内燃机用油环的制作方法

本发明涉及具有油环主体和螺旋撑簧的两件式结构的内燃机用油环。

背景技术：

伴随着近年的内燃机用发动机(活塞式往复发动机等)的性能提高，用于汽车用发动机的油环也要求同时满足摩擦力下降和发动机油耗降低。因此，对油环的形状等实施了各种研究。例如，采用了为了使摩擦力下降而将配置于缸膛内的油环低张力化、为了改善油耗而实现油环的薄宽度化的技术等。

另外，一般在油环中存在被称为两件型油环和三件型油环的结构不同的油环。两件型油环刚性较高，耐热负荷，因此主要用作柴油机发动机用。

该两件式油环中的油环主体是剖面大致i形，并且具备构成油环主体的上侧部分的上侧导轨(第1导轨)、构成油环主体的下侧部分的下侧导轨(第2导轨)、以及将这些导轨连结的轨腰。另外，轨腰具备用于使这些导轨从汽缸的内壁面刮落的油向活塞内表面流下的多个回油孔。

而且，对于上侧导轨和下侧导轨而言，在活塞往复运动时，各个外周滑动面相对于汽缸的内壁面在经由了油膜的状态下滑动。油环具有刮落附在汽缸内壁面的多余的发动机油的功能、和在汽缸内壁面形成适度的油膜来防止活塞烧伤的功能，是对内燃机用发动机必不可少的部件。

然而，近年，由线材制造商制造剖面是大致i形的油环用线材，之后由活塞环制造商实施卷绕成形(卷绕加工)，来制造两件式油环的油环主体，该方法已成为主流。在这种情况下，一般回油孔在油环用线材的状态下已经形成。

例如在专利文献1中公开了这样的、在油环用线材的状态下形成回油孔后进行卷绕成形来制造两件式油环的方法。另外，在专利文献2中有关于两件式油环的油环主体所具备的回油孔的间距和长度的公开。回油孔为了使油环刮落的油迅速地溢流至活塞内侧而设定，但对两件式油环所需要的油封性能未做考虑。

专利文献1：日本国特开昭61-45172号公报

专利文献2：国际公开第2011/132679号

但是，对于形成有回油孔的油环用线材，在形成有回油孔的部分和未形成的部分会产生刚性差，因此在卷绕成形后，在油环主体中的导轨前端部的外周滑动面中会产生过度的起伏，有可能损害油封性能。若更具体地说明，导轨前端部的外周滑动面在油环主体的径向上起伏，由此从油环主体的轴向上观察，该外周滑动面成为所谓的花瓣状，外周滑动面的圆度下降，由此可能损害油封性能。

这里，可以考虑在卷绕成形(卷绕加工)后，通过滚磨等来研磨油环主体中的导轨前端部的外周滑动面，由此提高油环主体中的导轨前端部的外周滑动面的圆度来使油封性能提高。

但是，在油环中也要求在活塞上升时抑制过度地刮起油，并且在活塞下降时进行汽缸内壁面的多余的油的刮落，来使发动机油的消耗量降低。由此，由于以下的理由，不能够采用通过滚磨等研磨油环主体中的导轨前端部的外周滑动面来使油封性提高的方法。

即，为了使油耗降低，油环主体中的第1导轨和第2导轨的前端部在沿与油环主体的轴向平行的面切断的剖面视图中采用了例如图3a～图3c所示的形状。

具体而言，在图3a、图3b中，上述前端部8具备与汽缸20的内壁面21抵接的大致略平坦的第1平坦部(外周滑动面)8a、从第1平坦部8a沿着油环主体的轴向(图3a、图3b中的上下方向)的一方(图中，上方)缩径的第1缩径部8b、从第1平坦部8a沿着油环主体的轴向的另一方(图中，下方)缩径的第2缩径部8c、与第1缩径部8b连续并与汽缸内壁面21大致垂直的第2平坦部8d、以及与第2缩径部8c连续并与汽缸内壁面21大致垂直的第3平坦部8e。而且，在设第1缩径部8b的一端为a，设另一端为b，设第2缩径部8c的一端为c，设另一端为d时，a与b的距离ab大于c与d的距离cd，并且，连接a和b的直线同与缸内壁面21平行的直线所形成的角θab小于连接c和d的直线同与汽缸内壁面21平行的直线所形成的角θcd。

而且，油环以第1缩径部8b成为活塞上方侧、第2缩径部8c成为活塞下方侧的方式安装于活塞。在活塞上升时，距离ab较长且角度θab较小的第1缩径部8b骑上发动机油的油膜，从而抑制油的刮起。另一方面，在活塞下降时，距离cd较短且角度θcd较大的第2缩径部8c进行汽缸内壁面的多余的油的刮落，从而高效地将油返回至油盘，由此能够使油耗降低。

此外，如图3c所示，即使是在上述前端部8不具有在图3a、图3b示出的那样的第2缩径部8c而具有直接连续于第1平坦部8a的第3平坦部8e的油环，通过以第1缩径部8b成为活塞上方侧的方式定位，由此也能够得到与上述相同的效果。

另外，同样地为了使油耗降低，油环主体中的第1导轨和第2导轨的前端部在沿与油环主体的轴向平行的面切断的剖面视图中有时采用例如图4a所示的形状。

即，上述前端部8在外周滑动面8a中的面向轨腰4的一侧的角部形成有凹部阶梯差8f。使第1导轨5和第2导轨6的外周形状形成为如图4a所示的形状，由此即使长期使用油环，也难以在该第1导轨5和第2导轨6的外周滑动面8a的面积引起变化，能够稳定且长期地得到抑制油耗增大的效果。另外，能够实现刮落汽缸内壁面的多余的油的功能和控制汽缸内壁面的油膜厚度的功能的提高和稳定。其结果是，内燃机用油环1能够使自身刮落的油迅速地溢流至设置在油环的背面侧的排油孔，能够使油耗降低。

而且，对于如上所述的、油环主体中的第1导轨和第2导轨的前端部拥有特定的形状的油环，在油环用线材的状态下，在卷绕成形后能成为导轨的前端部的部分已经被加工为规定形状。而且，当在卷绕成形后通过滚磨等研磨了油环主体的外周滑动面的情况下，在因起伏而突出的部分和不突出的部分，上述前端部的形状较大地不同，外周滑动面中的与汽缸的接触宽度变得不均匀。其结果是，油环主体在其周向上的每个位置中刮油性能不同，因此可能不能够充分地得到降低油耗的效果。

技术实现要素：

本发明是鉴于前述的课题而完成的，其目的在于提供能够确保油耗降低的效果，并降低在制造油环时产生的起伏来使油封性能提高的内燃机用油环。

本发明由下述(1)的结构构成。

(1)一种内燃机用油环，其特征在于，

具备油环的剖面形状是大致i形的油环主体、和配置于该油环主体的内周侧的螺旋撑簧，

前述油环主体由与汽缸内壁面抵接的第1导轨及第2导轨、和具备用于使由该第1导轨及该第2导轨从汽缸的内壁面刮落的油向活塞内表面流下的多个回油孔的轨腰而构成，

前述油环主体的内周侧的除了内周槽和回油槽之外的部分、和前述油环主体的外周侧的除了滑动面之外的部分中的至少一个的起伏为6.0μm以下。

另外，本发明所涉及的优选实施方式由下述(2)～(13)的结构构成。

(2)根据(1)所记载的内燃机用油环，其特征在于，

前述油环主体通过形成有前述回油孔的油环用线材的卷绕加工而形成。

(3)根据(1)或者(2)所记载的内燃机用油环，其特征在于，前述油环主体中的前述回油孔的窗角θw为10.0°以下。

(4)根据(1)～(3)中的任一项所记载的内燃机用油环，其特征在于，

前述滑动面的与前述汽缸的接触宽度是0.01～0.25mm。

(5)根据(1)～(4)中的任一项所记载的内燃机用油环，其特征在于，

在设前述油环主体的周向上的前述回油孔的长度为c，设前述回油孔的间距为e的情况下，e/c≤3.8。

(6)根据(1)～(5)中的任一项所记载的内燃机用油环，其特征在于，

前述油环主体为钢制。

(7)根据(1)～(6)中的任一项所记载的内燃机用油环，其特征在于，

对前述油环主体的表面实施了氮化处理。

(8)根据(1)～(7)中的任一项所记载的内燃机用油环，其特征在于，

对前述油环主体的前述滑动面披覆了pvd被膜、dlc被膜以及树脂被膜中的至少一个来作为硬质被膜。

(9)根据(1)～(8)中的任一项所记载的内燃机用油环，其特征在于，

在前述滑动面的角部形成有凹部阶梯差。

(10)根据(1)～(8)中的任一项所记载的内燃机用油环，其特征在于，

前述第1导轨的前端部和前述第2导轨的前端部具备：

大致平坦的第1平坦部，其与前述汽缸内壁面抵接；

第1缩径部，其从前述第1平坦部沿着前述油环主体的轴向的一方缩径；

第2平坦部，其与前述第1缩径部连续；以及

第3平坦部，其经由从前述第1平坦部沿着前述油环主体的轴向的另一方缩径的第2缩径部地、或者直接地与前述第1平坦部连续。

(11)根据(10)所记载的内燃机用油环，其特征在于，

在前述前端部具备前述第2缩径部的情况下，

在沿与前述油环主体的轴向平行的面切断的剖面图中，

在设前述第1缩径部的一端为a，设另一端为b，设前述第2缩径部的一端为c，设另一端为d时，

前述a与前述b的距离ab大于前述c与前述d的距离cd，并且，

连接前述a和前述b的直线同与前述汽缸内壁面平行的直线所形成的角θab小于连接前述c和前述d的直线同与前述汽缸内壁面平行的直线所形成的角θcd。

(12)根据(2)～(11)中的任一项所记载的内燃机用油环，其特征在于，

在设前述油环主体的周向上的前述回油孔的长度为c的情况下，c≥1.0mm。

(13)根据(2)～(12)中的任一项所记载的内燃机用油环，其特征在于，

在设前述油环主体的轴向上的前述回油孔的高度为d的情况下，d≥0.3mm。

根据本发明的内燃机用油环，能够确保降低油耗的效果，同时降低在油环制造时产生的起伏来使油封性能提高。

附图说明

图1是本发明的实施方式所涉及的、由油环主体和配置于油环主体的内周侧的螺旋撑簧构成的内燃机用油环(两件式油环)的立体图。

图2是为了对在活塞的油环槽安装有本发明的实施方式所涉及的本内燃机用油环的状态进行说明而沿与活塞的轴向平行的面切断了的情况下的剖视图。

图3a是表示沿与油环主体的轴向平行的面切断了第1导轨或者第2导轨的前端部的情况下的一个例子的剖视图。

图3b是表示沿与油环主体的轴向平行的面切断了第1导轨或者第2导轨的前端部的情况下的另一例子的剖视图。

图3c是表示沿与油环主体的轴向平行的面切断了第1导轨或者第2导轨的前端部的情况下的另一例子的剖视图。

图4a是表示对于油环主体的导轨外周面的形状，沿与油环主体的轴向平行的面切断了该油环主体的情况下的一个例子的剖视图。

图4b是表示对于油环主体的导轨外周面的形状，沿与油环主体的轴向平行的面切断了该油环主体的情况下的另一例子的剖视图。

图5a是从油环主体的径向外侧观察本发明的实施方式所涉及的油环主体的情况下的主视图。

图5b是图5a的i-i剖视图。

图5c表示设油环主体的合口部为0°，距合口部的角度为顺时针45°～315°的范围的示意图。

图6是表示用圆度测量器测量环周向的结果的例子的展开图。

图7是表示内燃机用油环的内周侧的测定方法的剖视图。

图8是用于对内燃机用油环的内周侧的测定方法进行说明的放大图。

图9是表示内燃机用油环的外周侧的测定方法的剖视图。

图10是用于对内燃机用油环的外周侧的测定方法进行说明的放大图。

图11是为了对本发明的实施方式所涉及的油环主体所具备的回油孔的形状进行说明而从油环主体的径向外侧观察的情况下的主视图。

图12是为了对本发明的实施方式所涉及的油环主体的外表面实施了氮化处理的状态进行说明而沿与油环主体的轴向平行的面切断了的情况下的剖视图。

图13是表示基于试验例2(d)的结果的、窗角与起伏量的关联关系的图表。

具体实施方式

以下，参照附图，对本发明的实施方式(本实施方式)所涉及的内燃机用油环详细地进行说明。此外，本发明并不限定于以下说明的实施方式，在不脱离本发明的主旨的范围内，能够任意地改变实施。

图1是本实施方式所涉及的具备油环主体2、和配置于油环主体2的内周侧的螺旋撑簧3的内燃机用油环(两件式油环)1的立体图。如图1所示，内燃机用油环1具备油环主体2和螺旋撑簧3。另外，油环主体2是其剖面形状为大致i形的环，具备合口部2a。而且，油环主体2由上侧的第1导轨5、下侧的第2导轨6、以及将这些导轨连结并位于油环主体2的中间部分的轨腰4一体化而构成。

构成油环主体2的第1导轨5和第2导轨6沿内燃机用油环1的周向形成为大致圆形。该第1导轨5和第2导轨6的各个外周侧中的滑动面亦即外周滑动面8a(参照图2)经由油膜与汽缸20的内壁面21(参照图2)接触，沿活塞的轴向滑动。另外，轨腰4如图1所示是沿油环主体2的周向的大致圆形，具备沿半径方向贯通形成的回油孔7，该回油孔7沿油环主体2的周向配置有多个。另外，螺旋撑簧3使螺旋状的弹簧成为圆弧状。此外，虽未图示，但在螺旋撑簧3，为了连接螺旋撑簧3的合口部2a而使其成为圆环状的圈，在该合口部2a采用了接头用的芯线。

图2是为了对在活塞10的油环槽11安装有本实施方式所涉及的内燃机用油环1的状态进行说明而沿与活塞10的轴向平行的面切断了的情况下的剖视图。如图2所示，在油环主体2的内周面，由第1导轨5、第2导轨6以及轨腰4沿着油环主体2的周向形成了螺旋撑簧收容凹部2b。而且，当在沿与油环主体2的轴向平行的面切断的剖面观察的情况下，在油环主体2的外周面侧，由第1导轨5、第2导轨6以及轨腰4沿着油环主体2的周向形成了凹字状的外周槽2c。

另外，如图2所示，本实施方式所涉及的内燃机用油环1在其内周侧中设置了剖面圆弧状的内周槽2e，当在沿与油环主体2的轴向平行的面切断的剖面观察的情况下，由内周槽2e形成的螺旋撑簧收容凹部2b成为大致半圆状。另外，当在沿与油环主体2的轴向平行的面切断的剖面观察的情况下，螺旋撑簧3以包入于大致半圆状部内的状态被收容。由此，根据本实施方式所涉及的内燃机用油环1，在使油环主体2的内周成为圆弧形状的情况下，能够确保油环主体2与螺旋撑簧3的接触面积较大，能够实现对汽缸内壁面21的按压力的稳定化。另外，如本实施方式所涉及的内燃机用油环1，使油环主体2的内周成为圆弧形状，由此在油环主体2的周向上，在对汽缸内壁面21的按压力中难以产生局部的偏差，难以发生油的漏刮。

这里，参照图2，关于内燃机用油环1的刮油功能，对一系列的流程进行说明。首先，在活塞10在汽缸20内往复运动时，油环主体2所具备的第1导轨5和第2导轨6的外周滑动面8a刮落附着于汽缸内壁面21的多余的油。然后，被刮落的油在油环主体2的外周槽2c内暂时地滞留后，通过回油孔7而流至螺旋撑簧收容凹部2b。接着，流至螺旋撑簧收容凹部2b的油通过与油环槽11连通地设置的排油孔12而向活塞10的里面流下，向油盘(未图示)返回。

根据本实施方式所涉及的内燃机用油环1，在内燃机用油环1的刮油功能中的一系列的流程中，在使刮落的油通过回油孔7向螺旋撑簧收容凹部2b流动时，能够防止阻碍油流动。这是因为在油环主体2与螺旋撑簧3之间形成回油槽2d，由此形成于油环主体2的回油孔7不会被堵塞。即，在本实施方式所涉及的内燃机用油环1中，即使油环主体2中的螺旋撑簧配置侧的形状是大致半圆状，由于回油槽2d的存在，由此内燃机用油环1也能够使刮落的油立即溢流至设置于油环的背面侧的排油孔12，能够使油耗降低。

接着，使用图3a～图3c，对第1导轨5和第2导轨6的前端部8的形状的一个例子进行说明。如前述那样，在内燃机用油环中要求在活塞上升时抑制油的刮起，并且在活塞下降时进行汽缸内壁面的多余的油的刮落，来使发动机油的消耗量降低。

因此，第1导轨5和第2导轨6的前端部8在内燃机用油环1安装于活塞10时，在活塞上方侧和活塞下方侧其形状不同。具体而言，在图3a、图3b中，上述前端部8具备与汽缸20的内壁面21抵接的大致平坦的第1平坦部(外周滑动面)8a、从第1平坦部8a沿着油环主体的轴向(图3a中的上下方向)的一方(图中，上方)缩径的第1缩径部8b、从第1平坦部8a沿着油环主体的轴向的另一方(图中，下方)缩径的第2缩径部8c、连续于第1缩径部8b并与汽缸内壁面21大致垂直的第2平坦部8d、以及连续于第2缩径部8c并与汽缸内壁面21大致垂直第3平坦部8e。而且，在设第1缩径部8b的一端为a，设另一端为b，设第2缩径部8c的一端为c，设另一端为d时，a与b的距离ab大于c与d的距离cd，并且，连接a和b的直线同与汽缸内壁面21平行的直线所形成的角θab小于连接c和d的直线同与汽缸内壁面21平行的直线所形成的角θcd。此外，第1导轨5和第2导轨6的前端部8的形状具有相同形状。

而且，内燃机用油环1以第1缩径部8b成为活塞上方侧、第2缩径部8c成为活塞下方侧的方式安装于活塞10。在活塞上升时，距离ab较长且角度θab较小的第1缩径部8b骑在发动机油的油膜上，从而抑制刮起油。另一方面，在活塞下降时，距离cd较短且角度θcd较大的第2缩径部8c进行汽缸内壁面21的多余油的刮落，从而高效地将油返回至油盘，由此能够使油耗降低。

此外，在图3a和图3b中，用平缓的曲线示出了第2缩径部8c，但若是从第1平坦部8a沿着油环主体的轴向的另一方缩径的形状，例如也可以是用直线示出的形状。

另外，如图3c所示，即使是在上述前端部8不具有在图3a、图3b示出的那样的第2缩径部8c而具有直接地连续于第1平坦部8a的第3平坦部8e的情况(即，第1平坦部8a和第3平坦部8e在交点e交叉的情况)，通过以第1缩径部8b成为活塞上方侧的方式定位，由此也能够得到与上述相同的效果。

这样，第1导轨5和第2导轨6的前端部8在活塞上方侧和下方侧分别具有所希望的形状。即、第1导轨5和第2导轨6的前端部8具有在上下非对称(即、相对于第1导轨5或者第2导轨6的厚度方向的中心非对称)的形状。由此，在活塞上升时和活塞下降时双方能够使油耗降低。

此外，若上述的第1平坦部8a能够与汽缸内壁面21抵接，也可以不是严格的平坦。另外，若第1缩径部8b是满足上述的条件的形状，也可以是图3a所示的那样的锥状(直线状)的形状，或者，也可以是图3b所示的那样的平缓的曲面状的形状。并且，第2平坦部8d和第3平坦部8e也可以不是相对于汽缸内壁面21严格地垂直，第2平坦部8d、第3平坦部8e同与汽缸内壁面21平行的直线形成的角度优选为45～90°。

另外，作为第1导轨5和第2导轨6的前端部8的形状，两导轨可以采用图3a所示的那样的形状，两导轨也可以采用图3b所示的那样的形状，两导轨也可以采用图3c所示的那样的形状。或者，也可以是一方的导轨采用图3a所示的形状、另一方的导轨采用图3b所示的形状等的、具有不同形状的前端部8的导轨的组合。但是，第1导轨5和第2导轨6中的任一个需要构成为第1缩径部8b成为活塞上方侧。

接着，使用图4a，对第1导轨5和第2导轨6的前端部8的形状的另一例子进行说明。上述前端部8在外周滑动面8a中的面向轨腰4的一侧的角部形成有凹部阶梯差8f。这样，形成规定的凹部阶梯差8f来作为第1导轨5和第2导轨6的外周形状，由此即使长期使用油环，也难以在该第1导轨5和第2导轨6的外周滑动面8a的面积引起变化，能够稳定且长期得到抑制油耗增大的效果。另外，能够实现刮落汽缸内壁面的多余的油的功能和控制汽缸内壁面的油膜厚度的功能的提高和稳定。其结果是，内燃机用油环1能够使自身刮落的油迅速地溢流至设置在油环的背面侧的排油孔，能够使油耗降低。

此外，通过在上述前端部8形成凹部阶梯差8f，由此能够使外周滑动面8a中的与汽缸20的接触宽度x(参照图4a)成为例如0.01～0.25mm左右。

这样，若使接触宽度x小于0.01mm，则可能导致外周滑动面8a的强度降低，有可能产生前端部8的前端欠缺等破损的可能性，因此不优选。另一方面，若使接触宽度x大于0.25mm，则外周滑动面8a的滑动面积变大，导致摩擦和油耗的增加，因此不优选。由此，接触宽度x优选成为0.01～0.25mm。

此外，可以适当地选择各种磨削加工、切削加工来作为用于形成凹部阶梯差8f的具体的加工方法，但在制造活塞环线材的过程中，若预先形成该凹部阶梯差8f，则能够削减磨削加工、切削加工的加工工时，因此优选。

并且，优选至少在外周滑动面8a附近(图4a中的由α包围的部分)形成表面处理层8g。表面处理层8g若进行硬质的表面处理以便相对于外周滑动面8a而提高硬度，则进行什么样的处理都可以，例如，优选采用pvd被膜、dlc被膜、氮化处理层、在pvd被膜之上实施了dlc被膜的复合处理被膜、在聚酰胺酰亚胺中含有固体润滑剂(二硫化钼、石墨等)的树脂被膜等。此外，表面处理层8g的厚度优选为1～30μm。

如以上那样，即使当在前端部8形成上述那样的凹部阶梯差8f情况下，也与上述相同地，前端部8在活塞上方侧和下方侧分别具有所希望的不同形状。即，第1导轨5和第2导轨6的前端部8隔着轨腰4位于对称位置。在这样的形状的情况下，不存在上下错误组装的可能。

此外，第1导轨5和第2导轨6的前端部8的形状并不限定于如由上述的图3a～图3c、图4a示出的那样的形状，例如也可以是如图4b所示的在前端部8不具有凹部阶梯差的形状。另外，在图4b示出的形状中，也优选在第1导轨5和第2导轨6的前端部8形成表面处理层8g。

接着，对油环主体2中的回油孔7的窗角θw和在外周滑动面8a产生的起伏详细地进行说明。本发明人为了确保降低油耗的效果，为了得到在将油环用线材卷绕成形(卷绕加工)后，能够不通过滚磨等研磨油环主体2中的导轨前端部8的外周滑动面8a地、降低在制造内燃机用油环1时产生的起伏来使油封性能提高的内燃机用油环，反复进行了深入研究。

其结果是发现了通过将如下述定义的、油环主体2中的回油孔7的窗角θw设定为规定范围，由此能够降低油环主体2中的在导轨前端部8的外周滑动面8a产生的起伏。

本实施方式所涉及的内燃机用油环1优选使油环主体2中的回油孔7的窗角θw成为10.0°以下。另外，为了更有效地降低上述起伏，优选使窗角θw成为8.0°以下，优选成为7.0°以下，更优选成为6.0°以下。

这里，图5a是从油环主体2的径向外侧观察本实施方式所涉及的油环主体2的情况下的主要部分的主视图。另外，图5b是图5a的i-i剖视图。如图5b所示，油环主体2中的回油孔7的窗角θw通过在油环主体2的合口部2a闭合的状态下连结油环主体2的中心点g(重心)和某个回油孔7处的油环主体2的周向的一端e1的直线ge1、同连结油环主体2的中心点g和邻接的回油孔7处的油环主体2的一端e2的直线ge2所形成的角度来定义。换言之，定义为连结油环主体2的中心点g和回油孔7处的、轨腰4的周向上的间距e的一端e1的直线ge1、同连接油环主体2的中心点g和回油孔7处的、轨腰4的周向上的间距e的另一端e2的直线ge2所形成的角度。

使该窗角θw成为10.0°以下，由此回油孔7处的、轨腰4的周向上的间距e变小，因此在油环主体内应力的集中被缓和，并且在形变较大且具有窗口的部分(回油孔7)和形变较小且不具有回油孔7的部分(轨腰4)，形变的差变小，从而能够降低在油环主体2产生的起伏。

此外，对于上述窗角θw，由缸膛直径(在油环主体2的合口部2a闭合状态下的油环主体2的直径)、和回油孔7处的轨腰4的周向上的间距e，通过以下的式子表示。

窗角θw＝(360×间距e)/(π×缸膛直径)

在油环主体2的内周侧中的除了内周槽2e之外的部分、和油环主体2的外周侧中的除了滑动面(外周滑动面)8a之外的部分中的至少一个产生的起伏优选为6.0μm以下，优选为4.0μm以下，优选为3.0μm以下。该起伏越小，越能够使油封性能更加提高。例如，为了使上述起伏成为6.0μm以下，将上述窗角θw设定为10.0°以下即可。另外，为了使上述起伏成为2.0μm以下，将上述窗角θw设定为6.0°以下即可。另外，为了使上述起伏更小，将窗角θw设定得比4.0°更小即可。

此外，上述起伏被定义为在油环主体2的内周侧中的除了内周槽2e和回油槽2d之外的部分、和油环主体2的外周侧中的除了滑动面8a之外的部分中的至少一个，将沿周向邻接的山谷的振幅的连续的3点取2处并平均后的值。此外，对于周向而言，如图5c所示，取设合口部为0°、距环合口部2a的角度为顺时针45°～315°的范围内。

另外，上述起伏能够通过采用一般的圆度测定器测定第1导轨5或者第2导轨6的内周形状或者外周形状来测定(详细后述)。接着，图6是表示用圆度测量器测量环周向的结果的例子的展开图。在该展开图中，测量的起伏是将沿周向邻接的山谷的振幅的连续的3点取2处(a、b、c和d、e、f)并平均而得到的。考虑对汽缸的追随性，需要局部地观察山谷的振幅的平均，需要对其进行设定，以不产生油的漏刮。在圆度中，即使是与起伏同等的数字，若是低阶变形则环能够追随缸膛，但高阶变形的情况下有可能不追随，因此在圆度中不能够充分地考虑。

此外，第1导轨5或者第2导轨6的外周滑动面8a在磨削、研磨加工等、或者使用内燃机用油环1后，由于与汽缸内壁面的滑动摩擦而形状有可能变化，因此设为油环主体2的内周侧中的除了内周槽2e和回油槽2d之外的部分、和油环主体2的外周侧中的除了滑动面8a之外的部分中的至少一个。内周面没有磨削、研磨加工、或者没有与汽缸内壁面的滑动摩擦，因此在其使用后形状也不可能变化，在第1导轨5或者第2导轨6的外周面和内周面产生的起伏量几乎相同，因此在判断油环制造时产生的起伏是否满足规定值以下时，测定油环主体2的除了内周槽2e和回油槽2d以外的部位2f(参照图2、图4a)。

这里，油环主体2的内周形状或者外周形状的测定方法如以下那样。首先，对油环主体2的内周形状的测定方法进行说明。如图7所示，在油环主体2安装螺旋撑簧3，组装为油环主体2中的导轨前端部的外周滑动面8a与圆度仪40的内周面40a抵接。此时，螺旋撑簧3的张力优选设定为5n左右。

这样，当在圆度仪40组装了油环主体2的状态下，如图8所示，使釜型的触针41与油环主体2的内周中的、内周槽2e和回油槽2d以外的部位2f接触，使圆度仪40与油环主体2一起旋转，进行内周形状的测定。

接下来，对油环主体2的外周形状的测定方法进行说明。如图9所示，组装为油环主体2中的导轨前端部的外周滑动面8a与圆度仪40的内周面40a抵接，由此在由圆度仪40保持油环主体2的状态下，利用上下量规42、42从轴向(图中，上下方向)夹住油环主体2。接着，取下圆度仪40，由此使油环主体2的外周侧露出。此时，螺旋撑簧3的张力优选设定为5n左右，以使油环主体2借助螺旋撑簧3的张力不从上下量规42、42脱落。

这样，在用上下量规42、42夹住油环主体2的状态下，如图10所示，使釜型的触针41与油环主体2的前端部8中的外周中的、例如在磨削、研磨加工等、或者使用内燃机用油环1后不可能由于与汽缸内壁面的滑动摩擦而形状变化的、凹部阶梯差8f等接触，使上下量规42、42与油环主体2一起旋转，进行外周形状的测定。

接着，对本实施方式所涉及的内燃机用油环1中的、其他优选条件进行说明。

设置在构成油环主体2的轨腰4的回油孔7优选为该油环主体2的周向上的长度(开口宽度)c(图11中，用c表示的宽度)为1.0mm以上，更优选为1.5mm以上，进一步优选为2.0mm以上。

图11是为了对本实施方式的油环主体2所具备的回油孔7的形状进行说明而从油环主体2的径向外侧观察的情况下的主视图。通过图11，对于本实施方式所涉及的油环主体2而言，在开口宽度c小于1.0mm的情况下，回油孔7的开口面积过小，因此不能够将由内燃机用油环1刮落的油迅速地向设置于内燃机用油环1的背面侧的排油孔12排出。

另外，开口宽度c优选为4.0mm以下，更优选为3.0mm以下，进一步优选为2.5mm以下。在开口宽度c大于4.0mm的情况下，回油孔7的面积过大，因此油环主体2的强度下降，在将内燃机用油环1用于内燃机的情况下不能够得到充分的耐久性。并且，若回油孔7的面积过大，则在加工油环主体2时容易引起变形，导致刮油功能的下降。

另外，设置于构成油环主体2的轨腰4的回油孔7优选为油环主体2的轴向上的高度(开口高度)d(图11中，用d表示的高度)为0.3mm以上，更优选为0.4mm以上。

在开口高度d小于0.3mm的情况下，回油孔7的开口面积过小，因此不能够将由内燃机用油环1刮落的油迅速地向设置于内燃机用油环1的背面侧的排油孔12排出。

另外，开口高度d优选为1.0mm以下。在开口高度d大于1.0mm的情况下，回油孔7的面积过大，因此油环主体2的强度下降，在将内燃机用油环1用于内燃机的情况下不能够得到充分的耐久性。并且，若回油孔7的面积过大，则在加工油环主体2时容易引起变形，导致刮油功能下降。

此外，回油孔7的形状并不限定于如图11所示的、使长方形形状的两端部的相当于开口高度d的边成为具备一定的曲率半径r的弧状边而形成的形状。例如，只要满足作为油环的要求特性，就能够适当地选择使用长方形、圆形状、椭圆形状、使相当于开口高度d的边成为曲线形状的形状等各种形状。

另外，在本实施方式所涉及的内燃机用油环1中，油环主体2的轴向宽度h1(图2中，用h1表示的宽度)优选为1.0mm～4.0mm。

另外，在本实施方式所涉及的内燃机用油环1中，油环主体2的径向宽度a1(图2中，用a1表示的宽度)优选为1.5mm～3.0mm。

这里，如图2所示，在油环主体2的径向宽度a1小于1.5mm的情况下，对活塞的组装性可能恶化。另一方面，在油环主体2的径向宽度a1大于3.0mm的情况下，可能刚性变高而追随性变差。

另外，在本实施方式所涉及的内燃机用油环1中，内燃机用油环1的相对于缸膛直径的张力比优选为0.05n/mm～0.7n/mm。

本实施方式所涉及的内燃机用油环1将相对于缸膛直径(未图示)的张力比(通过[油环的张力(n)]/[缸膛直径(mm)]计算的值)设定为0.05n/mm～0.5n/mm。这里，在相对于缸膛直径的张力比小于0.05n/mm的情况下，油环主体2中的导轨前端部8的外周滑动面8a的相对于缸内壁面21的按压力变得不充分。该情况下，外周滑动面8a不能够充分地刮落多余的油，而导致油耗增大。另外，在相对于缸膛直径的张力比大于0.5n/mm的情况下，外周滑动面8a的对汽缸内壁面21的按压力变得过大而摩擦力变大，导致燃油效率的降低。一般而言，汽缸与油环的摩擦力具有与油环的张力的大小成比例的趋势。

另外，在本实施方式所涉及的内燃机用油环1中，构成油环主体2的轨腰4所具备的回油孔7的该轨腰4的周向上的间距e(图11中，用e表示的间距)优选为2.0mm～6.0mm。

在图11中，通过e示出了构成油环主体2的轨腰4所具备的回油孔7的在该轨腰4的周向上的间距。本实施方式所涉及的内燃机用油环1的间距e处于2.0mm～6.0mm的范围内，由此能够使内燃机用油环1的耐久性和油耗性能一起提高。这里，在间距e不足2.0mm的情况下，轨腰4中的回油孔7的间隔变得过短，导致油环主体2的强度变低，内燃机用油环1的耐久性劣化，不优选。另外，在间距e超过6.0mm的情况下，轨腰4中的回油孔7的间隔变得过长，导致不能够使内燃机用油环1刮落的油向活塞里侧溢流，因此导致油消耗增大。

另外，在本实施方式所涉及的内燃机用油环1中，在设构成油环主体2的轨腰4所具备的回油孔7的轨腰4的周向上的间距为e，设回油孔的轨腰4的周向上的长度为c的情况下，优选e/c≤3.8，更优选e/c≤3.0，进一步优选e/c＜2.0。

在图11中，回油孔7处的、油环主体2的周向上的间距用e表示，另外，回油孔7处的、油环主体2的周向上的长度用c表示。对于本实施方式所涉及的内燃机用油环1，间距e与长度c的关系“e/c”为3.8以下，由此能够使燃油性能提高。

这里，在间距e与长度c的关系“e/c”超过3.8的情况下，轨腰4中的回油孔7的间隔变长，因此变得不能够使由内燃机用油环1刮落的油向活塞里侧溢流，导致油消耗增大。

另外，本实施方式所涉及的内燃机用油环1优选为在对油环主体2的外表面实施氮化处理时，将氮化层30的厚度f设定为150μm以下。对于油环主体2而言，通过实施氮化处理，由此能够使外表面硬化并提高耐久性。这是因为，由于近年的汽车用内燃机的高速化和高负荷化，对油环主体2也要求更高的耐磨损性。

油环主体2主要使用铁钢材料作为其材质，具备由通过在油环主体2进行氮化处理而与铬、铁反应从而生成的氮化物构成的极硬的氮化层30。即，油环主体2在其表面形成氮化层30，由此能够提供耐磨损性和对缸的耐擦伤性优异的、能承受在更苛刻的状况下的使用的内燃机用油环1。但是，若由于进行氮化处理而使得油环主体2的母材整体被氮化，则油环主体2将变得过硬而变脆，使耐折损性下降。因此，当对本实施方式的油环主体2实施氮化的情况下，氮化层30的厚度f优选设定为150μm以下。

图12是将在本实施方式的油环主体2的外表面实施了氮化处理的状态沿与油环主体2的轴向平行的面切断了的剖视图。如图12所示，在油环主体2的外表面形成有氮化层30。这里，氮化层30的厚度f优选设定为150μm以下。

另外，内燃机用油环1的耐久性影响油环主体2中的导轨前端部8的外周滑动面8a与汽缸内壁面21的摩擦力的大小，因此如上所述，考虑了内燃机用油环1的张力的大小，但也因滑动的金属的组合方法而受到影响。例如，若使滑动的金属的材质同为铬、铝，则容易引起烧伤。

因此，在考虑了金属的材质的基础上，一般实施耐磨损性优异的涂层处理，对油环主体2的外表面实施氮化处理也依据相同的理由。相同地，优选为对外周滑动面8a，根据需要而披覆pvd被膜、dlc被膜以及树脂被膜来作为硬质被膜。特别是从耐磨损性的观点考虑，优选形成由铬氮化物(cr2n、crn)构成的被膜、由铬氮化物(cr2n、crn)和铬(cr)的混合物构成的离子被膜，另外，通过形成由铬-硼形成的氮化物(cr-b-n)、dlc(无氢dlc、含氢dlc、含金属dlc等)等被膜，从而也能够使油环的耐久性提高。

此外，油环主体2的材质并不特别限定而能够适当地设计，但从强度的观点例如优选为钢制(钢铁制品)，特别是优选为8cr钢、相当于sus410j1的钢、相当于swrh77b的钢、相当于sus440b的钢。

以下，举出实施例和比较例来对本发明进一步具体地进行说明，但本发明并不限定于这些实施例。

＜试验例1：导轨前端部具有在图3b示出的那样的形状的情况＞

[(a)实施例1～9和比较例1～2：缸膛直径为86mm的情况]

进行排气量为2000cc、缸膛直径为86mm的直列4缸柴油发动机的实机试验，进行针对是否由于回油孔的窗角θw的大小而使得在油环主体产生的起伏量产生差异的确认。另外，对由于回油孔的开口宽度c的大小带来的油耗的差异也进行确认。此外，发动机的运转条件设为在全负荷下转速4000rpm，8小时。

另外，活塞环的组合设为第1环、第2环、油环。

第1环采用对由马氏体系不锈钢(在jis规格中，相当于sus410j1)构成的轴向宽度(h1)2.0mm、径向宽度(a1)3.1mm的环实施了氮化处理(氮化层的厚度：100μm)后，通过pvd法，对外周滑动面披覆了由膜厚20μm的铬氮化物和铬的混合物构成的被膜的环。第2环采用由10cr钢构成的、轴向宽度(h1)1.5mm、径向宽度(a1)3.1mm的环。

构成第1环的马氏体系不锈钢具备碳(c)：0.65质量％、硅(si)：0.30质量％、锰(mn)：0.30质量％、铬(cr)：13.5质量％、钼(mo)：0.30质量％、磷(p)：0.02质量％、硫(s)：0.01质量％、其余为铁(fe)和不可避免的杂质的组成，并且在实施了氮化处理后，实施了上述pvd处理。

构成第2环的10cr钢具备碳(c)：0.50质量％、硅(si)：0.21质量％、锰(mn)：0.30质量％、铬(cr)：10.1质量％、磷(p)：0.02质量％，硫(s)：0.01质量％、其余为铁(fe)和不可避免的杂质的组成。

油环使用了在上述的实施方式中叙述的两件式结构的内燃机用油环。在实施例1～9和比较例1～2中采用的油环在油环主体的轴向宽度(h1)设定为2.00mm、油环径向宽度(a1)设定为2.00mm的方面是共通的。

另外，对于在实施例1～9和比较例1～2中采用的油环而言，在如在图3b示出的、第1导轨和第2导轨的前端部具有第1平坦部8a、第1缩径部8b、第2缩径部8c、第2平坦部8d以及第3平坦部8e并且距离ab大于距离cd，角θab小于角θcd的方面是共通的(距离ab＝96.8μm，距离cd＝65.0μm，角θab＝7.7°，角θcd＝36.6°)，并且以第1缩径部8b成为活塞上方侧、第2缩径部8c成为活塞下方侧的方式安装于活塞。此外，在全部的实施例1～9和比较例1～2中，使第1导轨的前端部和第2导轨的前端部的形状成为大致相同的形状。

在表1中示出图11所示的回油孔的开口宽度c(mm)、回油孔的开口高度d(mm)以及回油孔的间距e(mm)的各条件。如表1所示，回油孔的开口高度d共通为0.55mm，回油孔的开口宽度c(mm)和回油孔的间距e(mm)设定为在每个实施例和比较例中条件不同。

此外，构成油环的油环主体具备碳(c)：0.65质量％、硅(si)：0.40质量％、锰(mn)：0.30质量％、磷(p)：0.01质量％、硫(s)：0.01质量％、铬(cr)：13.6质量％、钼(mo)：0.3质量％、其余为铁(fe)和不可避免的杂质的组成(在jis规格中，相当于sus410j1)，并且在实施了氮化处理后，通过pvd法对外周滑动面披覆了由膜厚20μm的铬氮化物和铬的混合物构成的被膜。另外，外周滑动面8a中的与汽缸20的接触宽度x(图3b中的a与c的距离ac)在0.02～0.10mm调整。

此外，在实施了氮化处理后，在油环轴向剖面确认外周滑动面的氮化层(图12中，用f表示的层)的结果是，确认了在油环径向上形成了厚度100μm的氮化层。而且，螺旋撑簧使用碳(c)：0.55质量％、硅(si)：1.41质量％、锰(mn)：0.65质量％、铬(cr)：0.68质量％、铜(cu)：0.06质量％、磷(p)：0.01质量％、硫(s)：0.01质量％、其余为铁(fe)和不可避免的杂质的组成的材料(相当于swosc-v材)。

另外，汽缸的材质是普通铸铁。

在实施例1～9和比较例1～2中，使用了将相对于缸膛直径的张力比设为0.2n/mm的油环来进行油耗的确认。在表1中，将比较例1的油耗作为基准“100”，用相对于此的相对比来表示每个试验的油耗比。

另外，油环主体中的起伏(μm)通过使用圆度测定器(产品名：rondcom55b，株式会社东京精密制)来测定油环主体的内周侧中的除了内周槽2e和回油槽2d以外的部位2f而计算。关于起伏的测定结果，也在表1中一并示出。

表1

[(b)实施例10～13和比较例3～4：缸膛直径为70mm的情况]

进行排气量为1500cc、缸膛直径为70mm的直列4缸柴油发动机的实机试验，进行针对是否由于回油孔的窗角θw的大小而使得在油环主体产生的起伏量产生差异的确认。另外，对由回油孔的开口宽度c的大小带来的油耗的差异也进行了确认。

此外，在实施例10～13和比较例3～4中采用的油环使用了油环主体的轴向宽度(h1)设定为2.00mm、油环径向宽度(a1)设定为2.00mm的油环。

另外，回油孔的开口宽度c(mm)、回油孔的开口高度d(mm)以及回油孔的间距e(mm)的各条件是表2所示的那样。如表2所示，回油孔的开口高度d共通为0.55mm，关于回油孔的开口宽度c(mm)和回油孔的间距e(mm)，设定为在每个实施例和比较例中条件不同。

另外，在实施例10～13和比较例3～4中，采用不对油环主体进行氮化处理而通过pvd法对外周滑动面披覆由膜厚20μm的铬氮化物和铬的混合物构成的被膜的处理。另外，外周滑动面8a中的与汽缸20的接触宽度x(图3b中的a与c的距离ac)在0.02～0.10mm调整。

此外，上述以外的试验条件与“试验例1(a)：实施例1～9以及比较例1～2”相同，因此省略说明。

在实施例10～13和比较例3～4中，使用了将相对于缸膛直径的张力比设为0.2n/mm的油环来进行油耗的确认。在表2中，将比较例3的油耗作为基准“100”，用相对于此的相对比来表示每个试验的油耗比。

另外，关于“起伏(μm)”结果，也一并在表2中示出。

表2

[(c)实施例14～19和比较例5～6：缸膛直径为116mm的情况]

进行了排气量为10000cc、缸膛直径为116mm的直列6缸柴油发动机的实机试验，进行针对是否由于回油孔的窗角θw的大小而使得在油环主体产生的起伏量产生差异的确认。另外，对由回油孔的开口宽度c的大小带来的油耗的差异也进行了确认。

此外，在实施例14～19和比较例5～6中采用的油环使用了油环主体的轴向宽度(h1)设定为3.00mm、油环径向宽度(a1)设定为2.35mm的油环。

另外，回油孔的开口宽度c(mm)、回油孔的开口高度d(mm)以及回油孔的间距e(mm)的各条件是表3所示的那样。如表3所示，回油孔的开口高度d设为0.70mm或者0.55mm，关于回油孔的开口宽度c(mm)和回油孔的间距e(mm)，设定为在每个实施例和比较例中条件不同。

另外，在实施例14～19和比较例5～6中，对油环主体仅进行氮化处理，不进行基于pvd法的由铬氮化物和铬的混合物构成的被膜的披覆。另外，外周滑动面8a中的与汽缸20的接触宽度x(图3b中的a与c的距离ac)在0.02～0.15mm调整。

此外，上述以外的试验条件与“试验例1(a)：实施例1～9和比较例1～2”相同，因此省略说明。

在实施例13～15和比较例8～10中，使用了将相对于缸膛直径的张力比设为0.4n/mm的油环来进行油耗的确认。在表3中，将比较例5的油耗作为基准“100”，用相对于此的相对比来表示每个试验的油耗比。

另外，关于“起伏(μm)”的结果也一并在表3中示出。

表3

＜试验例2：导轨前端部具有在图4a示出的那样的形状的情况＞

[(d)实施例20～40和比较例7～13：各种油环中的最终形状的测定]

如由试验例1示出的那样，在实施例1～19和比较例1～6中采用的油环是导轨前端部具有在图3b示出的那样的形状的情况，但对于导轨前端部具有在图4a示出的那样的凹部阶梯差的情况的油环，也与上述相同，进行针对是否由于回油孔的窗角θw的大小而在油环主体产生的起伏量产生差异的确认。

在本试验例中，测定了缸膛直径为64.0～147.0mm的油环的最终形状。此外，在实施例20～40和比较例7～13中采用的油环如表4和表5所示，设定为在每个实施例和比较例中条件不同。

此外，在实施例20～40和比较例7～13中，构成油环的油环主体采用了设为碳(c)：0.70质量％、硅(si)：0.25质量％、锰(mn)：0.30质量％、磷(p)：0.01质量％、硫(s)：0.01质量％、铬(cr)：8.05质量％、其余为铁(fe)和不可避免的杂质的组成(相当于8cr钢相当)，对油环主体进行氮化处理，并通过pvd法对外周滑动面披覆了由膜厚20μm的铬氮化物和铬的混合物构成的被膜的油环主体。另外，在图4a示出的、外周滑动面8a中的与汽缸20的接触宽度x在0.05～0.20mm调整。

关于“起伏(μm)”的结果，也一并在表4和表5示出。

表4

表5

[(e)实施例41～51和比较例14～17：包括油耗比的测定的试验]

对与实施例20～40和比较例7～13相同地、导轨前端部具有在图4a示出的那样的凹部阶梯差的情况的油环，进行了针对是否由于回油孔的窗角θw的大小而使得在油环主体产生的起伏量产生差异的确认。另外在本试验例中，还对由回油孔的开口宽度c的大小带来的油耗的差异进行了确认。

在本试验例中，进行了缸膛直径为83.0mm或者95.0mm的油环的直列4缸柴油发动机的实机试验。此外，在实施例41～51和比较例14～17中采用的油环如表6所示，设定为在每个实施例和比较例中条件不同。

此外，在实施例41～51和比较例14～17中，与上述试验例2(d)相同地、构成油环的油环主体设为碳(c)：0.70质量％、硅素(si)：0.25质量％、锰(mn)：0.30质量％、磷(p)：0.01质量％、硫(s)：0.01质量％、铬(cr)：8.05质量％、其余为铁(fe)和不可避免的杂质的组成(相当于8cr)。而且，在缸膛直径为95.0mm的情况下，采用了对油环主体进行氮化处理，并通过pvd法对外周滑动面披覆了由膜厚20μm的铬氮化物和铬的混合物构成的被膜的油环主体。另外，在缸膛直径为83.0mm的情况下，不对油环主体进行氮化处理而直接披覆了pvd被膜。此外，在缸膛直径为83.0mm的情况下，采用了由膜厚20μm的铬氮化物和铬的混合物构成的pvd被膜。并且，在图4a示出的、外周滑动面8a中的与汽缸20的接触宽度x在0.05～0.20mm调整。

此外，上述以外的试验条件与“试验例1(a)：实施例1～9和比较例1～2”相同，因此省略说明。

在实施例41～51和比较例14～17中，在缸膛直径为95.0mm的情况下，使用将相对于缸膛直径的张力比设为0.26n/mm的油环，在缸膛直径为83.0mm的情况下，使用将相对于缸膛直径的张力比设为0.2n/mm的油环，来进行了油耗的确认。在表6中，将比较例14或者比较例16的油耗作为基准“100”，用相对于此的相对比来表示每个试验的油耗比。

另外，关于“起伏(μm)”的结果也一并在表6中示出。

表6

＜实施例与比较例的对比＞

如表1(试验例1(a)：导轨前端部具有在图3b示出的那样的形状，并且缸膛直径为86mm的情况)的结果所示，实施例1～9得到了起伏量为6.0μm以下这样的良好的结果。此外，窗角θw满足5.33°以下的实施例1～8得到了起伏量为2.0μm以下这样的更好的结果，窗角θw满足4.0°以下的实施例2～8得到了起伏量为1.0μm以下这样的更加良好的结果。

另一方面，比较例1～2的起伏量超过6.0μm，所以油耗比没有得到良好的结果。

接着，关于表2(试验例1(b)：导轨前端部具有在图3b示出的那样的形状，并且缸膛直径为70mm的情况)、表3(试验例1(c)：导轨前端部具有在图3b示出的那样的形状，并且缸膛直径为116mm的情况)的结果，也与表1的结果相同，在起伏量为6.0μm以下的情况下，油耗比得到了良好的结果，但对于起伏量超过6.0μm的比较例，油耗比没有得到良好的结果。

另外，关于表4和表5(试验例2(d)：导轨前端部具有在图4a示出的那样的形状，并且进行了各种油环中的最终形状的测定的情况)的结果，如图13所示，发现存在窗角与起伏量的关联，即使在油环的形状为各种形状的情况下，若窗角变小，则起伏量也变小。

并且，关于表6(试验例2(e)：导轨前端部具有在图4a示出的那样的形状，并且包括油耗比的测定的试验的情况)的结果，也与表1～表3的结果相同，在起伏量为6.0μm以下的情况下，油耗比得到了良好的结果，但对于起伏量超过6.0μm的比较例，油耗比没有得到良好的结果。

根据以上的结果发现，本发明所涉及的内燃机用油环通过将起伏量设定在规定范围，能够使油封性能提高。另外，发现通过将回油孔的窗角设定在规定范围，能够将内燃机用油环刮落的油向排油孔排出，能够降低油耗。

参照特定的方式对本发明详细地进行了说明，但对本领域技术人员而言，可清楚知道能够不脱离本发明的精神和范围地进行各种改变和改进。此外，本申请基于2018年9月28日申请的日本专利申请(专利申请2018-184525)，通过引用而援引其整体。

附图标记说明

1…内燃机用油环(两件式油环)；2…油环主体；2a…合口部；2b…螺旋撑簧收容凹部；2c…外周槽；2d…回油槽；2e…内周槽；2f…除了内周槽和回油槽以外的部位；3…螺旋撑簧；4…轨腰；5…第1导轨；6…第2导轨；7…回油孔；8…(导轨)前端部；8a…外周滑动面(第1平坦部、滑动面)；8b…第1缩径部；8c…第2缩径部；8d…第2平坦部；8e…第3平坦部；8f…凹部阶梯差；8g…表面处理层；10…活塞；11…油环槽；12…排油孔；20…汽缸；21…(汽缸)内壁面；30…氮化层；40…圆度仪；40a…圆度仪的内周面；41…触针；42…上下量规；c…回油孔的开口宽度；d…回油孔的开口高度；e…回油孔的间距；e1…轨腰的周向上的间距的一端；e2…轨腰的周向上的间距的另一端；f…氮化层的厚度；g…油环主体2的中心点(重心)；a1…油环主体的径向宽度；h1…油环主体的轴向宽度；θw…回油孔的窗角。