(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
棒状の形態を有するとともに抵抗発熱体（１１）が埋設され、また、前記抵抗発熱体に通電するためのヒータ端子（１２ａ）が外周面に露出形成されたセラミックヒータ（１）と、
前記ヒータ端子（１２ａ）を覆う形で前記セラミックヒータ（１）の外周面に締まり嵌め状態にて取り付けられることにより、前記ヒータ端子（１２ａ）と導通する金属製の端子リング（１４）と、
前記端子リング（１４）の表面に超音波溶接部を介して溶接された金属リード部（１７）と、
を備えたことを特徴とするグロープラグ。
【請求項２】
棒状の形態を有するとともに抵抗発熱体（１１）が埋設され、また、前記抵抗発熱体に通電するためのヒータ端子（１２ａ）が外周面に露出形成されたセラミックヒータ（１）と、
前記ヒータ端子（１２ａ）を覆う形で前記セラミックヒータ（１）の外周面に締まり嵌め状態にて取り付けられることにより、前記ヒータ端子（１２ａ）と導通する金属製の端子リング（１４）と、
前記端子リング（１４）の表面に溶接された金属リード部（１７）とを備え
前記金属リード部（１７）と前記端子リング（１４）との溶接接合部には、該金属リード部（１７）と端子リング（１４）との接合界面から前記金属リード部（１７）側に、該金属リード部（１７）の構成金属成分と前記端子リング（１４）の構成金属成分（以下、リング構成成分という）との合金化層が形成されており、前記接合界面を横切る断面において、前記リングの構成成分の濃度が極大値を示す第一領域Ｐと、極小値を示す第二領域（濃度反転領域）Ｓとが、前記溶接接合の方向に交互に形成された濃度分布が形成されていることを特徴とするグロープラグ。
【請求項３】
前記断面において、最も厚くなる位置における前記合金化層の厚みが１０μｍ以上である請求項２記載のグロープラグ（５０）。
【請求項４】
前記端子リング（１４）がステンレス鋼により構成され、前記金属リード部（１７）がＮｉを主成分とする金属により構成されている請求項１ないし３のいずれか１項に記載のグロープラグ（５０）。
【請求項５】
棒状の形態を有するとともに抵抗発熱体（１１）が埋設され、また、前記抵抗発熱体に通電するためのヒータ端子（１２ａ）が外周面に露出形成されたセラミックヒータ（１）と、
前記ヒータ端子（１２ａ）を覆う形で前記セラミックヒータ（１）の外周面に締まり嵌め状態にて取り付けられることにより、前記ヒータ端子（１２ａ）と導通する金属製の端子リング（１４）と、
前記端子リング（１４）の表面に溶接される金属リード部（１７）と、
を備えたグロープラグの製造するために、
前記金属リード部（１７）と前記端子リング（１４）との溶接接合部を超音波溶接により形成することを特徴とするグロープラグ（５０）の製造方法。
【請求項６】
前記端子リング（１４）を前記セラミックヒータ（１）に締まり嵌め嵌合させた後、その端子リング（１４）に前記金属リード部（１７）を超音波溶接する請求項５記載のグロープラグ（５０）の製造方法。
【請求項７】
前記端子リング（１４）に前記金属リード部（１７）を超音波溶接した後、その端子リング（１４）を前記セラミックヒータ（１）に締まり嵌め嵌合させる請求項５記載のグロープラグ（５０）の製造方法。
【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と、その製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、上記のような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。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
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部あるいは金属リング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。
【０００４】
本発明の課題は、金属リード部のセラミックヒータへの組付けが簡便であって、しかも金属リード部の組付け強度及び導通の確保も確実に行なうことができるグロープラグと、その製造方法とを提供することにある。
【０００５】
【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の第一の構成は、
棒状の形態を有するとともに抵抗発熱体が埋設され、また、抵抗発熱体に通電するためのヒータ端子が外周面に露出形成されたセラミックヒータと、
ヒータ端子を覆う形で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ることにより、ヒータ端子と導通する金属製の端子リングと、
端子リングの表面に超音波溶接部を介して溶接された金属リード部と、
を備えたことを特徴とする。
【０００６】
また、本発明のグロープラグの製造方法は、
棒状の形態を有するとともに抵抗発熱体が埋設され、また、抵抗発熱体に通電するためのヒータ端子が外周面に露出形成されたセラミックヒータと、
ヒータ端子を覆う形で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ることにより、ヒータ端子と導通する金属製の端子リングと、
端子リングの表面に溶接される金属リード部とを備えたグロープラグの製造するために、
金属リード部と端子リングとの溶接接合部を超音波溶接により形成することを特徴とする。
【０００７】
上記本発明のグロープラグの構成では、セラミックヒータの外周面に形成された端子リングを覆う形で金属製の端子リングを締まり嵌めにより配置し、ここに金属リード部を超音波溶接するようにした。これにより、金属リード部のセラミックヒータへの組付け部分から、工数を要する金属／セラミックのろう付け構造を排除でき、ひいては金属リード部のセラミックヒータへの組付けを簡便に行なうことができる。また、超音波溶接の採用により、溶接時の入熱量が制限されることから、得られる溶接接合部あるいはその近傍は、残留する熱応力が軽減される。従って、溶接割れ等の欠陥が生じにくくなり、金属リード部のセラミックヒータへの組み付け強度が高いグロープラグを実現できる。
【０００８】
端子リングのセラミックヒータへの組み付けと、金属リード部の端子リングへの溶接との実施順序は、以下の２つのいずれかとなる。
▲１▼端子リングをセラミックヒータに締まり嵌め嵌合させた後、その端子リングに金属リード部を溶接する。
▲２▼端子リングに金属リード部を溶接した後、その端子リングをセラミックヒータに締まり嵌め嵌合させる。
【０００９】
▲１▼の方法を採用した場合、本発明の構造によると、超音波溶接の採用により溶接時の入熱量が小さいため、端子リングに生じている嵌合の応力が解放されにくく、ひいては嵌合の緊束力が溶接後も高く維持できる。その結果、グロープラグ使用時の温度上昇により端子リングが熱膨張して緩みが生じやすくなる場合でも、緊束力のマージンが高められるため、端子リングとヒータ側端子との導通状態をより高温まで維持できる。他方、▲２▼の方法を採用した場合、溶接後に端子リングのセラミックヒータへの嵌合を行なうので、溶接の影響が嵌合の緊束力に本質的に及ばず、嵌合の緊束力を高く確保できる。また、前記した通り、超音波溶接による接合部には熱応力が残留し難いので、端子リングを嵌合する際の応力が新たに付加されても、溶接接合部に割れ等の不具合が生じ難い。いずれの場合も、本発明の構造を採用した結果として、端子リングを介した金属リード部とヒータ端子との導通確保を確実に行なうことができる。
【００１０】
超音波溶接を採用する上記方法では、金属リード部と端子リングとを加圧接触させながら超音波による高速で微細な機械振動（以下、超音波機械振動という）を与え、金属リード部と端子リングとの間に金属／金属接触状態（あるいは塑性流動による合金化状態）を形成して両者を接合する。該超音波溶接は、被接合部材同士を接触状態で高速回転させることにより接合する摩擦圧接等と異なり、接合時に生ずる摩擦発熱が非常に小さい。また、金属リード部と端子リングとを加圧接触させて超音波機械振動を加えることにより、接触面の酸化物や汚れの層が瞬時に破壊され、清浄な金属層同士の接触と塑性流動とが進行するので、強固な接合状態を実現できる。
【００１１】
超音波溶接により得られる溶接接合部は、機械振動による塑性流動に基づき、合金化して形成されるものと考えられる。従って、その溶接接合部の成分分布も、熱拡散が主体となる抵抗溶接等による溶接部とは明らかに異なるものとなる。本発明のグロープラグの第二の構成は、この観点から特徴部を捉えなおしたものであり、具体的には、棒状の形態を有するとともに抵抗発熱体が埋設され、また、抵抗発熱体に通電するためのヒータ端子が外周面に露出形成されたセラミックヒータと、
ヒータ端子を覆う形で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ることにより、ヒータ端子と導通する金属製の端子リングと、
端子リングの表面に溶接された金属リード部とを備え
金属リード部と端子リングとの溶接接合部には、該金属リード部）と端子リングとの接合界面から金属リード部側に、該金属リード部の構成金属成分と端子リングの構成金属成分（リング構成成分）との合金化層が形成されており、接合界面を横切る断面において、記リングの構成成分の濃度が極大値を示す第一領域Ｐと、極小値を示す第二領域（濃度反転領域）Ｓとが、溶接接合の方向に交互に形成された濃度分布が形成されていることを特徴とする。
【００１２】
図３は、金属リード部と端子リングとの溶接接合部において、接合界面と交差する向きにリング構成成分の濃度分布プロファイルを測定した模式図である。この図は、例えばリング構成金属の主成分元素であるＦｅの場合を例示しているが、これに限定されるものではない。発熱の大きい抵抗溶接等の場合は、端子リング側から金属リード部側への成分移動が、主に熱拡散機構により進行するので、成分拡散はおおむねフィックの法則に従う。このため、金属リード部側の合金化層のリング構成成分は、図３に一点鎖線で示すように、接合界面から離れるにつれて単調に減少するプロファイル形状を示す。他方、超音波溶接を用いた場合は、熱拡散の進行は抵抗溶接等に比較すれば鈍くなる。しかし、金属リード部と端子リングとの接触界面付近で機械振動付加に伴う材料の塑性流動が生じ、それによる合金化が主体となる。その結果、図３に実線で示すように、リング構成成分の濃度が相対的に高い第一領域Ｐよりも接合界面に近い側に、リング構成成分の濃度が相対的に低くなる第二領域Ｓが、濃度反転領域の形で形成される。
【００１３】
上記のようなプロファイルは、上記のような塑性流動に基づく合金化が主体となる場合に特有のものであり、超音波特有の高速機械振動により接触面の酸化物や汚れの層の破壊が瞬時に起こり、清浄な金属層同士の接触及び塑性流動が進行することを意味する。その結果、端子リングと金属リード部との間に強固な接合状態を実現できる。
【００１４】
なお、上記のような合金化層を形成する場合、金属リード部の構成金属を、端子リングの構成金属よりも軟質のものとすることが、超音波振動による塑性流動ひいては合金化を促進する上で望ましい。一例として、端子リングをＦｅを主成分とする金属とし、金属リード部をＮｉを主成分とする金属とする組合せを例示できる。
【００１５】
【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。また、主体金具４は、セラミックヒータ１の外側を同軸的に覆う筒状に形成され、軸線Ｏ方向における内周面前端部がヒータ保持面４ａとされている。そして、該ヒータ保持面４ａにてセラミックヒータ１を、他部材である円筒状の第二端子リング３を介して間接的に、かつ前記先端部２を突出させる形で保持している（従って、セラミックヒータ１を直接保持するのは第二端子リング３の内周面である）。さらに、ヒータ保持面４ａよりも後方側において、セラミックヒータ１の後端部外周面と主体金具４の内周面との間には、リング配置隙間Ｇが形成されている。
【００１６】
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。該外金属軸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６ｆ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、リング配置隙間Ｇにおいてセラミックヒータ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第一端子リング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、一端が第一端子リング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。
【００１７】
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第二端子リング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において該第二端子リング３の外周面に取り付けられている。
【００１８】
主体金具４のヒータ保持面４ａとセラミックヒータ１の外周面との間に介挿された第二端子リング３をスペーサとすることで、該第二端子リング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リング配置隙間Ｇを適度な量で形成することができる。該リング配置隙間Ｇを利用することで、セラミックヒータ１の後端部に第一端子リング１４を配置することが可能となる。金属リード部１７はこの第一端子リング１４に金属／金属接合により取り付ければよいから、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、第一端子リング１４をセラミックヒータ１に締ま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と第一端子リング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あるいは第一端子リング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。
【００１９】
本実施形態では、主体金具４もヒータ保持面４ａにおいて、第二端子リング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の第二端子リング３に対する嵌合面（ヒータ保持面４ａ）が、第二端子リング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に対する第二端子リング３の緊束力に主体金具４の緊束力が重畳され、第二端子リング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。
【００２０】
セラミックヒータ１への各端子リング１４，３の組み付けは、図６に示すように、個々の端子リング１４あるいは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、第一端子リング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、第二端子リング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、第一端子リング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係数が高く、端子リング１４，３は昇温時には緊束力が緩みやすくなる傾向にある。
【００２１】
この場合、リングの材質や肉厚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４に示すように、セラミックヒータ１から第一端子リング１４あるいは第二端子リング３を取り外した分解状態において、第一端子リング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、ｄ２−ｄ１（以下、第一端子リング１４の分解後締め代という：本明細書では、室温状態での値を意味する）が、８μｍ以上であって第一端子リング１４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。また、セラミックヒータ１から第二端子リング３を取り外した分解状態において、第二端子リング３の内径をｄ１’、同じくセラミックヒータ１の外径をｄ２’として、ｄ２’−ｄ１’（以下、第二端子リング３の分解後締め代という：本明細書では、室温状態での値を意味する）も同様に、８μｍ以上であって第二端子リング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。
【００２２】
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リング１４，３の弾性復帰量、つまり、リング１４，３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８μｍ未満では、前記温度範囲にリング３あるいは４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、第一端子リング１４においては第一ヒータ端子１２ａとの接触抵抗の増大が、第二端子リング３においては第一ヒータ端子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１００μｍ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、リング３，１４の肉厚が小さい場合は、リング自体の塑性変形量が増加するため、分解後締め代を１００μｍ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リングの肉厚が大きい方がより有利である。
【００２３】
第一端子リング１４及び第二端子リング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、ステンレス鋼、例えば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。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。
【００２４】
次に、図２に示すように、金属リード部１７は、金属軸６と第一端子リング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と第一端子リング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。また、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、欠陥の少ない溶接接合部を形成する上でも有利となる。
【００２５】
他方、金属リード部１７は、その前端部において第一端子リング１４の外周面に溶接接合されている。本発明においては、接合時の温度上昇が小さい溶接方法として、例えば後述する超音波溶接を採用する。これにより、図３に示すように、金属リード部１７と端子リング１４との溶接接合部には、金属リード部１７と端子リング１４との接合界面から金属リード部１７側に、該金属リード部１７の構成金属成分と端子リング１４の構成金属成分（リング構成成分）との合金化層が形成され、該合金化層には、リング構成成分の濃度が、接合界面に近い側において遠い側よりも相対的に高くなる濃度反転領域Ｓが識別可能に形成される。換言すれば、接合界面を横切る断面において、リング構成成分の濃度が極大値を示す第一領域Ｐと、極小値を示す第二領域（濃度反転領域）Ｓとが、接合方向に交互に形成された濃度分布が形成される。
【００２６】
金属リード部１７の第一端子リング１４への溶接は、図７（ａ）に示すように、第一端子リング１４をセラミックヒータ１に圧入により締まり嵌め嵌合させた後、その第一端子リング１４に金属リード部１７を溶接する工程を採用できる。
金属製の第一端子リング１４は、溶接時の入熱量が大きいと、その温度上昇により材料の降伏点が下がり、締まり嵌め時に生じたリングの弾性ひずみが塑性変形歪に転化され、弾性緊束力が損なわれてしまう場合がある。しかし、超音波溶接の採用により溶接時の入熱を抑制することで、上記のような弾性緊束力の低下を効果的に抑制することができる。
【００２７】
一方、図７（ｂ）に示すように、第一端子リング１４に金属リード部１７を溶接した後、その第一端子リング１４をセラミックヒータ１に締まり嵌め嵌合させる工程を用いることもできる。この場合は、嵌合の緊束力に対し溶接の影響が本質的に及ばなくなる。また、溶接接合部への熱応力残留が抑制される結果、端子リングを嵌合する際の応力が新たに付加されても、溶接接合部に割れ等の不具合が生じ難い。
【００２８】
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。
【００２９】
なお、抵抗発熱体１１への通電は、例えば図１０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。
【００３０】
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。
【００３１】
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。
【００３２】
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。
【００３３】
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。
【００３４】
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。
【００３５】
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）。
【００３６】
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。
【００３７】
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。
【００３８】
なお、図１０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１１２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。
【００３９】
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。
【００４０】
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→金属リード部１７→第一端子リング１４→セラミックヒータ１→第二端子リング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。
【００４１】
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５（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５（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。
【００４２】
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６に示すように、該セラミックヒータ１に第一端子リング１４及び第二端子リング３を例えば圧入により締まり嵌め嵌合させる。
【００４３】
また、金属リード部１７を第一端子リング１４に対し超音波溶接により接合する。この接合の順序は、前記した通り、第一端子リング１４のセラミックヒータ１への組み付け後であっても組み付け前であってもいずれでもよい。超音波溶接は、例えば市販の超音波溶接機（例えば、商品名：ＵＳＷ−６１０Ｚ２０Ｓ等（超音波工業株式会社）を用いて行なうことができる。図８に、その工程の概略を示す。すなわち、被溶接接合部材である第一端子リング１４を図示しない受台の上に置き、その外周面に金属リード部１７を重ね合わせる。他方、図示しない超音波発振機に接続された振動アーム５０の先端に振動子５１を取り付ける。そして、該振動子５１を一定の荷重Ｐにて金属リード部１７に押し付け、その状態で振動アーム５０を振幅Ａ、周波数Ｑにて超音波振動させることにより、第一端子リング１４と金属リード部１７との接合面同士が塑性流動を介した固相接合により強固に接合される。
【００４４】
そして、溶接接合部の金属リード部側の領域には、このときの機械振動による塑性流動に基づき、図３に示すように、リング構成成分の濃度が極大値を示す第一領域Ｐと、極小値を示す第二領域（濃度反転領域）Ｓとが、交互に形成された濃度分布構造を有する合金化層が形成される。これにより、端子リング１４と金属リード部７との間に強固な接合状態が形成される。該合金化層の厚みは、厚さ最大となる位置にて１０μｍ以上となっていることが、接合強度を十分に確保する観点において望ましい。
【００４５】
良好な接合状態を得るには、超音波振動の運動エネルギーが、第一端子リング１４と金属リード部１７との接合面に沿った相対運動のエネルギーに効率よく変換されることが必要である。そのためには、振動子５１の振動に伴う金属リード部１７の追従移動性を高めること、具体的には、振動子５１の先端面にローレットパターンなどの凹凸部を形成し、その凹凸部を金属リード部１７に加圧により食い込ませた状態で溶接を行なうことが有効である。この場合、溶接後の金属リード部１７には、図９に示すように、その凹凸部の食い込みパターン１７ａが転写される。
【００４６】
例えば、第一端子リング１４がＦｅ系材料、例えばステンレス鋼にて構成される場合は、金属リード部１７はＮｉを主成分（５０質量％以上）とする金属や、あるいはＮｉ含有量が比較的高いＦｅ系合金（例えばインバーなど、Ｎｉを２０〜５０質量％含有するもの：以上を総称してＮｉ含有金属という）を採用すると、ステンレス鋼中のＦｅと、金属リード部１７中のＮｉとの親和性が高いため、得られる超音波溶接接合部の強度を高めることができる。この場合、超音波溶接時の前記した押付力Ｐは５〜５０ｋｇが適当である。また、超音波振動の周波数Ｑは１９〜１００ｋＨｚ、振幅Ａは１０〜２５μｍが適当である。また、加振時間は０．０２〜２秒程度が適当である。
【００４７】
【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。
【００４８】
他方、前記したＳＵＳ６３０（Ｈ９００時効硬化処理品：Ｈｖ＝約４００）を用いて第一端子リング１４及び第二端子リング３を作製した。第一端子リング１４の肉厚は０．５ｍｍとし、その内径ｄ１ｉは、セラミックヒータ１への組み付け前の外径をｄ２ｉとして、ｄ２ｉ−ｄ１ｉにて規定される初期締め代が５０μｍとなるように調整したものを用意した。他方、第二端子リング３の肉厚は０．８５ｍｍとし、その内径ｄ１ｉ’は、第一端子リング１４と同様に定義された初期締め代が５０μｍとなるように固定的に設定した。
【００４９】
そして、上記の第一端子リング１４及び第二端子リング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、圧入時において各リングの内面には潤滑剤（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。その後、第一端子リングには、金属リード部１７として、線径０．８ｍｍの純Ｎｉ線（接合端部側をプレスにより扁平化している）を以下の条件により超音波溶接した；
・超音波周波数：１９ｋＨｚ
・超音波出力：６００Ｗ
・加振時間：０．１秒
・振幅：２５μｍ
・押付力：２５ｋｇ。
他方、比較のため、上記の金属リード部１７を抵抗溶接により第一端子リング１４に接合した試験品も同様に作製した。
【００５０】
上記の試験品を用いて、室温（２０℃）から４００℃までの種々の温度での、第一端子リング１４及び第二端子リング３間の直列抵抗値を測定した。その結果を図１１に示す。これによると、抵抗溶接を用いた比較例品は３００℃以上の温度域で抵抗値が急上昇しているのに対し、超音波溶接を用いたものはそのような抵抗値の急上昇は見られず、高温でも良好な導通状態が保たれていることがわかる。また、上記の抵抗測定が終了後、第一端子リング１４をセラミックヒータ１から取り外し、前記した分解後締め代を測定した。その結果、抵抗溶接を用いた比較例品は分解後締め代が略ゼロに近い値であったのに対し、超音波溶接を用いたものは１７μｍの分解後締め代が確保できていたことがわかった。
【００５１】
図１２は、第一端子リング１４と金属リード部１７との溶接接合部分を、接合界面と直交する向きに切断・研磨し、Ｆｅの濃度分布を、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）に内蔵したＥＰＭＡ（Electron Probe Micro Analyzer）により面分析した、二次元マッピング画像を示すものであり、（ａ）が超音波溶接品、（ｂ）が抵抗溶接品である。画像中、白く現われている領域ほどＦｅ濃度が高いことを意味する。いずれも、接合界面から金属リード部側に離間する向きに、Ｆｅ濃度が減少する合金化層が形成されているが、（ａ）の超音波溶接品では、接合界面から離間する向きにおいてＦｅ濃度が大きく変動している結果、縞状の濃淡模様が見られる。これは、超音波振動による塑性流動により生じたものと考えられ、接合界面から離間する向きにおいて、Ｆｅ濃度が極大となる第一領域（白く現われている部分）と、極小となる第二領域（濃度反転領域：黒く現われている部分）とがはっきり識別される。他方、（ｂ）の抵抗溶接品は、Ｆｅ濃度が単調に減少する均一なグラデーション模様が接合界面から金属リード部側に形成され、上記の第一領域と第二領域とは識別されない。これは、第一端子リング１４のＦｅ成分が、金属リード部１７側に向けフィックの法則に従い熱拡散したためであると考えられる。
【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】溶接接合部に形成される合金化層の概念説明図。
【図４】分解後締め代の算出に使用する部位を説明する図。
【図５】図１のグロープラグの製造工程の説明図。
【図６】図５に続く説明図。
【図７】図６に続く説明図。
【図８】超音波溶接の工程説明図。
【図９】超音波溶接部の外観上の特徴を説明する図。
【図１０】図１のグロープラグの一変形例を示す要部縦断面図。
【図１１】実施例の実験結果を示すグラフ。
【図１２】超音波溶接及び抵抗溶接による端子リングと金属リード部との接合部断面をＥＰＭＡ面分析したときの、Ｆｅ濃度の二次元マッピング画像。
【符号の説明】
１  セラミックヒータ
２  先端部
３  第二端子リング
４  主体金具
４ａ  ヒータ保持面
１０  セラミック抵抗体
１１  第一抵抗体部分（抵抗発熱体）
１２，１２  第二抵抗体部分
１２ａ  第一ヒータ端子
１２ｂ  第二ヒータ端子
１４  第一端子リング（端子リング）
１７  金属リード部
５０  グロープラグ
【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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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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