(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
絶縁性セラミックからなるセラミック基体（１３）と、当該セラミック基体の内部に埋設された導電性セラミックからなる抵抗発熱体（１１）とからなる軸線（Ｏ）方向に延びる棒状のセラミックヒータ（１）と、該セラミックヒータ（１）の外周面に当該セラミックヒータ（１）の先端及び後端をともに突出させて圧入嵌合により取り付けられた金属外筒（３）と、エンジンへ組み付けられた際に前記エンジンのシリンダヘッドの取り付け孔に着座接触する自身の先端部に縮径された縮径面（４ｋ）を有するとともに前記金属外筒（３）を保持する主体金具（４）とを備え、
前記金属外筒（３）から前記セラミックヒータ（１）を抜き取るために必要な抜出荷重Ｐが１０００Ｎ以上３００００Ｎ未満となるように調整されつつ、
前記縮径面（４ｋ）の最も先端側を境界としてその先端側である前段部分（５０ａ）と、それの後端側に続く部分として定義される後続部分（５０ｂ）とからなり、その後続部分（５０ｂ）をなす前記金属外筒（３）の一部を部分金属外筒（３ｂ）、同じく前記セラミックヒータ（１）の一部を部分セラミックヒータ（１ｂ）と定義する一方、
前記軸線（Ｏ）方向において、前記金属外筒（３）の全長をＬ、前記部分金属外筒（３ｂ）の長さをＬ１としたとき、前記部分金属外筒（３ｂ）内に位置する前記部分セラミックヒータ（１ｂ）を、その部分金属外筒（３ｂ）内より抜き取るために必要な部分抜出荷重Ｐｋが、前記抜出荷重Ｐに対し、
Ｐｋ≧Ｐ×（Ｌ１／Ｌ）（単位：Ｎ）
を満足するように調整されていることを特徴とするグロープラグ（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とを介して行われる。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接地側端子への金属外筒の組付けを焼きば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】
焼きばめや圧入といった締まりばめ嵌合においても、ろう付けと同様の接合強度が確保されていることが重要である。接合強度が不足すると、グロープラグがエンジンに取り付けられ、圧縮・爆発にともなう強い圧力を受けたとき、セラミックヒータが金属外筒に対してプッシュバックを生じてしまい、始動性の低下をもたらしたり、金属リードの断線や主体金具との短絡などの不具合が生ずる。
【０００５】
本発明の課題は、セラミックヒータと金属外筒とが圧入嵌合により強固に接合され、エンジンに取り付けられて長期にわたる使用を経てもなお、プッシュバックを生じないグロープラグを提供することにある。
【０００６】
【課題を解決するための手段及び作用・効果】
上記課題を解決するために本発明のグロープラグは、
絶縁性セラミックからなるセラミック基体と、当該セラミック基体の内部に埋設された導電性セラミックからなる抵抗発熱体とからなる軸線方向に延びる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当該セラミックヒータの先端及び後端をともに突出させて圧入嵌合により取り付けられた金属外筒と、エンジンへ組み付けられた際に前記エンジンのシリンダヘッドの取り付け孔に着座接触する自身の先端部に縮径された縮径面を有するとともに前記金属外筒を保持する主体金具とを備え、
前記金属外筒から前記セラミックヒータを抜き取るために必要な抜出荷重Ｐが１０００Ｎ以上３００００Ｎ未満となるように調整されつつ、
前記縮径面の最も先端側を境界としてその先端側である前段部分と、それの後端側に続く部分として定義される後続部分とからなり、その後続部分をなす前記金属外筒の一部を部分金属外筒、同じく前記セラミックヒータの一部を部分セラミックヒータと定義する一方、
前記軸線方向において、前記金属外筒の全長をＬ、前記部分金属外筒の長さをＬ１としたとき、前記部分金属外筒内に位置する前記部分セラミックヒータを、その部分金属外筒内より抜き取るために必要な部分抜出荷重Ｐｋが、前記抜出荷重Ｐに対し、
Ｐｋ≧Ｐ×（Ｌ１／Ｌ）（単位：Ｎ）
を満足するように調整されていることを特徴とする。
【０００７】
上記本発明のグロープラグは、セラミックヒータと金属外筒とが圧入により接合されたものである。グロープラグがエンジンに取り付けられ、圧縮・爆発にともなう強い圧力を受ける場合には、金属外筒はセラミックヒータの内部に埋設された抵抗発熱体による熱や、燃焼による熱を受けることになる。つまり、熱を受けながら圧力を受けることになる。しかしながら、プッシュバックを生じるか否かを種々調べてみると、熱を受けるか否かとは直接関係せず、室温における抜出荷重とほぼ比例することが判明した。すなわち、室温での抜出荷重を上記範囲に調整することにより、燃焼室から受熱するような場合であってもプッシュバックの生じない信頼性を獲得し得るのである。なお、プッシュバックとは、セラミックヒータが燃焼室から圧力を受けて、金属外筒に対して相対的に燃焼室の外側方向に後退することをいう。
【０００８】
また、エンジンの燃焼室から受熱してセラミックヒータに対する金属外筒の緊束力が弱まった場合でも、上記後続部分においてセラミックヒータは金属外筒に確実に保持されるのでプッシュバックは起こらない。
【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とこれを保持する主体金具４とを有する。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している。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、締まりば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。
【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の外周面に圧入嵌合により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】
上記の構成によると、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。
【００１３】
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、図１及び図２に示す形態では、主体金具４もヒータ保持面４ａにおいて、金属外筒３の外周面に締まりば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。
【００１４】
また、図７に示すように、主体金具４との接合位置において金属外筒３の後端部が拡径した形態を例示することもできる。この図７に示す形態において、主体金具４の先端部分における内径は、金属外筒３のその拡径部３ｃが着座する形に縮径されている。このような形態において、主体金具４と金属外筒３との接合を締まりばめにより行うことは難しいので、ろう付けが好適である。
【００１５】
セラミックヒータ１と金属外筒３との接合強度について具体的にいうと、金属外筒３からセラミックヒータ１を抜き取るために１０００Ｎ以上の抜出荷重Ｐが必要とされなければならない。抜出荷重Ｐが１０００Ｎを下回るものについては、エンジンに組み付けて耐久試験を行った場合に、プッシュバックを生じやすい。また、抜出荷重Ｐは種々の要件を改善することにより、例えば３００００Ｎ程度まで割合容易に向上させることが可能である。しかしながら、これが高くなりすぎると金属外筒３の緊束力が強くなりすぎ、セラミックヒータ１の抗折強度の低下が懸念されるため、３００００Ｎ未満であることが望ましい。
【００１６】
また、全体としては上記のように調整することができるが、通常、グロープラグ５０は図５に示すように、エンジンに組みつけられたとき、主体金具４の縮径面４ｋがシリンダヘッド４０の取り付け孔に着座接触する形にて固定される。そして、それらシリンダヘッド４０と縮径面４ｋとが接触することによって、グロープラグ５０は燃焼室からの受熱を、シリンダヘッド４０へ効率よく逃がすことができるのである。軸線Ｏ方向に関し、上記接触の開始位置を示す基準線ＨＬよりも燃焼室側は、シリンダヘッド４０との間に拡がるとともに燃焼室につながる隙間Ｓが形成されている。従って、基準線ＨＬよりも燃焼室側か否かにより、おかれる環境が著しく異なってくるのである。
【００１７】
上記基準線ＨＬを境界にして次のように考えることが可能である。すなわち、グロープラグ５０は、軸線Ｏ方向に関し、内燃機関に取り付けられた際に、燃焼室に最も近いシリンダヘッドとの当接位置よりも燃焼室側の部分として定義される前段部分５０ａと、それに続く部分として定義される後続部分５０ｂとからなり、その後続部分５０ｂをなす金属外筒３の一部を部分金属外筒３ｂ、同じくセラミックヒータ１の一部を部分セラミックヒータ１ｂと定義することができる。
【００１８】
なお、図５に示した形態は、主体金具４の縮径面４ｋがシリンダヘッド４０の取り付け孔に着座接触するような形態であった。他方、図９に示す別例においては、金属外筒３の縮径面３ｋが主体金具４における縮径面４ｋと同一の役割を果たしている。
【００１９】
エンジン作動時には前段部分５０ａは、例えば５００〜７００℃といった高温になる場合もある。他方、シリンダヘッド４０側（後続部分５０ｂ）においては熱引きがよいのでそれよりも十分低い温度に保たれる。従って、軸線Ｏ方向において、金属外筒３の全長をＬ、部分金属外筒３ｂの長さをＬ１としたとき（図４参照）、部分金属外筒３ｂ内に位置する部分セラミックヒータ１ｂを、その部分金属外筒３ｂ内より抜き取るために必要な部分抜出荷重Ｐｋが、前述した抜出荷重Ｐに対し、Ｐｋ≧Ｐ×（Ｌ１／Ｌ）（単位：Ｎ）を満足するように調整されておればよく、このようにすればエンジン作動時にプッシュバックが生じる恐れもない。
【００２０】
なお、図４に上記抜出荷重Ｐ及び部分抜出荷重Ｐｋの測定方法の概略を示す。
すなわち、主体金具４から取り外した金属外筒３とセラミックヒータ１との組立体を、前述した前段部分５０ａと後続部分５０ｂとの境界ＨＬにて切断する。そして、その各々をそれらが丁度はまり込む形に寸法調整された台座４１に固定し、分割後のセラミックヒータ１ａ，１ｂの端面に圧力を印加するとともに、分割後の金属外筒３ａ，３ｂに対して相対移動を開始し始めるときの値を測定する。
このようにして測定した双方の和を上記抜出荷重Ｐとし、他方、後続部分５０ｂのみの値を部分抜出荷重Ｐｋとするのである。
【００２１】
さて、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、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、ＪＩＳ−Ｇ４３０３（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。
【００２２】
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））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℃、金属外筒３の到達温度が５００〜７００℃程度までの範囲に留まる場合は、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。
【００２３】
次に、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。
【００２４】
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、抵抗溶接やろう付けが採用可能である。
【００２５】
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２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。
【００２６】
なお、抵抗発熱体１１への通電は、例えば図６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を介して行なう技術が参考例として存在する。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。
【００２７】
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。
【００２８】
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。
【００２９】
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。
【００３０】
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との線膨張係数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。
【００３１】
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。
【００３２】
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）。
【００３３】
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。
【００３４】
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。
【００３５】
なお、図６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。
【００３６】
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がはめ込まれている。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。
【００３７】
グロープラグ５０は、主体金具４の取付部５においてディーゼルエンジンのシリンダヘッドに取り付けられる。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。
【００３８】
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、射出成形により作製する。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。
【００３９】
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、さらに寸法調整のための粗研磨を経た後に、固定砥粒を用いて精密研磨することによりセラミックヒータ１が得られる。そして、該セラミックヒータ１に端子リング１４及び金属外筒３を圧入により嵌合させ、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。
【００４０】
なお、セラミックヒータ１を金属外筒３及び端子リング１４に圧入する際には、それらの少なくとも一方の接合面に、加熱によって滑性が消失する滑剤を塗布すると、圧入がよりスムーズに行えるので好適である。圧入工程の終了後には、加熱処理を行う。このような滑剤として、例えばステアリン酸や、カルボン酸あるいはカルボン酸塩を含む物質である脂肪酸ナトリウムや酸化マイクロワックス等を使用できる。熱処理条件等については、例えば特公平８−５７２８号公報に開示された技術を好適に採用することができる。
【００４１】
【実施例】
（実施例１）
以下、本発明の効果を確認するために行なった実験結果について説明する。
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作製した。ただし、セラミックヒータ１の長さは４０ｍｍ、外径は３．５ｍｍであり、第二抵抗体部分１２，１２の太さは１ｍｍ、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。他方、前記したＳＵＳ６３０（Ｈ９００時効硬化処理品：Ｈｖ＝約４００）を用いて金属外筒３を作製した。ただし、その肉厚は０．９ｍｍ、軸線Ｏ方向への長さＬは２０ｍｍに固定した。
【００４２】
そして、上記の金属外筒３を、各々のセラミックヒータ１の所定位置に圧入により組み付けた。なお、組み付け状態にある金属外筒３及びセラミックヒータ１は、それらの作製要件（圧入代、面粗さ等）を種々調整することにより、前述した抜出荷重Ｐが１０００Ｎ以上となるように調整したものである。さらにそれらを、主体金具４の所定位置に圧入により組み付け、本発明のグロープラグ５０を得た。圧入時において金属外筒３の内面及び外面には潤滑剤（パスキンＭ３０（商品名：共栄社化学（株））を適量塗布しており、特にことわりのない限り本試験条件においては圧入後に３００℃にて該潤滑剤の分解処理を行なっている。なお、全く同様の条件に調整したセラミックヒータ１及び金属外筒３を用い、各々３セットの上記グロープラグ５０を作製した。また、抜出荷重Ｐが１０００Ｎを下回るように調整したグロープラグ５０も同様にして比較品として作製した。
【００４３】
上記のようにして得られた３セットのグロープラグ５０について、以下の試験を行った。まず、前述した方法により抜出荷重Ｐを測定した。次に、排気量２００ｃｃ、４気筒のグロープラグ耐久試験用のディーゼルエンジンに組み付け、５０００ｒｐｍのスロットル全開状態にて４８０秒間、その後エンジンを停止して６０秒間維持し、これを１サイクルとして１００サイクル繰り返した後、セラミックヒータ１の金属外筒３に対するプッシュバック量を測定した。なお、セラミックヒータ１への通電は、上記スロットル全開開始と同期して１１Ｖの印加電圧にて１５秒間のみ行っている。
【００４４】
次に、プッシュバック量を測定したグロープラグについて、セラミックヒータ１の抗折強度試験を行った。なお、抗折強度試験については次のようにして行った。すなわち、図８に示すように、主体金具４をアルミ治具で保持して、セラミックヒータ１の先端部２に静荷重を徐々に与えていき、金属外筒３との嵌合部口元４０において破損にいたるまでに印加された荷重（限界荷重）を測定しそれを抗折強度とした。結果を表１に示す。
【００４５】
【表１】
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【００４６】
セラミックヒータ１の抜出荷重Ｐが１０００Ｎ以上に調整された本発明品（実施例１−１〜１−５）については、耐久試験においてプッシュバックも生じず良好であった。しかしながら、抜出荷重Ｐが３００００Ｎ以上のものについては、耐久試験後の抗折強度低下が著しく、好ましい結果は得られなかった。
【００４７】
（実施例２）
次に、実施例１と同様にして種々の抜出荷重Ｐに調整したグロープラグ５０を作製した。そして、実施例１と同様の耐久試験用エンジンに組み付け、５０００ｒｐｍのスロットル全開状態で３００時間の連続運転を行った。セラミックヒータ１への通電は耐久試験中、常に続けた。耐久試験後、セラミックヒータのプッシュバック量を調べた。そして、さらにセラミックヒータ１の抜出荷重Ｐと部分抜出荷重Ｐｋを前述した方法により求めた。なお、図４に示すように、部分金属外筒３ｂの長さＬ１は、７ｍｍ，１０ｍｍ，１５ｍｍに調整してある。結果を表２に示す。
【００４８】
【表２】
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【００４９】
前述したように、部分金属外筒３ｂにおける部分抜出荷重ＰｋがＰ×（Ｌ１／Ｌ）よりも大きく調整されている本発明品（実施例２−１〜２−１２）においては、上記耐久試験においてもプッシュバックが生じず、良好な耐久性を示した。
【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】  抜出荷重及び部分抜出荷重の測定方法を示す図。
【図５】  内燃機関におけるグロープラグの取り付け状態を示す図。
【図６】  参考例を示す要部縦断面図。
【図７】  金属外筒の後端部が拡径する形態とされた本発明のグロープラグを示す要部縦断面図。
【図８】  抗折強度の測定方法を説明する図。
【図９】  内燃機関におけるグロープラグの取り付け状態の別例を示す図。
【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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【図８】
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【図９】
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