CN101409426A - 火花塞用密封构件及火花塞 - Google Patents

Abstract

一种筒状火花塞用密封构件，该筒状火花塞具有将被拧入到内燃机中的安装孔中的具有螺纹牙的金属壳，该密封构件包括一块由奥氏体不锈钢或者铁素体不锈钢制成的环状板材，该环状板材沿径向折回以形成至少两层以上的所述板材沿轴向重叠的区域。

Description

火花塞用密封构件及火花塞

技术领域

本发明涉及一种火花塞，更特别地，涉及一种设置在安装于内燃机的安装孔上的火花塞的金属壳的周围、从而密封通过安装孔的空气泄漏的火花塞用密封构件。

背景技术

通过将形成在金属壳的外周上的螺纹牙(screw ridge)拧入形成在内燃机的内燃机缸盖的安装孔上的内螺纹中而将传统的火花塞安装到内燃机上。该火花塞包括设置在金属壳的外周上以防止通过安装孔的来自燃烧室的空气泄漏的环状密封构件(垫圈)。传统的垫圈由环状冷轧带(下文中被称为“Fe”)形成。环状带沿径向折回，以便呈现例如“S”形截面。  当将火花塞拧入安装孔中时，将垫圈夹在金属壳的突出部与安装孔的开口周缘部之间、压缩该垫圈并且使该垫圈变形，从而在金属壳的突出部与安装孔的开口周缘部之间提供密封，并且在垫圈上作用轴向力(由于通过紧固火花塞引起的压缩产生的沿轴向的反作用力)。结果，密封通过安装孔的来自燃烧室的空气泄漏。

近年来，随着内燃机的小型化以及高性能化，发动机的振动趋于增加，并且燃烧室中的温度趋于上升。由于由传统的Fe制成的垫圈在由发动机的驱动和停止期间的加热和冷却循环引起的蠕变方面具有较低的耐久性，因此，安装在发动机上的火花塞趋于变松，从而导致轴向力的劣化。因此，采用刚性比Fe的刚性高并且不容易产生蠕变改性的不锈钢制成的垫圈，以确保燃烧室的气密性(例如，参见日本特开2004-134120号公报)。

然而，随着内燃机的小型化，火花塞也已经小型化。由于该火花塞的金属壳形成得更细长并且其耐久性变低，因此在安装火花塞时推荐的紧固力矩也被设定得低。由于由不锈钢制成的具有高刚性的垫圈不容易塑性变形，因此当紧固力矩低时，不能获得紧固火花塞之后的足够的轴向力。结果，燃烧室中的气密性变得不足。另一方面，当增加紧固力矩以使垫圈充分地塑性变形时，施加到由于其小型化而具有低耐久性的金属壳的螺纹颈状部的应力增加，这可能造成火花塞的破裂等。

为了解决或者至少减少上述问题实现了本发明，并且本发明的目的是提供一种火花塞以及能够以低的紧固力矩提供足够的轴向力的火花塞用密封构件。

发明内容

根据本发明的第一方面的火花塞用密封构件由一块环状板材形成，该环状板材由奥氏体不锈钢或者铁素体不锈钢制成并且沿径向折回以形成至少两层以上的板材沿轴向重叠的区域，在筒状火花塞的金属壳的外周的周围设置密封构件，该筒状火花塞具有螺纹牙，其中，当将金属壳拧入内燃机的安装孔中时，在布置在金属壳的外周上并且从金属壳的外周向外突出的环状突出部与安装孔的开口周缘部之间沿轴向压缩密封构件，从而在突出部与开口周缘部之间提供密封，在公称直径是M12的金属壳的周围设置密封构件，在将密封构件安装到内燃机上之前，密封构件满足以下关系：

0.2≤l[mm]≤0.5；

2≤n≤5；以及

1.1L≤x≤1.45L...(1)，

其中，在沿轴向具有最多重叠层的区域中，用“n”表示构成密封构件的板材的层数，用“l”[mm]表示板材的平均厚度，用“L”[mm]表示在设置最多重叠层的区域中，各层板材的总厚度，即各层的组合厚度，用“x”[mm]表示密封构件在被压缩前沿轴向的厚度。

根据第二方面的火花塞用密封构件由一块环状板材形成，该环状板材由奥氏体不锈钢或者铁素体不锈钢制成并且沿径向折回以形成至少两层以上的板材沿轴向重叠的区域，在筒状火花塞的金属壳的外周的周围设置密封构件，该筒状火花塞具有螺纹牙，其中，当将金属壳拧入内燃机的安装孔中时，在布置在金属壳的外周上并且从金属壳的外周向外突出的环状突出部与安装孔的开口周缘部之间沿轴向压缩密封构件，从而在突出部与开口周缘部之间提供密封，其中，在公称直径是M10的金属壳的周围设置密封构件，在将密封构件安装到内燃机上之前，密封构件满足以下关系：

0.2≤l[mm]≤0.5；

2≤n≤5；以及

1.1L≤x≤1.4L...(2)，

其中，在沿轴向具有最多重叠层的区域中，用“n”表示构成密封构件的板材的层数，用“l”[mm]表示板材的平均厚度，用“L”[mm]表示在设置最多重叠层的区域中，各层板材的总厚度，即各层的组合厚度，用“x”[mm]表示密封构件在被压缩前沿轴向的厚度。

除了第一或者第二方面，在根据本发明的第三方面的火花塞用密封构件中，弯曲部通过自身折回而用作连接板材的沿轴向的一对重叠部的部分，其中，在多个弯曲部中的一个弯曲部中，用弯曲部中的最小曲率半径“R”表示最小部分的曲率半径，并且密封构件满足以下关系：

0.2≤R1≤0.8...(3)；

0.05≤R2≤0.2...(4)；以及

R1＞R2...(5)，

其中，当比较多个弯曲部的所有最小曲率半径“R”时，用最小曲率半径R1[mm]表示具有最大的最小曲率半径的第一弯曲部的最小曲率半径“R”，并且用最小曲率半径R2[mm]表示具有最小的最小曲率半径的第二弯曲部的最小曲率半径“R”。

除了第三方面，在根据本发明的第四方面的火花塞用密封构件中，该密封构件满足以下关系：

t2＜t1...(6)

其中，用t1[mm]表示在第一弯曲部的具有最小曲率半径R1的区域中的板材的厚度，并且用t2[mm]表示在第二弯曲部的具有最小曲率半径R2的区域中的板材的厚度。

根据本发明的第五方面的火花塞，其中，该火花塞包括根据上述方面中的任一方面的密封构件。

本发明的效果

由于根据第一方面的火花塞用密封构件由奥氏体不锈钢或者铁素体不锈钢制成，因此与通常使用的由冷轧钢带制成的密封构件相比，该密封构件具有高刚性，并且对于由发动机的驱动和停止期间的加热和冷却循环引起的蠕变，该密封构件也具有高耐久性。当在公称直径为M12的火花塞上设置该密封构件时，规定密封构件的沿轴向的整体厚度“x”满足关系(1)。也就是说，由于该密封构件的沿轴向的厚度“x”比通常使用的密封构件的厚度小，因此在弹性变形下或者在刚达到弹性变形的极限并且开始塑性变形之后构成密封构件的板材可以被牢固地联结在一起。在火花塞的紧固力矩与作用在密封构件上的轴向力之间的关系中，随着紧固力矩增加，密封构件发生弹性变形，并且轴向力也上升。当密封构件达到弹性变形的极限并且开始塑性变形时，轴向力趋于保持不变(即轴向力不损失)。然而，根据第一方面的密封构件，因为在弹性变形时或者在刚开始塑性变形之后板材被牢固地联结在一起，因此轴向力可以继续上升。

当密封构件的厚度“x”大于1.45L时，相对于紧固力矩的轴向力趋于比作用在通常使用的由冷轧钢带制成的密封构件上的轴向力小。此外，在金属壳的周围设置密封构件之后，整个密封构件或者密封构件的位于内孔侧的一部分稍微变形，从而形成用于防止密封构件脱落的向内突出区域。当密封构件的厚度“x”小于1.1L时，突出区域不太可能具有用于防止密封构件脱落的足够尺寸。

由于根据第二方面的火花塞用密封构件由奥氏体不锈钢或者铁素体不锈钢制成，因此与通常使用的由冷轧钢带制成的密封构件相比，该密封构件具有高刚性，并且对于由于发动机的驱动和停止期间的加热和冷却循环引起的蠕变，该密封材料也具有高耐久性。当在公称直径为M10以下的火花塞上设置该密封构件时，规定密封构件的沿轴向的整体厚度“x”满足关系(2)。也就是说，由于该密封构件的沿轴向的厚度“x”比通常使用的密封构件的厚度小，因此在弹性变形时或者在刚达到弹性变形的极限之后并且开始塑性变形时构成密封构件的板材可以被牢固地联结在一起。在火花塞的紧固力矩与作用在密封构件上的轴向力之间的关系中，随着紧固力矩增加，密封构件发生弹性变形，并且轴向力也上升。当密封构件达到弹性变形的极限并且开始塑性变形时，轴向力趋于保持不变。然而，根据第二方面的密封构件，因为在弹性变形时或者在刚开始塑性变形之后板材被牢固地联结在一起，因此轴向力可以继续上升。

当密封构件的厚度“x”大于1.4L时，相对于紧固力矩的轴向力趋于比作用在通常使用的由冷轧钢带制成的密封构件上的轴向力小。此外，在金属壳的周围设置密封构件之后，整个密封构件或者密封构件的位于内孔侧的一部分稍微变形，从而形成用于防止密封构件脱落的向内突出区域。当密封构件的厚度“x”小于1.1L时，突出区域不太可能具有用于防止密封构件脱落的足够尺寸。

密封构件的第一弯曲部具有最大的最小曲率半径R1。通过向密封构件施加紧固力矩产生的弹性变形量或者在达到弹性变形的极限后产生的塑性变形量根据最小曲率半径R1而变化。因此，在最小曲率半径R1的尺寸与轴向力之间存在关联。从而，当向密封构件施加特定的压缩力时，可以通过改变最小曲率半径R1的尺寸来调整密封构件的变形量。此外，可以通过改变密封构件的变形量来调整作用在密封构件上的轴向力。当在安装时利用通常采用的转角(90度-270度)而不用力矩扳手紧固火花塞时，向密封构件施加的压缩力的范围落在特定的范围内。从而，根据压缩力的特定范围调整最小曲率半径R1的尺寸，从而可以获得预定的轴向力。根据第三方面，由于最小曲率半径R1满足上述关系(3)，因此，当利用上述转角安装火花塞时，作用在密封构件上的轴向力可以提供充分的密封效果。

根据本发明的第三方面，由于具有最小的最小曲率半径R2的第二弯曲部的最小曲率半径R2满足上述关系(4)，因此在压缩时平稳地进行第二弯曲部的弹性变形和塑性变形，从而构成密封构件的各层板材可以被牢固地联结在一起。

从而，当形成由不锈钢制成并且具有高刚性的密封构件时，如果使必须比第一弯曲部弯曲得更多的第二弯曲部的厚度t2比第一弯曲部的厚度t1薄，则可以提高密封构件的可加工性。

根据第五方面的火花塞，即使火花塞的尺寸较小或者较细长，也可以使用根据上述方面中的任一方面的密封构件提供充分的密封效果。

附图说明

图1是示出安装在内燃机缸盖150上的火花塞100的局部剖视图。

图2是示出安装在内燃机缸盖150上的火花塞100的垫圈80的放大剖视图。

图3是示出垫圈80在被压缩变形前的沿圆周方向的剖视图。

图4是示出紧固力矩与轴向力之间的关系的图。

图5是示出垫圈的整体厚度与垫圈脱落的次数之间的关系的图。

图6是示出垫圈的整体厚度与轴向力之间的关系的图。

图7是示出垫圈的整体厚度与轴向力之间的关系的图。

图8是示出垫圈的整体厚度与轴向力之间的关系的图。

图9是示出垫圈的整体厚度与轴向力之间的关系的图。

图10是示出垫圈的整体厚度与轴向力之间的关系的图。

图11是示出由最小曲率半径R1的差异导致的转角与轴向力之间的关系的图。

图12是示出可以获得10kN的轴向力的最小曲率半径R1与转角之间的关系的图。

附图标记的说明

50：金属壳

54：突出部

80：垫圈

81：区域

82：区域

83：弯曲部

84：区域

85：区域

86：弯曲部

87：区域

88：区域

89：弯曲部

100：火花塞

150：内燃机缸盖

155：安装孔

156：开口周缘部

具体实施方式

下文中，将参照附图说明实现本发明的火花塞和该火花塞的制造方法的实施例。首先，将参照图1至图3说明设置垫圈80作为根据本发明的密封构件的例子的火花塞100的构造。图1是示出安装在内燃机缸盖150上的火花塞100的局部剖视图。图2是示出安装在内燃机缸盖150上的火花塞100的垫圈80的放大剖视图。图3是示出垫圈80在被压缩变形前的沿圆周方向的剖视图。另外，在图1中，火花塞100的轴线“O”方向被认为是图中的上下方向。图的下侧被认为是火花塞100的前端侧，而图的上侧被认为是火花塞100的后端侧。

如图1所示，火花塞100包括：绝缘体10，其中具有轴孔12，在轴孔12的前端侧中布置中心电极20，并且在后端侧布置金属端子接头40；以及金属壳50，其沿圆周方向保持并且径向包围绝缘体10的圆周。此外，接地电极30被接合到金属壳50的前端面57，并且接地电极30的前端部31被弯曲成面对中心电极20。

现在将说明绝缘体10。圆筒状绝缘体10包括沿轴线“O”方向延伸的轴孔12。绝缘体10由如通常已知的烧结氧化铝等制成。在绝缘体10的沿轴线“O”方向的大致中央区域形成具有最大外径的凸缘部19。在相对于凸缘部19的后端侧(图1中的上侧)形成后端侧主体部18。在相对于凸缘部19的前端侧(图1中的下侧)形成外径比后端侧主体部18的外径小的前端侧主体部17。在相对于前端侧主体部17的前端侧形成外径比前端侧主体部17的外径小的长腿部13。长腿部13的直径朝向前端侧逐渐变细。当火花塞100被安装在内燃机缸盖150上时，长腿部13暴露于燃烧室151。在长腿部13与前端侧主体部17之间形成台阶部15。

接着，将说明中心电极20。中心电极20由如INCONEL(商标名称)600或者601等镍系合金等制成，在该中心电极20中设置有由具有优异的导热性的铜等制成的金属芯23。中心电极20的前端部21从绝缘体10的前端面突出并且朝向前端侧逐渐变细。由贵金属制成的电极头90被接合到前端部21的前端面，以改进耐火花电蚀性。此外，通过均设置在轴孔12内的导电密封材料4和陶瓷电阻3使中心电极20与后端侧的金属端子接头40电连接。点火线圈(未示出)被连接到金属端子接头40以施加高电压。

接着，将说明接地电极30。接地电极30由具有优异的耐腐蚀性的金属构成。作为一个例子，使用如INCONEL(商标名称)600或者601等镍系合金。当从纵向截面观察时，接地电极30具有大致矩形形状。将接地电极30的基端部32焊接到金属壳50的前端面57。接地电极30的前端部、即自由端部31被弯曲成使得其一侧面面对中心电极20的前端部21。

接着，将说明金属壳50。金属壳50是用于将火花塞100固定到内燃机的内燃机缸盖150的筒状金属配件。在金属壳50中保持绝缘体10，使绝缘体10包围从后端侧主体部18的一部分到长腿部13的区域。金属壳50由低碳钢材料制成，并且包括被布置成与火花塞扳手(未示出)接合的工具接合部51以及具有螺纹牙的接头螺纹部52，该螺纹牙用于与设置在内燃机缸盖150的安装孔155上的内螺纹接合。注意，根据规定接头螺纹部52的螺纹牙的公称直径是M12的标准制造本实施例的金属壳50。

在金属壳50的工具接合部51与接头螺纹部52之间形成凸缘状突出部54。接头螺纹部52与突出部54之间的区域被称为螺纹颈状部55，该螺纹颈状部55的外径比突出部54的外径和接头螺纹部52的外径小。当火花塞100被安装在内燃机缸盖150上时，在螺纹颈状部55的周围设置稍后将更详细地说明的垫圈80，从而密封通过安装孔155的来自燃烧室151的空气泄漏。

此外，在相对于金属壳50的工具接合部51的后端侧形成薄弯边部53。与弯边部53类似，在突出部54与工具接合部51之间形成薄压曲部58。在金属壳50的内周面与绝缘体10的后端侧主体部18的形成工具接合部51和弯边部53的邻近区域的外周面之间存在环状环构件6、7。此外，在环构件6、7之间布置滑石粉9。通过使弯边部53向内弯边而通过环构件6、7和滑石粉9对绝缘体10施加朝向金属壳50的前端侧的压力。从而，在接头螺纹部52中，金属壳50的台阶部56向内突出并且通过环状密封垫8支撑绝缘体10的台阶部15，从而使金属壳50与绝缘体10成一体。此时，由密封垫8保持金属壳50与绝缘体10之间的气密性，从而防止燃烧气体流出。压曲部58被形成为在弯边加工时在压缩力的作用下向外变形。结果，滑石粉9的沿轴线“O”方向的压缩长度变长，并且可靠地保持气密性。

接着，将说明垫圈80。通过将由奥氏体不锈钢或者铁素体不锈钢制成的环状板材沿径向折回而形成图2和图3中示出的垫圈80。当火花塞100被安装在内燃机缸盖150上时，在安装孔155的开口周缘部156与金属壳50的突出部54之间压缩垫圈80并且使垫圈80变形，从而密封通过安装孔155的来自燃烧室151的空气泄漏。图2示出垫圈80在被压缩变形后的截面形状，图3示出垫圈80在变形前的截面形状。

垫圈80具有至少两层以上的板材沿轴线“O”方向重叠的区域。尽管未示出，被压缩前的垫圈80的内径稍大于接头螺纹部52的外径。当在火花塞100上设置垫圈80时，从金属壳50的前端侧将垫圈80装配在螺纹颈状部55上。当由突出部54压缩垫圈80时，整个垫圈80或者垫圈80的位于内孔侧的一部分稍微变形，从而形成相对于金属壳50的螺纹牙的顶端向内突出的区域。因此，防止垫圈从螺纹颈状部55脱落。

在根据具有上述构造的本实施例的火花塞100中，规定垫圈80的材料，从而即使紧固力矩随着火花塞100的小型化和直径的减小而减小，也能获得足够的轴向力以密封来自燃烧室151的空气泄漏。作为例子并且不是限制性的，可以采用根据以下日本工业标准(JIS)序号的不锈钢(SUS)作为垫圈80的材料。作为奥氏体不锈钢的例子，可以提及SUS201、SUS202、SUS301、SUS301J、SUS302、SUS302B、SUS304、SUS304L、SUS304N1、SUS304N2、SUS304LN、SUS305、SUS309S、SUS310S、SUS316、SUS316L、SUS316N、SUS316LN、SUS316J1、SUS316J1L、SUS317、SUS317L、SUS317J1、SUS321、SUS347以及SUSXM15J1。作为铁素体不锈钢的例子，可以提及SUS405、SUS410L、SUS429、SUS430、SUS430LX、SUS430JIL、SUS434、SUS436L、SUS436JIL、SUS444、SUS445J1、SUS445J2、SUS447J1以及SUSXM27。与通常使用的由Fe制成的垫圈相比，由该不锈钢制成的垫圈80具有较高的刚性，并且对于由发动机的驱动和停止期间的加热和冷却循环产生的蠕变，该垫圈80具有较高的耐久性。

当安装该火花塞100时，在金属壳50的突出部54与安装孔155的开口周缘部156之间压缩垫圈80并且使垫圈80变形，从而在金属壳50的突出部54与安装孔155的开口周缘部156之间提供牢固的联结以及更好的密封效果。从而，当使用上述奥氏体不锈钢或者铁素体不锈钢时，构成垫圈80的板材的平均厚度优选是0.2mm至0.5mm。当板材的平均厚度小于0.2mm时，当安装火花塞100时，垫圈80在较小的压缩力的作用下变形。从而，不太可能获得具有适当范围的紧固力矩的足够的轴向力。另一方面，当板材的平均厚度超过0.5mm时，用于使垫圈80变形的压缩力必须增加。当用增加的压缩力紧固火花塞100时，很可能导致金属壳50的螺纹颈状部55损坏或者导致接头螺纹部52的螺纹牙变形。注意，平均厚度意味着在板材的各点(例如10个不同的部位)处测量的板材的平均厚度。

在JIS B8031中，根据火花塞的尺寸(公称直径)确定当在内燃机缸盖上安装火花塞时推荐的紧固力矩。随着火花塞的公称直径变小，紧固力矩减小。在公称直径不超过M12的火花塞100中，当用由上述不锈钢(SUS)中的一种制成的垫圈80代替由传统的Fe制成的垫圈时，紧固时作用在垫圈80上的轴向力比作用在由Fe制成的垫圈上的轴向力小。将参照图4说明该情况。

当将其上具有垫圈的火花塞安装到内燃机缸盖上时，在初始阶段随着紧固力矩的增加垫圈产生弹性变形，并且作用在垫圈上的轴向力增加。如图4所示，由于由不锈钢制成的垫圈(用双点划线示出)比由Fe制成的垫圈(用实线示出)具有更高的刚性，因此随着紧固力矩的增加，在达到弹性变形的极限后垫圈开始塑性变形(即屈服)时的紧固力矩更大。即使在发生屈服期间紧固力矩增加，仅垫圈的塑性变形量变大，并且轴向力保持不变(轴向力不损失)。当进一步增加紧固力矩时，每个重叠的板材沿轴向牢固地联结在一起，并且不太可能引起进一步的塑性变形。然后，轴向力再次开始上升。由于刚性比由不锈钢制成的垫圈的刚性低的由Fe制成的垫圈趋于在较低的紧固力矩下产生塑性变形，因此，在发生屈服的状态下的紧固力矩的范围(在下文中被称为“屈服范围”)比由不锈钢制成的垫圈的紧固力矩的范围窄。在公称直径是M12的火花塞中，根据JISB8031推荐的紧固力矩是15-25N·m(牛顿·米)。然而，在该范围中，作用在由不锈钢制成的垫圈上的轴向力比作用在由Fe制成的垫圈上的轴向力小。也就是说，由不锈钢制成的垫圈需要更高的紧固力矩，以获得与作用在由Fe制成的垫圈上的轴向力相等的轴向力。

根据本实施例的垫圈80(图4中的单点划线所示)由蠕变耐久性和刚性比Fe的蠕变耐久性和刚性高的不锈钢制成。此外，通过减小屈服范围，对于紧固力矩，垫圈80可以获得与作用在由Fe制成的垫圈上的轴向力相等的轴向力。更特别地，即使随着紧固力矩的增加在弹性变形时或者在刚开始塑性变形之后各重叠板材被牢固地联结在一起，也设计变形前(紧固前)垫圈80的整体厚度，以保持轴向力的稳定增加。

如图3所示，在沿轴线“O”方向具有最多重叠层的区域(最多重叠区域)中用“n”表示构成垫圈80的板材的层数。例如，图3中的垫圈80示出在沿轴线“O”方向的单点划线“P”上构成垫圈80的板材的最多层数-即层数是4。用“l”[mm]表示板材的平均厚度，用“L”[mm]表示在最多重叠区域中，各层板材的总厚度，用“x”[m m]表示垫圈80的沿轴线“O”方向的整体厚度。

在规定垫圈80的整体厚度“x”[mm]的情况下，假设与轴线“O”垂直的两个假想平面。垫圈80呈其圆周沿圆周方向延伸的环状。使这些假想平面沿着整个圆周与垫圈80的沿轴线“O”方向的两侧接触。在该状态下，假想平面之间的距离被认为是垫圈80的整体厚度“x”。

如上所述，根据形成在金属壳50的接头螺纹部52上的螺纹牙的公称直径确定安装火花塞时的紧固力矩的可接受的范围。如下所述，根据螺纹牙的公称直径，垫圈80具有不同的规格，以在紧固力矩的可接受的范围内获得足够的轴向力。

根据本实施例的垫圈80，当在公称直径是M12的金属壳50的周围设置垫圈80时，垫圈80满足以下关系：

0.2≤l≤0.5；

2≤n≤5；以及

1.1L≤x≤1.45L...(1)。

另一方面，当在公称直径是M10以下的金属壳的周围设置垫圈时，垫圈满足以下关系：

0.2≤l≤0.5；

2≤n≤5；以及

1.1L≤x≤1.4L...(2)。

如上所述，在火花塞100的制造过程中，在螺纹颈状部55的周围设置垫圈80之后，整个垫圈80或者垫圈80的位于内孔侧的一部分稍微变形，从而形成相对于初始形成的内孔的向内突出部。结果，防止垫圈80从螺纹颈状部55脱落。关于形成突出部，当“x”小于1.1L时，不太可能获得防止垫圈80从螺纹颈状部55脱落的足够的突出量。这通过稍后将说明的第一实施例的结果来证实。

另一方面，当“x”增大时，构成垫圈的板材层之间的间隙变宽。由于弹性变形量和塑性变形量变大，因此图4中示出的屈服范围扩大，要求该弹性变形量和塑性变形量二者使得这些层在压缩时被牢固地联结在一起。当用推荐的紧固力矩将火花塞安装在安装孔上时，当金属壳的公称直径是M12时，“x”优选是1.45L以下。此外，当金属壳的公称直径是M10时，“x”优选是1.4L以下。当垫圈的整体厚度“x”超过上述值的上限时，作用在该垫圈上的轴向力变得比作用在设置于火花塞上的由Fe制成的传统垫圈上的轴向力小。这通过稍后将说明的第二至第六实施例的结果来证实。

如图3所示，在本实施例中，规定垫圈80的每个弯曲部83、86、89的曲率半径。在垫圈的沿其圆周方向的截面中，弯曲部通过自身折回来连接构成垫圈的板材的沿轴线“O”方向的一对重叠区域。更特别地，弯曲部83通过自身折回来连接板材的区域81和区域82，这两个区域都位于沿轴线“O”方向延伸的单点划线“Q”上。弯曲部86通过自身折回来连接板材的区域84和区域85，这两个区域都位于沿轴线“O”方向延伸的单点划线“S”上。此外，弯曲部89通过自身折回来连接板材的区域87和区域88，这两个区域都位于沿轴线“O”方向延伸的单点划线“P”上。

接着，在每个弯曲部83、86和89中，在圆周截面中的折回部的内侧的轮廓的曲率半径中，每个最小部分的曲率半径(图3中的用虚线示出的圆的半径)用作最小曲率半径“R”。此外，比较弯曲部83、86和89的每个最小曲率半径“R”，弯曲部83的最小曲率半径“R”用作最大的最小曲率半径R1[mm]，弯曲部86的最小曲率半径“R”用作最小的最小曲率半径R2[mm]。此时，在本实施例中，满足以下关系：

0.2≤R1≤0.8；...(3)

0.05≤R2≤0.2；...(4)以及

R1＞R2...(5)。

注意，在本发明中，弯曲部83被称为“第一弯曲部”，弯曲部86被称为“第二弯曲部”。

当在安装孔155上安装火花塞100时，必须使用力矩扳手以用推荐的紧固力矩紧固火花塞。然而，当未提供力矩扳手时，可以通过在紧固时调整转角来获得所需的轴向力。更特别地，可以通过在使垫圈80与安装孔155的开口周缘部156接触后以预定的转角紧固火花塞100来获得用推荐的紧固力矩紧固火花塞100的情况所需的轴向力。由于弯曲部83具有最大的最小曲率半径R1(即R1＞R2)，因此当垫圈80被压缩时弯曲部83极大地影响垫圈80的变形量。也就是说，通过增加紧固力矩导致的垫圈80的弹性变形的状态或者达到弹性变形的极限后导致的垫圈80的塑性变形的状态根据弯曲部83的最小曲率半径R1而不同。因此，紧固时的转角与获得的轴向力之间存在关联。从而，当向垫圈80施加特定的压缩力时，可以利用最小曲率半径R1的尺寸调整垫圈80的变形量。此外，可以利用垫圈80的变形量来调整作用在垫圈80上的轴向力。也就是说，当利用通常采用的转角(90度至270度)紧固火花塞100时，施加到垫圈80的压缩力落在特定的范围内，并且可以根据压缩力的该特定范围调整最小曲率半径R1的尺寸，以获得预定的轴向力。因此，在本实施例中，弯曲部83的最小曲率半径R1被设定为大于等于0.2mm且小于等于0.8mm。根据第七实施例的结果(稍后将说明)，只要弯曲部83的最小曲率半径R1落在上述范围内，当利用通常采用的转角(90度至270度)紧固火花塞时可以获得10kN(千牛)的轴向力，该轴向力是用于防止由于发动机的振动等导致火花塞松开的最小力。

与弯曲部83不同，弯曲部86具有最小的最小曲率半径R2。从而，弯曲部86的弹性变形和塑性变形的平滑性影响当构成垫圈的各层板材被牢固地联结在一起时的紧密贴附性。在本实施例中，弯曲部86的最小曲率半径R2被设定为大于等于0.05mm且小于等于0.2mm。当弯曲部86的最小曲率半径R2小于0.05mm时，在压缩垫圈80时很可能发生破裂。此外，当弯曲部86的最小曲率半径R2大于0.2mm时，在压缩垫圈80时各板材不能充分地联结在一起，并且根据第八实施例的结果(稍后将说明)发现由于发动机的振动等很可能发生火花塞的松开。

在本实施例中，满足以下关系：

t2＜t1...(6)

其中，在弯曲部83中，曲率半径作为最小曲率半径R1的部分中的板材的厚度被设定为“t1”[mm]，在弯曲部86中，曲率半径作为最小曲率半径R2的部分中的板材的厚度被设定为“t2”[mm]。

如上所述，在制造期间，具有比弯曲部83的最小曲率半径R1小的最小曲率半径R2的弯曲部86必须弯曲得比弯曲部83大。当考虑由不锈钢制成的垫圈80的可加工性时，优选使较大弯曲部86的厚度t2比弯曲部83的厚度t1薄。

从而，当刚性比由Fe制成的传统垫圈的刚性高的由不锈钢制成的垫圈80用于火花塞100时，通过进行各种估定确定垫圈80的尺寸，以获得与通过由Fe制成的垫圈获得的密封效果类似的密封效果。

第一实施例

首先，进行用于确定垫圈的整体厚度“x”的下限的估定试验。在该试验中，不锈钢板形成为平均厚度“l”是0.3mm的环状，并且制备多个如此形成的板材。如图3所示，使用模具对每块板材进行弯曲加工，使得在沿轴线“O”方向具有最多重叠层的区域中板材的层数“n”是4。此时，调整模具，使得弯曲加工后的垫圈的整体厚度“x”均落在1.0L至1.65L的范围内。生产用于M12的厚度均为“x”的50个样品。

在试验用的每个火花塞上设置如此形成的样品。为了防止垫圈脱落，形成垫圈的位于内孔侧的一部分稍微变形的向内突出区域。然后，使具有该垫圈样品的每个火花塞振动，并且计算垫圈脱落的次数。在图5中用图示出试验结果。

如图5所示，在厚度“x”大于等于1.1L的样品中，在振动试验中不存在脱落的垫圈。然而，在厚度“x”小于1.1L的样品中，所有垫圈都脱落。从而，为了使突出区域具有用于防止垫圈脱落的足够的尺寸，确认整体厚度“x”应该大于等于1.1L。

第二实施例

接着，进行用于确认垫圈的整体厚度“x”的上限的估定试验。与第一实施例类似，在本实施例中，制备构成垫圈并且由不锈钢(SUS)制成的平均厚度“l”为0.3mm的多个板材。然后，对这些板材进行弯曲加工，使得在沿轴线“O”方向具有最多重叠层的区域中板材的层数“n”是4。使弯曲加工后的垫圈的整体厚度“x”落在1.0L至1.85L的范围内。制备用于M12的多个垫圈样品。此外，为了比较，使用由Fe制成的平均厚度为0.3mm的板材生产具有与上述样品的形状相同的形状并且整体厚度是1.8L(2.16mm)的垫圈样品。

在试验用的每个火花塞上分别设置如此制造的样品，并且利用20N·m的紧固力矩将这些火花塞安装到由与内燃机缸盖的材料相同的材料制成的铝衬套(bushing)上。然后，测量作用到垫圈上的轴向力。在铝衬套中，利用数控加工在棒材料的安装孔上形成与根据JIS B 8031的公称直径是M12的火花塞接合的内螺纹。此外，使用夹在铝衬套的开口周缘部与垫圈之间的测压元件来电检测紧固火花塞后的压缩力，来测量轴向力。在图6中用图示出试验结果。

如上所述，与由Fe制成的垫圈相比，由不锈钢制成的垫圈在塑性变形方面具有高的耐力，并且用20N·m的紧固力矩产生的轴向力小(参照图4)。如图6所示，随着垫圈的整体厚度“x”增加，作用在垫圈上的轴向力变小。在具有传统尺寸(形状)的Fe制垫圈(整体厚度是1.8L)中，在紧固力矩是20N·m时获得大约9.5kN的轴向力。另一方面，在由不锈钢制成的垫圈中，仅获得大约4.8kN的轴向力。为了使由不锈钢制成的垫圈获得与作用在由Fe制成的传统垫圈上的轴向力相等的轴向力，确定整体厚度“x”应该小于等于1.45L。

第三实施例

接着，与第二实施例类似，在用于公称直径为M12的火花塞的垫圈上进行估定试验。与上述情况类似，在该估定试验中，制备由不锈钢制成并且满足以下条件的用于M12火花塞的多个垫圈样品。构成垫圈的板材的平均厚度“l”是0.4mm，并且在沿轴线“O”方向具有最多重叠层的区域中板材的层数“n”是3。使弯曲加工后的垫圈的整体厚度“x”落在1.0L至1.85L的范围内。此外，为了比较，使用由Fe制成的平均厚度是0.4mm的板材生产具有与上述样品的形状相同的形状并且整体厚度是1.8L(2.16mm)的垫圈样品。当用与第二实施例相同的方法进行估定试验时，如图7所示，确认最多重叠层是3的垫圈表现出与在第二实施例中估定的重叠层是4的垫圈相同的趋势。为了使由不锈钢制成的垫圈获得与作用在由Fe制成的传统垫圈上的轴向力相等的轴向力，确定整体厚度“x”应该小于等于1.45L。

第四实施例

此外，与第二实施例类似，在用于公称直径为M12的火花塞的垫圈上进行估定试验。与上述情况类似，在该估定试验中，制备由不锈钢制成并且满足以下条件的用于M12火花塞的多个垫圈样品。构成垫圈的板材的平均厚度“l”是0.25mm，并且在沿轴线“O”方向具有最多重叠层的区域中板材的层数“n”是5。使弯曲加工后垫圈的整体厚度“x”落在1.0L至1.85L的范围内。此外，为了比较，使用由Fe制成的平均厚度是0.25mm的板材生产具有与上述样品的形状相同的形状并且整体厚度是1.8L(2.25mm)的垫圈样品。当用与第二实施例相同的方法进行估定试验时，如图8所示，确认最多重叠层是5的垫圈表现出与在第二实施例中估定的重叠层是4的垫圈相同的趋势。为了使由不锈钢制成的垫圈获得与作用在由Fe制成的传统垫圈上的轴向力相等的轴向力，确定整体厚度“x”应该小于等于1.45L。

第五实施例

类似地，进行用于确认用于公称直径为M10的垫圈的整体厚度“x”的上限的估定试验。在该估定试验中，制备由不锈钢制成并且满足以下条件的用于M10火花塞的多个垫圈样品。构成垫圈的板材的平均厚度“l”是0.3mm，并且在沿轴线“O”方向具有最多重叠层的区域中板材的层数“n”是4。使弯曲加工后的垫圈的整体厚度“x”落在1.0L至1.85L的范围内。此外，为了比较，使用由Fe制成的平均厚度是0.3mm的板材生产具有与上述样品的形状相同的形状并且整体厚度是1.8L(2.16mm)的垫圈样品。与第二实施例类似，用12.5N·m的紧固力矩在铝衬套上安装每个样品，从而对作用在每个样品上的轴向力进行估定。图9示出估定试验的结果。随着用于M10的垫圈的整体厚度“x”增加，作用在垫圈上的轴向力有变小的趋势。为了使由不锈钢制成的用于M10的垫圈获得与作用在由Fe制成的传统垫圈上的轴向力相等的轴向力，确定整体厚度“x”应该小于等于1.4L。

第六实施例

类似地，在用于公称直径为M8的垫圈上进行估定试验。在该估定试验中，制备由不锈钢制成并且满足以下条件的用于M8火花塞的多个垫圈样品。构成垫圈的板材的平均厚度“l”是0.4mm，并且在沿轴线“O”方向具有最多重叠层的区域中板材的层数“n”是3。使弯曲加工后的垫圈的整体厚度“x”落在1.0L至1.85L的范围内。此外，为了比较，使用由Fe制成的平均厚度是0.4mm的板材制造具有与上述样品的形状相同的形状并且整体厚度是1.8L(2.16mm)的垫圈样品。与第二实施例类似，用10N·m的紧固力矩在铝衬套上安装每个样品，从而对作用在每个样品上的轴向力进行估定。图10示出估定试验的结果。随着用于M8的垫圈的整体厚度“x”增加，作用在垫圈上的轴向力有变小的趋势。为了使由不锈钢制成的用于M8的垫圈获得与作用在由Fe制成的传统垫圈上的轴向力相等的轴向力，确定整体厚度“x”应该小于等于1.4L。

第七实施例

接着，进行用于规定弯曲部的最大的最小曲率半径R1的尺寸的估定试验。如上所述，当利用压缩力使垫圈变形时，具有最大的最小曲率半径R1的弯曲部的最小曲率半径R1的尺寸极大地影响整个垫圈的变形量，并且还影响作用在垫圈上的轴向力。如图4的图中的单点划线所示，满足公式(1)的垫圈几乎不表现出随着紧固力矩上升而轴向力保持不变的屈服范围。图4还表现出紧固力矩和轴向力大部分成比例。从而，根据在将火花塞安装到安装孔时的转角与作用在垫圈上的轴向力之间的关系，对最大的最小曲率半径R1的尺寸进行估定试验。

在该估定试验中，制备由不锈钢制成并且满足以下条件的用于M12火花塞的多个垫圈样品。构成垫圈的板材的平均厚度“l”是0.3mm，并且在沿轴线“O”方向具有最多重叠层的区域中板材的层数“n”是4。最小曲率半径R1落在0.1mm至1.0mm的范围内，并且弯曲加工后的垫圈的整体厚度“x”是1.33L(1.6mm)。在用于估定试验的每个火花塞上设置每个样品。在每类垫圈中，利用30度至360度的范围的转角将火花塞安装在铝衬套上。然后，用与第二实施例相同的方法测量作用在垫圈上的轴向力。在图11中用图示出估定试验的结果。

如图11所示，根据估定试验的结果，尽管系数根据最小曲率半径R1的尺寸而变化，但是确认转角与轴向力之间存在比例关系。因为防止火花塞由于发动机的振动等造成松开的必要轴向力是10kN，因此可以从图11中的比例线(用实线示出)推知获得10kN的轴向力时的转角。在图12中用图示出转角与最小曲率半径R1之间的关系。通常，采用直观上公认的90度至270度(1/4-3/4圈)的范围的角度作为在紧固火花塞时的转角。基于图12中的图，算出落在90度至270度的转角范围内的最小曲率半径R1的值。然后，确定优选的最小曲率半径R1是0.2mm至0.8mm。

第八实施例

下面，进行用于规定弯曲部的最小的最小曲率半径R2的尺寸的估定试验。如上所述，具有最小曲率半径R2的弯曲部的弹性变形和塑性变形的平滑性影响当构成垫圈的板材被牢固地联结在一起时的紧密贴附性。从而，制备由不锈钢制成并且满足以下条件的用于公称直径为M12的火花塞的多个垫圈样品。构成垫圈的板材的平均厚度“l”是0.3mm，并且在沿轴线“O”方向具有最多重叠层的区域中板材的层数“n”是4。使最小曲率半径R2落在0.03mm至0.25mm的范围内，并且使弯曲加工后的垫圈的整体厚度“x”是1.33L(1.6mm)。由于在最小曲率半径R2是0.03mm的样品中观察到弯曲部中的破裂，因此这些样品被标记为表示不具有可成形性的×。从估定试验排除这些样品。

在用于试验的火花塞上分别设置每个样品，并且用20N·m的紧固力矩将这些火花塞安装在铝衬套上，从而进行根据ISO11565的振动试验。更特别地，在安装火花塞的200度时加热铝衬套的状态下，沿轴向以及与轴向垂直的方向向火花塞施加加速度为30G±2G、频率为50-500Hz以及扫描频率为1octave/min的振动8小时。在振动试验后，测量移走金属壳所需的力矩大小(反抗力矩)。当反抗力矩大于等于10N·m(紧固时的50％以上)时，其被标记为表示具有良好的防松性的O。另一方面，当反抗力矩小于10N·m时，其被标记为表示具有低防松性的×。表1中示出该估定试验的结果。

表1

最小曲率半径(R2)[mm]	可成形性	防松性
			0.03	×(观察到破裂)	-

0.05	○	○
			0.10	○	○
0.20	○	○
			0.25	○	×

如表1所示，最小曲率半径R2是0.05mm至0.20mm的垫圈表现出良好的防松性。然而，最小曲率半径R2是0.25mm的垫圈在防松性上出现问题。通过该试验结果确定最小曲率半径R2为0.05mm至0.20mm是有效的。

以上说明了本发明的具体实施例。应该理解，本实施例仅是为了示例而说明，在不背离本发明的精神和范围的情况下，本领域的技术人员可以对本发明进行多种修改或变型。所有的变型和修改例都包含在要求保护的本发明或者其等同的范围内。例如，在弯曲加工前的环状板材的状态下，垫圈80可以是在其厚度上具有倾斜的板材，或者可以是具有均匀厚度的材料。尽管上面说明了具有最多重叠层“n”是4的区域的垫圈80，但是层数可以落在2至5的范围内。在本实施例中，说明了在公称直径是M12的火花塞100上设置的垫圈80。然而，同样适用于在公称直径是M10或者M8的火花塞上设置的垫圈。

Claims (5)

1.一种筒状火花塞用密封构件，所述筒状火花塞具有将被拧入到内燃机中的安装孔中的具有螺纹牙的金属壳(50)，所述密封构件(80)包括一块由奥氏体不锈钢或者铁素体不锈钢制成的环状板材，所述环状板材沿径向折回以形成至少两层以上的所述板材沿轴向重叠的区域，所述密封构件的尺寸被设计成使得该密封构件被布置在所述筒状火花塞的所述金属壳(50)的外周的周围，其中，所述密封构件(80)的尺寸被设计成：当将所述金属壳(50)拧入内燃机的安装孔(155)中时，在布置在所述金属壳(50)的外周上并且从所述金属壳(50)的外周向外突出的环状突出部(54)与所述内燃机中的所述安装孔(155)的开口周缘部(156)之间沿所述轴向压缩所述密封构件(80)，从而在所述突出部(54)与所述开口周缘部(156)之间提供密封，

其中，在公称直径是M12的所述金属壳(50)的周围设置所述密封构件(80)，

在将所述密封构件(80)安装到所述内燃机上之前，所述密封构件(80)满足以下关系：

0.2≤l[mm]≤0.5；

2≤n≤5；以及

1.1L≤x≤1.45L…(1)，

其中，在沿所述轴向具有最多重叠层的区域中，用“n”表示构成所述密封构件(80)的所述板材的层数，

用“l”[mm]表示所述板材的平均厚度，

用“L”[mm]表示在设置所述最多重叠层的所述区域中，各层所述板材的总厚度，并且

用“x”[m m]表示所述密封构件在被压缩前沿所述轴向的厚度。

2.一种筒状火花塞用密封构件，所述筒状火花塞具有将被拧入到内燃机中的安装孔中的具有螺纹牙的金属壳(50)，所述密封构件(80)包括一块由奥氏体不锈钢或者铁素体不锈钢制成的环状板材，所述环状板材沿径向折回以形成至少两层以上的所述板材沿轴向重叠的区域，所述密封构件(80)的尺寸被设计成使得该密封构件被布置在所述筒状火花塞的所述金属壳(50)的外周的周围，其中，所述密封构件(80)的尺寸被设计成：当将所述金属壳(50)拧入内燃机的安装孔(155)中时，在布置在所述金属壳(50)的外周上并且从所述金属壳(50)的外周向外突出的环状突出部(54)与所述内燃机中的所述安装孔(155)的开口周缘部(156)之间沿所述轴向压缩所述密封构件(80)，从而在所述突出部(54)与所述开口周缘部(156)之间提供密封，

其中，在公称直径是M10的所述金属壳(50)的周围设置所述密封构件(80)，

在将所述密封构件(80)安装到所述内燃机上之前，所述密封构件(80)满足以下关系：

0.2≤l[mm]≤0.5；

2≤n≤5；以及

1.1L≤x≤1.4L…(2)，

其中，在沿所述轴向具有最多重叠层的区域中，用“n”表示构成所述密封构件的所述板材的层数，

用“l”[mm]表示所述板材的平均厚度，用“L”[mm]表示在设置所述最多重叠层的所述区域中，各层所述板材的总厚度，并且

用“x”[mm]表示所述密封构件在被压缩前沿所述轴向的厚度。

3.根据权利要求1或2所述的筒状火花塞用密封构件，其特征在于，弯曲部(83，86，89)通过自身折回而用作连接所述板材的沿所述轴向的一对重叠部(81，82/84，85/87，88)的部分，

其中，在多个弯曲部中的一个弯曲部中，用所述弯曲部中的最小曲率半径“R”表示最小部分的曲率半径，并且

所述密封构件满足以下关系：

0.2≤R1≤0.8…(3)；

0.05≤R2≤0.2…(4)；以及

R1＞R2…(5)，

其中，当比较所述多个弯曲部的所有最小曲率半径“R”时，用最小曲率半径R1[m m]表示具有最大的最小曲率半径的第一弯曲部的最小曲率半径“R”，并且

用最小曲率半径R2[mm]表示具有最小的最小曲率半径的第二弯曲部的最小曲率半径“R”。

4.根据权利要求3所述的筒状火花塞用密封构件，其特征在于，所述密封构件满足以下关系：

t2＜t1…(6)

其中，用t1[m m]表示在所述第一弯曲部的具有所述最小曲率半径R1的区域中的所述板材的厚度，并且

用t2[m m]表示在所述第二弯曲部的具有所述最小曲率半径R2的区域中的所述板材的厚度。

5.一种火花塞，其包括权利要求1～4中任一项所述的密封构件。

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