shot blasting, the long diameter was obtained.
  • Example 2 Furthermore, in the same manner as in Example 1, after quenching and tempering, finishing was performed, and a rectangular shape having a nominal diameter (d1) of 330 mm, a ring width (h1) of 7 mm, and a radial thickness (a1) of 10 mm A pressure ring having a barrel-shaped, double-step abutment-shaped outer peripheral surface in cross section was formed, and a nitride layer by gas nitriding and a cermet sprayed coating by high-speed flame spraying were formed.
  • d1 nominal diameter
  • h1 ring width
  • a1 radial thickness
  • Example 8 Thermal sag rate Further, the thermal sag test performed in Example 8 was performed on the five rings of Example 13, and as a result, the average value of the thermal sag rate was 4.8%, all within 5%, and there was no variation. It was small.
  • Example 14 A steel material having the same composition as in Example 13 was used and formed into a non-circular cylindrical material having a major axis of 351 mm and a minor axis of 345 mm in the same manner as in Example 9.
  • the obtained non-circular cylindrical material was annealed in the same manner as in Example 13, and after removing the oxide scale by shot blasting, the inner and outer circumferences were simultaneously processed and parted off to obtain five non-circular rings. It was.
  • After quenching and tempering, finishing was performed, and nitriding treatment and thermal spraying treatment were further performed to obtain a pressure ring.
  • Example 14 compared to Example 13, the processing time for simultaneous inner and outer peripheral processing was shortened to about 1/5.
  • Example 15 From the second cylindrical material having an outer diameter of about 353 mm, an inner diameter of about 311 mm, and a width of about 90 mm produced in Example 13, the nominal diameter (d1) 330 mm, the ring width (h1) 6.0 mm, and the radial thickness (A1) A 4.5 mm I-shaped oil ring body as shown in FIG. 8 was produced by turning. In the surface treatment, the entire oil ring main body was subjected to nitriding treatment.
  • Example 16 A second cylindrical material having an outer diameter of about 300 mm and an inner diameter of about 280 mm is produced from a steel material having the same composition as that of Example 13 by ring rolling, and further, as in Example 11, an outer diameter of about 333 mm. An oil ring body material having an inner diameter of about 317 mm was produced, and an oil ring body similar to that of Example 15 was produced. Compared to Example 15, in Example 16, the machining time could be significantly reduced.
  • Examples 17-20 Five non-circular pressure rings were produced for each steel material in the same manner as in Example 14 except that the steel materials shown in Table 3 were used. The results of the measurement of thermal conductivity and the thermal sag test in the same manner as in Example 13 are shown in Table 3 including the results of Example 13 and Comparative Example 1.
  • Examples 13, 17 to 20 and Comparative Example 1 all contain P and S as inevitable impurities. * Cu of Example 20 is contained as an impurity. ** The unit of thermal conductivity is W / (m ⁇ K). *** The unit of heat sag rate is%.
  • the thermal conductivity was 31 to 49 W / (m ⁇ K), and the thermal settling rate was 4.6 to 6.3%.
  • the thermal conductivity is at least 30 / W / (m ⁇ K) of spheroidal graphite cast iron, 38 W / (m ⁇ K), and further 49 / W / (m ⁇ K), CV graphite cast iron and flake graphite cast iron A value corresponding to is also obtained.
  • the heat set rate is at least less than 7%, and values of less than 6% and even less than 5% are also obtained.

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Abstract

燃費向上に貢献する軽量、低張力化した、耐摩耗性及び耐スカッフ性に優れた大型スチールリング及びその素材並びにそれらの製造方法を提供するため、必須合金元素としてC、Si、Mn、Cr、選択合金元素としてNi、V、Mo、Vを含み、熱伝導率及び／又は耐熱ヘタリ性を調整した鋼と、リングローリング加工を含む熱間鍛造とを組合せることによって、熱間鍛造した円筒状鋼素材から、リング幅（h1）と径方向厚さ（a1）を縮小した、呼び径（d1）が200 mm以上1100 mm未満の大型スチールリングを得る。

Description

ピストンリング及びその素材並びにそれらの製造方法
　本発明は、ピストンリング（以下「リング」ともいう。）に関し、特に鋼製の大型ピストンリング（以下「大型リング」ともいう。）及びその素材並びにそれらの製造方法に関する。
　大型ディーゼルエンジンに使用される大型リングは、耐熱性、耐摩耗性に優れた鋳鉄製ピストンリングが主流である。しかし、近年、大型ディーゼルエンジンにおいても、地球環境問題の顕在化とともに、高出力化、高効率化（CO2低減）の傾向にあり、具体的には、シリンダ有効圧力や最高圧力の上昇、熱負荷増大による作用応力の増大、あるいは平均ピストン速度の上昇などのため、その使用環境はますます過酷になっている。例えば、低速２ストロークディーゼルエンジンのトップリングには、摺動特性に優れる片状黒鉛鋳鉄と強度に優れる球状黒鉛鋳鉄との中間的なCV（Compacted Vermicular）黒鉛鋳鉄が採用されてきた。
　一般に、鋳鉄は組織中に黒鉛が分散しているため、耐スカッフ性などの摺動特性に優れ、また熱伝導特性も優れている。しかし、使用環境が過酷になると、強度面で十分でないために、ピストンリングの折損という致命的な欠点がクローズアップされてくる。
　自動車エンジン用の小型ピストンリングでは、鋳鉄から鋼への材料置換（以下「スチール化」ともいう。）が進み、トップリングでは、今やマルテンサイト系ステンレス鋼に窒化処理やイオンプレーティング処理（例えば、CrNやTiN等）を施したものが主流である。このトップリングは、所定の断面形状に伸線されたマルテンサイト系ステンレス線材からリングの自由形状に成形するコイリング加工によって製造されるのが一般的である。
　しかし、舶用エンジンなどの大型リングになると、リング断面積も大きくなるため、使用するスチール線材もより断面積の大きい素線が必要になる。断面積の大きい素線は取扱いが困難なこと、圧延機や熱処理装置が大型化することから、線材から大型リングを成形するスチール化は進んでいない。特に、精密成形が難しいため、軽量化、低張力化に繋がる薄幅化が困難である。また、特開平６－２２１４３６は、特殊な鋼を鋳造法でリング形状に形成した鋳鋼製ピストンリング材を開示しているが、結局、鋳造に起因する引け巣やピンホール等の鋳造欠陥のない製法と材料特性との両立が困難で、信頼性の点で実用化できていないのが実情である。
　本発明は、上記問題に鑑み、燃費向上に貢献する軽量、低張力化した、耐摩耗性及び耐スカッフ性に優れた大型スチールリング及びその素材並びにそれらの製造方法を提供することを課題とする。
　本発明者達は、大型リングにおいてもスチール化が可能な製法や耐熱ヘタリ性と熱伝導性に注目した鋼材の検討、さらには、リング幅（h1）と径方向厚さ（a1）の縮小について、鋭意研究の結果、本発明に想到した。
　すなわち、本発明のピストンリングは、呼び径（d1）が200 mm以上1100 mm未満の大型ピストンリングであって、前記大型ピストンリングが熱間鍛造した円筒状鋼素材から製造されることを特徴とする。
　前記ピストンリングは、リング幅（h1）と前記呼び径（d1）が
　　　　　　　　　　1×10-2 < h1/d1 < 1.8×10-2
の関係を満たすことが好ましく、径方向厚さ（a1）と前記呼び径（d1）が
　　　　　　　　　　2×10-2< a1/d1 < 2.8×10-2
の関係を満たすことが好ましく、さらに、前記リング幅（h1）と前記径方向厚さ（a1）と前記呼び径（d1）が
　　　　　　　　　　2×10-4< (h1×a1)/(d1)2 < 5×10-4
の関係を満たすことが好ましい。
　また、前記ピストンリングは、張力（Ft）の前記呼び径（d1）に対する比（Ft/d1）が0.1～0.25 N/mmであることが好ましい。
　さらに、前記ピストンリングは、前記母材が、炭素鋼、低合金鋼、バネ鋼、軸受鋼、マルテンサイト系ステンレス鋼から選択された鋼であることが好ましい。
　前記母材は、質量％で、C：0.2～1.0％、Si：0.1～1.0％、Mn：0.1～1.0％、Cr：10～20％、Ni：0～0.6％、Mo：0～1.5％、V：0～0.15％、残部Fe及び不可避的不純物からなる組成を有することが好ましく、焼戻しマルテンサイト中にクロム炭化物を分散した組織を有し、熱ヘタリ率が4％以下であることが好ましい。
　また、前記母材は、質量％で、C：0.45～1.10％、Si：0.15～1.60％、Mn：0.30～1.15％、Cr：0.50～1.60％、V：0～0.25％、Mo：0～0.35％、B：0～0.005％、残部Fe及び不可避的不純物からなる組成を有することが好ましく、前記母材の熱伝導率は30 W/(m・K)以上であることが好ましく、焼戻しマルテンサイト中に炭化物を分散した組織を有し、ピストンリングの熱ヘタリ率は8％以下であることが好ましい。
　さらに、前記ピストンリングは、その外周摺動面に窒化皮膜、めっき皮膜、溶射皮膜、化成処理皮膜、及びイオンプレーティング皮膜からなるグループから選択された1又は2以上の皮膜を有していることが好ましく、その側面には窒化皮膜、めっき皮膜、及び化成処理皮膜からなるグループから選択された1又は2以上の皮膜を有していることが好ましい。
　本発明のピストンリング用素材は、呼び径（d1）が200 mm以上1100 mm未満の大型ピストンリング用の円筒状鋼素材であって、前記円筒状鋼素材が周方向にファイバーフロー組織を有することを特徴とする。前記素材は、圧力リング用には、前記円筒状の鋼素材の軸に垂直な断面が非円形形状であることが好ましく、またオイルリング用には、前記円筒状の鋼素材の少なくとも外周面が軸方向に一定間隔で形成された複数の凹部を有していることが好ましい。
　本発明のピストンリングの製造方法は、呼び径（d1）が200 mm以上1100 mm未満の大型ピストンリングの製造方法であって、所定の長さに切断された円柱状鋼素材を加熱し、プレス成形によって円板状成形体に据込み加工する第１の熱間鍛造工程と、前記円板状成形体からコアポンチにより中央部に凹部を形成し穴開け加工して第１の円筒状素材に加工する第２の熱間鍛造工程と、前記第１の円筒状素材からリングローリングミルにより拡径した第２の円筒状素材に加工する第３の熱間鍛造工程と、前記第２の円筒状素材からピストンリングに加工する機械加工工程を含むことを特徴とする。前記第２の円筒状素材が軸に直角な断面で非円形形状を有するように、前記第３の熱間鍛造工程の後に、前記第２の円筒状素材を軸に直角な方向にプレス成形することが好ましく、前記第２の円筒状素材が少なくとも外周面に軸方向に一定間隔で形成された複数の凹部を有するように、前記第３の熱間鍛造工程において、異形形状の主ロールを使用することが好ましい。
　本発明のピストンリングは、従来の鋳鉄製大型ピストンリングと比べ、リング幅（h1）を縮小しているため、動力部品の軽量化に貢献し、従来所定の面圧に調整しても低張力化が可能となって、摩擦力を低減し、燃費向上に貢献する。径方向厚さ（a1）も縮小すれば、軽量化や低張力化に加え、リングのシリンダ壁への追従性を著しく向上して、優れたシール性を実現する。従来の鋳鉄製又は鋳鋼製リングで不可能であったピストンリングの断面縮小化は、基本的に延性に優れ、高強度、高靱性の鋼材を用いることにより、熱負荷が増大しても、折損の心配がなく、安心して使用できること、並びに、リングローリング加工を含む熱間鍛造法と機械加工の組合せにより、呼び径200 mm以上のピストンリングを精度良く製造できること、により実現可能となった。リングローリング加工を含む熱間鍛造法によれば、円柱状の鋼素材から比較的容易に大径サイズの大型リング素材を製造することができ、周方向ファイバーフロー（鍛流線）組織により、微細で欠陥のない、高強度の耐熱ヘタリ性に優れた大型リングを得ることが可能となる。また、所定のサイズの円筒状素材を軸に垂直にプレス成形することによって、リングの自由形状が非円形形状（カム形状）の圧力リング形状に成形することができ、さらに、リングローリングミルによる熱間鍛造工程において、主ロールやマンドレルの形状を所定の形状とすることによって、オイルリング本体の形状に近い素材形状とすることができ、後工程の機械加工工程での取り代を少なくすることが可能となる。さらに、窒化物を形成しやすい合金元素を含む鋼を使用することができるため、従来側面に適用してきた硬質クロムめっき処理に代えて、窒化処理が可能となりコスト低減に貢献できる。耐熱ヘタリ性に優れた耐熱性の高い鋼材を使用できるため、窒化処理だけでなくイオンプレーティング処理も可能となって、従来にない耐スカッフ性に優れた大型ピストンリングを提供することも可能となる。
代表的なピストンリングの軸方向から見た平面図と軸に垂直な接線方向から見た断面図である。 本発明のピストンリングの製造方法において、ピストンリング素材の形状変化を素材の中心軸をとおる断面で模式的に示した図である。 第３の熱間鍛造工程のリングローリング加工を模式的に示した図である。 円筒状素材を軸に直角方向にプレス成形する熱間鍛造において、断面円形形状の円筒状素材から断面非円形形状の円筒状素材への変化を模式的に示した図である。 ピストンリングの圧力リングに用いられる特殊合口形状の一例（ダブルステップ合口）を示す図である。 ピストンリングの面圧に関し、等圧分布を示した図である。 ピストンリングの面圧に関し、合口方向の面圧が合口に直角方向の面圧より低い面圧分布を示した図である。 オイルコントロールリングの断面を示した図である。 コイルエキスパンダ付きオイルコントロールリングの断面を示した図である。 別のコイルエキスパンダ付きオイルコントロールリングの断面を示した図である。 外周面及び内周面に軸方向に一定間隔で複数の凹部が形成された第２の円筒状素材を示した図である。
　図１は、呼び径d1、リング幅h1（軸方向）、径方向厚さa1の代表的なピストンリングの軸方向の平面図と、径方向の断面図を示す。自由形状のピストンリング1が破線で描かれ、ピストンに装着し、呼び径d1のシリンダ内に挿入したときのピストンリング2が実線で描かれている。なお、自由状態の合口隙間をm、シリンダ挿入時の合口隙間をs1としている。ピストンリング1をシリンダ内に挿入すると、合口隙間がmからs1まで閉じるため、接線方向にFtなる張力を発生する。この張力Ftによってシリンダとピストンの間のシールを維持している。
　本発明のピストンリングは、呼び径d1が200 mm以上1100 mm未満の大型ピストンリングであって、前記大型ピストンリングが熱間鍛造した円筒状鋼素材から製造されることを特徴とする。すなわち、従来の鋳鉄製あるいは鋳鋼製のピストンリングに対し、強度面で優れており、呼び径d1を大きく、リング幅h1を薄く設定しても、折損のおそれがない。しかし、リング幅h1を薄くしすぎると、ねじれが生じて平行度や平面度が悪くなるので、（h1/d1）は1×10-2を超えることが好ましい。一方、リング幅h1が厚ければ、従来の鋳鉄製ピストンリングに対し薄幅化が十分でなく、低張力化による効果も限定されてしまうので、（h1/d1）は1.8×10-2未満とすることが好ましい。
　また、径方向厚さa1は面圧や摩擦力には寄与しないが、発生する張力Ftやリングの追従性Kに密接に関係する。よって、ピストンリングとして所定の張力Ftを得るためには、径方向厚さa1の呼び径d1に対する比（a1/d1）は2×10-2を超えることが好ましく、追従性を向上し、優れたシール性を実現するためには2.8×10-2未満であることが好ましい。総合的には、リング幅h1と径方向厚さa1の積（h1×a1）の呼び径d1の二乗（d12）に対する比が2×10-4を超え5×10-4未満であることが好ましい。
　本発明のピストンリングは、シリンダに装着されたとき自己張力Ftに基づき面圧を発生させる。この面圧は、ピストンとシリンダ間のシール性や、オイル消費、摩耗や摩擦損失に密接に影響する。低燃費、低フリクションの観点からは低面圧が選択されるが、一方、シール性やオイル消費を無視することはできないので、所定の面圧は維持されなければならない。本発明では、張力Ftの呼び径d1に対する比（Ft/d1）を0.1～0.25 N/mmとすることが好ましく、0.1～0.2 N/mmとすることがより好ましい。
　本発明のピストンリングに使用される鋼は、特に限定するものではないが、炭素鋼、低合金鋼、バネ鋼、軸受鋼、マルテンサイト系ステンレスから選択された鋼であることが好ましい。炭素鋼であればCが0.6～0.8質量％程度の高炭素鋼、バネ鋼であればSUP9、SUP10、SUP12等、軸受鋼であればSUJ2、マルテンサイト系ステンレスであればSUS420J2やSUS440Bが好ましく使用される。高温強度、熱伝導率、耐熱ヘタリ性等、求められる要求特性により適した鋼材が選択される。
　例えば、熱ヘタリ率（ピストンリングの高温での使用中にクリープ現象に基づく張力低下によってシール特性が劣化する現象をいい、リングを呼び径に閉じた状態で、300℃×3時間の加熱の後の接線張力減退度（％）で評価される）については、大型ピストンリングではJIS B 8037-5：1998によれば、材料がねずみ鋳鉄（片状黒鉛鋳鉄）及び球状黒鉛鋳鉄の場合に対し、それぞれ、15％以下及び10％以下と規定されている。しかし、材料が鋼の場合には、呼び径が200 mm以上のピストンリングが実現（製造）されていないため、何も規定されていない。本発明のピストンリングも球状黒鉛鋳鉄と同レベルの熱ヘタリ率10％以下を満足することが好ましいが、リング幅h1や径方向厚さa1を縮小しても、組成を調整することによって、耐熱ヘタリ性を向上することができる。熱ヘタリ率が8％未満、あるいは6％未満、あるいは5％未満とするように調整することが可能である。
　また、熱伝導率については、従来の大型リングは基本的に鋳鉄製であり、熱伝導率は比較的良好であるといわれている。例えば、峯田ら（SOKEIZAI、Vol. 50 (2009)、No. 12, P. 48-51）によれば、熱伝導率は、片状黒鉛鋳鉄で48 W/(m・K)、CV黒鉛鋳鉄で38 W/(m・K)、球状黒鉛鋳鉄でも30 W/(m・K)である。これらの値は、自動車用トップリングに使用されている17Crマルテンサイト系ステンレス鋼の熱伝導率20 W/(m・K)と比較すると50～140％高い。一般に、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。よって、鋼においても固溶元素量を調整すれば鋳鉄並みの熱伝導率とすることが可能であるが、必要な機械的性質を確保することも必要である。本発明において、熱伝導率を重視する場合は、鋳鉄製ピストンリングの熱伝導率を目標とする。熱伝導率は、30 W/(m・K)以上であれば好ましく、38 W/(m・K)以上であればより好ましく、48 W/(m・K)以上であればさらに好ましい。
　本発明において、熱ヘタリ率に優れたピストンリングを得るためには、母材を、質量％で、C：0.2～1.0％、Si：0.1～1.0％、Mn：0.1～1.0％、Cr：10～20％、Ni：0～0.6％、Mo：0～1.5％、V：0～0.15％、残部Fe及び不可避的不純物からなる組成（以下「第１の組成」ともいう。）とすることが好ましい。また、熱伝導性に優れたピストンリングを得るためには、Cr含有量を大幅に引き下げ、母材を、質量％で、C：0.45～1.10％、Si：0.15～1.60％、Mn：0.30～1.15％、Cr：0.50～1.60％、V：0～0.25％、Mo：0～0.35％、B：0～0.005％、残部Fe及び不可避的不純物からなる組成（以下「第２の組成」ともいう。）とすることが好ましい。
　これらの母材は、鋼材の基本合金元素であるC、Si、Mnに加え、特にCrを必須合金元素としている。Crは炭化物を形成するほか、Feに置換型に固溶するため、耐食性の向上とともに、固溶強化によって耐熱ヘタリ性を向上させる。また、CはFeに侵入型に固溶してマトリックスの硬度を上げると同時に、Cr、Mo、Vと容易に結合して炭化物を生成し、耐摩耗性や耐スカッフ性を向上させる。Si及びMnは脱酸材として添加される。さらに、必要に応じて、Ni、Mo、V、Bを選択的に添加し、Niは耐食性を向上させる目的、Vは鋼の組織を微細化し強靱化するとともに高硬度の炭化物を形成する目的、Mo及びBは鋼の焼き入れ性を増大する目的、特にMoは高温強度も向上する目的で、添加してもよい。なお、一般に、鋼には0.03質量％未満のP及びSが含まれるが、不可避的不純物として扱い、特に規定しない。
　特に熱伝導率に優れたピストンリング材料において、熱伝導率向上の観点では、Siを0.15～0.35％とすることが好ましく、またCも0.45～0.65％とすることが好ましいが、耐摩耗性や窒化特性を向上させる観点では、Cを0.95～1.10％、Crを0.80～1.60％、Vを0.15～0.25％とすることが好ましく、Crを1.30～1.60％とすることがより好ましい。総合すると、熱伝導率に優れたピストンリングの母材としては、質量％で、C：0.45～0.55％、Si：0.15～0.35％、Mn：0.65～0.95％、Cr：0.80～1.10％、V：0.15～0.25％、残部がFe及び不可避的不純物からなる組成（以下「第３の組成」ともいう。）を有することが好ましく、また、質量％で、C：0.95～1.10％、Si：0.15～0.35％、Mn：0.30～0.50％、Cr：1.30～1.60％、残部がFe及び不可避的不純物からなる組成（以下「第４の組成」ともいう。）を有することが好ましい。
　本発明のピストンリングでは、焼入、焼戻し処理を行うことが好ましく、焼戻しマルテンサイト中に微細なクロム炭化物を含む炭化物が分散した顕微鏡組織が得られる。クロム炭化物を含む炭化物の析出は、300℃においても転位の移動やクリープを抑制し、耐熱ヘタリ性の向上に寄与する。本発明の第１の組成の材料では、熱ヘタリ率が4％以下であることが好ましく、本発明の第２の組成の材料では、熱ヘタリ率が8％以下であることが好ましい。一方、熱伝導率は本発明の第２の組成の材料で30W/(m・K)以上であることが好ましい。
　本発明のピストンリングは、その母材を鋼材としているため、そのままでは鋳鉄製ピストンリングに比べ耐スカッフ性等の摺動特性に課題がある。しかし、それらの課題は、近年の表面処理技術の進歩により克服されつつある。よって、本発明のピストンリングは、その外周摺動面に、窒化皮膜（窒化層）、めっき皮膜、溶射皮膜、化成処理皮膜、及びイオンプレーティング皮膜からなるグループから選択された1又は2以上の皮膜を有していることが好ましい。また、側面には、窒化皮膜（窒化層）、めっき皮膜、及び化成処理皮膜からなるグループから選択された1又は2以上の皮膜を有していることが好ましい。
　本発明の第１の組成の材料は、Crを質量％で10～20％含有するため、優れた窒化鋼としても機能する。大型リングでは、従来、側面に硬質クロムめっきを適用してきたが、窒化処理が可能になれば、硬質クロムめっき処理に代えることができ、コスト低減に貢献することができる。但し、本発明は硬質クロムめっきを除外するものではない。窒化処理は、塩浴軟窒化、ガス窒化、軟窒化、プラズマ窒化が利用でき、いずれも450～600℃の範囲で1～12時間の処理を行うことが好ましい。窒化処理により、鋼中のCr炭化物は表面から侵入するNと容易に反応して、窒化層内ではCrNとなって硬質粒子として分散し、摺動面の耐摩耗性や耐スカッフ性を著しく向上させる。なお、上記材料において選択的に使用するMoは、炭化物生成元素として耐摩耗性や耐スカッフ性を向上させる他に、窒化処理における軟化を防止する作用があり、リングの寸法安定性に重要な役割を果たす。またVは結晶粒を微細化し、強靱性を発揮させる効果と窒化促進元素として、窒化層の硬さを上げる効果を有している。
　表面処理のうち、めっき皮膜には硬質クロムめっき皮膜、多層クロムめっき皮膜、及びニッケル複合分散めっき皮膜が含まれ、溶射皮膜にはモリブデン溶射皮膜やサーメット溶射皮膜が含まれ、化成処理皮膜には酸化鉄皮膜やリン酸塩皮膜が含まれ、イオンプレーティング皮膜にはCrNやTiN皮膜が含まれる。
　アークイオンプレーティングは、真空容器中に窒素（N2）ガスを導入し、蒸発源の金属Cr陰極（ターゲット）表面にアークを発生させて金属Crを瞬時に溶解、窒素プラズマ（N*）中でイオン化し、ピストンリングに印加した負のバイアス電圧によってCr3+イオンあるいはN*と反応したCrNとして被覆面に引き込むことで皮膜を形成する。アークイオンプレーティングは、高いエネルギー密度により、金属Crの高イオン化率を達成できる。よって、高い成膜速度が得られ、ピストンリングに要求される10～80μmの成膜が工業的に可能となる方法である。アークイオンプレーティングによって形成できる硬質窒化クロムは、アーク電流、雰囲気圧、バイアス電圧、等の処理条件の制御により、CrN相、Cr2N相、Cr相の単相、あるいは（CrN+Cr2N）、（Cr2N+Cr）、（CrN+Cr2N+Cr）、（CrN+Cr）の複合相を形成することができる。本発明において形成される硬質窒化クロム皮膜は、CrN相及び／又はCr2N相の窒化クロムが主体であること、すなわち50体積％以上含まれることが好ましい。
　本発明のピストンリングの製造方法は、所定の長さに切断された円柱状鋼素材を加熱し、プレス成形によって円板状成形体に据込み加工する第１の熱間鍛造工程と、前記円板状成形体からコアポンチにより中央部に凹部を形成し穴開け加工して第１の円筒状素材に加工する第２の熱間鍛造工程と、前記第１の円筒状素材からリングローリングミルにより拡径した第２の円筒状素材に加工する第３の熱間鍛造工程と、前記第２の円筒状素材からピストンリングに加工する機械加工工程を含むことを特徴とする。
　図２は、本発明の製造方法において、ピストンリング素材の形状変化を素材の中心軸をとおる断面で模式的に示した図である。すなわち、本発明の製造方法は、円柱状素材3から円柱状素材4を成形する第１の熱間鍛造工程、円柱状素材4から第１の円筒状素材5を成形する第２の熱間鍛造工程、そして、第１の円筒状素材5から第２の円筒状素材6を成形する第３の熱間鍛造工程を含んでいる。
　第３の熱間鍛造工程は、図３にその加工方法を模式的に示すリングローリングミルを使用する。リングローリングミルは、主ロール8、マンドレル9、アキシャルロール10、バックアップロール11等から構成されている。主ロール8は一定の回転数で駆動される一方、マンドレル9、アキシャルロール10及びバックアップロール11は被加工材7との摩擦で回転する従動式である。リングローリング加工では、基本的に、主ロール8とマンドレル9の間でリングの径方向への圧下が行われ、被加工材7の肉厚を減少させながら径を拡大して所望の形状、寸法とする加工方法であるが、軸方向寸法については1対のアキシャルロール10間により、また被加工材7の真円度や表面性状については複数のバックアップロール11により調整されている。
　上記のリングローリング加工により製造した第２の円筒状素材（6, 12）は、機械加工工程によりピストンリングに加工される。この機械加工工程には、例えば、外周旋削加工、内周旋削加工、端面旋削加工、突切加工又は切断加工、側面研削加工、合口切断加工、合口フライス加工、外周カムならい旋削加工、外周研磨加工、外周バフ研磨加工、さらには、オイルリングのオイル穴加工、等が含まれる。
　なお、大型リングは、特に４ストロークディーゼルエンジンでは、小型リングと同様、圧力リングとオイルリングに分類され、圧力リングは、シリンダに装着されたときに自己張力に基づく面圧が発生するような非円形の自由形状（カム形状）をしており、一方、オイルリングは、コイルエキスパンダの張力を利用したコイルエキスパンダ付きオイルリングが主流であり、その本体はほぼ円形の自由形状をしている。
　本発明のピストンリングにおいて、圧力リングは、いわゆるシングルピース型で、合口を閉じてシリンダに装着したときに、ガスをシールするため径方向外側に張り出すような自己張力を持つ必要がある。上述した第３の熱間鍛造工程のリングローリング加工は基本的に円形リングを成形する加工方法であり、自己張力を持たせるためには、図４に示すように、第３の熱間鍛造工程で成形した第２の円筒状素材6を非円形形状の自由形状素材12に修正することが好ましい。図４では、プレス方向以外を拘束しない、いわゆる自由鍛造を示しているが、所定の楕円形状をした下型及び／又は上型を利用した型鍛造としてもよい。円筒状素材12の断面が、短軸d2、長軸d3の楕円形状になるよう、温度、圧力P、圧下量Δdを調整する。d3/d2は1.005～1.05とすることが好ましく、1.01～1.03とすることがより好ましい。
　円形形状のピストンリングから非円形（楕円形）の自由形状をもつピストンリングに修正するには、所定のサイズの合口ピースを合口に挟んだ状態で熱処理することによっても可能である。しかし、大型圧力リングで用いられる図５に示すダブルステップ合口13のような特殊合口とする場合は、合口両端を付き合わせるだけでなく重ねるため、熱処理による修正では製造困難となる。特殊合口の大型リングを製造するには、素材の段階で自由形状であることが必要となり、その点でも、第２の円筒状素材6を非円形の自由形状素材12に修正することが好ましい。
　圧力リングをシリンダに装着したときのリングの面圧分布はエンジンの性能に応じて決定される。面圧分布は、基本的に、図６(a)のような等圧分布であるが、合口部でスカッフィングの発生しやすい大型リングには、図６(b)のような合口方向の面圧が合口に直角方向の面圧より低い面圧分布であることが好ましい。リングがポート上を摺動する２ストロークエンジンでも、ポート枠部の摩耗対策や、ポートからのリングの飛び出し防止を考慮し、この面圧分布が好ましく用いられる。
　本発明のピストンリングにおいて、オイルリングは、図７(a)に示すような自己張力を有するシングルピースオイルリングと、図７(b)に示すような2ピースのコイルエキスパンダ付きオイルリングに分類される。
　コイルエキスパンダ付きオイルリングは、軸方向上下に形成されシリンダ内周面と摺動する一対のレール部16, 16を有するオイルリング本体14と、オイルリング本体14の内周溝部に装着されてオイルリング本体を半径方向外方に押圧するコイルエキスパンダ15とから構成される。オイルリング本体14は、その張力をコイルエキスパンダ15に頼っているため、自己張力をもつ必要が無く、よって非円形の自由形状をもつ必要がない。むしろ、優れたオイル掻き性能を果たすため、エンジン運転中のシリンダの変形に追従し、すなわち、リングがシリンダ壁に十分ならって運動する優れた追従性が求められる。このリングの追従性は、次の追従性係数Ｋで表される。
          K = 3・Ｆｔ・d12/(E・h1・a13)
ここで、Ｆｔはリング張力、d1は呼び径、Eはヤング率、h1はリング幅寸法、a1は径方向厚さ寸法である。この式から、リングの追従性は、リング本体の寸法、特に径方向厚さ寸法a1の3乗に反比例するため、径方向厚さ寸法a1をできるだけ小さくすることが好ましく、結果的に図８に示すような形状（「Ｉ型形状」ともいう。）を取ることが好ましい。よって、本発明のピストンリングの製造方法では、図７(a)、図７(b)、及び図８に示すオイルリングにできるだけ近い素材形状とするため、第２の円筒状素材が少なくとも外周面に軸方向に一定間隔で形成された複数の凹部を有するように、異形形状の主ロールを使用することが好ましい。図９に示す第２の円筒状素材は、外周面及び内周面の両方に軸方向に一定間隔で形成された複数の凹部を有しており、その場合は異形形状の主ロールとマンドレルを使用することが好ましい。
　上記の熱間鍛造工程における被加工材の温度は、使用される材料により適宜選択されるが、例えば、第１の組成を有する鋼や第２の組成を有する鋼を使用する場合は、素材温度が850～1250℃の範囲にあることが好ましく、900～1100℃であることがより好ましい。
　リングローリング加工により製造した第２の円筒状素材6, 12, 17は、焼鈍処理により鍛造後の内部応力を除去し、セメンタイトを球状化して、切削性を改善することが好ましい。また、焼鈍処理後、ショットブラストにより酸化スケールを除去した後、表面の脱炭層の除去加工を行うことが好ましい。さらに、第２の円筒状素材からは複数本のリングが取れるため、脱炭層の除去加工後に、所定の幅のリングに突切又は切断することが好ましい。
　得られたリング素材は、リングローリング加工により得られた周方向ファイバーフロー（鍛流線）組織により、欠陥のない高強度の材料となるが、ピストンリング材料としては、耐熱ヘタリ性等、所定の特性を付与するため、焼入・焼戻し処理を行うことが好ましい。素材として第１の組成を有する鋼材を使用する場合は、焼入温度を900～1150℃、焼戻し温度を580～600℃とし、素材として第２の組成を有する鋼材を使用する場合は、焼入温度を800～1100℃、焼戻し温度を470～550℃とすることが好ましい。この熱処理により、第１の組成を有する鋼では、焼戻しマルテンサイト中に微細なクロム炭化物が分散した顕微鏡組織が得られ、Hv 250～420のビッカース硬度、190 GPa以上の弾性率を示し、第２の組成を有する鋼では、焼戻しマルテンサイト中に微細な炭化物が分散した顕微鏡組織が得られ、Hv 430～500のビッカース硬度、190 GPa以上の弾性率を示す。
実施例1
　SUS420J2材の外径110 mm、長さ200 mmの棒鋼を、1000℃に加熱し、外径165 mm、高さ約90 mmの円板状成形体にプレス成形し、さらに、コアポンチにより中央部に凹部を形成し、それを貫通、穴開けして、外径約180 mm、内径約50 mmの第１の円筒状素材を作製した。次に、第１の円筒状素材を高周波誘導加熱装置により再度加熱し、リングローリングミルにセットし、リングローリング加工により外径約364 mm、内径約332 mm、幅約110 mmの第２の円筒状素材を作製した。この第２の円筒状素材を790℃、10時間の焼鈍後、ショットブラストによる酸化スケールの除去後、長径362 mm、短径356 mmの非円形形状（楕円形状等）に内外周を同時に粗加工した後、突切加工して非円形形状のリングを8本得た。900℃からの焼入、490℃、3時間の焼戻しの後、仕上加工を施して、呼び径（d1）350 mm、リング幅（h1）5 mm、径方向厚さ（a1）9.5 mmの矩形断面で外周面がバレル形状、ダブルステップ合口形状の圧力リングとした。次に、460℃、5時間のガス窒化によりリング全面に窒化層を約70μm形成し、さらに外周には、高速フレーム溶射によりNi合金基地中に微細なCr炭化物粒子が分散した複合材粒子を主たる構成粒子（スルザーメテコ社のSM5241粉末）とするサーメット溶射被膜を約500μm形成し、最終的には溶射被膜の膜厚約350μmまで仕上研磨を施した。ここで、ガス窒化により表面に生成した化合物層（白層）は研削除去した。なお、面圧が0.08 MPaとなるように張力Ftは70 Nに調整した。
[1] 重量の測定
　実施例1の圧力リングの重量は、電子天秤にて測定した8本の重量の平均値とした。平均値は397 gであった。
[2] 平面度の測定
　実施例1のリングを定盤上に置き、合口部2点、合口から90°、180°及び270°の各点の5点に5Nの荷重を加え、半径方向と円周方向の平面度を測定した。平面度は基準面に平行な面からのリング側面の自然に発生する偏差と定義され（JIS B 8037-2）、リングのねじれや皿状態を評価するのに用いられる。半径方向の平面度は、半径が1.5±0.05 mmの球面形測定子を用いて約1 Nの測定荷重で、リングの上側面において、荷重点の中央で測定する4点の測定値の最大値とし、円周方向の平面度は、リングの厚さの中心で、かつ荷重点の中央で測定し、振れの最大値と最小値の差とする。実施例1の半径方向の平面度は0.011 mm、円周方向の平面度は0.044 mmであった。
比較例1
　材料組成が、質量％で、C：3.8％、Si：2.6％、Mn：0.5％、P：0.04％、S：0.01％、Cr：0.09％、Ni：0.88％、V：0.06％、Cu：2.42％の鋳鉄から、溶解、鋳造して第２の円筒状素材に該当するCV黒鉛鋳鉄製素材を作製し、窒化処理及び溶射処理を省略した以外は、実施例1と同様にして、呼び径（d1）350 mm、リング幅（h1）7 mm、径方向厚さ（a1）10.5 mmの矩形断面で外周面がバレル形状、ダブルステップ合口形状の圧力リングを作製した。比較例1のリングの重量は611 gであった。比較例1においても、面圧が0.08 MPaとなるように張力Ftは98Nに調整した。実施例1と同様にして平面度の測定を行った結果、半径方向の平面度は0.005 mm、円周方向の平面度は0.026 mmであった。実施例1と比較すると、素材が鋳鉄であるため、平面度は約40～55％小さかったが、実施例1では、比較例1に対し、約35％軽量化されていることが分かる。
実施例2
　実施例1と同じ組成の鋼材を用い、リングローリング加工により外径約368 mm、内径約339 mm、幅約120 mmの第２の円筒状素材を作製し、さらに、その円筒状素材を再度加熱し、軸に直角な方向にプレス成形して、長軸370 mm、短軸364 mmの非円形形状の円筒状素材に成形した。なお、このプレス成形では、所定の楕円形状をした下型及び上型を使用した。得られた非円形形状の円筒状素材は、実施例1と同様にして、焼鈍し、ショットブラストによる酸化スケールの除去後、内外周同時加工、突切加工して非円形形状のリングを8本得た。実施例1と同様に、焼入、焼戻しの後、仕上加工を行い、さらに窒化処理と溶射処理を施して、圧力リングとした。実施例2では、実施例1に比べ内外周同時加工の加工時間が約1/5に短縮された。
実施例3～7
　実施例2で作製した、外径約368 mm、内径約339 mm、幅約120 mmの第２の円筒状素材から、呼び径（d1）を350 mm、リング幅（h1）と径方向厚さ（a1）を表１に示す数値とし、面圧が0.08 MPaとなるように張力Ftを調整した以外は、実施例2と同様にして、各実施例につき8本の圧力リングを作製した。寸法関係及び張力Ft関係を表１に、実施例1と同様に測定した重量及び平面度の測定結果、並びに比較例1に対する重量比率及び追従性係数率を、実施例1及び比較例1の結果も含め表２に示す。ここで、追従性係数率（対比較例1）は、実施例1の鋼材のヤング率（E）を215 GPa、比較例1の鋳鉄のヤング率（E）を160 GPaとし、K = 3Ftd12/Eh1a13により計算した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　実施例1及び3～4は、いずれも従来の鋳鉄製リングと比較して、重量比率が0.46～0.82、低張力化率が0.57～0.86と軽量化及び低張力化が図れる一方、平面度が半径方向0.007～0.013 mm、円周方向0.040～0.056 mmで、使用上問題ないレベルのリング精度に加工できることが確認された。実施例5は、鋼材を使用して比較例1の鋳鉄製リングより断面縮小化しているものの、比重差（鋼材比重7.8 g/cm3に対し、鋳鉄材比重7.0 g/cm3）により重量比率は1に近く、またヤング率差（鋼材ヤング率215 GPaに対し、鋳鉄材ヤング率は160 GPa）により追従性係数は14％悪化している。実施例6～7は、いずれも軽量化及び低張力化が大きいが、加工後の平面度が半径方向0.015 mm、円周方向0.070 mmを超え、リング精度上は若干の問題が残った。
実施例8
　材料組成が、質量％で、C：0.36％、Si：0.27％、Mn：0.51％、P：0.029％、S：0.024％、Ni：0.25％、Cr：12.08％で、外径110 mm、長さ200 mmの棒鋼から、実施例1と同様にして、外径約353 mm、内径約311 mm、幅約90 mmの第２の円筒状素材を作製した。この第２の円筒状素材を750℃、21時間の球状化焼鈍後、ショットブラストによる酸化スケールの除去後、長径352 mm、短径346 mmの非円形形状（カム形状）に内外周を同時に粗加工した後、突切加工して非円形形状のリングを5本得た。1000℃からの焼入、600℃、3時間の焼戻しの後、仕上加工を施して、呼び径（d1）330 mm、リング幅（h1）7 mm、径方向厚さ（a1）10 mmの矩形断面で外周面がバレル形状、ダブルステップ合口形状の圧力リングとした。次に、570℃、4時間のガス窒化によりリング全面に窒化層を約100μm形成し、さらに外周には、アークイオンプレーティングによりCrN層を約50μm形成した。ここで、ガス窒化により表面に生成した化合物層（白層）は研削除去した。
[3] 熱ヘタリ試験
　熱ヘタリ試験は、JIS B 8037-5に基づく。最初に張力を測定し、呼び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。実施例8の5本のリングについて評価した結果、熱ヘタリ率の平均値は3.6％であり、いずれも4％以内で、バラツキも小さかった。
比較例2
　材料組成が、質量％で、C：3.8％、Si：2.6％、Mn：0.5％、P：0.16％、S：0.01％、Mo：0.72％、Cu：0.68％の鋳鉄から、溶解、鋳造して第２の円筒状素材に該当する鋳鉄製素材を作製し、窒化処理及びイオンプレーティング処理を省略した以外は、実施例8と同様にして、圧力リングを作製した。実施例8と同様にして熱ヘタリ試験を行った結果、熱ヘタリ率の平均値は7.2％であり、実施例8と比較すると、実施例8の耐熱ヘタリ性が著しく向上したことがわかる。
実施例9
　実施例8と同じ組成の鋼材を用い、リングローリング加工により外径約348 mm、内径約319 mm、幅約125 mmの第２の円筒状素材を作製し、さらに、その円筒状素材を再度加熱し、軸に直角な方向にプレス成形して、長軸351 mm、短軸345 mmの非円形形状の円筒状素材に成形した。なお、このプレス成形では、所定の楕円形状をした下型及び上型を使用した。得られた非円形形状の円筒状素材は、実施例8と同様にして、球状化焼鈍し、ショットブラストによる酸化スケールの除去後、内外周同時加工、突切加工して非円形形状のリングを5本得た。実施例8と同様に、焼入、焼戻しの後、仕上加工を行い、さらに窒化処理とイオンプレーティング処理を施して、圧力リングとした。実施例8に比べ、実施例9では内外周同時加工の加工時間が約1/5に短縮された。
実施例10
　実施例8で作製した、外径約353 mm、内径約311 mm、幅約90 mmの第２の円筒状素材から、呼び径（d1）330 mm、リング幅（h1）6.0 mm、径方向厚さ（a1）4.5 mmの図８に示すようなI型形状のオイルリング本体を旋削加工により作製した。表面処理は、オイルリング本体全体に窒化処理を施した。
実施例11
　実施例8で使用したのと同じ外径110 mm、長さ200 mmの棒鋼から、実施例1と同様にして作製した外径約180 mm、内径約50 mmの第１の円筒状素材を経て、リングローリング加工により外径約300 mm、内径約280 mmの第２の円筒状素材を作製した。さらに、図９に示すような断面の第２の円筒状素材が成形できるような形状をもつ主ロール及びマンドレルを使用してリングローリング加工を行い、外径約333 mm、内径約317 mmのオイルリング本体の素材を作製した。突切加工、熱処理、仕上加工、窒化処理等を行い、実施例10と同様なオイルリング本体を作製した。実施例10に比べ、実施例11では加工時間を大幅に低減することができた。
実施例12
　材料組成が、質量％で、C：0.86％、Si：0.27％、Mn：0.29％、P：0.024％、S：0.018％、Cr：17.3％、Mo：0.89％、V：0.11％の鋼材を使用した以外は、実施例9と同様にして、非円形形状の圧力リングを5本作製した。実施例8と同様にして熱ヘタリ試験を行った結果、熱ヘタリ率の平均値は2.9％であり、実施例8以上の耐熱ヘタリ性を有していたことがわかる。
実施例13
　材料組成が、質量％で、C：0.48％、Si：0.21％、Mn：0.79％、Cr：1.02％、V：0.22％で、外径110 mm、長さ200 mmの棒鋼から、実施例1と同様にして、外径約353 mm、内径約311 mm、幅約90 mmの第２の円筒状素材を作製し、実施例1と同様にして焼鈍、ショットブラストによる酸化スケールの除去後、長径352 mm、短径346 mmの非円形形状（カム形状）に内外周を同時に粗加工した後、突切加工して非円形形状のリングを5本得た。さらに、実施例1と同様にして、焼入、焼戻しの後、仕上加工を施して、呼び径（d1）330 mm、リング幅（h1）7 mm、径方向厚さ（a1）10 mmの矩形断面で外周面がバレル形状、ダブルステップ合口形状の圧力リングとし、ガス窒化による窒化層と、高速フレーム溶射によるサーメット溶射被膜を形成した。
[4] 熱伝導率の測定
　熱伝導率は、実施例13のリングから測定用サンプルを切り出し、研磨して、レーザーフラッシュ法により3回測定した。3回の測定値の平均値は38 W/(m・K)であり、CV黒鉛鋳鉄の熱伝導率に匹敵する値であった。
熱ヘタリ率
　また、実施例8で行った熱ヘタリ試験を、実施例13の5本のリングについて行った結果、熱ヘタリ率の平均値は4.8％であり、いずれも5％以内で、バラツキも小さかった。
比較例1の熱伝導率と熱ヘタリ率
　比較例1の材料組成の鋳鉄から、実施例13と同じ第２の円筒状素材に該当するCV黒鉛鋳鉄製素材を作製し、窒化処理及び溶射処理を省略した以外は、実施例13と同様にして、圧力リングを作製した。実施例13と同様にして熱伝導率の測定と熱ヘタリ試験を行った結果、熱伝導率の平均値は36 W/(m・K)、熱ヘタリ率の平均値は7.0％であり、実施例13と比較すると、実施例13の耐熱ヘタリ性が著しく向上したことがわかる。
実施例14
　実施例13と同じ組成の鋼材を用い、実施例9と同様にして、長軸351 mm、短軸345 mmの非円形形状の円筒状素材に成形した。得られた非円形形状の円筒状素材は、実施例13と同様にして、焼鈍し、ショットブラストによる酸化スケールの除去後、内外周同時加工、突切加工して非円形形状のリングを5本得た。実施例13と同様に、焼入、焼戻しの後、仕上加工を行い、さらに窒化処理と溶射処理を施して、圧力リングとした。実施例14では、実施例13に比べ内外周同時加工の加工時間が約1/5に短縮された。
実施例15
　実施例13で作製した外径約353 mm、内径約311 mm、幅約90 mmの第２の円筒状素材から、呼び径（d1）330 mm、リング幅（h1）6.0 mm、径方向厚さ（a1）4.5 mmの図８に示すようなI型形状のオイルリング本体を旋削加工により作製した。表面処理は、オイルリング本体全体に窒化処理を施した。
実施例16
　実施例13と同じ組成の鋼材から、リングローリング加工により外径約300 mm、内径約280 mmの第２の円筒状素材を作製し、さらに、実施例11と同様にして、外径約333 mm、内径約317 mmのオイルリング本体の素材を作製し、実施例15と同様なオイルリング本体を作製した。実施例15に比べ、実施例16では加工時間を大幅に低減することができた。
実施例17～20
　材料組成が、表３に示す鋼材を使用した以外は、実施例14と同様にして非円形形状の圧力リングを各鋼材につき5本ずつ作製した。実施例13と同様にして、熱伝導率の測定と熱ヘタリ試験を行った結果について、実施例13及び比較例1の結果も含め表３に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
 +  実施例13、17～20、比較例1は、いずれもP及びSを不可避的不純物として含む。
*  実施例20のCuは不純物として含まれたものである。
**  熱伝導率の単位はW/(m・K)である。
***  熱ヘタリ率の単位は％である。
 
　実施例17～20の熱伝導率は31～49　W/(m・K)であり、熱ヘタリ率は4.6～6.3％であった。熱伝導率は、少なくとも球状黒鉛鋳鉄の30 W/(m・K)以上であり、38 W/(m・K)、さらには49 W/(m・K)とCV黒鉛鋳鉄や片状黒鉛鋳鉄に相当する値も得られている。また、熱ヘタリ率も少なくとも7％未満であり、6％未満、さらには5％未満の値も得られている。

Claims (19)

  1. 呼び径（d1）が200 mm以上1100 mm未満のピストンリングであって、前記ピストンリングが熱間鍛造した円筒状鋼素材から製造されることを特徴とするピストンリング。
  2. 請求項１に記載のピストンリングにおいて、リング幅（h1）と前記呼び径（d1）が
    　　　　　　　　　　1×10-2 < h1/d1 < 1.8×10-2
    の関係を満たすことを特徴とするピストンリング。
  3. 請求項１又は２に記載のピストンリングにおいて、径方向厚さ（a1）と前記呼び径（d1）が
    　　　　　　　　　　2×10-2 < a1/d1 < 2.8×10-2
    の関係を満たすことを特徴とするピストンリング。
  4. 請求項１～３のいずれかに記載のピストンリングにおいて、前記リング幅（h1）と前記径方向厚さ（a1）と前記呼び径（d1）が
    　　　　　　　　　　2×10-4 < (h1×a1)/(d1)2 < 5×10-4
    の関係を満たすことを特徴とするピストンリング。
  5. 請求項１～４のいずれかに記載のピストンリングにおいて、前記ピストンリングの張力（Ft）の前記呼び径（d1）に対する比（Ft/d1）が0.1～0.25 N/mmであることを特徴とするピストンリング。
  6. 請求項１～５のいずれかに記載のピストンリングにおいて、前記母材が、炭素鋼、低合金鋼、バネ鋼、軸受鋼、マルテンサイト系ステンレス鋼から選択された鋼であることを特徴とするピストンリング。
  7. 請求項６に記載のピストンリングにおいて、前記母材が、質量％で、C：0.2～1.0％、Si：0.1～1.0％、Mn：0.1～1.0％、Cr：10～20％、Ni：0～0.6％、Mo：0～1.5％、V：0～0.15％、残部Fe及び不可避的不純物からなる組成を有することを特徴とするピストンリング。
  8. 請求項７に記載のピストンリングにおいて、前記母材が焼戻しマルテンサイト中にクロム炭化物を分散した組織を有し、熱ヘタリ率が4％以下であることを特徴とするピストンリング。
  9. 請求項６に記載のピストンリングにおいて、前記母材が、質量％で、C：0.45～1.10％、Si：0.15～1.60％、Mn：0.30～1.15％、Cr：0.50～1.60％、V：0～0.25％、Mo：0～0.35％、B：0～0.005％、残部Fe及び不可避的不純物からなる組成を有することを特徴とするピストンリング。
  10. 請求項９に記載のピストンリングにおいて、前記母材の熱伝導率が30 W/(m・K)以上であることを特徴とするピストンリング。
  11. 請求項９又は１０に記載のピストンリングにおいて、前記母材が焼戻しマルテンサイト中に炭化物を分散した組織を有し、熱ヘタリ率が8％以下であることを特徴とするピストンリング。
  12. 請求項１～１１のいずれかに記載のピストンリングにおいて、前記ピストンリングの外周摺動面に、窒化皮膜、めっき皮膜、溶射皮膜、化成処理皮膜、及びイオンプレーティング皮膜からなるグループから選択された1又は2以上の皮膜を有していることを特徴とするピストンリング。
  13. 請求項１～１２のいずれかに記載のピストンリングにおいて、前記ピストンリングの側面に窒化皮膜、めっき皮膜、及び化成処理皮膜からなるグループから選択された1又は2以上の皮膜を有していることを特徴とするピストンリング。
  14. 呼び径（d1）が200 mm以上1100 mm未満のピストンリング用の円筒状鋼素材であって、前記円筒状鋼素材が周方向にファイバーフロー組織を有することを特徴とするピストンリング用素材。
  15. 請求項１４に記載のピストンリング用素材において、圧力リング用に、前記円筒状鋼素材の軸に垂直な断面が非円形形状であることを特徴とするピストンリング用素材。
  16. 請求項１４に記載のピストンリング用素材において、オイルリング用に、前記円筒状鋼素材の少なくとも外周面が軸方向に一定間隔で形成された複数の凹部を有していることを特徴とするピストンリング用素材。
  17. 呼び径（d1）が200 mm以上1100 mm未満のピストンリングの製造方法であって、所定の長さに切断された円柱状鋼素材を加熱し、プレス成形によって円板状成形体に据込み加工する第１の熱間鍛造工程と、前記円板状成形体からコアポンチにより中央部に凹部を形成し穴開け加工して第１の円筒状素材に加工する第２の熱間鍛造工程と、前記第１の円筒状素材からリングローリングミルにより拡径した第２の円筒状素材に加工する第３の熱間鍛造工程と、前記第２の円筒状素材からピストンリングに加工する機械加工工程を含むことを特徴とするピストンリングの製造方法。
  18. 請求項１７に記載のピストンリングの製造方法において、前記第２の円筒状素材が軸に直角な断面で非円形形状を有するように、前記第３の熱間鍛造工程の後に、前記第２の円筒状素材を軸に直角な方向にプレス成形することを特徴とするピストンリングの製造方法。
  19. 請求項１７に記載のピストンリングの製造方法において、前記第２の円筒状素材が少なくとも外周面に軸方向に一定間隔で形成された複数の凹部を有するように、前記第３の熱間鍛造工程において、異形形状の主ロールを使用することを特徴とするピストンリングの製造方法。
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