(57)【要約】【課題】２個の部材が互いに摺動し合う構成の摺動部材において低フリクション化及び良好な耐摩耗性を実現すること。【解決手段】一方の部材１０には、他方の部材２０との摺動面に、二硫化タングステンを７〜２７重量％含有する酸化クロム皮膜１２を形成し、他方の部材２０には、一方の部材１０との摺動面にダイヤモンドライクカーボン皮膜２２を形成する。【選択図】図１
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
第一の部材と、該第一の部材と摺動する第二の部材とによる摺動部材であって、
前記第一の部材は、前記第二の部材との摺動面に、二硫化タングステンを７〜２７重量％含有する酸化クロム皮膜を有し、
前記第二の部材は、前記第一の部材との摺動面にダイヤモンドライクカーボン皮膜を有する、
ことを特徴とする摺動部材。
【請求項２】
請求項１に記載の摺動部材において、
前記酸化クロム皮膜の面粗さＲを、
０．１≦Ｒ＝Ｒｋ＋Ｒｐｋ≦０．５５
とすることを特徴とする摺動部材。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、互いに摺動し合う摺動部材に係り、特に低フリクション化を実現する摺動部材の組み合わせに関するものである。
【背景技術】
【０００２】
近年、例えば自動車の内燃機関におけるピストンリングとシリンダ内面等のように、互いに摺動し合う摺動部材の摺動特性の改善が求められており、特に耐摩耗性の向上や低フリクション化（低μ化）が求められている。
【０００３】
一般には、こうした摺動特性の改善を実現するのに、摺動部材における摺動面の表面改質が行われる。具体的には、例えば表面改質処理によって互いに摺動する摺動部材の少なくとも一方の摺動面に固体潤滑皮膜を形成させることで、耐摩耗性の向上や低フリクション化を実現する。
【０００４】
例えば、液体潤滑剤の使用が不可能な３７０℃以上の高温大気中において摺動部を有する高温用機械装置の稼働を実現する技術として、フッ化カルシウム、フッ化バリウム、酸化クロムの三種類の混合物からなる高温固体潤滑剤を用いた減圧プラズマ溶射により、耐熱材料製の摺動部の摺動面に固体潤滑剤皮膜を形成させるという技術がある。
【０００５】
【特許文献１】特開平６−３０６３８０号公報
【特許文献２】特開２００３−６４４６３号公報
【特許文献３】特開２００３−３０１２８２号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、上記の従来技術によっては、摺動部材の摺動特性の改善において画期的な低フリクション化が実現できるとは言い難く、さらなる改善の余地がある。以下、この点について具体的に説明する。
【０００７】
フッ化カルシウム、フッ化バリウム、酸化クロムの三種類の混合物からなる高温固体潤滑剤を用いる場合、フッ化カルシウム及びフッ化バリウムは、減圧プラズマ溶射中における高温状態下で酸化する。そして、酸化によりフッ化カルシウム及びフッ化バリウムは分解し、酸化物（酸化カルシウム及び酸化バリウム）が生成される。すなわち、この分解によって、固体潤滑剤であるフッ化カルシウム及びフッ化バリウムの量は減少する。このように、従来技術によると、溶射により形成される固体潤滑剤皮膜中には、フッ化カルシウム及びフッ化バリウムが有効に残存しにくい。従って、固体潤滑剤であるフッ化カルシウム及びフッ化バリウムの固体潤滑剤皮膜中における残存量が減少することから、従来技術によって画期的な低フリクション化を実現できるとは言い難い。
【０００８】
また、上記従来技術において、フッ化カルシウム及びフッ化バリウムを固体潤滑剤皮膜中に有効な量だけ残存させるため、減圧プラズマ溶射前の混合粉末中により多くのフッ化カルシウム及びフッ化バリウムを混入することで、画期的な低フリクション化を図ることも考えられる。しかしながら、このようにフッ化カルシウム及びフッ化バリウムの混合量を増加した場合、溶射中の酸化・分解により劣化したフッ化カルシウム及びフッ化バリウムの他に、酸化により生成した酸化カルシウム及び酸化バリウムも固体潤滑剤皮膜中に多く含まれるようになり、これらが摩擦係数μを増大させてしまうと共に、皮膜を脆くさせる原因ともなってしまう。従って、減圧プラズマ溶射前の混合粉末中のフッ化カルシウム及びフッ化バリウムの量を多くしても、画期的な低フリクション化が実現できるとは言い難い。また、皮膜の脆化が生じる虞があることから、十分な摺動特性を実現するためにも改善の余地があると言える。
【０００９】
本発明の目的は、従来に比して一層の低フリクション化を実現できる摺動部材を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本発明は、第一の部材と、該第一の部材と摺動する第二の部材とによる摺動部材であって、前記第一の部材は、前記第二の部材との摺動面に、二硫化タングステンを７〜２７重量％含有する酸化クロム皮膜を有し、前記第二の部材は、前記第一の部材との摺動面にダイヤモンドライクカーボン皮膜を有することを特徴とするものである。
【００１１】
また、上記構成の摺動部材において、前記酸化クロム皮膜の面粗さＲを、０．１≦Ｒ＝Ｒｋ＋Ｒｐｋ≦０．５５とするのが好適である。
【発明の効果】
【００１２】
本発明によれば、２個の部材が互いに摺動し合う構成の摺動部材において、互いの部材の摺動面に形成される皮膜の組み合わせを、（Ｃｒ2Ｏ3＋７〜２７質量％ＷＳ2）とＤＬＣとの組み合わせとすることで、大きなフリクション低減を実現できる。また、良好な耐摩耗性を得ることも可能となる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１３】
図１は、本発明の一実施形態に係る摺動部材の構成を示しており、例えばピストンリングとシリンダ内面のように、２個の部材が互いに摺動し合う構成となっている。
【００１４】
一方の部材１０は、母材１１の表面（摺動面）に皮膜１２が形成された構成となっている。この皮膜１２は、マトリックス材としての酸化クロム（Ｃｒ2Ｏ3）、固体潤滑剤としての二硫化タングステン（ＷＳ2）及びバインダー（ＰＶＡ（ポリビニルアルコール）等）を混合、造粒して得られた造粒粉末を母材１１の表面にプラズマ溶射して形成されたものである。尚、こうして形成された溶射皮膜１２は、酸化クロム中に７〜２７質量％の二硫化タングステンが含有されている。これは、二硫化タングステンの含有量を７質量％未満とすると、自己潤滑性に優れた固体潤滑剤としての効果が出にくくなるためである。また、二硫化タングステンの含有量を２７質量％より多くすると、形成された皮膜が脆くなり、耐摩耗性の低下、すなわち摺動特性の低下を招くためである。
【００１５】
また、上記のような一方の部材１０と摺動し合う他方の部材２０は、母材２１の表面（摺動面）にダイヤモンドライクカーボン（ＤＬＣ）皮膜２２が形成された構成となっている。
【００１６】
以上のように、２個の部材１０，２０が互いに摺動し合う構成の摺動部材において、互いの部材１０，２０の摺動面に形成される皮膜の組み合わせを、二硫化タングステンを含有する酸化クロム皮膜１２及びダイヤモンドライクカーボン皮膜２２とすることで、他の種類の皮膜による組み合わせに比して特に大きなフリクション低減を実現できる。また耐摩耗性についても、他の種類の皮膜による組み合わせに比して良好な特性が得られる。
【実施例】
【００１７】
以下、本実施形態に係る摺動部材を、実施例と比較例とについて行った評価試験結果に基づいて説明する。尚、以下では、本実施形態に係る摺動部材を自動車用エンジンのピストンリングとシリンダ内面に適用する場合を想定して評価試験（具体的には、往復摺動試験及び熱サイクル試験）を行った。
【００１８】
＜往復摺動試験用の試験片作製方法＞
互いに摺動し合う２個の部材１０，２０の試験片１０Ａを、それぞれ次のように作製した。一方の部材１０の試験片（シリンダ内面に相当する試験片）１０Ａについては、まずエンジンのボア径と略同一形状の中空円筒状のスリーブの内面に溶射材料をプラズマ溶射し、次にプラズマ溶射後のスリーブ内面にホーニング加工を施し、ホーニング加工後のスリーブから試験片を切り出した。尚、本実施例では、サイズが内径８２ｍｍ、高さ１３５ｍｍ、厚さ９ｍｍのアルミニウム合金（Ａ５０５６）製スリーブを用いた。
【００１９】
表１に、プラズマ溶射に用いられる溶射材料を示す。ここで、固体潤滑剤を含む溶射材料については、マトリックス材料、固体潤滑剤及びバインダー（ＰＶＡ（ポリビニルアルコール）等）を混合、造粒して得られた造粒粉末を用いた。
【００２０】
図２に、スリーブ内面に溶射材料をプラズマ溶射する溶射方法を示す。本実施例では、スリーブ内部に溶射ガンの先端を挿入し、溶射ガンの先端をスリーブの軸周りに２００ｒｐｍの回転数で回転させながらスリーブの軸方向（図２における上下方向）に動かすことで、スリーブ内面に溶射皮膜を形成させた。尚、表１に示す溶射材料の内、Ｆｅ−１Ｃ−１．２Ｓｉ−０．５ＭｎとＦｅ−２６Ｍｏ−２．６Ｓ以外は、Ｎｉ−Ｃｒ−Ａｌ合金膜をアンダーコート材料としてスリーブ内面にプラズマ溶射してから、溶射材料のプラズマ溶射を行った。
【００２１】
プラズマ溶射後のホーニング加工では、スリーブ内面の溶射皮膜が所定の厚さ及び面粗さになるよう仕上げ加工を施した。具体的には、例えば図３のように、厚さ２００μｍ程度の溶射材料皮膜を１００μｍ程度の厚さに仕上げ加工した。
【００２２】
そして、ホーニング加工後のスリーブからスリーブ側面の一部を切り出し、後述の往復摺動試験にて使用する往復摺動試験片として、例えば図４のような形状の試験片に加工して、上記の各溶射材料をプラズマ溶射した一方の試験片（シリンダ内面に相当する試験片）を作製した。
【００２３】
他方の部材２０の試験片（ピストンリングに相当する試験片）２０Ａについては、表面に窒化チタン（ＴｉＮ）、窒化クロム（ＣｒＮ）又はダイヤモンドライクカーボン（ＤＬＣ）がコーティングされたピストンリングから、例えば図５のように一切片を切り出して、これを試験片２０Ａとした。
【００２４】
尚、上記の各材料がそれぞれコーティングされたピストンリングは、公知の技術（プラズマＣＶＤ技術など）によって作製される。
【００２５】
＜往復摺動試験方法＞
以上のようにして作製された各試験片１０Ａ，２０Ａについて、図６に示す装置を用いて往復摺動試験を行い、摩擦係数及び耐摩耗性の評価を行った。図６の装置３０は、エンジンにおけるシリンダ内のピストンの運動を再現し、これによりエンジン動作時におけるピストンリングとシリンダ内面との摺動状態を再現するものである。
【００２６】
本装置３０は、一方の試験片（シリンダ内面に相当する試験片）１０Ａを固定するための可動壁３１と、他方の試験片（ピストンリングに相当する試験片）２０Ａを固定するための昇降テーブル３２と、を備えている。可動壁３１は、昇降テーブル３２の方へ水平方向に動くようになっている。そして、試験中には、可動壁３１の面上に固定された一方の試験片１０Ａを昇降テーブル３２に固定された他方の試験片２０Ａに接触させた状態で、図６のように荷重がかかるようになっている。そして可動壁３１の上端に、摺動試験中に発生した摩擦力を測定するためのロードセル３３を有している。また、昇降テーブル３２は上下方向に往復運動するようになっている。さらに本装置３０は、往復運動中の両試験片１０Ａ，２０Ａの接触面（摺動面）上に潤滑油を供給する手段（図示せず）を備えている。
【００２７】
そして、各試験片１０Ａ，２０Ａを固定した後に、可動壁３１に荷重をかけて両試験片１０Ａ，２０Ａを接触させ、この状態で、接触面（摺動面）上に潤滑油を供給しながら昇降テーブル３２を上下方向に往復運動させる。これにより、両試験片１０Ａ，２０Ａが互いに摺動し合い、エンジン動作時におけるピストンリングとシリンダ内面との摺動状態が再現される。こうして両試験片１０Ａ，２０Ａを互いに摺動させることにより生じた摩擦力は、ロードセル３３によって測定され、摩擦係数の評価が行われる。
【００２８】
本実施例では、昇降テーブル３２の最上位置（ピストンの上死点に相当）をクランク角０°とし、この最上位置から昇降テーブル３２の往復運動を開始した。つまり、昇降テーブル３２の最下位置（ピストンの下死点に相当）はクランク角１８０°に相当し、１サイクルの往復運動により再び最上位置に戻ってきた場合、クランク角３６０°に相当することとなる。そして、このような往復運動を続けて行い、１０サイクルにつき２０００点のデータを取得し、その平均値を平均摩擦係数として算出して評価を行った。得られた摩擦係数のデータの一例を図７に示す。図７では、昇降テーブル３２が下方向に運動しているときの摩擦係数を負、上方向に運動しているときの摩擦係数を正としている。
【００２９】
尚、上記の往復摺動試験における試験条件は、以下の通りである。
負荷荷重：１６０ＭＰａ
リングスピード：５００〜１４００ｃｐｍ（毎分往復回数）
（リングの往復運動の）ストローク長さ：４０ｍｍ
潤滑油の供給量：０．０８ｍｌ／ｍｉｎ
潤滑油：エンジンオイル
【００３０】
＜往復摺動試験結果＞
図８に、表１の各溶射材料の溶射皮膜を有する一方の試験片（シリンダ内面、ボア材）１０Ａと、表面に窒化チタン、窒化クロム又はダイヤモンドライクカーボンがコーティングされた他方の試験片（ピストンリング材）２０Ａと、をそれぞれ組み合わせて往復摺動試験を行い、得られた結果を示す。尚、図８には、一般的な組み合わせとして、鋳鉄（ＦＣ２３０）ボア材と窒化ピストンリングの組み合わせ、及び鋳鉄（ＦＣ２３０）ボア材とクロム（Ｃｒ）めっきのピストンリングの組み合わせによる往復摺動試験結果についても示す。また、ＮｉＯマトリックス材を用いた一方の試験片（シリンダ内面）１０Ａについては、リング材質が変わっても摩擦係数が比較的低いＣｒ2Ｏ3マトリックス材を用いたものについて詳細検討を行うという観点から、説明の便宜上、固体潤滑剤を含むもののデータを省略し、代表例として固体潤滑剤を含まないＮｉＯマトリックス材によるものを用いて得られたデータのみを示した。また、Ｃｒ2Ｏ3マトリックス材を用いた一方の試験片（シリンダ内面）１０Ａについても、ＢａＦを用いたものについては皮膜強度が低いため、ＭｏＯ3を用いたものについては、固体潤滑剤としての効能が低いと思われる等の理由から、説明の便宜上、固体潤滑剤としてＢａＦやＭｏＯ3を用いたもののデータを省略した。
【００３１】
図８に示すように、Ｃｒ2Ｏ3マトリックス材とＷＳ2固体潤滑剤とを含むボア材（シリンダ内面の皮膜材）を用いた場合の平均摩擦係数は、他のボア材を用いた場合の平均摩擦係数に比べて小さく、さらにダイヤモンドライクカーボン（ＤＬＣ）皮膜がコーティングされたピストンリングと組み合わせると、一段と小さい。特に、平均摩擦係数が０．０３以下となっているのは、（Ｃｒ2Ｏ3＋ＷＳ2）ボア材とＤＬＣピストンリングとの組み合わせのみである。以上より、（Ｃｒ2Ｏ3＋ＷＳ2）ボア材とＤＬＣピストンリングとの組み合わせによって、一層の低フリクション化を実現できる。また、ＴｉＮ，ＣｒＮピストンリングを用いたときに対する、ＤＬＣリングを用いたときの平均摩擦係数の低下率を図９に示す。図９からも、（Ｃｒ2Ｏ3＋ＷＳ2）ボア材とＤＬＣピストンリングとの組み合わせによって、一層の低フリクション化を実現できることが分かる。
【００３２】
さらに、上記の往復摺動試験がなされた各ピストンリングについて、リングの摩耗量を測定した。具体的には図１０のように、ボア材との往復摺動によってピストンリング表面に形成された摩耗面の幅（摩耗幅）を測定し、得られた摩耗幅でリングの摩耗量の評価を行った。
【００３３】
図１１に、ボア材及びピストンリングの各組み合わせごとのリング摩耗幅を示す。図１１に示すように、（Ｃｒ2Ｏ3＋ＷＳ2）ボア材とＤＬＣピストンリングとの組み合わせの場合、リング摩耗幅は小さい、すなわちリング摩耗量は少ない。従って、耐摩耗性の観点からも、（Ｃｒ2Ｏ3＋ＷＳ2）ボア材とＤＬＣピストンリングとの組み合わせは最適な組み合わせであることが分かる。
【００３４】
また、固体潤滑剤が低フリクション化に寄与していることが伺えるため、シリンダ内面の皮膜材における固体潤滑剤の含有量と、ＤＬＣピストンリングとの往復摺動試験により得られた平均摩擦係数との関係を調べた。その結果を図１２に示す。尚、シリンダ内面の皮膜材のマトリックス材として、Ｃｒ2Ｏ3とＮｉＯの二種類を選択して行った。また、固体潤滑剤の含有量（質量％）は、溶射皮膜の組成分析（例えばＥＰＭＡを用いた表面組成分析、など）により測定した。
【００３５】
図１２に示すように、（Ｃｒ2Ｏ3＋ＷＳ2）ボア材においてＷＳ2が７〜２７質量％含有される場合、平均摩擦係数が特に小さくなることが分かる。尚、図中に「ワレ」と記載したものは、断面観察（例えばＳＥＭやＥＰＭＡを用いた断面観察）の結果、一部に割れが生じていたものである。これは皮膜の応力によるものと考えられるが、酸化カリウムや酸化バリウムが悪影響を及ぼしたと思われる。
【００３６】
以上述べたように、２個の部材が互いに摺動し合う構成の摺動部材（ボア材とピストンリング）において、互いの部材の摺動面に形成される皮膜の組み合わせを、ＷＳ2が７〜２７質量％含有される（Ｃｒ2Ｏ3＋ＷＳ2）と、ＤＬＣとの組み合わせにすることで、特に大きなフリクション低減を実現でき、良好な耐摩耗性を得ることができる。
【００３７】
＜熱サイクル試験＞
ところで本実施例では、上記の往復摺動試験の他にも、（Ｃｒ2Ｏ3＋ＷＳ2）ボア材とＤＬＣピストンリングとはエンジンに使用されることを考慮して、ボア材における溶射皮膜の熱衝撃性を確認するために、熱サイクル試験を行った。
【００３８】
図１３に、本実施例での熱サイクル試験方法を示す。試験片として、例えば円筒形の母材の上面に溶射皮膜を形成したものを、各溶射材料ごとに作製した。また、この母材の内部に、図１３のように先端が皮膜から例えば約０．５ｍｍ下方の深さに位置するように熱電対を配置して、皮膜付近の温度を測定可能な構成とした。
【００３９】
そして、熱電対により計測される温度履歴が例えば図１３のように室温から２００℃まで加熱手段（例えばＯ2−Ｃ2Ｈ2バーナー）により試験片の溶射皮膜を加熱しては、加熱を停止して試験片（すなわち皮膜）を室温まで冷却（空冷）し、冷却後の室温状態を所定時間（例えば２０秒）保持してから再度２００℃まで加熱する、という加熱・冷却サイクルを繰り返し行った。以上のような条件で熱サイクル試験を行い、目視により溶射皮膜における割れの有無を観察し、割れの発生するサイクル数を測定した。
【００４０】
図１４に、本実施例における熱サイクル試験の試験結果を示す。図１４に示すように、熱衝撃性の面から見ても、（Ｃｒ2Ｏ3＋ＷＳ2）ボア材が最も優れていることが分かる。他のものについて考察すると、Ｃｒ2Ｏ3単体のものについては、熱応力を吸収する軟質剤（固体潤滑剤）が存在しないため、低サイクル数で割れが発生すると言える。また、固体潤滑剤としてＣａＦ2やＢａＦ2を含有するものについては、ＷＳ2と同程度の固体潤滑剤の含有量を実現するために、Ｆの分離を考慮して溶射用の造粒粉末にかなりの量のＣａＦ2やＢａＦ2を混合しなければならないが、その多くが酸化カルシウムや酸化バリウムとなって皮膜を脆化させてしまい、（Ｃｒ2Ｏ3＋ＷＳ2）ボア材に比べて低サイクル数で割れが発生したと言える。以上のことから、エンジンに使用されるボア材としても、（Ｃｒ2Ｏ3＋ＷＳ2）材が好ましいと言える。また図１４に示す結果から、特にＷＳ2の含有量が１６〜２７質量％であることが、熱衝撃性の面から見て好ましい。
【００４１】
＜面粗さの影響＞
また上記試験結果より、（Ｃｒ2Ｏ3＋７〜２７質量％ＷＳ2）とＤＬＣとの組み合わせにより最適な摺動特性を得られることが分かったが、この（Ｃｒ2Ｏ3＋７〜２７質量％ＷＳ2）皮膜の面粗さと、平均摩擦係数及びリング摩耗幅との関係についても調べた。尚、本実施例では、ホーニング加工による仕上げ加工後の面粗さを変化させる目的で、造粒粉末の粒径を変化させて溶射し、上記と同様の条件でホーニング加工して得られた試験片（シリンダ内面）を用いて、往復摺動試験を行った。
【００４２】
図１５に、面粗さの異なる（Ｃｒ2Ｏ3＋７〜２７質量％ＷＳ2）ボア材と、ＤＬＣピストンリング材との組み合わせによる往復摺動試験の試験結果（平均摩擦係数及びリング摩耗幅）を示す。ここで、本実施例では、公知の表面粗さ測定機により測定されたＲｋ（コア部のレベル差）とＲｐｋ（突出山部高さ）との和を溶射皮膜の面粗さＲとして用いた。また本実施例では、リング摩耗幅が０．１３ｍｍを超えると、試験片におけるＤＬＣコーティング層がなくなり下地（母材）が現れてしまうため、リング摩耗幅については限界値を０．１３ｍｍとして、それ以下の摩耗幅となるような面粗さについて検討した。
【００４３】
図１５に示すように、ボア材（Ｃｒ2Ｏ3＋７〜２７質量％ＷＳ2）の面粗さＲ（＝Ｒｋ＋Ｒｐｋ）が０．１≦Ｒ≦０．５５のとき、平均摩擦係数は０．０３以下となり、Ｒ＝０．０２５のとき平均摩擦係数は最小の０．０２５となった。また、上記の通りリング摩耗幅が０．１３ｍｍ以下となるためには、Ｒ≦０．４にする必要があった。このように、ＤＬＣピストンリング材と摺動し合うボア材（Ｃｒ2Ｏ3＋７〜２７質量％ＷＳ2）の面粗さＲを、０．１≦Ｒ≦０．５５となるように仕上げ加工することで、低フリクション化を実現できる。さらに、ボア材（Ｃｒ2Ｏ3＋７〜２７質量％ＷＳ2）の面粗さＲを、０．１≦Ｒ≦０．４とすることで、良好な耐摩耗性をも実現できる。
【００４４】
尚、以上のような本発明の摺動部材は、例えばレース用エンジン等のような特殊環境下において使用する場合に好適である。
【図面の簡単な説明】
【００４５】
【図１】本発明の一実施形態に係る摺動部材の概略構成を示す図である。
【図２】スリーブ内面に溶射材料をプラズマ溶射する溶射方法を示す図である。
【図３】プラズマ溶射後のホーニング加工処理前後の状態を示す図である。
【図４】ホーニング加工後のスリーブから往復摺動試験片として切り出された一方の試験片を示す図である。
【図５】ピストンリングから往復摺動試験片として切り出された他方の試験片を示す図である。
【図６】往復摺動試験装置の構成を示す図である。
【図７】往復摺動試験により得られた平均摩擦係数のデータの一例を示す図である。
【図８】各種試験片の組み合わせごとの平均摩擦係数を示す図である。
【図９】ＴｉＮ，ＣｒＮピストンリングを用いたときに対する、ＤＬＣリングを用いたときの平均摩擦係数の低下率を示す図である。
【図１０】往復摺動試験がなされた各ピストンリングの摩耗量の測定方法を示す図である。
【図１１】ボア材及びピストンリングの各組み合わせごとのリング摩耗幅を示す図である。
【図１２】シリンダ内面の皮膜材における固体潤滑剤の含有量と、ＤＬＣピストンリングとの往復摺動試験により得られた平均摩擦係数との関係を示す図である。
【図１３】熱サイクル試験方法を示す図である。
【図１４】熱サイクル試験の試験結果を示す図である。
【図１５】面粗さの異なる（Ｃｒ2Ｏ3＋ＷＳ2）ボア材と、ＤＬＣピストンリング材との組み合わせによる往復摺動試験の試験結果を示す図である。
【符号の説明】
【００４６】
１０  一方の部材、１０Ａ  一方の部材の試験片、１１  母材（一方の部材側）、１２  溶射皮膜（一方の部材側）、２０  他方の部材、２０Ａ  他方の部材の試験片、２１  母材（他方の部材側）、２２  ダイヤモンドライクカーボン（ＤＬＣ）皮膜（他方の部材側）、３０  往復摺動試験装置、３１  可動壁、３２  昇降テーブル、３３  ロードセル。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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