为J1，将实施例2记为J2,将实施例3记为扣， 将实施例4记为J4,将比较例1记为C1。
[0072] 对钢材实施拉丝工序。在拉丝工序中，依次实施900°C下的热处理、600°C下的铅浴 泽火处理、酸洗处理、拉丝处理、加热处理、700°C下的退火处理、酸洗处理、拉丝处理、及油 回火处理。在油回火处理中，依次实施930°C下的钢材的加热、油中的钢材的泽火及回火。
[0073] 通过上述的拉丝工序，得到了具有矩形形状的截面的线材。线材的截面的厚度为 1.0mm，截面的宽度为2.3mm。对线材进行成形，制作了直径为73mm Φ的环状的主体部。通过 离子喷锻，在主体部的外周面形成了 CrN膜(第二膜）。而且，通过化学转化处理，在主体部的 侧面形成了包含憐酸儘的第一膜。
[0074] 经由W上的工序，制作了压力环。
[0075] 测定了各压力环的第一膜的表面粗糖度Rz及除去第一膜之后的主体部的侧面的 表面粗糖度Rz。测定结果如表2所示。在表2的"刚进行化学转化处理之后"一栏记载的数值 是第一膜的表面粗糖度。在表2的"被膜除去后"一栏记载的数值是除去了第一膜之后的主 体部的侧面的表面粗糖度。
[0076] 如下述表2所示，确认了实施例1~4的第一膜的表面粗糖度小于比较例1的第一膜 的表面粗糖度的情况。而且，确认到了实施例1~4的除去第一膜之后的主体部的侧面的表 面粗糖度小于比较例1的除去第一膜之后的主体部的侧面的表面粗糖度的情况。
[0077] 观察各压力环的与主体部的侧面垂直的截面，评价了侧面(主体部的侧面与第一 膜的交界面）的平滑性及侧面的凹坑(咬蚀）的数目。实施例1及2的侧面比实施例3及4的侧 面平滑。实施例1及2的侧面的凹坑(咬蚀）的数目少于实施例3及4的侧面的凹坑的数目。实 施例3及4的侧面比比较例1的侧面平滑。实施例3及4的侧面的凹坑(咬蚀）的数目少于比较 例1的侧面的凹坑的数目。比较例1的侧面比实施例1~4的侧面粗糖。比较例1的侧面的凹坑 的数目多于实施例1~4的侧面的凹坑的数目。
[0078] [环槽的磨损试验及侣的固着试验]
[0079] 使用各压力环、及图4所示的装置(株式会社理研制的化yborica^ ^乐化/夕）4)， 进行了下述的环槽的磨损试验及侣的固着试验。
[0080] 将压力环3载置在旋转台2上，使压力环3的中屯、与旋转台2的旋转轴一致。使旋转 台2W低速向一方向旋转，使用加热器5、热电偶6及溫度调节器7,将活塞材料4的溫度调节 成24(TC，使活塞材料4W-定的周期沿旋转台2的旋转轴方向往复移动。通过运样的操作， 使压力环3的侧面与活塞材料4的表面接触，对于压力环3的侧面及活塞材料4的表面，周期 性地施加表面压力负荷。即，反复进行图4所示的表面压力载荷循环。表面压力载荷的振幅 调整为l.lMPa。作为活塞材料，使用了作为侣合金铸物的AC8A材料。在试验开始前，向与活 塞材料4的表面接触的压力环3表面涂敷了润滑剂。作为润滑剂，使用了无添加基油SAE30。 W上的试验方法在环槽的磨损试验及侣的固着试验中共通。
[0081] 在环槽的磨损试验中，旋转台2的旋转及活塞材料4的往复移动反复进行1小时。然 后，测定了通过压力环3相对于活塞材料4的滑动而形成的、活塞材料4的表面的槽的深度。 将该槽的深度看作环槽的磨损量。使用了各压力环的情况的环槽的磨损量如下述表2所示。
[0082] 如下述表2所示，实施例1~4的环槽的磨损量小于比较例1的环槽的磨损量的一 半。
[0083] 在侣的固着试验中，反复进行旋转台2的旋转及活塞材料4的往复移动直至活塞材 料4中含有的侣固着于压力环3为止。并且，测定了侣固着于压力环3为止的活塞材料4的往 复移动的次数。测定结果如下述表2所示。在侣固着于压力环3的时刻，旋转台2的转矩变动， 而且活塞材料4的溫度也急剧上升。该时刻为止的活塞材料4的往复移动的次数多的情况表 示活塞材料4难W固着于压力环3。而且，到该时刻为止的活塞材料4的往复移动的次数多的 情况表示活塞材料4的寿命长。
[0084] 如下述表2所示，实施例1~4的活塞材料4的往复移动的次数多于比较例1的活塞 材料4的往复移动的次数。
[0085] [表2]
[0086]
[0087] 通过扫描电子显微镜观察了实施例1的线材的截面上的金属组织。实施例1的金属 组织（显微镜组织）的图像如图1所示。观察的结果是，确认到了实施例1的金属组织具有回 火马氏体基体和分散于回火马氏体基体中的多个微细的球状渗碳体1的情况。为图像中的 球状渗碳体1。而且，通过将该金属组织的图像放大解析，求出球状渗碳体的平均粒径。平均 粒径是约3000~5000个的球状渗碳体的粒径的平均。利用同样的方法，测定了金属组织的 截面上的球状渗碳体的面积的占有率(面积率）。测定到的平均粒径及面积率如下述表3所 /J、- 〇
[0088] 通过扫描电子显微镜观察了比较例1的线材的截面上的金属组织。比较例1的金属 组织（显微镜组织）的图像如图2所示。观察的结果是，比较例1的金属组织为均一的回火马 氏体基质。在比较例1的金属组织中未观察到球状渗碳体。
[0089] (实施例 5、6)
[0090] 除了在油回火处理中将泽火前的加热溫度调整为980°C的情况W外，利用与实施 例1同样的方法，制作了实施例5(巧）的压力环。除了在油回火处理中将泽火前的加热溫度 调整为820°C的情况W外，利用与实施例1同样的方法，制作了实施例6(J6)的压力环。油回 火处理中的泽火前的加热溫度的调整的目的在于形成具有回火马氏体基体和分散在回火 马氏体基体中的球状渗碳体的钢材的金属组织。
[0091] 通过扫描电子显微镜观察了实施例5及6的线材的截面上的金属组织。观察的结果 是，确认到实施例5及6各自的金属组织具有回火马氏体基体和分散在回火马氏体基体中的 多个微细的球状渗碳体的情况。利用与实施例1同样的方法，求出了实施例5及6各自的球状 渗碳体的平均粒径。利用与实施例1同样的方法，测定了实施例5及6各自的金属组织的截面 上的球状渗碳体的面积的占有率(面积率）。测定的平均粒径及面积率如下述表3所示。
[0092] (比较例2~4)
[0093] 在比较例2的压力环的制作中，作为钢材，使用了与比较例1相同的钢材Cl(相当于 SUP 10的材料）。在比较例2的拉丝工序中，取代退火处理，进行了600°C下的铅浴泽火处理。 即，在比较例2中，进行了2次的铅浴泽火处理。除了运些事项W外，利用与实施例1同样的方 法，制作了比较例2(C2)的压力环。除了使用Si-Cr钢(JIS SW0SC-V)作为钢材的情况W外， 利用与比较例2同样的方法，制作了比较例3(C3)的压力环。除了使用硬钢线(JIS SWR册2A) 作为钢材的情况W外，利用与比较例2同样的方法，制作了比较例4(C4)的压力环。
[0094] [导热率的测定]
[00M]利用激光闪光法测定了实施例1、5、6及比较例2~4各自的压力环的导热率。测定 结果如下述表3所示。如下述表3所示，实施例1、5及6的导热率与比较例2的导热率为相同程 度。实施例1、5、6的导热率高于比较例3的导热率，且低于比较例4的导热率。根据上述的测 定结果，确认到压力环的导热率依赖于压力环的制作所使用的钢材的组成(钢材中的合金 元素量)的情况。
[0096] [热沉降试验]
[0097] 进行使用了实施例1、5、6及比较例2~4各自的压力环的下述的热沉降试验。
[0098] 热沉降试验是基于JIS B 8032-5的测定压力环的切向张力的减退率的试验。在热 沉降试验中，首先测定了压力环的切向张力。接下来，将压力环的开口部关闭，W300°C将压 力环加热3小时。在加热后，再次测定了压力环的切向张力。根据上述的测定结果，求出了与 加热相伴的切向张力的减退率(切向张力减退度）。
[0099] 实施5次使用了各压力环的上述试验而求出切向张力的减退率，并求出了它们的 平均值。各实施例及比较例的切向张力的减退率的平均值(热沉降率)如下述表3所示。而 且，比较例2的热沉降率为100时的各实施例及比较例的热沉降率的相对值如下述表2的％ 比"一栏所示。
[0100] 尽管实施例1、5及6的导热率与比较例2的导热率为相同程度，但实施例1、5及6的 热沉降率低于比较例2的热沉降率。实施例1及6的热沉降率为目标值的4% W下。