(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
自身の先端部（２）に抵抗発熱体（１１）が埋設された棒状のセラミックヒータ（１）と、該セラミックヒータ（１）の外周面に締まり嵌め状態にて取り付けられた金属外筒（３）と、その金属外筒（３）を保持する主体金具（４）とを備え、
前記セラミックヒータ（１）から前記金属外筒（３）を取り外した分解状態において、室温にて測定される前記金属外筒（３）の内径をｄ１、同じく前記金属外筒（３）の取付位置における前記セラミックヒータ（１）の外径をｄ２としてその径差ｄ２−ｄ１が、５μｍ以上であって前記金属外筒（３）の取付位置における前記セラミックヒータ（１）の外径の２％以下の範囲に調整されていることを特徴とするグロープラグ（５０）。
【請求項２】
前記セラミックヒータ（１）から前記金属外筒（３）を取り外した分解状態において、前記金属外筒（３）及び前記セラミックヒータ（１）の各々が２００℃となるように温度条件を与え、
前記取付位置における前記先端部（２）とは反対側の端を上端位置とし、該上端位置における前記金属外筒（３）の内径がｄ１ｂ、前記セラミックヒータ（１）の外径がｄ２ｂであるとき、その径差ｄ２ｂ−ｄ１ｂが４μｍ以上となるように調整されている請求項１記載のグロープラグ（５０）。
【請求項３】
前記セラミックヒータ（１）から前記金属外筒（３）を取り外した分解状態において、前記金属外筒（３）及び前記セラミックヒータ（１）の各々が７００℃となるように温度条件を与え、
前記取付位置における前記先端部（２）側の端を下端位置とし、該下端位置における前記金属外筒（３）の内径がｄ１ａ、前記セラミックヒータ（１）の外径がｄ２ａであるとき、その径差ｄ２ａ−ｄ１ａが２μｍ以上となるように調整されている請求項１記載のグロープラグ（５０）。
【請求項４】
前記セラミックヒータ（１）には抵抗発熱体（１１）が埋設され、当該抵抗発熱体（１１）に通電するための第二ヒータ端子（１２ｂ）が前記セラミックヒータ（１）の外周面に露出形成されており、
この露出形成された第二ヒータ端子（１２ｂ）と、当該第二ヒータ端子（１２ｂ）と導通する前記金属外筒（３）とが、圧入により接合されるとともに導通が確保されているものであることを特徴とする請求項１記載のグロープラグ（５０）。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、ディーゼルエンジン予熱用のグロープラグに関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、ディーゼルエンジン予熱用のグロープラグとして、筒状の主体金具の先端部内側に、棒状のセラミックヒータの先端部を突出させる形で配置したものが広く使用されている。セラミックヒータへの通電は、主体金具の後端部に設けられた金属軸（電源に接続される）と、該金属軸及びセラミックヒータを接続する金属リード部を介して行われる。従来のグロープラグにおいてセラミックヒータと金属リード部との接続は、例えば特開平１０−２０５７５３号公報あるいは特開２０００−３５６３４３号公報に開示されているように、金属リード部の先端部をコイル状に形成し、ヒータ端子が露出形成されたセラミックヒータの後端部をその内側に挿入して、両者をろう付けすることにより行われてきた。また、セラミックヒータの他方の端子を、金属外筒を介して主体金具に接続し、グロープラグが取り付けられるエンジンブロックを介して接地する構造も多く採用されているが、この金属外筒もまた、ろう付けによりセラミックヒータに接合されている。
【０００３】
しかしながら、ろう付けによる接合形態は、ろう材を挟み込む形で被接合材を組み立てる工程や、ろう材を溶融させる加熱工程など工数が多いため能率が悪い欠点がある。また、セラミックと金属リードあるいは金属外筒等の金属部材の接合であるため、高価な活性ろう材を使用しなければならず、さらにろう付けのための加熱温度や雰囲気等も調整が微妙であり、前記した工数増大の問題とも相俟って製造コストの高騰につながりやすい。そこで、特開２０００−３５６３４３号公報には、セラミックヒータの金属外筒への組付けを焼き嵌めにより行なう方法が開示されている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
セラミックヒータと金属外筒との組付けを焼き嵌め、圧入等の締まり嵌めにより行う場合、セラミックヒータの外径と金属外筒の内径との径差、いわゆる締め代が重要なパラメータとなる。締め代が小さすぎる場合には、緊束力が不足して十分な接合強度が得られない。逆に締め代が大きすぎる場合には、圧入や焼き嵌めといった接合過程において、セラミックヒータに割れ、クラック等が生じる恐れがある。
【０００５】
グロープラグは、エンジンの燃焼室内に露出するかたちで配置されるため数百℃の高温に曝される。一般に、ある温度での金属の線膨張率はセラミックのそれよりも大きいため、高温での使用を考慮して締め代が調整されなければならない。エンジンに組み込まれたグロープラグは、エンジンの圧縮・爆発等の各サイクルにおいて、燃焼室より強い圧力を受ける。そのため、セラミックヒータや金属外筒といった、燃焼室に露出する部材同士の接合が不十分な場合には気密性が保てなくなり好ましくない。
【０００６】
本発明の課題は、セラミックヒータと金属外筒とが締まり嵌めにて接合されるグロープラグであって、それらセラミックヒータと金属外筒とが強固に接合され、気密性が良好に保たれたグロープラグを提供することにある。
【０００７】
【課題を解決するための手段及び作用・効果】
上記の課題を解決するために、本発明のグロープラグは、
自身の先端部に抵抗発熱体が埋設された棒状のセラミックヒータと、該セラミックヒータの外周面に締まり嵌め状態にて取り付けられた金属外筒と、その金属外筒を保持する主体金具とを備え、
セラミックヒータから金属外筒を取り外した分解状態において、室温にて測定される金属外筒の内径をｄ１、同じく金属外筒の取付位置におけるセラミックヒータの外径をｄ２としてその径差ｄ２−ｄ１が、５μｍ以上であって金属外筒の取付位置におけるセラミックヒータの外径の２％以下の範囲に調整されていることを特徴とする。
【０００８】
上記本発明のグロープラグの構成では、セラミックヒータと金属外筒との接合方法は、圧入、焼き嵌め、冷し嵌め等の締まり嵌めとされている。締まり嵌め嵌合における重要なファクターの１つに、嵌合させるもの同士の径差、すなわち締め代がある。分解後の締め代が上記の範囲に調整されたグロープラグは、セラミックヒータと金属外筒とが強固に接合され気密性が良好である。なお、分解後締め代は一度組み付けたあとに再度分解した状態にて測定される値である。このような分解後締め代は、セラミックヒータから取り外したときの金属外筒の弾性復帰量、つまり、金属外筒によるセラミックヒータへの弾性緊束力を反映したパラメータと見ることができる。室温での分解後締め代が５μｍ未満では、燃焼室からの圧力により、必要な緊束力が確保できなくなり気密性の低下を招く。他方、分解後締め代が互いの取付位置におけるセラミックヒータの外径の２％を超えるとセラミックヒータに過剰な緊束力が作用し、割れやクラック等の発生につながる場合がある。また、接合面にロウ材が介在しない形とされているため、セラミックヒータが主体金具や金属外筒に対して傾くことがなく、同芯性を向上させることもできる。また、締まり嵌めによる接合は、従来の銀ろう等を用いるろう付けが不要となるので組み付けも簡単に行え、手間とコストを低減することもできる。
【０００９】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を、図面を用いて説明する。
図１は、本発明のグロープラグの一例を、その内部構造とともに示すものである。また、図２は、その要部を拡大して示すものである。該グロープラグ５０は、セラミックヒータ１とこれを保持する金属外筒３、及びこれに結合された主体金具４を有する。セラミックヒータ１は棒状の形態を有し、自身の先端部２に抵抗発熱体１１が埋設されている。また、抵抗発熱体１１に通電するための第一ヒータ端子１２ａが自身の後端部外周面に露出形成されている。金属外筒３は筒状に形成され、セラミックヒータ１を、後端部及び先端部２をそれぞれ軸線Ｏ方向において突出させる形で自身の内側に保持する。主体金具４は、金属外筒３に同軸的に結合される筒状に形成されている。
【００１０】
次に、主体金具４の外周面には、図示しないエンジンブロックにグロープラグ５０を固定するための、取付部としてのねじ部５が形成され、後端部には金属軸６が取り付けられている。該金属軸６は棒状の形態をなし、主体金具４の後端部内側に軸線Ｏ方向に挿入されるとともに、該軸線Ｏ方向において自身の先端面６５がセラミックヒータ１の後端面２ｒと対向する形で配置されている。他方、セラミックヒータ１の後端部外周面には、第一ヒータ端子１２ａと導通する金属製の端子リング１４が、締まり嵌め状態にて該第一ヒータ端子１２ａを覆うように取り付けられている。そして、金属軸６と第一ヒータ端子１２ａとは、一端が端子リング１４に結合され、他端が金属軸６に結合された金属リード部１７により、電気的に接続されている。金属リード部１７はこの端子リング１４に金属／金属接合により取り付けられるので、金属／セラミックのろう付け構造や、金属リード部１７のセラミックヒータ１への埋め込み接合といった、工数を要する複雑な構造が排除され、安価に製造可能である。また、端子リング１４をセラミックヒータ１に締り嵌めにより嵌合させるので、ろう付けによる従来構造のようにろう材層が介在せず、金属軸６と端子リング１４との同軸度を確保しやすい。これにより、金属リード部１７と、金属軸６あるいは端子リング１４との接合面にずれ等を生じにくくなり、ひいては良好で高強度の接合部を形成できる。
【００１１】
セラミックヒータ１の外周面には、軸線Ｏ方向において第一ヒータ端子１２ａよりも前方側に、抵抗発熱体１１に通電するための第二ヒータ端子１２ｂが露出形成されている。そして、該第二ヒータ端子１２ｂを覆うとともにこれと導通する円筒状の金属外筒３が、セラミックヒータ１の後端部を自身の後方側に突出させた状態にて、該セラミックヒータ１の外周面に締まり嵌め状態にて取り付けられている。そして、主体金具４は、円筒状のヒータ保持面４ａにおいて該金属外筒３の外周面に取り付けられている。
【００１２】
この構成により、セラミックヒータ１へ通電するための２つのヒータ端子１２ａ，１２ｂのいずれに対しても、金属外筒３，端子リング１４が締り嵌め状態にて取り付けられ、グロープラグの組立構造の一層の簡略化が図られている。
【００１３】
次に、第二ヒータ端子１２ｂは、軸線Ｏ方向において、第一ヒータ端子１２ａよりも前方側に配置され、金属外筒３が端子リングに兼用されるとともに、該金属外筒３に主体金具４が取り付けられている。この構成によると、金属外筒３が端子リングに兼用されるので、部品点数が削減され、本発明のグロープラグをより安価に提供できる。
【００１４】
主体金具４は、具体的には、該金属外筒３の外周面に取り付けられている。これによると、主体金具４とセラミックヒータ１との間に介挿された金属外筒３をスペーサとすることで、該金属外筒３よりも後方側に突出させたセラミックヒータ１の後端部外周面と、主体金具４のヒータ保持面４ａよりも後方側の内周面との間に適度な隙間を形成することができる。これにより、セラミックヒータ１の後端部に端子リング１４を配置することが一層容易となる。
【００１５】
なお、図８に示すように、主体金具４と金属外筒３（図中破線部に相当）とを兼用した構成を採用することも可能である。金属外筒３を、主体金具４と一体に形成することにより、セラミックヒータ１と主体金具４とを直接嵌合できる。この場合、部品点数を少なくできるという点において有利である。
【００１６】
次に、主体金具４と金属外筒３との組み付け形態については、例えば両者の内外周面の隙間を充填する形でろう付けするか、あるいは主体金具４の先端側開口内縁と金属外筒３の外周面とを全周レーザー溶接する形で固定するようにしてもよいが、本実施形態では、主体金具４もヒータ保持面４ａにおいて、金属外筒３の外周面に締まり嵌め状態にて取り付けるようにしている。これにより、グロープラグ５０の組立て工程を一層簡略化することができる。また、主体金具４の金属外筒３に対する嵌合面（ヒータ保持面４ａ）が、金属外筒３とセラミックヒータ１との嵌合面と重なる形となるので、セラミックヒータ１に対する金属外筒３の緊束力に主体金具４の緊束力が重畳され、金属外筒３とセラミックヒータ１との嵌合の気密性を一層高めることができる。
【００１７】
セラミックヒータ１への端子リング１４及び金属外筒３の組み付けは、例えば図４に示すように、個々の端子リング１４あるいは金属外筒３をセラミックヒータ１に対し、端部から軸線方向に挿入しつつ圧入する方法で組み付けることができる。なお、圧入に代えて焼き嵌めを用いてもよい。このうち、端子リング１４については、第一ヒータ端子１２ａとの導通が確保できる程度の緊束力が得られればよい。他方、金属外筒３については、第二ヒータ端子１２ｂとの導通確保に加え、嵌合面における気密性を確保する必要があることから、端子リング１４よりは強い緊束力が求められる。いずれも、室温ではもちろん、各部に熱膨張が生ずるセラミックヒータ１の温度上昇時においても、必要十分な緊束力が確保されていることが重要である。一般に、セラミックと金属を比較した場合、インバーなどの特殊な合金を除けば、金属のほうが線膨張率が高く、端子リング１４及び金属外筒３は昇温時には緊束力が緩みやすくなる傾向にある。
【００１８】
この場合、材質や肉厚ｔによっても昇温時に確保される緊束力のレベルは異なるが、図５に示すように、セラミックヒータ１から端子リング１４を取り外した分解状態において、室温にて測定される端子リング１４の内径をＤ１、同じく該分解状態における第一ヒータ端子１２ａの形成位置でのセラミックヒータ１の外径をＤ２として、その径差Ｄ２−Ｄ１（以下、端子リング１４の分解後締め代という）が、５μｍ以上であって端子リング３の取付位置における前記セラミックヒータ（１）の外径の２％以下の範囲に調整されていることが望ましい。
【００１９】
同様に、セラミックヒータ１から金属外筒３を取り外した分解状態において、室温にて測定される金属外筒３のセラミックヒータ１を保持する領域での内径をｄ１、同じく金属外筒３の取り付け領域におけるセラミックヒータ１の外径をｄ２として、その径差ｄ２−ｄ１（以下、金属外筒３の分解後締め代という）が、５μｍ以上であって金属外筒３の取付位置におけるセラミックヒータ１の外径の２％以下の範囲に調整されていることが望ましい。
【００２０】
上記分解後締め代は、セラミックヒータ１から取り外したときの端子リング１４及び金属外筒３の弾性復帰量、つまり、端子リング１４及び金属外筒３によるセラミックヒータ１への弾性緊束力を反映したパラメータと見ることができる。該分解後締め代が５μｍを下回ると、前記温度範囲に端子リング１４あるいは金属外筒３が昇温したとき、必要な緊束力が確保できなくなる。例えば、端子リング１４においては第一ヒータ端子１２ａとの接触抵抗の増大が、金属外筒３においては第二ヒータ端子１２ｂとの接触抵抗の増大と気密性の低下とが、具体的な不具合として発生することにつながる。他方、分解後締め代が、端子リング１４あるいは金属外筒３の取付位置におけるセラミックヒータ１の外径の２％（例えば、該外径が３．５ｍｍの場合、７０μｍ）を超えるとセラミックヒータ１に過剰な緊束力が作用し、割れやクラック等の発生につながる場合がある。なお、端子リング１４及び金属外筒３の肉厚が小さい場合は、それら自体の塑性変形量が増加するため、分解後締め代を上記上限値以上に設定することが本質的に不可能な場合がある。なお、上記分解後締め代Ｄ２−Ｄ１あるいはｄ２−ｄ１は、より望ましくは１５〜４０μｍの範囲に調整するのがよい。また、同じ分解後締め代の値であっても、弾性緊束力の値を高める観点においては肉厚が大きい方がより有利である。
【００２１】
ところで、グロープラグがエンジンに取り付けられたとき、セラミックヒータ１と金属外筒３は、燃焼室に露出する形となるので、それらの嵌合面における気密性が十分に確保されなければならない。エンジンの運転状況にもよるが、金属外筒３の燃焼室側の端部は７００℃程度まで昇温する。その反対側の端部は、主体金具４の熱引きの効果があるので、２００℃程度である。金属外筒３の内側に保持されているセラミックヒータ１についても同様である。この事実から、締め代がどの程度確保されていると好ましいのかは、各部に熱膨張が生じた状態にて論じるべきである。
【００２２】
セラミックヒータ１から金属外筒３を取り外した分解状態で、その各々に実際の使用状態と同じ温度分布を作り出すことは困難であるが、所望の位置・温度条件における内径や外径の変化をシミュレーションにより正確に推定することは可能である。このような熱変形シミュレーションは、例えば対象物を複数の要素に分割して、各要素が有する節点に関する連立方程式を解いて、熱変形量を求める公知の有限要素法解析により行える。対象物の形状には、ＣＡＤ（Computer Aided Design）データが利用できるため、複雑な形状の対象物に対しても容易に解析が行える。
【００２３】
図６に示すように、上記分解状態で、例えば金属外筒３とセラミックヒータ１とが分解前に接していた領域（取付位置）に対し、金属外筒３及びセラミックヒータ１の各々に、全体が７００℃、あるいは２００℃となるような温度条件を与えることができる。セラミックヒータ１の先端部２側であって、該取付位置の端を先端位置、先端部２とは反対側の該取付位置の端を上端位置とし、これら各位置及び各温度条件での金属外筒３の内径、及びセラミックヒータ１の外径を計算することは容易である。なお、径方向への温度分布は均一とする。解析に必要な金属外筒３及びセラミックヒータ１の形状は、ＣＡＤデータを直接使用できる。ＣＡＤデータは、すべて室温における値である。また、任意の温度における各々の線膨張率は、後述するようにセラミックヒータ１については、例えば窒化珪素質セラミック（数％の焼結助剤を含む）として知ることができ、金属外筒３については、例えばＦｅ系合金として知ることができるので、解析にはこれらのデータを使用すればよい。なお、後述するようにセラミックヒータ１は、外部の絶縁性セラミック中に導電性セラミックが埋設されたものであるが、熱変形については全体が単一の絶縁性セラミックにより構成されているとして近似してもよい。
【００２４】
上記したような解析に必要な条件を与え、公知の有限要素法解析により金属外筒３の上端位置（２００℃条件）での内径ｄ１ｂと、セラミックヒータ１の上端位置（２００℃条件）での外径ｄ２ａとを求めることができる。それらの径差ｄ２ｂ−ｄ１ｂで表される上端位置締め代が、４μｍ以上に調整されていることが望ましい。金属外筒３が燃焼室より受熱して緊束力が弱まる傾向は、温度の高くなりやすい下端位置において顕著である。しかし、少なくとも上記温度条件における上端位置で、締め代が４μｍ以上に確保されておれば、気密性を保つことができる。
【００２５】
上記したように、室温と２００℃とで同レベルの気密性を満たすために要求とされる締め代が異なる理由は以下の通りである。すなわち、ある程度熱せられた状態においては、セラミックと金属との馴染みが室温のそれよりも向上し、締め代の減少分を、接合面における摩擦抵抗の増加分が補償した形となるからである。
【００２６】
さらに同様にして、金属外筒３の下端位置（７００℃条件）での内径ｄ１ａと、セラミックヒータ１の下端位置（７００℃条件）での外径ｄ２ａとをシミュレーションにより求めることができる。それらの径差ｄ２ａ−ｄ１ａで表される下端位置締め代が、２μｍ以上となるように調整されているとよい。下端位置が高温に熱せられたときにも、その位置において上記締め代が確保されておれば、万が一セラミックヒータ１に破損等の不具合が生じた場合であっても、燃焼室へのヒータの脱落は防げる。
【００２７】
端子リング１４及び金属外筒３の材質としては、高温強度と材料コストとのバランスを考慮して、一定以上の硬さ及び耐熱性を有したＦｅ系合金を使用することが望ましい。特に、分解後締め代を高めて弾性緊束力を十分に確保するためには、ビッカース硬さ（ＪＩＳ：Ｚ２２４４（１９９８）に規定の方法により荷重１０Ｎにて測定した値）Ｈｖが１７０以上（望ましくは３５０以上）のＦｅ系合金の使用が推奨される。このようなＦｅ系合金として、ＳＵＳ６３０あるいはＳＵＳ６３１等の析出硬化系ステンレス鋼を好適に使用できる。例えばＳＵＳ６３０は、ＪＩＳＧ４３０３（１９８８）に規定されたＨ９００、Ｈ１０２５、Ｈ１０７５あるいはＨ１１０５のいずれかの熱処理により時効析出硬化させることができ、特にＨ９００処理を行ったものはＨｖ３５０以上を確保できる。他方、ＳＵＳ６３１は同規格のＴＨ１０５０あるいはＲＨ９５０の熱処理により時効析出硬化させることができ、いずれもＨｖ３５０以上を確保できる。また、硬さの点では若干劣るが、ＳＵＳ４３０等のフェライト系ステンレス鋼を使用することもできる。
【００２８】
なお、より高い耐熱性を確保し、また、高温での緊束力低下をさらに抑制することが要求される場合には、鉄基超耐熱合金（例えばインコロイ９０９（インコ社の商品名）、ＨＲＡ９２９（日立金属（株）の商品名））の時効硬化品、Ｎｉ基超耐熱合金（例えばワスパロイ（ユナイテッド  テクノロジー社の商品名））の時効硬化品、あるいは非時効硬化型のＮｉ基耐熱合金（インコネル６２５（インコ社の商品名））の加工硬化品等を使用することも可能である。ただし、これらの材質は高価であり、グロープラグの通常の使用環境であって、端子リング１４の到達温度が５０〜２００℃程度、金属外筒３の到達温度が５００〜７００℃程度である場合には、前記した析出硬化型ステンレス鋼など、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｃｕ、ＮｂあるいはＡｌなど、マトリックス固溶強化あるいは析出物形成のために添加する合金元素の合計含有量が、５０質量％以下の範囲に制限されたＦｅ系合金にて構成することが望ましい。ただし、これらの合計含有量は、高温強度あるいは耐食性確保の観点から、２０質量％以上は添加されていることが望ましい。
【００２９】
図２に示すように、金属リード部１７は、金属軸６と端子リング１４との間で屈曲した形で配置されている。これにより、セラミックヒータ１の発熱により加熱／冷却サイクルが加わった場合でも、金属リード部１７は、その屈曲部分で膨張／収縮を吸収することができ、ひいては金属リード部１７と端子リング１４との接合部に過度の応力が集中して接触不良や断線等の不具合が生ずることを防止できる。他方、金属リード部１７と金属軸６との接合を容易にかつ強固に行なうために、金属リード部１７の金属軸６との接合端部が金属軸６の外周面先端部に対し、平面状の接合面をもって結合されている。例えば、金属リード部１７と金属軸６とを抵抗溶接により接合する場合、接合面を平面状としておくことは、抵抗溶接時の加圧力を均等に付加し、欠陥の少ない溶接部を形成する上でも有利となる。
【００３０】
他方、金属リード部１７と端子リング１４との接合は、端子リング１４をセラミックヒータ１に圧入等により組み付ける際に邪魔とならないように、先に端子リング１４をセラミックヒータ１に組み付けておいてから、その組み付けられた端子リング１４の例えば外周面に金属リード部１７の末端部を接合することが望ましい。この場合、その接合方法としては、抵抗溶接を採用できる。
【００３１】
次に、セラミックヒータ１は、絶縁性セラミックからなるセラミック基体１３中に抵抗発熱体１１が埋設された棒状のセラミックヒータ素子として構成されている。本実施形態においては、セラミックヒータ１は、絶縁性セラミックからなるセラミック基体１３中に導電性セラミックからなるセラミック抵抗体１０が埋設されたものとして構成されている。セラミック抵抗体１０は、セラミックヒータ１の先端部に配置される第一導電性セラミックからなり、抵抗発熱体として機能する第一抵抗体部分１１と、各々該第一抵抗体部分１１の後方側において、セラミックヒータ１の軸線Ｏ方向に延伸する形で配置され、先端部が第一抵抗体部分１１の通電方向における両端部にそれぞれ接合されるとともに、第一導電性セラミックよりも抵抗率が低い第二導電性セラミックからなる１対の第二抵抗体部分１２，１２とを有する。そして、セラミック抵抗体１０の１対の第二抵抗体部分１２，１２には、それぞれ軸線Ｏ方向における互いに異なる位置に分岐部が形成され、それら分岐部の、セラミックヒータ１の表面への露出部が、それぞれ第一ヒータ端子１２ａ及び第二ヒータ端子１２ｂを形成してなる。
【００３２】
なお、抵抗発熱体１１への通電は、例えば図７に示すように、セラミック基体１３中に埋設されるＷ等の高融点金属線材からなる埋設リード線１８，１９を介して行なうこともできる。この場合、第一ヒータ端子は埋設リード線１８の、また第二ヒータ端子は埋設リード線１９の、各露出部１８ａ及び１９ａとして形成される。
【００３３】
次に、セラミック基体１３を構成する絶縁性セラミックとして、本実施形態では窒化珪素質セラミックが採用されている。窒化珪素質セラミックの組織は、窒化珪素（Ｓｉ３Ｎ４）を主成分とする主相粒子が、後述の焼結助剤成分等に由来した粒界相により結合された形態のものである。なお、主相は、ＳｉあるいはＮの一部が、ＡｌあるいはＯで置換されたもの、さらには、相中にＬｉ、Ｃａ、Ｍｇ、Ｙ等の金属原子が固溶したものであってもよい。
【００３４】
窒化珪素質セラミックには、周期律表の３Ａ、４Ａ、５Ａ、３Ｂ（例えばＡｌ）及び４Ｂ（例えばＳｉ）の各族の元素群及びＭｇから選ばれる少なくとも１種を前記のカチオン元素として、焼結体全体における含有量にて、酸化物換算で１〜１０質量％含有させることができる。これら成分は主に酸化物の形で添加され、焼結体中においては、主に酸化物あるいはシリケートなどの複合酸化物の形態にて含有される。焼結助剤成分が１質量％未満では緻密な焼結体が得にくくなり、１０質量％を超えると強度や靭性あるいは耐熱性の不足を招く。焼結助剤成分の含有量は、望ましくは２〜８質量％とするのがよい。焼結助剤成分として希土類成分を使用する場合、Ｓｃ、Ｙ、Ｌａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ、Ｓｍ、Ｅｕ、Ｇｄ、Ｔｂ、Ｄｙ、Ｈｏ、Ｅｒ、Ｔｍ、Ｙｂ、Ｌｕを用いることができる。これらのうちでもＴｂ、Ｄｙ、Ｈｏ、Ｅｒ、Ｔｍ、Ｙｂは、粒界相の結晶化を促進し、高温強度を向上させる効果があるので好適に使用できる。
【００３５】
次に、セラミック抵抗体１０を構成する第一抵抗体部分１１及び第二抵抗体部分１２，１２は、前記した通り電気抵抗率の異なる導電性セラミックにて構成されている。両導電性セラミックの電気抵抗率を互いに異なるものとする方法は特に限定されず、例えば、
▲１▼同種の導電性セラミック相を用いつつ、その含有量を互いに異ならせる方法；
▲２▼電気抵抗率の異なる異種の導電性セラミック相を採用する方法；
▲３▼▲１▼と▲２▼の組合せによる方法；
等、種々例示できるが、本実施形態では▲１▼の方法を採用している。
【００３６】
導電性セラミック相としては、例えば、炭化タングステン（ＷＣ）、二珪化モリブデン（ＭｏＳｉ２）及び二珪化タングステン（ＷＳｉ２）等、周知のものを採用できる。本実施形態ではＷＣを採用している。なお、セラミック基体１３との線膨張率の差を縮小して耐熱衝撃性を高めるために、セラミック基体１３の主成分となる絶縁性セラミック相、ここでは窒化珪素質セラミック相を配合することができる。従って、絶縁性セラミック相と導電性セラミック相との含有比率を変化させることにより、抵抗体部分を構成する導電性セラミックの電気抵抗率を所望の値に調整することができる。
【００３７】
具体的には、抵抗発熱部をなす第一抵抗体部分１１の材質である第一導電性セラミックは、導電性セラミック相の含有率を１０〜２５体積％、残部を絶縁性セラミック相とするのがよい。導電性セラミック相の含有率が２５体積％を超えると、導電率が高くなりすぎて十分な発熱量が期待できなくなり、１０体積％未満になると逆に導電率が低くなりすぎ、同様に発熱量が十分に確保できなくなる。
【００３８】
他方、第二抵抗体部分１２，１２は、その第一抵抗体部分１１に対する導通経路となるものであり、その材質である第二導電性セラミックは導電性セラミック相の含有率を１５〜３０体積％、残部を絶縁性セラミック相とするのがよい。導電性セラミック相の含有率が３０体積％を超えると焼成による緻密化が困難となり、強度不足を招きやすくなるほか、エンジン予熱のために通常使用される温度域に到達しても電気抵抗率の上昇が不十分となり、電流密度を安定化させるための自己飽和機能が実現できなくなる場合がある。他方、１５体積％未満では第二抵抗体部分１２，１２での発熱が大きくなりすぎて、第一抵抗体部分１１の発熱効率が悪化することにつながる。本実施形態では、第一導電性セラミック中のＷＣの含有率を１６体積％（５５質量％）、第二導電性セラミック中のＷＣの含有率を２０体積％（７０質量％）としている（残部いずれも窒化珪素質セラミック（焼結助剤含む）。
【００３９】
本実施形態においてセラミック抵抗体１０は、第一抵抗体部分１１がＵ字形状をなし、そのＵ字底部がセラミックヒータ１の先端側に位置するように配置され、第二抵抗体部分１２，１２は、該Ｕ字形状の第一抵抗体部分１１の両端部からそれぞれ軸線Ｏ方向に沿って後方に延伸する、互いに略平行な棒状部とされている。
【００４０】
セラミック抵抗体１０において第一抵抗体部分１１は、動作時に最も高温となるべき先端部１１ａに対して電流を集中するために、該先端部１１ａを両端部１１ｂ、１１ｂよりも細径としている。そして、第二抵抗体部分１２，１２との接合面１５は、その先端部１１ａよりも径大となった両端部１１ｂ、１１ｂに形成されている。
【００４１】
なお、図７のように、埋設リード線１８，１９をセラミック中に配置する構造では、高温下でヒータ駆動用の電圧を印加したときに、埋設リード線１８，１９を構成する金属原子が、その電界勾配による電気化学的な駆動力を受けてセラミック側に強制拡散する、いわゆるエレクトロマイグレーション効果によって消耗し、断線等を生じやすくなる場合がある。しかし、図２の構成では埋設リード線が廃止されていることから、上記エレクトロマイグレーション効果の影響を本質的に受けにくい利点がある。
【００４２】
次に、図１に示すように、主体金具４の後端部内側には、前述の通り、セラミックヒータ１に電力を供給するための金属軸６が主体金具４と絶縁状態にて配置されている。本実施形態では、金属軸６の後端側外周面と主体金具４の内周面との間にセラミックリング３１を配置し、その後方側にガラス充填層３２を形成して固定する形としている。なお、セラミックリング３１の外周面には、径大部の形でリング側係合部３１ａが形成され、主体金具４の内周面後端寄りに、周方向段部の形で形成された金具側係合部４ｅに係合することで、軸線方向前方側への抜け止めがなされている。また、金属軸６のガラス充填層３２と接触する外周面部分には、ローレット加工等による凹凸が施されている（図では網掛けを描いた領域）。さらに、金属軸６の後端部は主体金具４の後方に延出し、その延出部に絶縁ブッシュ８を介して端子金具７が嵌め込まれている。該端子金具７は、周方向の加締め部９により、金属軸６の外周面に対して導通状態で固定されている。
【００４３】
グロープラグ５０は、主体金具４の取付部５において、セラミックヒータ１の先端部２が燃焼室内に位置するようにディーゼルエンジンに取り付けられる。そして、端子金具７を電源に接続することで、金属軸６→金属リード１７→端子リング１４→セラミックヒータ１→金属外筒３→主体金具４→（エンジンブロックを介して接地）の順序で電流が流れ、セラミックヒータ１の先端部２が発熱して、燃焼室内の予熱を行なうことができる。
【００４４】
以下、グロープラグ５０の製造方法について説明する。
まず、図３（ａ）に示すように、セラミック抵抗体１０となるべき抵抗体粉末成形部３４を、射出成形により作成する。また、セラミック基体１３を形成するための原料粉末を予め金型プレス成形することにより、上下別体に形成された基体成形体としての分割予備成形体３６，３７を用意しておく。これら分割予備成形体３６，３７には、上記抵抗体粉末成形部３４に対応した形状の凹部３７ａ（分割予備成形体３６側の凹部は図面に表れていない）をその合わせ面に形成しておき、ここに抵抗体粉末成形部３４を収容して分割予備成形体３６，３７を上記合わせ面において嵌め合わせ、さらにプレス・圧縮することにより、図３（ｂ）に示すように、これらが一体化された複合成形体３９を作る。
【００４５】
こうして得られた複合成形体３９を脱バインダ処理後、ホットプレス等により１７００℃以上、例えば約１８００℃前後で焼成することにより、焼成体とし、さらに外周面を円筒状に研磨にすればセラミックヒータ１が得られる。そして、図４に示すように、該セラミックヒータ１に端子リング１４及び金属外筒３を例えば圧入により締まり嵌め嵌合させ、さらに金属リード部１７及び主体金具４などの必要な部品を組み付ければ、図１に示すグロープラグ５０が完成する。
【００４６】
【実施例】
以下、本発明の効果を確認するために行なった実験について説明する。
まず、図１に示す形態のセラミックヒータ１を、上記説明した方法により、その外径が２。０ｍｍ，３．５ｍｍ，５．０ｍｍのものをそれぞれ作製した。ただし、セラミックヒータ１の長さは４０ｍｍ、第二抵抗体部分１２，１２の太さは１．０ｍｍ、さらに第一ヒータ端子１２ａ及び第二ヒータ端子１２ｂは、各々直径０．８ｍｍの円状領域とした。
【００４７】
他方、前記したＳＵＳ６３０（Ｈ９００時効硬化処理品：Ｈｖ＝約４００）、ＨＲＡ９２９（時効硬化処理品７２０℃８時間＋６２０℃８時間：Ｈｖ＝約３６０）を用いて金属外筒３を作製した。金属外筒３は、初期締め代が３〜３２０μｍの種々の値となるように調整したものを用意した。金属外筒３の長さは２０ｍｍとした。また、金属外筒３の開口端には、セラミックヒータ１の圧入が容易となるようにＣ０．３ｍｍの面取りを行った。なお、ＨＲＡ９２９は初期締め代を大きく設定し、分解後締め代をより多く確保しようとする場合に、ＳＵＳ６３０よりも有利である。
【００４８】
次に、上記金属外筒３を、セラミックヒータ１の所定位置に圧入により組み付けた。なお、圧入時において各々の内面には潤滑剤（パスキンＭ３０（商品名：共栄社化学（株））を適量塗布し、圧入後に３００℃にて該潤滑剤の分解処理を行なっている。
【００４９】
金属外筒３の外周面に主体金具４を圧入により取り付け、ＪＩＳ−Ｄ５１０３に規定された気密漏洩試験を行った（試験条件：４ＭＰａ，１５秒）。なお、本試験における判定基準は、漏れが検出されなかった場合に○、０．２５ｃｃ未満の場合に△、０．２５ｃｃ以上の場合に×とした（圧入時の破損により測定不可のものを含む）。
【００５０】
上記気密漏洩試験の終了後、金属外筒３をセラミックヒータ１から取り外し、金属外筒３の取り付けられていた位置においてセラミックヒータ１の外径ｄ２を求めた。同様にして、金属外筒３の内径ｄ１を求め、分解後締め代を算出した。併せて、セラミックヒータ１の外径に対する分解後締め代の割合を算出した。
【００５１】
なお、分解後締め代は、金属外筒３の取り外しを容易に行なうことができたものは、取り外した金属外筒３の内径と、セラミックヒータ１の外径とを直接測定して分解後締め代を算出した。他方、取り外しが困難であったものは、以下のようにして測定を行なった。まず、金属外筒３を内側のセラミックヒータ１とともに縦に２つに切断して分解し、切断後の金属外筒３とセラミックヒータ１との各断片の内周面及び外周面形状をレーザー式３次元形状測定機にて測定した。そして、その測定プロファイルから各周面の弧状の外形線断片を抽出し、それら外形線断片を円周補間して切断前の周面を推定復元し、該復元された各周面の内径及び外径から分解後締め代を算出した。圧入時に破損の生じたものについても、同様の手法にて分解後締め代を算出した。完全に圧入できなかった試験品については圧入できた領域での分解後締め代を算出した。以上、常温での試験結果について表１〜表３に示す。なお、表に示す寸法の単位はすべてｍｍである。
【００５２】
【表１】
0004651227.tif 000002
【００５３】
【表２】
0004651227.tif 000003
【００５４】
【表３】
0004651227.tif 000004
【００５５】
常温においては、金属外筒３の分解後締め代を５μｍ以上に確保することで、セラミックヒータ１の外径に拠らず、気密漏洩試験において良好な結果を得ることができた。また、分解後締め代が、セラミックヒータ１の外径の２％以上となった試験品については、圧入時に破損やクラックが生じ所定位置まで圧入できない、あるいは一見圧入できたように見えても破損やクラックが生じており気密性が保てない、という不具合があった。
【００５６】
次に、セラミックヒータの外径が３．５ｍｍの試験品について、初期締め代を７〜７０μｍに調整し、全体を２００℃に加熱保持して前述の気密漏洩試験を行った。気密漏洩試験終了後、室温に冷却して金属外筒の内径、及びセラミックヒータの外径を測定した。その実測値をもとに、前述した計算機による有限要素法解析により、２００℃条件での熱変形シミュレーションを行った。金属外筒３の線膨張率は、予め測定済みのＳＵＳ６３０、ＨＲＡ９２９のデータを使用した。セラミックヒータ１の線膨張率は、窒化珪素質セラミックについてのデータを使用した。なお、セラミックヒータ１は、全部が窒化珪素質セラミックであるものとした。シミュレーションにより算出された金属外筒３の上端位置での内径ｄ１ｂ、及びセラミックヒータ１の上端位置での外径ｄ２ｂの値をもとに、２００℃での上端位置における締め代を求めた。以上の実測及び計算機シミュレーションの結果を表４に示す。
【００５７】
【表４】
0004651227.tif 000005
【００５８】
２００℃で気密性が保てた試験品は、シミュレーションによって定められる上端位置での締め代が約４μｍ以上のものであった。次に、セラミックヒータの外径が３．５ｍｍの試験品について、初期締め代を１０〜７０μｍに調整し、全体を７００℃に加熱保持し、セラミックヒータの脱落試験を行った。該試験終了後、２００℃のときと同様にして、７００℃での下端位置における締め代を求めた。以上の実測及び計算機シミュレーションの結果を表５に示す。
【００５９】
【表５】
0004651227.tif 000006
【００６０】
全体を７００℃に加熱した状態でも、セラミックヒータが脱落することのなかった試験品は、シミュレーションによって定められる下端位置での締め代が約２μｍ以上のものであった。
【００６１】
なお、上記実施例において、セラミックヒータ１と金属外筒３に与える温度条件は、全体を２００℃，７００℃としたが、例えば、下端位置での温度を７００℃、上端位置での温度を２００℃として軸線Ｏ方向に線形な温度分布をシミュレーションの温度条件に与えることは可能である。また、例えば下端位置が７００℃に保持されるようにセラミックヒータ１を通電加熱した状態で、気密漏洩試験を行うこともできる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明のグロープラグの一実施例を示す縦断面図。
【図２】図１の要部を示す縦断面図。
【図３】図１のグロープラグの製造工程の説明図。
【図４】図３に続く説明図。
【図５】分解後締め代の算出に使用する部位を説明する図。
【図６】図５に続く計算機シミュレートにより径が算出される部位を説明する図。
【図７】図１のグロープラグの第一変形例を示す要部縦断面図。
【図８】同じく第二変形例を示す要部縦断面図。
【符号の説明】
１  セラミックヒータ
２  先端部
３  金属外筒
４  主体金具
１１  抵抗発熱体
５０  グロープラグ
Ｏ  軸線
【図１】
0004651227.tif 000007
【図２】
0004651227.tif 000008
【図３】
0004651227.tif 000009
【図４】
0004651227.tif 000010
【図５】
0004651227.tif 000011
【図６】
0004651227.tif 000012
【図７】
0004651227.tif 000013
【図８】
0004651227.tif 000014