(57)【要約】【課題】自身の摩擦と共に、コンプレッションリングとシリンダーボア間の摩擦をも低減することができるオイルリングと、このようなオイルリングをコンプレッションリングと共に備え、シリンダーボアとの間の摩擦力を低減することができる内燃機関用ピストンを提供する。【解決手段】オイルリングＲｏの外周面に、硬質炭素、ＣｒＮ、ＴｉＮの少なくとも１種を被覆すると共に、外周先端における摺動方向の曲率半径ｒを０．３ｍｍ以上のものとし、このようなオイルリングＲｏを内燃機関用ピストンにコンプレッションリングと共に配設する。【選択図】図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
外周面に硬質炭素、ＣｒＮ及びＴｉＮから成る群より選ばれた少なくとも１種を被覆して成り、外周先端における摺動方向の曲率半径ｒが０．３ｍｍ以上であることを特徴とする内燃機関用オイルリング。
【請求項２】
上記曲率半径ｒが６ｍｍ以下であることを特徴とする請求項１に記載の内燃機関用オイルリング。
【請求項３】
上記曲率半径ｒが３ｍｍ以下であることを特徴とする請求項１に記載の内燃機関用オイルリング。
【請求項４】
外周面の硬さが２０００Ｈｖ以上であることを特徴とする請求項１〜３のいずれか１つの項に記載の内燃機関用オイルリング。
【請求項５】
外周面の粗さがＲａ０．１μｍ以下であることを特徴とする請求項１〜４のいずれか１つの項に記載の内燃機関用オイルリング。
【請求項６】
外周面にダイヤモンドライクカーボンを被覆して成り、当該ダイヤモンドライクカーボン膜に含まれる水素量が１０ａｔ％以下であることを特徴とする請求項１〜５のいずれか１つの項に記載の内燃機関用オイルリング。
【請求項７】
請求項１〜６のいずれか１つの項に記載のオイルリングと、コンプレッションリングの少なくとも２本のピストンリングを備えたことを特徴とする内燃機関用ピストン。
【請求項８】
上記コンプレッションリングの外周面にダイヤモンドライクカーボン膜を備えていることを特徴とする請求項７に記載の内燃機関用ピストン。
【請求項９】
上記ダイヤモンドライクカーボン膜に含まれる水素量が１０ａｔ％以下であることを特徴とする請求項８に記載の内燃機関用ピストン。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、例えば自動車用エンジンなどの内燃機関のピストンに取付けられるピストンリングに係わり、特に潤滑油が燃焼室に入らないように掻き落とすために配置されるオイルリングと、このようなオイルリングをコンプレッションリングと共に搭載したピストンに関するものである。
【背景技術】
【０００２】
自動車用エンジン等の内燃機関における機械損失の低減は、燃費向上に有効であり、さまざまな部品に対して摩擦低減の試みがなされている。
例えば、内燃機関におけるピストンとシリンダーボア間の常用域における摩擦損失は、内燃機関全体の機械損失の実に２０〜３０％にも達するとされており、特にピストンリングとシリンダーボア間の摩擦を減らすために、リング張力を低減する手法が広く用いられている。
【０００３】
ピストンリングの張力は、燃焼室内のシール性と密接に関係し、エンジンオイルの消費量に影響する。このため単に張力を落とすだけではなく、リングに張力ばらつきの小さい耐摩耗性に優れたＣｒＮなどの硬質薄膜による表面処理を適用する方法や、リングの面粗度を低減する方法などが採られている（例えば、特許文献１参照）。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００４】
【特許文献１】特開２００６−２７５２６９号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
上記したように、従来から、ピストンリングの外周部への表面処理として一般的に用いられているＣｒめっきに対し、耐摩耗性に優れるＣｒＮ等の硬質薄膜処理が張力低減と共に用いられている。
しかしながら、従来では、単に表面処理の置き換えに留まり、耐摩耗性向上に伴う形状変更等について工夫された例はほとんど見当たらない。したがって、これによる初期の張力設定が低減された分、ピストンリングとシリンダーボア間の摩擦力は低減するものの、それ以上の効果について期待できないことが発明者らの解析により明らかになった。
【０００６】
一般的な傾向として、ピストンリング外周部はシリンダーボアとの摺動により摩耗が進み、先端部が摩耗することによって、リング断面における凸形状の平坦化が進む。
一方、高硬度で耐摩耗性に優れたＣｒＮ膜などの硬質表面処理を施した場合、摩耗速度が著しく減少し、リング外周部の先端形状は、通常使用の範囲では平坦化することはなく、初期のまま維持されることとなる。
【０００７】
特に、オイルリング（オイル掻き落しリング、オイルコントロールリング）の場合、オイル掻き落し性能向上のため、コンプレッションリング（圧力リング）に比べて接触幅を狭くしてあり、摩耗しやすいことから、上記のような硬質な表面処理を行う意義は大きい。
また、オイル掻き落し性能だけでなく、摩擦力低減の観点からも、リング外周部の凸形状を維持することは、シリンダーボア面との接触幅を抑えられるため、摺動時のオイルの粘性抵抗が小さくなり、摩耗して平坦化する場合に比べて理想的な形状と考えられている。
【０００８】
ところが、発明者らは、実際にエンジンを用いて解析を行った結果、従来考えられている説と大きく異なり、必ずしもリング外周部先端の凸形状が鋭利である程、摩擦力が低減するわけではないことを見出すに到った。
すなわち、オイルリング単独で考えた場合には、上記の説が成り立つが、オイルリングのオイル掻き落し性能が高いほど、コンプレッションリングに供給されるオイル量が減少し、コンプレッションリングとシリンダーボア間の油膜形成に悪影響を及ぼすこととなる。
【０００９】
オイルリング外周部の形状の影響を調べた従来の試験は、いずれもモータリング試験やリングとボア相当の試験片を用いた擬似試験であり、理論上の予測と整合の取れた結果が提示されている。
一方、エンジンが燃焼状態でのピストンのコンプレッションリングとシリンダーボア間の油膜は幾何学的に算出される厚さに比べ、実際はかなり薄いことが報告されている。つまり、過去の試験例は実際のエンジンと異なり、オイルの供給量が潤沢のため、コンプレッションリングへの影響を正確に反映していない可能性がある。
【００１０】
すなわち、ピストン−ボア間の摩擦を低減する方策としては、オイルリングのみの摩擦を低減するだけでなく、コンプレッションリングの摩擦も同時に低減する必要があるものと考えられる。
【００１１】
本発明は、このような従来技術の問題点に着目してなされたものであって、その目的とするところは、自身の摩擦のみならず、コンプレッションリングとシリンダーボア間の摩擦をも低減することができる内燃機関用オイルリングを提供することにある。
また、このようなオイルリングをコンプレッションリングと共に備え、シリンダーボアとの間の摩擦力を低減することができる内燃機関用ピストンを提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１２】
本発明者らは、上記課題の解決に向けて、オイルリングの材質や形状について鋭意解析、実験を繰り返した結果、オイルリングの先端を必ずしも鋭利な凸形状とすることなく、コンプレッションリングにオイルを適当に供給するレベルに保つのが良いという従来の定説とは逆の結論に達した。
【００１３】
本発明は上記知見に基づくものであって、本発明の内燃機関用オイルリングは、外周面に硬質炭素、ＣｒＮ及びＴｉＮから成る群より選ばれた少なくとも１種を被覆して成り、外周先端における摺動方向の曲率半径ｒが０．３ｍｍ以上であることを特徴とする。
また、本発明の内燃機関用ピストンにおいては、上記オイルリングとコンプレッションリングとをそれぞれ少なくとも１本備えたことを特徴としている。
【発明の効果】
【００１４】
本発明によれば、内燃機関用オイルリングの外周面に硬質炭素、ＣｒＮ、ＴｉＮの少なくとも１種を被覆すると共に、外周先端における摺動方向の曲率半径ｒを０．３ｍｍ以上としたから、コンプレッションリングの摺動面にも潤滑油が適度に供給されるようになり、ピストンとシリンダーボア間の摩擦力が低減される。
【図面の簡単な説明】
【００１５】
【図１】本発明の内燃機関用オイルリングの形状例を示す断面図（ａ）及び組図（ｂ）である。
【図２】本発明の内燃機関用ピストンに用いられるコンプレッションリングの形状例を示す斜視図である。
【図３】本発明の内燃機関用ピストンにおけるコンプレッションリング及びオイルリングの配置例を示す側面図である。
【図４】実施例１〜３、１５、１６、比較例１〜３の結果に基づいてオイルリング曲率半径と平均摩擦力との関係を示すグラフである。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
以下、本発明の内燃機関用オイルリング及びピストンについて、発明特定事項の作用や、各種数値の限定理由などと共に、さらに詳細に説明する。
【００１７】
本発明は、コンプレッションリングとオイルリングの少なくとも２本のピストンリングを配置して成る内燃機関用ピストンにおいて、オイルリング外周形状の曲率半径ｒを０．３ｍｍ以上に大きくすることによって、シリンダーボアとの間の摩擦力が著しく低減することを見出したことに基づく。
すなわち、オイルリングの先端外周面の曲率半径ｒが０．３ｍｍ以上であることによって、シリンダーボア面の潤滑油がオイルリングによって完全に掻き落とされることなく、適度に残存して、コンプレッションリングとの間の摩擦を減じ、ピストン全体の摩擦力が低減することになる。
【００１８】
このとき、上記曲率半径ｒが０．３ｍｍに満たない場合には、潤滑油の残存量が少なくなって、ピストンの摩擦力を十分に低減することができなくなる。
一方、曲率半径ｒが大きくなっても、ピストン全体の摩擦力が増大することはないが、過度に大きくなるとオイルリングのボア面に対する接触抵抗が増大し、オイルリング本来の機能が損なわれる可能性があることから、曲率半径ｒは６ｍｍ以下が望ましく、３ｍｍ以下であることがより望ましい。
【００１９】
なお、本発明において「曲率半径ｒ」とは、図１（ａ）に示すようなリング外周部の縦断面において、外周径の最大部ｔを中心とする摺動方向（板厚方向）の幅２００μｍの範囲で、径方向の高低差Ｚを測定し、次式（１）を用いて求められる平均の曲率半径を意味するものとする。
ｒ＝Ｚ／２＋（２×１０４）／８Ｚ  （単位：μｍ）  ・・・  （１）
【００２０】
また、本発明においては、オイルリングの外周面を、硬質炭素、ＣｒＮ、ＴｉＮで被覆することから、摩耗による形状変化を著しく小さくすることができ、先端形状の平坦化を防止して、コンプレッションリングとの間の摩擦力低減効果を長期に亘って維持することができる。なお、硬質炭素はダイヤモンドライクカーボン（以下、「ＤＬＣ」と略記する）などの硬質炭素被膜が好適である。
【００２１】
また、本発明においては、オイルリング外周形状の曲率半径ｒを６ｍｍ以下、さらに好適には３ｍｍ以下とすることによって、シリンダーボアとの間の摩擦力がさらに著しく低減する。
すなわち、オイルリングの先端外周面の曲率半径ｒが０．３ｍｍ以上６ｍｍ以下、さらには０．３ｍｍ以上３ｍｍ以下であることによって、シリンダーボア面の潤滑油がオイルリングによって完全に掻き落とされることなく、適度に残存して、ピストン全体の摩擦力を低減できることになる。
【００２２】
また、本発明においては、オイルリングの外周面の硬さが２０００Ｈｖ以上であることによって、摩耗による形状変化を著しく小さくすることができ、先端形状の平坦化を防止して、コンプレッションリングとの間の摩擦力低減効果を長期に亘って維持することができる。
すなわち、オイルリングの外周面硬さが２０００Ｈｖに満たない場合、初期のリング外周形状を０．３ｍｍ以上の曲率半径に平坦化させても、走行距離に比例してリング外周部の摩耗が進み、更なる平坦化によって摩擦力が増大し、オイル消費量も増大するおそれがある。
【００２３】
オイルリング外周面の表面粗さとしては、摩擦力低減効果を確実なものとする観点から、中心線平均粗さＲａで、０．１μｍ以下であることが望ましい。
【００２４】
上記硬質被膜のうち、耐摩耗性を向上させるだけの硬さが得られるばかりでなく、摺動特性に優れ、大幅な摩擦低減が可能になることから、ＤＬＣ膜をリング外周面に被覆することが望ましい。このようなＤＬＣ被膜は、例えばプラズマＣＶＤ法により成膜することができる。
このとき、ＤＬＣ膜中の水素含有量が増加すると、硬さが低下すると共に、摩擦係数が増す傾向があることから、ＤＬＣ膜の水素含有量を１０ａｔ％とすることが望ましい。そして、さらに硬さを向上させ、潤滑油中における摩擦係数をさらに減少させてより安定した摺動特性を確保するためには、５ａｔ％以下、さらには１ａｔ％以下とすることが好ましい。
【００２５】
このような水素含有量の低いＤＬＣ膜は、例えばスパッタリング法やイオンプレーティング法など、水素や水素含有化合物を実質的に使用しないＰＶＤ法によって成膜することによって得られる。この場合、成膜時に水素を含まないガスを用いるだけでなく、場合によっては反応容器や基材保持具のベーキングや、基材表面のクリーニングを十分に行ったうえで成膜することが被膜中の水素量を減らすためには望ましい。
【００２６】
上記のように、オイルリングの外周面に硬質被膜を形成する場合、その表面粗さは、概ね基材成膜面の粗さに依存することから、その表面粗さをＲａ０．１μｍ以下とするためには、基材面を同様以下の粗さに成るように仕上げることが必要となる。
【００２７】
以上、オイルリングについて説明したが、本発明の内燃機関用ピストンにおいて、上記オイルリングと共に用いられるコンプレッションリングの外周面の硬さや粗さについても、耐摩耗性や摩擦特性の観点から、２０００Ｈｖ以上、０．１μｍ以下であることが好ましいことは言うまでもない。
【実施例】
【００２８】
以下、本発明を実施例及び比較例に基づいて、さらに説明するが、本発明はこれらの実施例に限定されるものではない。
【００２９】
〔オイルリングの作製〕
ＪＩＳ  Ｇ  ３５０６（硬鋼線材）に規定される炭素鋼材料ＳＷＲＨ７２を冷間で線引きした後、焼入れ焼戻し処理を施し、０．４×２．０ｍｍの矩形断面のうち、０．４ｍｍ幅の１面を図１（ｂ）に示す外周面の曲率半径ｒ（０．２〜２ｍｍ）とする線材を得た。次いで、この線材を外形（呼び径）９３ｍｍのリング状に成形し、合口となる部分を切削した。
次に、歪取り熱処理を実施し、外周研磨を行った後、イオンプレーティング法によって、それぞれの外周面にＣｒＮ膜又はＤＬＣ膜による被膜処理を施し、さらに仕上げ研磨によってそれぞれの表面粗さを得た。なお、ＤＬＣ膜の水素含有量については、原料中の水素濃度を変更することによって調整した。
上記の要領で作製した２枚のサイドレールａの間に、図１（ｂ）に示すように、ＳＵＳ３０４からなるスペーサーｂを組合せることで、組み込み時２０Ｎの張力を持つオイルリングとした。
【００３０】
〔コンプレッションリングの作製〕
ＪＩＳ  Ｇ  ３５６１（弁ばね用オイルテンパー線）に規定されるＣｒ−Ｖ系耐熱バネ材料ＳＷＯＳＣ−Ｖを冷間で線引きした後、焼入れ焼戻し理を施し、１．２×２．５ｍｍの矩形断面を有する線材を得た。
次いで、この線材を内径９３ｍｍのシリンダライナーへの組み込み時１０Ｎの張力を持つようリング形状に成形し、合口となる部分を切削し、図２に示すようなコンプレッションリングとした。上記オイルリングと同様の方法により、その外周面にＣｒＮ膜又はＤＬＣ膜による被膜処理を行った。
【００３１】
〔セカンドコンプレッションリングの作製〕
ねずみ鋳鉄を切削加工により、断面形状１．５×２．５ｍｍで内径９３ｍｍのシリンダライナーへの組み込み時１０Ｎの張力を持つよう、合口を切除したリング形状に加工した。
【００３２】
〔摺動試験〕
図３に示すように、自動車用エンジンのピストンとして、日産自動車製ＶＱ３０ＤＥエンジン向けのピストンＰを用意し、そのリング溝Ｇ１及びＧ２に、上記により作製したうちの２本のコンプレッションリングＲｃ，Ｒｃをトップリング及びセカンドリングとして装着した。そして、その下方側のリング溝Ｇ３に上記により作製したうちの１本のオイルリングＲｏを装着して、単体摩擦摩耗試験機によるピストン−ボア間の摺動試験を行った。
【００３３】
ここで、単体摩擦摩耗試験機は、ボア側を油圧駆動により振動させることによって、ピストン−ボア間に発生する摩擦力をピストンに装着したロードセルにより検知する仕組みのものである。そして、潤滑油として市販の５Ｗ３０粘度のエンジンオイルを用い、上記試験時により毎分７００回の振動を加え、その平均摩擦力をそれぞれ測定した。
その結果を、コンプレッションリングＲｃ及びオイルリングＲｏ仕様の組合せと共に、表１に示す。
【００３４】
【表１】
2010031835.tif 000003
【００３５】
（比較例１）
外周面にビッカース硬さ２０００ＨｖのＣｒＮ膜が施され、その表面粗さＲａが０．１５μｍである２本のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが０．２ｍｍのバレルフェース形をなし、同じくビッカース硬さ２０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．１５μｍのＣｒＮ膜が施されたオイルリングＲｏを組合わせたピストンの場合、その平均摩擦力は３５Ｎであった。
【００３６】
（比較例２）
上記比較例１と同じコンプレッションリングＲｃと、同様の被膜処理がなされ、外周面先端の平均曲率半径ｒが０．２５ｍｍのオイルリングＲｏを組合わせたピストンの場合、その平均摩擦力は３７Ｎであり、上記比較例１より僅かに摩擦力が増加する結果となった。
【００３７】
（比較例３）
比較例１と同様のピストン、ボア、単体摩擦摩耗試験機を用いて、比較例１と同様のコンプレッションリングと、表面硬さが２０００ＨｖのＣｒＮで、その粗さがＲａ０．０５μｍで、外周の先端ｒが０．２５ｍｍであるオイルリングを装着し、７００回／分の振動を加え、その平均摩擦力を測定した。
その結果、平均摩擦力は３６Ｎであり、比較例２より僅かに摩擦力は減少した。
【００３８】
（実施例１）
上記比較例１と同じコンプレッションリングＲｃと、同様の被膜処理がなされ、外周面先端の平均曲率半径ｒが０．３ｍｍのオイルリングＲｏとを組合わせたピストンの場合、その平均摩擦力は３０Ｎであり、上記比較例より摩擦力が低減することが判明した。
【００３９】
（実施例２）
上記比較例１と同じコンプレッションリングＲｃと、同様の被膜処理がなされ、外周面先端の曲率半径ｒが０．５ｍｍのオイルリングＲｏを使用することにより、平均摩擦力が２４Ｎとなり、上記実施例より摩擦力がさらに低減することが確認された。
【００４０】
（実施例３）
上記比較例１と同じコンプレッションリングＲｃと、同様の被膜処理がなされ、オイルリングＲｏの外周先端面の曲率半径を２ｍｍとすることによって、平均摩擦力は２８Ｎとなり、上記比較例に比較すれば摩擦力が低減するものの、実施例２に較べると摩擦力が増加する結果となった。
【００４１】
（実施例４）
外周面にビッカース硬さ２０００ＨｖのＣｒＮ膜が施され、その表面粗さＲａが０．１μｍである以外は比較例１と同様のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが０．５ｍｍのバレルフェース形をなし、同じくビッカース硬さ２０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．１μｍのＣｒＮ膜が施されたオイルリングＲｏとを組合わせた。この場合、その平均摩擦力は２３Ｎであり、実施例２と較べ僅かに摩擦力が低減することが確認された。
【００４２】
（実施例５）
比較例１と同様のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが０．５ｍｍのバレルフェース形をなし、同じくビッカース硬さ２０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．０５μｍのＣｒＮ膜が施されたオイルリングＲｏとを組合わせた。この場合、その平均摩擦力は２３Ｎであり、実施例２と較べ僅かに摩擦力が低減することが確認された。また表面粗さが同じ比較例３と比べ、大幅に摩擦力が低減している。
【００４３】
（実施例６）
その表面粗さＲａが０．０５μｍである以外は比較例１と同様のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが０．５ｍｍのバレルフェース形をなし、同じくビッカース硬さ２０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．０５μｍのＣｒＮ膜が施されたオイルリングＲｏとを組合わせた。この場合、その平均摩擦力は２２Ｎであり、実施例５と較べさらに摩擦力が低減することが確認された。
【００４４】
（実施例７）
その表面粗さＲａが０．０５μｍである以外は比較例１と同様のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが０．５ｍｍのバレルフェース形をなし、ビッカース硬さ３０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．０５μｍのＤＬＣ膜（水素含有量：１５ａｔ％）が施されたオイルリングＲｏとを組合わせた。この場合、その平均摩擦力は２２Ｎであり、実施例５と較べさらに摩擦力が低減することが確認された。
【００４５】
（実施例８）
外周面にビッカース硬さ７０００ＨｖのＤＬＣ膜（水素含有量：０．５ａｔ％）が施され、その表面粗さＲａが０．０５μｍである２本のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが０．５ｍｍのバレルフェース形をなし、ビッカース硬さ２０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．０５μｍのＣｒＮ膜が施されたオイルリングＲｏを組合わせたピストンの場合、その平均摩擦力は１９Ｎとなって上記実施例６や７のピストンに較べて、摩擦力がさらに低減する結果となった。
【００４６】
（実施例９）
外周面にビッカース硬さ７０００ＨｖのＤＬＣ膜（水素含有量：０．５ａｔ％）が施され、その表面粗さＲａが０．０５μｍである２本のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが０．５ｍｍのバレルフェース形をなし、ビッカース硬さ４０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．０５μｍのＤＬＣ膜（水素含有量：１０ａｔ％）が施されたオイルリングＲｏを組合わせたピストンの場合、その平均摩擦力は１９Ｎとなって上記実施例６や７のピストンに較べて、摩擦力がさらに低減する結果となった。
【００４７】
（実施例１０）
外周面にビッカース硬さ７０００ＨｖのＤＬＣ膜（水素含有量：０．５ａｔ％）が施され、その表面粗さＲａが０．０５μｍである２本のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが０．５ｍｍのバレルフェース形をなし、ビッカース硬さ５０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．０５μｍのＤＬＣ膜（水素含有量：５ａｔ％）が施されたオイルリングＲｏを組合わせたピストンの場合、その平均摩擦力は１８Ｎとなって実施例９よりもさらに低減する結果となった。
【００４８】
（実施例１１）
外周面にビッカース硬さ７０００ＨｖのＤＬＣ膜（水素含有量：０．５ａｔ％）が施され、その表面粗さＲａが０．０５μｍである２本のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが０．５ｍｍのバレルフェース形をなし、ビッカース硬さ７０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．０５μｍのＤＬＣ膜（水素含有量：０．５ａｔ％）が施されたオイルリングＲｏを組合わせたピストンの場合、その平均摩擦力は１７Ｎとなって実施例１０よりもさらに低減する結果となった。
【００４９】
（実施例１２）
外周面にビッカース硬さ２０００ＨｖのＣｒＮ膜が施され、その表面粗さＲａが０．１５μｍである２本のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが０．５ｍｍのバレルフェース形をなし、同じくビッカース硬さ２０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．１μｍのＣｒＮ膜が施されたオイルリングＲｏを組合わせたピストンの場合、その平均摩擦力は２４Ｎとなって上記実施例１に較べて摩擦力が低減することが判明した。
【００５０】
（実施例１３）
比較例１と同様のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが０．５ｍｍのバレルフェース形をなし、ビッカース硬さ５０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．０５μｍのＤＬＣ膜（水素含有量：５ａｔ％）が施されたオイルリングＲｏとを組合わせた。この場合、その平均摩擦力は２１Ｎとなって上記実施例１２よりもさらに低減する結果となった。
【００５１】
（実施例１４）
比較例１と同様のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが０．５ｍｍのバレルフェース形をなし、ビッカース硬さ７０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．０５μｍのＤＬＣ膜（水素含有量：０．５ａｔ％）が施されたオイルリングＲｏとを組合わせた。この場合、その平均摩擦力は２０Ｎとなって上記実施例１２や１３に較べてさらに低減することが確認された。
【００５２】
（実施例１５）
比較例１と同様のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが１．４ｍｍのバレルフェース形をなし、同じくビッカース硬さ２０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．１５μｍのＣｒＮ膜が施されたオイルリングＲｏを組合わせたピストンの場合、その平均摩擦力は２６Ｎであった。
【００５３】
（実施例１６）
比較例１と同様のコンプレッションリングＲｃと、外周面が摺動方向の幅２００μｍにおける平均の先端曲率半径ｒが６ｍｍのバレルフェース形をなし、同じくビッカース硬さ２０００Ｈｖで、表面粗さＲａが０．１５μｍのＣｒＮ膜が施されたオイルリングＲｏを組合わせたピストンの場合、その平均摩擦力は３１Ｎであった。
【００５４】
図４は、上記実施例１〜３、１５、１６、比較例１〜３の結果に基づいて、摺動試験で得られた平均摩擦力（Ｎ）に対するオイルリングの曲率半径ｒ（ｍｍ）の影響を図示したグラフである。
この図４から明らかなように、オイルリング外周面の摺動方向の幅２００μｍにおける平均先端曲率半径ｒが０．３ｍｍ以上の場合に平均摩擦力が著しく低減されることとなる。
【符号の説明】
【００５５】
ａ    オイルリングのサイドレール
ｂ    オイルリングのスペーサー
ｔ    サイドレール外周の最大径となる頂点
Ｚ    バレルフェース高低差
Ｒｏ  オイルリング
Ｒｃ  コンプレッションリング
Ｐ    ピストン（内燃機関用ピストン）
【図１】
2010031835.tif 000004
【図２】
2010031835.tif 000005
【図３】
2010031835.tif 000006
【図４】
2010031835.tif 000007