活塞环用原料的制作方法

本申请为2015年11月27日提交的、申请号为201480030692.2的、发明名称为“活塞环及其原料以及它们的制造方法”的申请的分案申请。

本发明涉及活塞环(以下也称为“环”)，尤其是涉及钢制的大型活塞环(以下也称为“大型环”)及其原料以及它们的制造方法。

背景技术：

大型柴油发动机所使用的大型环中，耐热性、耐磨损性优异的铸铁制活塞环为主流。然而，近年来，在大型柴油发动机中，伴随着地球环境问题的明显化，存在高输出化、高效率化(co2减少)的倾向，具体而言，由于缸体有效压力、最高压力的上升、热负载增大引起的作用应力的增大、或者平均活塞速度的上升等，其使用环境日益变得严酷。例如，在低速2冲程柴油发动机的顶环中，采用的是滑动特性优异的片状石墨铸铁与强度优异的球状石墨铸铁的中间的cv(compactedvermicular)石墨铸铁。

通常，铸铁由于在组织中分散有石墨，因此耐划伤性等的滑动特性优异，而且导热特性也优异。然而，当使用环境变得严酷时，在强度面上并不充分，活塞环的折损这样的致命性的缺点受到关注。

在汽车发动机用的小型活塞环中，从铸铁向钢的材料置换(以下也称为“钢化”)推进，在顶环中，目前对马氏体系不锈钢实施了氮化处理或离子喷镀处理(例如，crn或tin等)的结构为主流。该顶环通常通过将拉丝成规定的截面形状的马氏体系不锈钢线材成形为环的自由形状的卷绕成形加工来制造。

然而，当成为船舶用发动机等的大型环时，环截面积也变大，因此使用的钢线材也需要截面积更大的线材。由于截面积大的线材难以处理且轧制机或热处理装置大型化，由线材成形大型环的钢化未推进。尤其是难以精密成形，因此导致与轻量化、低张力化相关的窄宽度化也变得困难。而且，日本特开平6-221436公开了利用铸造法将特殊的钢形成为环形状的铸钢制活塞环材，但结果是，没有由铸造引起的气孔、针孔等铸造缺陷的制作方法和材料特性难以同时成立，实际情况是在可靠性这一点还未实用化。

技术实现要素：

发明要解决的课题

本发明鉴于上述问题而完成，其课题在于提供一种对燃耗改善作出贡献的轻量、低张力化了的、耐磨损性及耐划伤性优异的大型钢环及其原料以及它们的制造方法。

用于解决课题的手段

本发明者们对于在大型环中也能够钢化的制作方法、关注了耐热疲劳性、导热性的钢材的研究、以及环宽(h1)和径向厚度(a1)的缩小，进行了仔细研究，结果想到了本发明。

即，本发明的活塞环是标称直径(d1)为200mm以上且小于1100mm的活塞环，其特征在于，所述活塞环由热锻后的圆筒状钢原料制造。

所述活塞环中，环宽(h1)与所述标称直径(d1)优选满足1×10^-2<h1/d1<1.8×10^-2的关系，径向厚度(a1)与所述标称直径(d1)优选满足2×10^-2<a1/d1<2.8×10^-2的关系，进而，所述环宽(h1)、所述径向厚度(a1)以及所述标称直径(d1)优选满足2×10^-4<(h1×a1)/(d1)²<5×10^-4的关系。

而且，所述活塞环优选张力(ft)相对于所述标称直径(d1)的比(ft/d1)为0.1～0.25n/mm。

进而，优选所述活塞环的所述母材是从碳素钢、低合金钢、弹簧钢、轴承钢以及马氏体系不锈钢中选择的钢。

所述母材优选具有如下组成，以质量％计为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％，其余部分有fe及不可避免的杂质构成，优选具有在回火马氏体中分散有铬碳化物的组织，热疲劳率为4％以下。

而且，所述母材优选具有如下组成，以质量％计为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％，其余部分由fe及不可避免的杂质构成，所述母材的热传导率优选为30w/(m·k)以上，优选具有在回火马氏体中分散有碳化物的组织，活塞环的热疲劳率为8％以下。

进而，优选所述活塞环在其外周滑动面具有选自由氮化被膜、镀敷被膜、喷镀被膜、化学生成处理被膜及离子镀被膜构成的组中的一种或两种以上的被膜，优选在其侧面具有选自由氮化被膜、镀敷被膜及化学生成处理被膜构成的组中的一种或两种以上的被膜。

本发明的活塞环用原料是标称直径(d1)为200mm以上且小于1100mm的活塞环用的圆筒状钢原料，其特征在于，所述圆筒状钢原料沿周向具有纤维流线组织。所述原料在用于压力环时，优选所述圆筒状钢原料的与轴垂直的截面为非圆形形状，而且，在用于油环时，优选所述圆筒状钢原料的至少外周面具有沿轴向以一定间隔形成的多个凹部。

本发明的活塞环的制造方法是标称直径(d1)为200mm以上且小于1100mm的活塞环的制造方法，其特征在于，包括如下工序：对切断成规定的长度的圆柱状钢原料进行加热，通过冲压成形将该圆柱状钢原料镦锻加工成圆板状成形体的第一热锻工序；由所述圆板状成形体通过芯冲头在中央部形成凹部，进行开孔加工而加工成第一圆筒状原料的第二热锻工序；由所述第一圆筒状原料通过扩孔机加工成扩径的第二圆筒状原料的第三热锻工序；及由所述第二圆筒状原料加工成活塞环的机械加工工序。优选在所述第三热锻工序之后，对所述第二圆筒状原料在与轴垂直的方向上进行冲压成形，以使所述第二圆筒状原料在与轴垂直的截面上具有非圆形形状，优选在所述第三热锻工序中，使用异形形状的主辊，以使所述第二圆筒状原料至少在外周面具有在轴向上以一定间隔形成的多个凹部。

发明效果

本发明的活塞环与以往的铸铁制大型活塞环相比，缩小了环宽(h1)，因此能够对动力零件的轻量化作出贡献，即使调整成以往规定的面压也能够实现低张力化，能减少摩擦力，对燃耗改善作出贡献。若径向厚度(a1)也缩小，则除了轻量化、低张力化之外，环的向缸体壁的追随性也显著提高，可实现优异的密封性。以往的铸铁制或铸钢制环所不可能的活塞环的截面缩小化基本上因如下原因而能够实现：通过使用延展性优异、高强度、高韧性的钢材，即使热负载增大，也没有折损的风险，能够安心地使用；通过包含滚轧扩孔加工的热锻法与机械加工的组合，能够高精度地制造标称直径200mm以上的活塞环。根据包含滚轧扩孔加工的热锻法，由圆柱状的钢原料能够比较容易地制造大径尺寸的大型环原料，通过周向纤维流线(锻件纤维流线)组织，能够得到微细且没有缺陷的、高强度的耐热疲劳性优异的大型环。而且，通过与轴垂直地对规定的尺寸的圆筒状原料进行冲压成形，能够将环的自由形状成形为非圆形形状(凸轮形状)的压力环形状，进而，在基于扩孔机的热锻工序中，通过将主辊、心轴的形状形成为规定的形状，能够形成为接近于油环主体的形状的原料形状，能够减少后续工序的机械加工工序的去除量。进而，由于能够使用包含容易形成氮化物的合金元素的钢，因此能够取代以往应用于侧面的硬质铬镀敷处理，而进行氮化处理，从而能够对成本减少作出贡献。由于能够使用耐热疲劳性优异的耐热性高的钢材，因此不仅能够进行氮化处理，还能够进行离子喷镀处理，能够提供以往所没有的耐划伤性优异的大型活塞环。

附图说明

图1是代表性的活塞环的从轴向观察到的俯视图和从与轴垂直的切线方向观察到的剖视图。

图2是以通过原料的中心轴的截面示意性地示出在本发明的活塞环的制造方法中活塞环原料的形状变化的图。

图3是示意性地示出第三热锻工序的滚轧扩孔加工的图。

图4是示意性地示出在对圆筒状原料在与轴垂直的方向上进行冲压成形的热锻中，从截面圆形形状的圆筒状原料向截面非圆形形状的圆筒状原料的变化的图。

图5是示出活塞环的压力环所使用的特殊接缝形状的一例(双级接缝)的图。

图6(a)是关于活塞环的面压，示出等压分布的图。

图6(b)是关于活塞环的面压，示出接缝方向的面压比与接缝垂直的方向的面压低的面压分布的图。

图7(a)是示出控油环的截面的图。

图7(b)是示出附带线圈扩张器的控油环的截面的图。

图8是示出另一附带线圈扩张器的控油环的截面的图。

图9是示出在外周面及内周面上沿轴向以一定间隔形成有多个凹部的第二圆筒状原料的图。

具体实施方式

图1示出标称直径d1、环宽h1(轴向)、径向厚度a1的代表性的活塞环的轴向的俯视图和径向的剖视图。自由形状的活塞环1由虚线描绘，装配于活塞而向标称直径d1的缸体内插入时的活塞环2由实线描绘。需要说明的是，自由状态的接缝间隙设为m，缸体插入时的接缝间隙设为s1。当将活塞环1插入于缸体内时，接缝间隙从m闭合至s1，因此在切线方向上产生成为ft的张力。通过该张力ft来维持缸体与活塞之间的密封。

本发明的活塞环是标称直径d1为200mm以上且小于1100mm的大型活塞环，其特征在于，所述大型活塞环由热锻后的圆筒状钢原料制造。即，相对于以往的铸铁制或铸钢制的活塞环，在强度方面优异，即使增大标称直径d1，将环宽h1设定得较薄，也没有折损的风险。但是，当环宽h1过薄时，会产生扭转而平行度、平面度变差，因此(h1/d1)优选超过1×10^-2。另一方面，若环宽h1厚，则与以往的铸铁制活塞环相比，窄宽度化并不充分，低张力化的效果也受到限定，因此(h1/d1)优选为小于1.8×10^-2。

而且，径向厚度a1虽然对面压、摩擦力不起作用，但是与产生的张力ft、环的追随性k紧密相关。由此，作为活塞环为了得到规定的张力ft，径向厚度a1相对于标称直径d1的比(a1/d1)优选超过2×10^-2，为了提高追随性，实现优异的密封性而优选小于2.8×10^-2。综合性地，优选，环宽h1与径向厚度a1之积(h1×a1)相对于标称直径d1的平方(d1²)的比超过2×10^-4且小于5×10^-4。

本发明的活塞环在装配于缸体时，基于自伸张力ft而产生面压。该面压会密切地影响活塞与缸体之间的密封性、油消耗、磨损、摩擦损失。从低燃耗、低摩擦的观点出发而选择低面压，但是另一方面，不能忽视密封性、油消耗，因此必须维持规定的面压。在本发明中，张力ft相对于标称直径d1的比(ft/d1)优选设为0.1～0.25n/mm，更优选设为0.1～0.2n/mm。

本发明的活塞环所使用的钢没有特别限定，但优选是从碳素钢、低合金钢、弹簧钢、轴承钢以及马氏体系不锈钢中选择的钢。若为碳素钢，则优选使用c为0.6～0.8质量％左右的高碳素钢，若为弹簧钢，则优选使用sup9、sup10、sup12等，若为轴承钢，则优选使用suj2，若为马氏体系不锈钢，则优选使用sus420j2、sus440b。根据高温强度、热传导率、耐热疲劳性等要求的要求特性而选择适当的钢材。

例如，关于热疲劳率(指在活塞环的高温下的使用期间由于基于蠕变现象的张力下降而密封特性劣化的现象，以在将环闭合成标称直径的状态下进行300℃×3小时加热之后的切线张力减退度(％)进行评价)，若是大型活塞环的话，根据jisb8037-5：1998，对于材料为灰铸铁(片状石墨铸铁)及球状石墨铸铁的情况，分别规定为15％以下及10％以下。然而，在材料为钢的情况下，由于没有实现(制造)过标称直径为200mm以上的活塞环，因此未作任何规定。本发明的活塞环也优选满足与球状石墨铸铁相同等级的热疲劳率10％以下，但即使缩小环宽h1、径向厚度a1，通过调整组成，也能够提高耐热疲劳性。能够以热疲劳率小于8％或小于6％或小于5％的方式进行调整。

而且，关于热传导率，以往的大型环基本上为铸铁制，可以说热传导率比较良好。例如，根据峯田等(sokeizai，vol.50(2009)，no.12、p.48-51)，热传导率在片状石墨铸铁下为48w/(m·k)，在cv石墨铸铁下为38w/(m·k)，在球状石墨铸铁下为30w/(m·k)。这些值比汽车用顶环所使用的17cr马氏体系不锈钢的热传导率20w/(m·k)高50～140％。通常，在金属中，热传导率主要受晶粒内的自由电子的运动支配，因此固溶元素越少，热传导率越提高。由此，在钢中若调整固溶元素量，则能够成为与铸铁同等的热传导率，但是也需要确保必要的机械性质。在本发明中，在重视热传导率的情况下，以铸铁制活塞环的热传导率为目标。热传导率优选为30w/(m·k)以上，更优选为38w/(m·k)以上，进一步优选为48w/(m·k)以上。

在本发明中，为了得到热疲劳率优异的活塞环，优选将母材设为如下组成(以下也称为“第一组成”)，以质量％计，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％，其余部分由fe及不可避免的杂质构成。而且，为了得到导热性优异的活塞环，优选大幅降低含cr量，而将母材设为如下组成(以下也称为“第二组成”)，以质量％计，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％，其余部分由fe及不可避免的杂质构成。

这些母材除了作为钢材的基本合金元素的c、si、mn之外，尤其是将cr设为必须合金元素。cr除了形成碳化物之外，还以置换型固溶于fe，因此能提高耐蚀性，并且通过固溶强化能提高耐热疲劳性。而且，c以侵入型固溶于fe而提高基体的硬度，同时容易与cr、mo、v结合而生成碳化物，能提高耐磨损性、耐划伤性。si及mn被作为脱氧材料而添加。而且，根据需要，还可以选择性地添加ni、mo、v、b，以提高耐蚀性为目的可以添加ni，以使钢的组织微细化、强韧化并且形成高硬度的碳化物为目的可以添加v，以增大钢的淬火性为目的可以添加mo及b，尤其是以高温强度提高为目的可以添加mo。需要说明的是，通常，钢中包含有小于0.03质量％的p及s，但是作为不可避免的杂质来处理，没有特别规定。

尤其是在热传导率优异的活塞环材料中，从热传导率提高的观点出发，si优选设为0.15～0.35％，而且c也优选设为0.45～0.65％，但是从提高耐磨损性、氮化特性的观点出发，优选将c设为0.95～1.10％，将cr设为0.80～1.60％，将v设为0.15～0.25％，更优选将cr设为1.30～1.60％。综合来说，作为热传导率优异的活塞环的母材，优选具有如下组成(以下也称为“第三组成”)，以质量％计，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％，其余部分由fe及不可避免的杂质构成，而且，优选具有如下组成(以下也称为“第四组成”)，以质量％计，c：0.95～1.10％，si：0.15～0.35％，mn：0.30～0.50％，cr：1.30～1.60％，其余部分由fe及不可避免的杂质构成。

在本发明的活塞环中，优选进行淬火、回火处理，可得到在回火马氏体中分散有包含微细的铬碳化物的碳化物的显微镜组织。包含铬碳化物的碳化物的析出在300℃下也能抑制错位的移动或蠕变，有助于耐热疲劳性的提高。在本发明的第一组成的材料中，优选热疲劳率为4％以下，在本发明的第二组成的材料中，优选热疲劳率为8％以下。另一方面，热传导率优选在本发明的第二组成的材料的情况下为30w/(m·k)以上。

本发明的活塞环将其母材设为钢材，因此若不进行任何额外处理，则与铸铁制活塞环相比，在耐划伤性等的滑动特性上存在问题。然而，这些问题通过近年来的表面处理技术的进步而被逐渐克服。因此，本发明的活塞环在其外周滑动面优选具有选自由氮化被膜(氮化层)、镀敷被膜、喷镀被膜、化学生成处理被膜、及离子镀被膜构成的组中的1种或2种以上的被膜。而且，在侧面优选具有选自由氮化被膜(氮化层)、镀敷被膜及化学生成处理被膜构成的组中的1种或2种以上的被膜。

本发明的第一组成的材料由于含有以质量％计10～20％的cr，因此也作为优异的氮化钢而发挥作用。在大型环中，以往，在侧面应用硬质铬镀敷，而若能够进行氮化处理，则能够取代硬质铬镀敷处理，能够对成本减少作出贡献。但是，本发明没有将硬质铬镀敷排除在外。氮化处理可以利用盐浴软氮化、气体氮化、软氮化、等离子氮化，都优选在450～600℃的范围内进行1～12小时的处理。通过氮化处理，钢中的cr碳化物容易与从表面侵入的n反应，在氮化层内成为crn而作为硬质粒子进行分散，从而显著提高滑动面的耐磨损性、耐划伤性。需要说明的是，在上述材料中选择性地使用的mo除了作为碳化物生成元素而提高耐磨损性、耐划伤性之外，还具有防止氮化处理中的软化的作用，对于环的尺寸稳定性起到重要的作用。而且，v具有实现晶粒的微细化并发挥强韧性的效果和作为氮化促进元素而提高氮化层的硬度的效果。

在表面处理中，镀敷被膜包含硬质铬镀敷被膜、多层铬镀敷被膜、及镍复合分散镀敷被膜，喷镀被膜包含钼喷镀被膜或金属陶瓷喷镀被膜，化学生成处理被膜包含氧化铁被膜或磷酸盐被膜，离子镀被膜包含crn或tin被膜。

电弧离子喷镀通过如下方式形成被膜：向真空容器中导入氮(n2)气，在蒸发源的金属cr阴极(靶)表面产生电弧而使金属cr瞬时熔化，在氮等离子(n^*)中离子化，通过向活塞环施加的负的偏压，作为cr³⁺离子或与n^*反应了的crn向包覆面引入，从而形成被膜。电弧离子喷镀能够通过高的能量密度实现金属cr的高离子化率。由此，是可得到高的成膜速度，活塞环所要求的10～80μm的成膜在工业上成为可能的方式。能够通过电弧离子喷镀形成的硬质氮化铬通过电弧电流、气氛压、偏压等处理条件的控制，能够形成crn相、cr2n相、cr相的单相、或(crn+cr2n)、(cr2n+cr)、(crn+cr2n+cr)、(crn+cr)的复合相。在本发明中形成的硬质氮化铬被膜优选以crn相及/或cr2n相的氮化铬为主体，即包含50体积％以上。

本发明的活塞环的制造方法的特征在于，包括：对切断成规定的长度的圆柱状钢原料进行加热，通过冲压成形将该圆柱状钢原料镦锻加工成圆板状成形体的第一热锻工序；由所述圆板状成形体通过芯冲头在中央部形成凹部并进行开孔加工，从而加工成第一圆筒状原料的第二热锻工序；由所述第一圆筒状原料通过扩孔机加工成扩径了的第二圆筒状原料的第三热锻工序；由所述第二圆筒状原料加工成活塞环的机械加工工序。

图2是在本发明的制造方法中，以通过原料的中心轴的截面来示意性地示出活塞环原料的形状变化的图。即，本发明的制造方法包括：由圆柱状原料3成形圆柱状原料4的第一热锻工序；由圆柱状原料4成形第一圆筒状原料5的第二热锻工序；以及由第一圆筒状原料5成形第二圆筒状原料6的第三热锻工序。

第三热锻工序使用图3中示意性地示出其加工方法的扩孔机。扩孔机由主辊8、心轴9、轴向辊10、支承辊11等构成。主辊8以固定的转速被驱动，而心轴9、轴向辊10及支承辊11是通过与被加工材料7的摩擦而旋转的从动式。在滚轧扩孔加工中，基本上是在主辊8与心轴9之间进行环的向径向的压下，一边减少被加工材料7的壁厚，一边扩大直径而形成为所希望的形状、尺寸的加工方法，但是关于轴向尺寸，通过一对轴向辊10之间来调整，而且，关于被加工材料7的正圆度、表面性状，通过多个支承辊11来调整。

通过上述的滚轧扩孔加工而制造的第二圆筒状原料(6、12)由机械加工工序加工成活塞环。该机械加工工序包括例如外周车削加工、内周车削加工、端面车削加工、刺穿加工或切断加工、侧面磨削加工、接缝切断加工、接缝铣削加工、外周凸轮仿形车削加工、外周研磨加工、外周抛光加工、以及油环的油孔加工等。

需要说明的是，尤其是在4冲程柴油发动机中，大型环与小型环同样，被分类成压力环和油环，压力环呈在装配于缸体时产生基于自身张力的面压那样的非圆形的自由形状(凸轮形状)，另一方面，油环以利用了线圈扩张器的张力的附带线圈扩张器的油环为主流，其主体呈大致圆形的自由形状。

在本发明的活塞环中，压力环为所谓单零件型，在闭合接缝而装配于缸体时，为了将气体密封而需要具有向径向外侧伸出的自身张力。上述的第三热锻工序的滚轧扩孔加工基本上是成形圆形环的加工方法，为了具有自身张力，如图4所示，优选将通过第三热锻工序成形的第二圆筒状原料6修正为非圆形形状的自由形状原料12。在图4中，示出未对冲压方向以外进行限制的所谓自由锻造，但是也可以设为利用了呈规定的椭圆形状的下模及/或上模的模具锻造。以使圆筒状原料12的截面成为短轴d2、长轴d3的椭圆形状的方式调整温度、压力p、压下量δd。d3/d2优选设为1.005～1.05，更优选设为1.01～1.03。

为了将由圆形形状的活塞环修正为具有非圆形(椭圆形)的自由形状的活塞环，也可以通过将规定的尺寸的接缝零件夹于接缝的状态下进行热处理来形成。然而，在设为大型压力环中使用的图5所示的双级接缝13那样的特殊接缝的情况下，将接缝两端不仅对接而且重叠，因此在基于热处理的修正中变得制造困难。为了制造特殊接缝的大型环，需要在原料的阶段形成为自由形状，在这一点上，也优选将第二圆筒状原料6修正为非圆形的自由形状原料12。

将压力环装配于缸体时的环的面压分布根据发动机的性能来决定。面压分布基本上是图6(a)那样的等压分布，但是在接缝部容易产生划伤的大型环的话，优选图6(b)那样的接缝方向的面压比与接缝垂直的方向的面压低的面压分布。环在端口上滑动的2冲程发动机也考虑端口框部的磨损对策、防止环从端口的飞出而优选利用该面压分布。

在本发明的活塞环中，油环被分类成图7(a)所示那样的具有自身张力的单零件油环和图7(b)所示那样的2零件的附带线圈扩张器的油环。

附带线圈扩张器的油环包括：具有在轴向上下形成且与缸体内周面进行滑动的一对轨道部16、16的油环主体14；装配于油环主体14的内周槽部而将油环主体向半径方向外方按压的线圈扩张器15。油环主体14的张力依赖于线圈扩张器15，因此无需自身具有张力，由此不需要具有非圆形的自由形状。反而为了发挥优异的刮油性能，而要求追随发动机运转中的缸体的变形，即，要求环充分仿形于缸体壁进行运动的优异的追随性。该环的追随性由如下的追随性系数k表示。

k＝3·ft·d1²/(e·h1·a1³)

在此，ft为环张力，d1为标称直径，e为杨氏模量，h1为环宽尺寸，a1为径向厚度尺寸。根据该式，环的追随性与环主体的尺寸、尤其是径向厚度尺寸a1的立方成反比例，因此优选尽量减小径向厚度尺寸a1，结果是优选采取图8所示的形状(也称为“i型形状”)。由此，在本发明的活塞环的制造方法中，为了设为尽量接近于图7(a)、图7(b)及图8所示的油环的原料形状，优选使用异形形状的主辊，以使第二圆筒状原料至少在外周面具有沿轴向以一定间隔形成的多个凹部。图9所示的第二圆筒状原料在外周面及内周面的双方具有沿轴向以一定间隔形成的多个凹部，这种情况下优选使用异形形状的主辊和心轴。

上述的热锻工序中的被加工材料的温度根据使用的材料而适当选择，例如在使用具有第一组成的钢、具有第二组成的钢的情况下，原料温度优选处于850～1250℃的范围，更优选为900～1100℃。

由滚轧扩孔加工制造的第二圆筒状原料6、12、17优选通过退火处理而除去锻造后的内部应力，使渗碳体球状化，改善切削性。而且，优选在退火处理后，通过喷砂而除去了氧化皮之后，进行表面的脱碳层的除去加工。而且，因为可从第二圆筒状原料得到多个环，所以优选在脱碳层的除去加工后刺穿或切断成规定的宽度的环。

得到的环原料通过利用滚轧扩孔加工得到的周向纤维流线(锻件纤维流线)组织，成为没有缺陷的高强度的材料，而作为活塞环材料，为了赋予耐热疲劳性等规定的特性而优选进行淬火·回火处理。在使用具有第一组成的钢材作为原料的情况下，淬火温度优选900～1150℃，回火温度优选580～600℃，在使用具有第二组成的钢材作为原料的情况下，淬火温度优选800～1100℃，回火温度优选470～550℃。通过该热处理，在具有第一组成的钢中，得到在回火马氏体中分散有微细的铬碳化物的显微镜组织，表现出hv250～420的维氏硬度、190gpa以上的弹性率，在具有第二组成的钢中，得到在回火马氏体中分散有微细的碳化物的显微镜组织，表现出hv430～500的维氏硬度、190gpa以上的弹性率。

实施例

实施例1

将sus420j2材的外径110mm、长度200mm的棒钢加热成1000℃，冲压成形为外径165mm、高度约90mm的圆板状成形体，然后，通过芯冲头在中央部形成凹部，将其贯通、开孔，制作出外径约180mm、内径约50mm的第一圆筒状原料。接下来，通过高频感应加热装置将第一圆筒状原料再次加热，将其安设于扩孔机，通过滚轧扩孔加工而制作出外径约364mm、内径约332mm、宽度约110mm的第二圆筒状原料。对该第二圆筒状原料进行790℃、10小时的退火后，在基于喷砂的氧化皮的除去之后，将内外周同时粗加工成长径362mm、短径356mm的非圆形形状(椭圆形状等)之后，进行刺穿加工而得到8个非圆形形状的环。在900℃起的淬火、490℃、3小时的回火之后，实施精加工，形成了标称直径(d1)350mm、环宽(h1)5mm、径向厚度(a1)9.5mm的矩形截面且外周面为桶形状的双级接缝形状的压力环。接下来，通过460℃、5小时的气体氮化而在环整面形成约70μm的氮化层，进而在外周通过高速火焰喷镀形成了约500μm的以在ni合金基底中分散有微细的cr碳化物粒子的复合材粒子为主要的构成粒子(suizer-metco公司的sm5241粉末)的金属陶瓷喷镀覆膜，最终实施精研磨至喷镀覆膜的膜厚约350μm。在此，由于气体氮化而在表面生成的化合物层(白层)进行了磨削除去。需要说明的是，为了使面压成为0.08mpa，而将张力ft调整为70n。

[1]重量的测定

实施例1的压力环的重量设为利用电子天秤测定的8个的重量的平均值。平均值为397g。

[2]平面度的测定

将实施例1的环放置在平台上，向接缝部2点、从接缝起90°、180°及270°的各点这5点施加5n的载荷，测定了半径方向和圆周方向的平面度。平面度定义为从与基准面平行的面起的环侧面的自然产生的偏差(jisb8037-2)，使用于环的扭转、盘状态的评价。半径方向的平面度设为使用半径为1.5±0.05mm的球面形测头以约1n的测定载荷在环的上侧面在载荷点的中央测定的4点的测定值的最大值，圆周方向的平面度设为在环的厚度的中心且载荷点的中央进行测定得到的振动的最大值与最小值之差。实施例1的半径方向的平面度为0.011mm，圆周方向的平面度为0.044mm。

比较例1

由材料组成为以质量％计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％的铸铁，进行熔化、铸造而制作与第二圆筒状原料对应的cv石墨铸铁制原料，除了省略氮化处理及喷镀处理以外，与实施例1同样地制作了标称直径(d1)350mm、环宽(h1)7mm、径向厚度(a1)10.5mm的矩形截面且外周面为桶形状的双级接缝形状的压力环。比较例1的环的重量为611g。在比较例1中，也为了使面压成为0.08mpa，而将张力ft调整为98n。与实施例1同样地进行了平面度的测定的结果是，半径方向的平面度为0.005mm，圆周方向的平面度为0.026mm。与实施例1相比可知，由于原料为铸铁，因此平面度减小约40～55％，但是在实施例1中，相对于比较例1，实现了约35％的轻量化。

实施例2

使用与实施例1相同组成的钢材，通过滚轧扩孔加工制作了外径约368mm、内径约339mm、宽度约120mm的第二圆筒状原料，而且，将该圆筒状原料再次加热，在与轴垂直的方向上进行冲压成形，成形为长轴370mm、短轴364mm的非圆形形状的圆筒状原料。需要说明的是，在该冲压成形中，使用了呈规定的椭圆形状的下模及上模。得到的非圆形形状的圆筒状原料与实施例1同样，进行退火、基于喷砂的氧化皮的除去后，进行内外周同时加工、刺穿加工而得到非圆形形状的8个环。与实施例1同样，在淬火、回火之后，进行精加工，然后实施氮化处理和喷镀处理，形成了压力环。在实施例2中，与实施例1相比，内外周同时加工的加工时间缩短为约1/5。

实施例3～7

从由实施例2制作的外径约368mm、内径约339mm、宽度约120mm的第二圆筒状原料，除了将标称直径(d1)设为350mm，将环宽(h1)和径向厚度(a1)设为表1所示的数值，并为了使面压成为0.08mpa而调整了张力ft以外，与实施例2同样地关于各实施例制作了8个压力环。在表1示出尺寸关系及张力ft关系，在表2示出与实施例1同样地测定的重量及平面度的测定结果、以及相对于比较例1的重量比率及追随性系数率，并且也包括实施例1及比较例1的结果在内。在此，将实施例1的钢材的杨氏模量(e)设为215gpa，将比较例1的铸铁的杨氏模量(e)设为160gpa，通过k＝3ftd1²/eh1a1³计算了追随性系数率(相对于比较例1)。

[表1]

[表2]

确认了：实施例1及3～4均与以往的铸铁制环相比，重量比率为0.46～0.82，低张力化率为0.57～0.86，实现轻量化及低张力化，另一方面，平面度为半径方向0.007～0.013mm、圆周方向0.040～0.056mm，能够加工成在使用上没有问题的等级的环精度。实施例5使用钢材而与比较例1的铸铁制环相比实现了截面缩小化，但是根据比重差(相对于钢材比重7.8g/cm³，铸铁材比重为7.0g/cm³)，重量比率接近于1，而且根据杨氏模量差(相对于钢材杨氏模量215gpa，铸铁材杨氏模量为160gpa)，追随性系数恶化了14％。实施例6～7虽然轻量化及低张力化都较大，但是加工后的平面度在半径方向超过0.015mm，在圆周方向超过0.070mm，在环精度上存在一些问题。

实施例8

由材料组成为以质量％计c：0.36％，si：0.27％，mn：0.51％，p：0.029％，s：0.024％，ni：0.25％，cr：12.08％，外径110mm，长度200mm的棒钢，与实施例1同样地制作了外径约353mm、内径约311mm、宽度约90mm的第二圆筒状原料。将该第二圆筒状原料进行750℃、21小时的球状化退火后，在基于喷砂的氧化皮的除去后，将内外周同时粗加工成长径352mm、短径346mm的非圆形形状(凸轮形状)之后，进行刺穿加工而得到5个非圆形形状的环。在从1000℃起的淬火、600℃、3小时间的回火之后，实施精加工，形成为标称直径(d1)330mm、环宽(h1)7mm、径向厚度(a1)10mm的矩形截面且外周面为桶形状的双级接缝形状的压力环。接下来，通过570℃、4小时的气体氮化在环整面形成约100μm的氮化层，然后在外周，通过电弧离子喷镀形成了约50μm的crn层。在此，由于气体氮化而在表面生成的化合物层(白层)进行了磨削除去。

[3]热疲劳试验

热疲劳试验基于jisb8037-5。首先测定张力，将环闭合成标称直径而在300℃下加热了3小时之后，再次测定张力，通过评价其减退率(jis中的切线方向张力减退度)来进行。对于实施例8的5个环进行了评价的结果是，热疲劳率的平均值为3.6％，都在4％以内，变动也小。

比较例2

由材料组成为以质量％计c：3.8％，si：2.6％，mn：0.5％，p：0.16％，s：0.01％，mo：0.72％，cu：0.68％的铸铁，进行熔化、铸造而制作与第二圆筒状原料对应的铸铁制原料，除了省略氮化处理及离子喷镀处理以外，与实施例8同样地制作了压力环。与实施例8同样进行了热疲劳试验的结果是，热疲劳率的平均值为7.2％，与实施例8相比可知，实施例8的耐热疲劳性显著提高。

实施例9

使用与实施例8相同的组成的钢材，通过滚轧扩孔加工而制作外径约348mm、内径约319mm、宽度约125mm的第二圆筒状原料，然后，将该圆筒状原料再次加热，沿着与轴垂直的方向进行冲压成形，成形为长轴351mm、短轴345mm的非圆形形状的圆筒状原料。需要说明的是，在该冲压成形中，使用了呈规定的椭圆形状的下模及上模。得到的非圆形形状的圆筒状原料与实施例8同样，进行球状化退火，在基于喷砂的氧化皮的除去后，进行内外周同时加工、刺穿加工而得到非圆形形状的5个环。与实施例8同样，在淬火、回火之后，进行精加工，而且实施氮化处理和离子喷镀处理，形成了压力环。与实施例8相比，在实施例9中，内外周同时加工的加工时间缩短为约1/5。

实施例10

从由通过实施例8制作的外径约353mm、内径约311mm、宽度约90mm的第二圆筒状原料，通过车削加工制作了标称直径(d1)330mm、环宽(h1)6.0mm、径向厚度(a1)4.5mm的图8所示的i型形状的油环主体。表面处理是对油环主体整体实施氮化处理。

实施例11

由与实施例8所使用的材料相同的外径110mm、长度200mm的棒钢，经由与实施例1同样地制作的外径约180mm、内径约50mm的第一圆筒状原料，通过滚轧扩孔加工制作了外径约300mm、内径约280mm的第二圆筒状原料。然后，使用具有能够成形图9所示的截面的第二圆筒状原料的形状的主辊及心轴进行滚轧扩孔加工，制作了外径约333mm、内径约317mm的油环主体的原料。进行刺穿加工、热处理、精加工、氮化处理等，制作了与实施例10同样的油环主体。与实施例10相比，在实施例11中能够大幅减少加工时间。

实施例12

除了使用材料组成为以质量％计c：0.86％，si：0.27％，mn：0.29％，p：0.024％，s：0.018％，cr：17.3％，mo：0.89％，v：0.11％的钢材以外，与实施例9同样地制作了非圆形形状的5个压力环。与实施例8同样地进行了热疲劳试验的结果可知，热疲劳率的平均值为2.9％，具有实施例8以上的耐热疲劳性。

实施例13

由材料组成为以质量％计c：0.48％，si：0.21％，mn：0.79％，cr：1.02％，v：0.22％，外径110mm，长度200mm的棒钢，与实施例1同样地制作了外径约353mm、内径约311mm、宽度约90mm的第二圆筒状原料，与实施例1同样，在退火、基于喷砂的氧化皮的除去后，将内外周同时粗加工成长径352mm、短径346mm的非圆形形状(凸轮形状)之后，进行刺穿加工，得到了非圆形形状的5个环。然后，与实施例1同样，在淬火、回火之后，实施精加工，形成为标称直径(d1)330mm、环宽(h1)7mm、径向厚度(a1)10mm的矩形截面且外周面为桶形状的双级接缝形状的压力环，并形成了基于气体氮化的氮化层和基于高速火焰喷镀的金属陶瓷喷镀覆膜。

[4]热传导率的测定

从实施例13的环切出测定用样品，进行研磨，通过激光闪射法测定了3次热传导率。3次的测定值的平均值为38w/(m·k)，是与cv石墨铸铁的热传导率相匹敌的值。

热疲劳率

而且，将实施例8进行的热疲劳试验对实施例13的5个环进行的结果是，热疲劳率的平均值为4.8％，都为5％以内，变动也小。

比较例1的热传导率和热疲劳率

由比较例1的材料组成的铸铁，与实施例13相同地制作了与第二圆筒状原料对应的cv石墨铸铁制原料，除了省略氮化处理及喷镀处理以外，与实施例13同样地制作了压力环。与实施例13同样地进行了热传导率的测定和热疲劳试验的结果是，热传导率的平均值为36w/(m·k)，热疲劳率的平均值为7.0％，与实施例13相比可知，实施例13的耐热疲劳性显著提高。

实施例14

使用与实施例13相同的组成的钢材，与实施例9同样地成形为长轴351mm、短轴345mm的非圆形形状的圆筒状原料。得到的非圆形形状的圆筒状原料与实施例13同样，进行退火，在基于喷砂的氧化皮的除去后，进行内外周同时加工、刺穿加工而得到了非圆形形状的5个环。与实施例13同样，在淬火、回火之后，进行精加工，然后实施氮化处理和喷镀处理，形成了压力环。在实施例14中，与实施例13相比，内外周同时加工的加工时间缩短为约1/5。

实施例15

由通过实施例13制作的外径约353mm、内径约311mm、宽度约90mm的第二圆筒状原料，通过车削加工制作了标称直径(d1)330mm、环宽(h1)6.0mm、径向厚度(a1)4.5mm的图8所示那样的i型形状的油环主体。表面处理是对油环主体整体实施氮化处理。

实施例16

由与实施例13相同组成的钢材，通过滚轧扩孔加工制作了外径约300mm、内径约280mm的第二圆筒状原料，然后，与实施例11同样地制作了外径约333mm、内径约317mm的油环主体的原料，制作了与实施例15同样的油环主体。与实施例15相比，在实施例16中能够大幅地减少加工时间。

实施例17～20

除了材料组成使用表3所示的钢材以外，与实施例14同样地对于各钢材，分别制作了5个非圆形形状的压力环。与实施例13同样，关于进行了热传导率的测定和热疲劳试验的结果，包含实施例13及比较例1的结果在内而在表3示出。

[表3]

+实施例13、17～20、比较例1都含有p及s作为不可避免的杂质。

*实施例20的cu作为杂质而被包含。

**热传导率的单位为w/(m·k)。

***热疲劳率的单位为％。

实施例17～20的热传导率为31～49w/(m·k)，热疲劳率为4.6～6.3％。热传导率至少为球状石墨铸铁的30w/(m·k)以上，也能得到38w/(m·k)、甚至49w/(m·k)这样与cv石墨铸铁、片状石墨铸铁相当的值。而且，热疲劳率也至少小于7％，也能得到小于6％，甚至小于5％的值。