(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
中心電極（３）と、その中心電極（３）の外側に設けられた絶縁体（２）と、前記絶縁体（２）の外側に設けられた筒状の主体金具（１）と、一端側が前記主体金具（１）に結合され、他端側が前記中心電極（３）の先端と対向するように配置されて前記中心電極（３）との間に火花放電ギャップ（ｇ）を形成する接地電極（４）とを備え、
前記絶縁体（２）の軸線方向（Ｏ）において前記火花放電ギャップ（ｇ）の位置する側を前方側、これと反対側を後方側として、前記絶縁体（２）は、前端部（２ｉ）が周方向の段部により縮径されて該段部が絶縁体側係合部（２ｈ）とされ、前記主体金具（１）に対し後方側開口部から挿入されるとともに、前記絶縁体側係合部（２ｈ）が前記主体金具（１）の内周面から突出する金具側係合部（１ｃ）と係合し、かつ、前記絶縁体（２）の前記絶縁体側係合部（２ｈ）よりも前方側に位置する部分（２ｉ）の外周面（以下、隙間形成外周面という）（２ｋ）が、前記金具側係合部（１ｃ）の内周面（以下、隙間形成内周面という）（５２）と略同軸的な円筒面状とされ、かつ、所定量の係合位置隙間（Ｑ）を形成する形にて対向するとともに、前記隙間形成外周面（２ｋ）の外径をｄ１、前記隙間形成内周面（５２）の内径をＤ１として、
β＝（Ｄ１−ｄ１）／２
にて表される係合位置隙間量βが０．４ｍｍ以下に調整されており、
前記金具側係合部（１ｃ）の前記隙間形成内周面（５２）は、前記軸線（Ｏ）を含む仮想平面による断面外形線が、前記隙間形成外周面（２ｋ）と対向する平坦部（５２ａ）と、該平坦部（５２ａ）の前方側端部から前記主体金具（１）の内周面に向けて下る傾斜部（５２ｂ）とを有し、かつそれら平坦部（５２ａ）と傾斜部（５２ｂ）との交差位置は前記隙間形成外周面（２Ｋ）と対向し、さらにそれら平坦部（５２ａ）と傾斜部（５２ｂ）とのなす角度θが、
１４０゜≦θ≦１６０゜
を満足していることを特徴とするスパークプラグ。
【請求項２】
前記主体金具（１）の前端面側開口部の内径をＤ２、当該前端面位置における前記絶縁体（２）の外径をｄ２として、
Ｅ＝（Ｄ２−ｄ２）／２
にて表されるガスボリューム部端面幅Ｅが、前記火花放電ギャップ（ｇ）の間隔をαとして、
１．１α≦Ｅ
を満足している請求項１記載のスパークプラグ。
【請求項３】
前記絶縁体側係合部（２ｈ）よりも前方側において、前記軸線（Ｏ）と直交する仮想平面による前記絶縁体（２）の断面外形線の直径をｄ３、これに対応する位置における前記主体金具（１）の内径をＤ３としたときに、
前記主体金具（１）の前端面位置から少なくとも７ｍｍまでの区間の任意位置において、
α＜（Ｄ３−ｄ３）／２
を満足している請求項１又は２に記載のスパークプラグ。
【請求項４】
前記金具側係合部（１ｃ）の前記隙間形成内周面（５２）は、前記軸線（Ｏ）を含む仮想平面による断面外形線が、前記隙間形成外周面（２ｋ）と対向する平坦部（５２ａ）と、該平坦部（５２ａ）の前方側端部から前記主体金具（１）の内周面に向けて下る傾斜部（５２ｂ）とを有し、かつ、それら平坦部（５２ａ）と傾斜部（５２ｂ）との交差位置に面取り部（５２ｃ）又はアール部（５２ｒ）が形成されてなる請求項１ないし３のいずれかに記載のスパークプラグ。
【請求項５】
前記中心電極（３）の前端面に、Ｉｒ又はＰｔを主成分とする直径１ｍｍ以下の貴金属発火部（３１）が固着されてなる請求項１ないし４のいずれかに記載のスパークプラグ。
【請求項６】
前記主体金具（１）の前端側外周面に、呼びがＭ１２以下の取付ねじ部（７）が形成されてなる請求項１ないし５のいずれかに記載のスパークプラグ。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
この発明は、スパークプラグに関する。
【背景技術】
【０００２】
自動車用ガソリンエンジンなどの内燃機関の着火用に使用されるスパークプラグにおいては、近年、エンジンの高性能化に伴いエンジンヘッドの構造も複雑化し、スパークプラグの取付けスペースも減少しているため、小型化への要求が喧しくなっている。スパークプラグの小型化は、すなわちエンジンヘッドへの取付部が形成された主体金具の小径化を意味するが、その内側に挿通される絶縁体は、耐電圧確保のため、むやみに小径化することができない。
【０００３】
ここで、スパークプラグの絶縁体は、先端側が段部により縮径されるとともに、主体金具の内周面に形成された凸条部に該段部を係合させる形にて組み付けられている。従って、このような構造において、主体金具の小径化を図る場合、絶縁体の外径縮小には限界があるので、主体金具側の上記凸条部の内周面と、これに対向する絶縁体外周面との隙間を縮小させる方法が採用される。
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
ところが、上記の隙間が小さくなると、スパークプラグの耐汚損性が悪化する問題がある。すなわち、スパークプラグは、電極温度が４５０℃以下の低温環境で使用されると未燃ガスが多く発生する。例えばプレデリバリ時のように、こうした未燃ガス発生状況が長時間続くと、絶縁体がいわゆる「燻り」や「かぶり」の状態となり、表面がカーボンなどの導電性物質で汚損して作動不良が生じやすくなる。特に、未燃ガスの侵入により上記隙間内にて絶縁体表面が汚損すると、該隙間で火花放電が生じ、正常な着火が不能となる。
【０００５】
本発明の課題は、耐汚損性を損ねることなく小型化を図るのに好適な構造を有したスパークプラグを提供することにある。
【課題を解決するための手段及び発明の効果】
【０００６】
中心電極と、その中心電極の外側に設けられた絶縁体と、絶縁体の外側に設けられた筒状の主体金具と、一端側が主体金具に結合され、他端側が中心電極の先端と対向するように配置されて中心電極との間に火花放電ギャップを形成する接地電極とを備え、
絶縁体の軸線方向において火花放電ギャップの位置する側を前方側、これと反対側を後方側として、絶縁体は、前端部が周方向の段部により縮径されて該段部が絶縁体側係合部とされ、主体金具に対し後方側開口部から挿入されるとともに、絶縁体側係合部が主体金具の内周面から突出する金具側係合部と係合し、かつ、絶縁体の絶縁体側係合部よりも前方側に位置する部分の外周面（隙間形成外周面）が略同軸的な円筒面状とされ、かつ、金具側係合部の内周面（隙間形成内周面）と、所定量の係合位置隙間を形成する形にて対向するとともに、隙間形成外周面の外径をｄ１、隙間形成内周面の内径をＤ１として、
β＝（Ｄ１−ｄ１）／２  ‥‥（１）
にて表される係合位置隙間量βが０．４ｍｍ以下に調整されていることを特徴とする。
【０００７】
なお、隙間形成外周面の外径ｄ１と隙間形成内周面の内径Ｄ１との径差Ｄ１−ｄ１が軸線方向の位置によって異なる場合は、係合位置隙間量βは、該径差が最小となる位置での値により代表させるものとする。また、金具側係合部は例えば環状の凸条部とすることができるが、係合部としての機能を果たすことができれば形態はこれに限定されない。
【０００８】
前述の通り、スパークプラグの耐電圧特性を損ねることなく主体金具の外径を縮小しようとすると、絶縁体の肉厚をそれほど減少させることができないから、上記の係合位置隙間量βを小さくせざるを得ない。しかしながら、従来は、汚損時にこの隙間にて飛火することを極力避けるため、該βの値は可及的に大きく設定することが一つの技術常識として定着していた。従って、スパークプラグ小型化の要請により係合位置隙間量βを縮小することは、汚損時の飛火防止の観点からは一つのジレンマであると考えられていたのである。
【０００９】
しかしながら、本発明者らが鋭意検討を重ねた結果、係合位置隙間量βを中途半端に大きく設定するのではなく、むしろある境界を超えて積極的に縮小すると、意外にも耐汚損性が顕著に向上し、汚損時に該係合位置隙間にて飛火する不具合を効果的に防止できることを見出し、本発明を完成させるに至った。具体的には、上記係合位置隙間量βを０．４ｍｍ以下に調整することで、係合位置隙間への未燃ガスの侵入を確実にブロックすることができ、該係合位置隙間内において絶縁体表面が汚損することを防止できる。その結果、耐汚損性を損ねることなく、スパークプラグの小型化を有効に図ることができる。
【００１０】
係合位置隙間量βが０．４ｍｍを超えると未燃ガスの侵入を食い止めることが困難となり、係合位置隙間内における絶縁体表面の汚損を防止できなくなる。なお、係合位置隙間量βが極端に小さくなると、係合位置隙間内への汚損物質の侵入は生じないが、係合位置隙間から前方側に延びる絶縁体表面に汚損物質が付着した場合に、その汚損物質の堆積層が、係合位置隙間を挟んで反対側に位置する主体金具側係合部と接触して短絡を生じやすくなり、着火性が却って損なわれる場合がある。この点を考慮して、係合位置隙間量βは例えば０．０５ｍｍ以上確保すること、より望ましくは０．２ｍｍ以上確保することが望ましい。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１１】
以下、本発明の実施の形態を図面を参照して説明する。
図１及び図２は、本発明の一実施形態としてのスパークプラグ１００を示す。図１は全体の縦断面図であり、図２はその先端側要部を拡大して示す図である。該スパークプラグ１００は、筒状の主体金具１、先端部２１が突出するようにその主体金具１の内側に嵌め込まれた絶縁体２、先端部３ｅを突出させた状態で絶縁体２の内側に設けられた中心電極３、及び主体金具１に一端が溶接等により結合されるとともに他端側が側方に曲げ返されて、その側面が中心電極３の先端部と対向するように配置された接地電極４等を備えている。また、図２に示すように、接地電極４と中心電極３との間には、間隔αの火花放電ギャップｇが形成されている。接地電極４及び中心電極３の本体部３ａはＮｉ合金等で構成されている。また、中心電極３の本体部３ａの内部には、放熱促進のためにＣｕあるいはＣｕ合金等で構成された芯材３ｂが埋設されている。
【００１２】
主体金具１は、低炭素鋼等の金属により円筒状に形成されており、スパークプラグ１００のハウジングを構成するとともに、その外周面には、スパークプラグ１００を図示しないエンジンブロックに取り付けるための取付ねじ部７が形成されている。なお、１ｅは、主体金具１を取り付ける際に、スパナやレンチ等の工具を係合させる工具係合部であり、六角状の軸断面形状を有している。また、絶縁体２は、全体がアルミナ系セラミック焼結体として構成され、軸線方向Ｏに沿って貫通孔６が形成されており、その一方の端部側に端子金具１３が固定され、同じく他方の端部側に中心電極３が固定されている。また、該貫通孔６内において端子金具１３と中心電極３との間に抵抗体１５が配置されている。この抵抗体１５の両端部は、導電性ガラスシール層１６，１７を介して中心電極３と端子金具１３とにそれぞれ電気的に接続されている。これら抵抗体１５と導電性ガラスシール層１６，１７とが焼結導電材料部を構成している。なお、抵抗体１５は、ガラス粉末と導電材料粉末（及び必要に応じてガラス以外のセラミック粉末）との混合粉末を原料とする抵抗体組成物で構成される。
【００１３】
絶縁体２の軸方向中間には、周方向外向きに突出する突出部２ｅが例えばフランジ状に形成されている。そして、絶縁体２には、軸線方向Ｏにおいて、中心電極３の先端部３ｅ（つまり火花放電ギャップｇ）に向かう側を前方側として、該突出部２ｅよりも後方側がこれよりも細径に形成された本体部２ｂとされている。一方、突出部２ｅの前方側にはこれよりも細径の第一軸部２ｇと、その第一軸部２ｇよりもさらに細径の第二軸部２ｉがこの順序で形成されている。なお、本体部２ｂの外周面後端部にコルゲーション部を形成してもよい。
【００１４】
他方、中心電極３の軸断面径は抵抗体１５の軸断面径よりも小さく設定されている。そして、絶縁体２の貫通孔６は、中心電極３を挿通させる略円筒状の第一部分６ａと、その第一部分６ａの後方側（図面上方側）においてこれよりも大径に形成される略円筒状の第二部分６ｂとを有する。端子金具１３と抵抗体１５とは第二部分６ｂ内に収容され、中心電極３は第一部分６ａ内に挿通される。中心電極３の後端部には、その外周面から外向きに突出して電極固定用凸部３ｃが形成されている。そして、上記貫通孔６の第一部分６ａと第二部分６ｂとは、図２の第一軸部２ｇ内において互いに接続しており、その接続位置には、中心電極３の電極固定用凸部３ｃを受けるための凸部受け面６ｃがテーパ面あるいはアール面状に形成されている。
【００１５】
絶縁体２は、主体金具１に対し後方側開口部から挿入されるとともに、第一軸部２ｇと第二軸部２ｉとの接続部が周方向の段部とされ、該段部が絶縁体側係合部２ｈとして、主体金具１の内面に形成された金具側係合部としての周方向の環状の凸条部１ｃと、リング状の板パッキン６３を介して係合することにより、軸方向の抜止めがなされている。他方、主体金具１の後方側開口部内面と、絶縁体２の外面との間には、フランジ状の突出部２ｅの後方側周縁と係合するリング状の線パッキン６２が配置され、そのさらに後方側にはタルク等の充填層６１を介してリング状の線パッキン６０が配置されている。そして、絶縁体２を主体金具１に向けて前方側に押し込み、その状態で主体金具１の開口縁をパッキン６０に向けて内側に加締めることにより加締め部１ｄが形成され、主体金具１が絶縁体２に対して固定されている。
【００１６】
図２に示すように、絶縁体の絶縁体側係合部２ｈよりも前方側に位置する部分、ここでは、第二軸部２ｉの基端部外周面（隙間形成外周面）２ｋが、金具側係合部たる凸条部１ｃの内周面（隙間形成内周面）５２と、所定量の係合位置隙間Ｑを形成する形にて対向している。そして、隙間形成外周面２ｋの外径をｄ１、隙間形成内周面５２の内径をＤ１として、
β＝（Ｄ１−ｄ１）／２（前記（１）式）
にて表される係合位置隙間量βが０．４ｍｍ以下（望ましくは０．０５ｍｍ以上）に調整されている。
【００１７】
上記係合位置隙間量βを０．４ｍｍ以下に調整することで、例えばプレデリバリ時等の汚損の生じやすい使用環境下においても、係合位置隙間Ｑへの未燃ガスの侵入を確実にブロックすることができ、該係合位置隙間Ｑ内において絶縁体２の表面（隙間形成外周面２ｋ）が汚損することを防止できる。その結果、耐汚損性を損ねることなく、スパークプラグ１００の小型化を有効に図ることができる。例えば、主体金具１の前端側外周面に形成される取付ねじ部７の呼びをＭ１２以下に縮小しても耐汚損性を良好に保持できる。具体的には、取付ねじ部７は、具体的にはＭ１２あるいはＭ１０等の値を採用できる（本明細書において取付ねじ部の呼びは、ＩＳＯ２７０５（Ｍ１２）及びＩＳＯ２７０４（Ｍ１０）に規定された値を意味し、当然に、該規格に定められた寸法公差の範囲内での変動を許容する）。本発明によると、該係合位置隙間Ｑが０．４ｍｍ以下と、従来のスパークプラグよりも小さい値に設定されるから、取付ねじ部７の寸法を縮小した場合も、主体金具側係合部との係合位置における絶縁体２の肉厚をそれほど小さくしなくて済む。従って、係合位置隙間Ｑの縮小により耐汚損性が向上するとともに、絶縁体２の耐電圧特性も良好に維持できる。
【００１８】
なお、本実施形態では、第一軸部２ｇの外周面は略円筒状とされ、他方、隙間形成外周面２ｋをなす第二軸部２ｉの基端部の外周面は、軸線方向Ｏにおいて、係合位置隙間Ｑが略一定（かつ最小値）となるように、隙間形成内周面５２と略同軸的な円筒面状とされている。また、第二軸部２ｉのそれよりも先端側の外周面は、先端に向かうほど縮径する円錐面状とされている。
【００１９】
上記のように取付ねじ部７の呼びを小さくしようとした場合、係合位置隙間量βとともに、係合位置隙間Ｑよりも前方側に延出する絶縁体前端部、すなわち第二軸部２ｉの外周面と、主体金具１の内周面との間に形成される隙間、すなわちガスボリューム部ＧＶの幅Ｊも小さくなりやすい点に留意すべきである。該幅Ｊが小さくなりすぎると、係合位置隙間Ｑ内が清浄であっても、それよりも前方側にて第二軸部２ｉが汚損すれば、主体金具１の内周面と第二軸部２ｉの外周面との間で飛火する、いわゆる横飛火の問題が生じやすくなる。そこで、これを防止するために、主体金具１の前端面側開口部の内径をＤ２、当該前端面位置における絶縁体２（第二軸部２ｉ）の外径をｄ２として、
Ｅ＝（Ｄ２−ｄ２）／２  ‥‥（２）
にて表されるガスボリューム部端面幅Ｅを、火花放電ギャップｇの間隔をαとして、
１．１α≦Ｅ  ‥‥（３）
を満足するように調整することが有効である。
【００２０】
絶縁体２は火花放電ギャップｇに近い先端部付近が電界集中しやすく、また、主体金具１の端面内周縁には電界集中しやすいエッジが形成されることから、ガスボリューム部ＧＶにおける横飛火の問題は、主体金具１の先端面位置にて生じやすい傾向にある。しかしながら、この位置でのガスボリューム部ＧＶの幅、つまりガスボリューム部端面幅Ｅを、正規の飛火位置である火花放電ギャップｇの間隔αよりも大きくしておくことで、絶縁体２（第二軸部２ｉ）の表面が汚損した場合でも横飛火の問題を効果的に抑制できる。なお、本明細書においては、（２）式に示すように、ガスボリューム部端面幅Ｅを主体金具１と絶縁体２との径差を用いて定義しているが、例えば絶縁体２を主体金具１に組み付ける際に若干の偏心が生じたりすると、主体金具１の内周面と絶縁体２（第二軸部２ｉ）の外周面との実際の距離が局所的に縮小し、該位置での横飛火発生が問題となることも考えられる。そこで、その影響を吸収できるよう、Ｅの値は（３）式のように、若干の余裕を見込んだ値に設定している。しかし、組み付け時の偏心等を確実に防止できる場合は、α＜Ｅとしても差し支えない。
【００２１】
また、絶縁体２（第二軸部２ｉ）の先端部の汚損に伴う横飛火は、常に主体金具１の端面位置で生ずるとは限らず、ガスボリューム部ＧＶの幅によっては主体金具の多少奥まった位置で発生することもありえる。そこで、このような横飛火を防止するには、絶縁体側係合部２ｈよりも前方側において、絶縁体側係合部２ｈよりも前方側において、軸線Ｏと直交する仮想平面による絶縁体２の断面外形線の直径をｄ３、これに対応する位置における主体金具１の内径をＤ３としたときに、主体金具１の前端面位置から少なくとも７ｍｍまでの区間の任意位置において、
α＜（Ｄ３−ｄ３）／２  ‥‥（４）
を満足していること、つまり、主体金具１の前端面位置から７ｍｍ以上確保された区間Ｌにおいて、α＜（Ｄ３−ｄ３）／２を満足していることが有効である。
【００２２】
軸線方向Ｏのある位置におけるガスボリューム部ＧＶの幅Ｊ（≡（Ｄ３−ｄ３）／２）が、火花放電ギャップｇの間隔αよりも大であれば、その位置での横飛火は本質的に生じにくくなる。他方、横飛火発生に影響する絶縁体表面の電界強度は、火花放電ギャップｇに近い先端部付近にて高くなるが、軸線方向Ｏにおいて後方側に離間するにつれ次第に減少する。しかしながら、有限要素法による電界強度分布シミュレーションを用いて本発明者らが検討したところによると、主体金具の前端面位置から軸線方向において７ｍｍ程度までの区間では、絶縁体表面の電界強度がある程度高くなると予想され、横飛火発生が懸念された。そこで、少なくともこの区間において、上記のガスボリューム部幅Ｊを、正規の放電場所である火花放電ギャップｇの間隔αよりも大きくなるように調整すると、主体金具１の奥まった位置での横飛火が実際に効果的に抑制できるようになる。
【００２３】
次に、金具側係合部たる凸条部１ｃにおいて隙間形成内周面５２には、絶縁体２の軸線Ｏ（ここでは、主体金具１の軸線とも一致している）を含む仮想平面による断面外形線が、隙間形成外周面２ｋと対向する平坦部５２ａと、該平坦部５２ａの前方側端部から主体金具１の内周面に向けて下る傾斜部５２ｂとを有する。そして、それら平坦部５２ａと傾斜部５２ｂとのなす角度θが、
１４０゜≦θ≦１６０゜  ‥‥（５）
を満足するものとなっている。該平坦部５２ａと傾斜部５２ｂとの交差位置にはエッジ部が形成されるが、それらのなす角度θを（５）のようにやや大きめに設定しておけば、形成されるエッジ部への過度の電界集中が回避でき、耐電圧性能をより向上させることができる。ただし、θが１４０゜未満では効果が小さく、θが１６０゜を超えると、傾斜部５２ｂが主体金具１の内周面に向けてだらだらと長く裾を引く形となり、ガスボリューム部ＧＶにおいて電界強度の高い領域が、肉厚の小さい絶縁体２（第二軸部２ｉ）の先端部にまで広がって、耐電圧性能が却って損なわれる場合がある。また、ガスボリューム部ＧＶの幅Ｊの小さくなる区間が長くなるので、横飛び防止の観点においても不利に作用する場合がある。本実施形態では、平坦部５２ａが第二軸部２ｉの基端部外周面２ｋと同軸的な円筒面をなしており、他方、傾斜部５２ｂは円錐面状に形成されている。
【００２４】
以下、スパークプラグ１００に付加可能な種々の変形について説明する（なお、図１及び図２と共通の部分には同一の符号を付与して詳細な説明を省略する）。まず、図３においては、ガスボリューム部ＧＶの幅Ｊが、火花放電ギャップｇの間隔αよりも大となる区間Ｌの長さをなるべく大きくできるように、第二軸部２ｉの円筒状の基端部２ｒに対し、縮径部２ｊを介して先端本体部分２ｓを接続した形態としている。本実施形態では電界集中しやすい急角度のエッジを生じにくくするため、縮径部２ｊを円錐面状（テーパ状）としている。
【００２５】
また、図４（ａ）の実施形態においても、金具側係合部たる凸条部１ｃの隙間形成内周面５２は、軸線Ｏを含む仮想平面による断面外形線が、隙間形成外周面２ｋと対向する平坦部５２ａと、該平坦部５２ａの前方側端部から主体金具１の内周面に向けて下る傾斜部５２ｂとを有する。そして、それら平坦部５２ａと傾斜部５２ｂとの交差位置に面取り部５２ｃが形成されている（図４（ｂ）に拡大図を示す）。この構成により、平坦部５２ａと傾斜部５２ｂとの交差位置への電界集中が起こり難くなり、平坦部５２ａと傾斜部５２ｂとの角度θを大きくするのと同様の効果を達成できる。図４の実施形態においても絶縁体１の第二軸部２ｉは、図３と同様に、円筒状の基端部２ｒに対し、縮径部２ｊを介して先端本体部分２ｓを接続した形態を有する。なお、図３では先端本体部分２ｓの外周面が円錐面状となっていたが、図４では、主体金具１のより奥まった位置までガスボリューム部ＧＶの幅Ｊがなるべく広くなるように、先端本体部分２ｓの外周面を円筒面状としている。なお、図４（ｃ）に示すように、面取り部５２ｃに代えてアール部５２ｒを設けてもよい。
【００２６】
また、図５においては、中心電極３の前端面に、Ｉｒ又はＰｔを主成分とする直径１ｍｍ以下の貴金属発火部３１が固着されている。電極先端部を直径１ｍｍ以下に縮径すれば、火花放電ギャップｇに面する電極先端部に電界を集中できるため、放電電圧を下げることができる。また、該電極先端部を貴金属発火部３１となすことで、火花消耗が抑制されスパークプラグの長寿命化を図ることができる。そして、主体金具１の取付ねじ部７の小径化により絶縁体２が多少薄肉化しても、放電電圧が下がるので、その分、耐電圧性能に余裕を持たせることができる。ただし、過度の電界集中による火花消耗の進行を抑制する観点において、貴金属発火部３１の直径は０．２ｍｍ以上とすることが望ましい。
【００２７】
本実施形態では、中心電極３の先端部にＩｒ合金（合金成分は例えばＲｈ、ＰｔあるいはＮｉ等）からなる貴金属発火部３１がレーザー溶接により固着され、接地電極４には上記発火部３１に対向する形で、ＰｔあるいはＰｔ合金（合金成分は例えばＮｉ等）からなる発火部３２が抵抗溶接により固着されるとともに、それら発火部３１と、対向する発火部３２との間の隙間が火花放電ギャップｇとされている。
【実施例】
【００２８】
本発明の効果を確認するために、以下の実験を行なった。
（実施例１）
図１及び図２に示すスパークプラグにおいて、取付ねじ部７の呼びをＭ１２、火花放電ギャップｇの間隔αを１．１ｍｍ、ガスボリューム部端面幅Ｅとαとの比Ｅ／αを１．４、ガスボリューム部幅ＪについてＪ＞αとなる区間Ｌの長さを７ｍｍ、凸条部１ｃの平坦部５２ａと傾斜部５２ｂとの角度θを１５０゜とし、係合位置隙間量βの値を０．１〜０．６ｍｍの種々の値に設定したものを試験品として用意した。そして、各スパークプラグの耐汚損性を調べるために、下記の条件でプレデリバリ耐久試験を行った。すなわち、スパークプラグを、接地電極４側を正、中心電極２側を負とする電圧印加極性で試験用自動車（排気量：１５００ｃｃ、直列４気筒）に取り付け、ＪＩＳ：Ｄ１６０６に例示されている走行パターン（テスト室温：−１０℃）を１サイクルとして、スパークプラグの絶縁抵抗が１０ＭΩ以下に低下するまでこれを繰り返し、そのサイクル数により１０サイクル以上を「○」、８〜９サイクルを「△」、６サイクル以下を「×」（○と△は可、×は不可）として判定した。以上の結果を表１に示す。
【００２９】
【表１】
0004398483.tif 000002
【００３０】
これによると、係合位置隙間量βの値を０．４ｍｍ以下とすることにより、スパークプラグの耐汚損性が顕著に向上していることがわかる。
【００３１】
（実施例２）
図１及び図２に示すスパークプラグにおいて、取付ねじ部７の呼びをＭ１２、火花放電ギャップｇの間隔αを１．１ｍｍ、ガスボリューム部端面幅Ｅとαとの比Ｅ／αを１．４、凸条部１ｃの平坦部５２ａと傾斜部５２ｂとの角度θを１５０゜、係合位置隙間量βの値を０．４ｍｍとし、ガスボリューム部幅ＪについてＪ＞αとなる区間Ｌの長さを５〜８．３ｍｍの種々の値に設定したものを試験品として用意した。そして、各スパークプラグの低温始動性を調べるために、下記の条件で試験を行った。すなわち、スパークプラグを、接地電極４側を正、中心電極３側を負とする電圧印加極性で試験用自動車（排気量：１５００ｃｃ、直列４気筒）に取り付け、アイドリング３０秒＋停止３０分のサイクルを繰り返し、始動不能となるまでのサイクル数を求める試験を、室温−３０℃と−１０℃との二条件にて行なった。いずれも、そのサイクル数により５サイクル以上を「○」、４サイクル以下を「×」（○は可、×は不可）として判定した。以上の結果を表２に示す。
【００３２】
【表２】
0004398483.tif 000003
【００３３】
この結果によると、−１０℃の試験ではどの試験品も問題は生じなかったが、より低温で過酷な条件となる−３０℃の試験では、Ｌを７ｍｍ以上確保した試験品において良好な結果が得られた。なお、Ｌが７ｍｍ未満の試験品にて始動不能サイクルが小さくなった理由は、絶縁体汚損の進行により横飛火が発生しやすくなったことが原因と考えられる。
【００３４】
（実施例３）
図１及び図２に示すスパークプラグにおいて、取付ねじ部７の呼びをＭ１２、火花放電ギャップｇの間隔αを１．１ｍｍ、凸条部１ｃの平坦部５２ａと傾斜部５２ｂとの角度θを１５０゜、係合位置隙間量βの値を０．４ｍｍ、第二軸部２ｉの外周面傾斜角度を種々に変更することによりガスボリューム部端面幅Ｅとαとの比Ｅ／αを０．９〜１．７の種々の値に調整した試験品として用意した。これらのスパークプラグは、発火部を予め燻らせた後、可視チャンバーに取り付け、チャンバー内の空気圧を０．４ＭＰａに設定して火花放電させるとともに、放電１０００回中、金具への横飛火が何回発生したかを目視確認することにより、横飛火発生頻度を調べた。結果を図６に示す。これによると、Ｅ／αを１．１以上とすることにより、横飛火発生頻度が顕著に減少していることがわかる。
【００３５】
（実施例４）
図１及び図２に示すスパークプラグにおいて、取付ねじ部７の呼びをＭ１２、火花放電ギャップｇの間隔αを１．１ｍｍ、ガスボリューム部端面幅Ｅとαとの比Ｅ／αを１．４、ガスボリューム部幅ＪについてＪ＞αとなる区間Ｌの長さを７ｍｍとし、凸条部１ｃの平坦部５２ａと傾斜部５２ｂとの角度θを１３５〜１７０゜としたものを試験品として用意した。また、角度θを１２０゜とする代わりに、図４のような面取部５２ｃ（面取り幅０．５ｍｍ）を設けた試験品も用意した。
【００３６】
これら試験品の寸法・形状を初期条件として用い、中心電極３への印加電圧レベルを１０ｋＶとしたときのガスボリューム部ＧＶ内の電界強度分布を、市販のソフトウェアにより有限要素法によりシミュレーションするとともに、平坦部５２ａと傾斜部５２ｂとの交差部直近位置での電界強度を読み取った。結果を表３に示す。
【００３７】
【表３】
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【００３８】
これによると、角度θを１４０゜以上としたもの、あるいは面取りを施したものは、電界強度が顕著に小さくなっていることがわかる。図７（ａ）はθ＝１３５゜、同図（ｂ）はθ＝１５０゜のもののシミュレーション結果を示すものであり、図中明るく表れている領域ほど電界強度が高いことを示す。これによると、角度θの小さい前者においては、交差部直近位置に電界集中部が顕著に現われているのに対し、θの大きい後者においては電界集中の度合いが和らげられている様子がよくわかる。
【００３９】
次に、上記各試験品から接地電極を取り除き、その状態で主体金具の開口側をシリコンオイル等の液状絶縁媒体中に浸漬することにより、絶縁体の外面と主体金具の内面との間を該液状絶縁媒体で満たして絶縁した。この状態で、主体金具と中心電極３との間に、高圧電源により交流高電圧又はパルス状高電圧を印加するとともに、その電圧波形をオシロスコープ等により記録し、その電圧波形から、絶縁体に貫通破壊が生じたときの電圧値を、貫通破壊耐電圧として読み取った。なお、各試験品ともｎ＝４０にて試験を行い、耐電圧の平均値と最小値とを求めた。以上の結果を表４に示す。
【００４０】
【表４】
0004398483.tif 000005
【００４１】
これによると、角度θを１４０゜〜１６０゜としたもの、あるいは面取りを施したものは、耐電圧の平均値及び最小値がいずれも高く、安定した耐電圧性能を有していることがわかる。他方、角度θが１４０゜未満では、耐電圧の平均値及び最小値がともに低下し、耐電圧性能が相対的に低下する傾向が認められる。また、角度θが１６０゜を超えると、耐電圧の平均値は比較的良好であるが、最小値が低下し、耐電圧性能にばらつきが生じやすくなる傾向を示している。
【図面の簡単な説明】
【００４２】
【図１】本発明の一実施形態たるスパークプラグの全体構成を示す縦断面図。
【図２】図１の先端側要部を拡大して示す縦断面図。
【図３】図１のスパークプラグの第一変形例を示す要部縦断面図。
【図４】同じく第二変形例を示す要部縦断面図。
【図５】同じく第三変形例を示す全体縦断面図。
【図６】実施例３の実験結果を示すグラフ。
【図７】実施例４のいくつかのシミュレーション結果を示す図。
【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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