JP2000277230A

JP2000277230A - 内燃機関用スパークプラグ

Info

Publication number: JP2000277230A
Application number: JP11084298A
Authority: JP
Inventors: Yoshihiro Matsubara; 佳弘松原; Akio Kokubu; 昭男国分; Kazumasa Yoshida; 和正吉田; Makoto Yamaguchi; 誠山口
Original assignee: NGK Spark Plug Co Ltd
Current assignee: Niterra Co Ltd
Priority date: 1999-03-26
Filing date: 1999-03-26
Publication date: 2000-10-06
Anticipated expiration: 2019-03-26
Also published as: JP4187343B2; EP1039602A1; DE60010960D1; EP1039602B1; US6225752B1; DE60010960T2

Abstract

(57)【要約】【目的】耐久性に優れた内燃機関用スパークプラグを
実現する。【構成】碍子脚長部２４の先端部の絶縁碍子厚ｔｐを
１．０ｍｍ以下に形成し、中心電極１２を正の極性にし
て放電電圧を印加する。これにより、中心電極１２が正
帯電し、碍子脚長部２４が負帯電するため、中心電極１
２の端部１２ｇから発生する負電荷粒子は、碍子脚長部
２４の発火部側端面２４ｆから静電反発作用を受けるの
で、その先端面２４ｆを迂回する放電経路Ｓを進み、発
火面１６ａの上端１６ｃに到達する。したがって、火花
放電による発火部側端面２４ｆのチャンネリングを減少
させることができる。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【産業上の利用分野】本発明は、内燃機関の着火源とし
て用いられるスパークプラグに関するものであり、接地
電極の発火面が中心電極の外周面に対向して設けられた
セミ沿面放電型スパークプラグとして好適なものであ
る。

【０００２】

【従来の技術】従来、上記セミ沿面放電型スパークプラ
グとして図１４および図１５に示すものが知られてい
る。図１４は、上記セミ沿面放電型スパークプラグを部
分的な断面図を含んで示す部分断面図である。図１５
（Ａ）は、図１４に示すセミ沿面放電型スパークプラグ
の先端部（火花放電側）の断面図であり、図１５（Ｂ）
は、図１５（Ａ）における碍子脚長部２４の先端部２４
ｅおよび中心電極１２の外周面１２ａ間に形成される径
差部（隙間）を示す説明図であり、図１５（Ｃ）は、図
１５（Ａ）における碍子脚長部２４の先端部２４ｅの肉
厚を示す説明図である。なお、以下では、図１４におい
て下部を先端側とし、上部を後端側として説明する。

【０００３】セミ沿面放電型スパークプラグ１０には、
アルミナなどから形成された絶縁碍子２０が備えられて
いる。絶縁碍子２０は、後端側に形成されたコルゲーシ
ョン部２２と、先端側に形成された台錐形状の碍子脚長
部２４とを有する。絶縁碍子２０の内部には、絶縁碍子
２０の中心軸１８に沿って軸孔２６が貫通形成されてい
る。軸孔２６の内部後端側には、端子１３が収容されて
おり、その端子１３の後端は、コルゲーション部２２の
後端から突出している。軸孔２６の内部であって端子１
３の先端側には、ガラス抵抗１１を介して中心電極１２
が収容されている。中心電極１２は、ニッケルを主体と
する合金によって棒状に形成されており、中心電極１２
の先端面１２ｆは、絶縁碍子２０の碍子脚長部２４の先
端から突出している。絶縁碍子２０の先端側は、筒状に
形成された主体金具１４の内部に収容されており、碍子
脚長部２４の先端部２４ｅは、主体金具１４の開口した
先端面１４ｃから突出している。碍子脚長部２４の後端
部と主体金具１４との間には、軸孔２６内部を気密化す
るためのパッキン部材１７が介在されている。主体金具
１４の先端部の外周面には、エンジンのシリンダヘッド
に形成された雌ねじ部にねじ込むための雄ねじ部１４ａ
が形成されており、主体金具１４の後端面１４ｃには、
接地電極１６、１６の基端１６ｂがそれぞれ固着されて
いる。

【０００４】各接地電極１６は、それぞれ中心軸１８に
向けて、略Ｌ字形状に屈曲形成されている。各接地電極
１６先端の発火面１６ａは、それぞれ中心電極１２先端
の外周面１２ａに対向しており、発火面１６ａと外周面
１２ａとの間で発火部ＳＧを形成している（図１５
（Ａ）参照）。図１５（Ａ）に示すように、中心電極１
２の外周面１２ａと、接地電極１６の発火面１６ａとの
間には、第１ギャップｇ１が形成されており、碍子脚長
部２４の先端部２４ｅの外周面と発火面１６ａとの間に
は、第２ギャップｇ２が形成されている。図１４に示す
ように、主体金具１４の後端側には、雄ねじ部１４ａを
エンジンのシリンダヘッドに形成された雌ねじ部にねじ
込む際にプラグレンチなどの工具をあてがうための六角
形部１４ｂが形成されている。

【０００５】また、金属で形成された中心電極１２と、
アルミナセラミックなどで形成された絶縁碍子２０とで
は熱膨張係数が異なるため、両者間では熱膨張差が存在
する。そこで、その熱膨張差によって絶縁碍子２０が割
れないようにするため、図１５（Ｂ）に示すように、中
心電極１２の外周面１２ｂと、軸孔２６との間には径差
部（隙間）１５が形成されている。なお、図１５（Ｃ）
に示すように、碍子脚長部２４の発火部側端面２４ｆを
示す線６０を外方へ延長した延長線６０ａと、碍子脚長
部２４の側面２４ｃを示す線６１を発火部側端面２４ｆ
の方向へ延長した延長線６１ａとの交点６２から軸孔２
６の内径面を示す線６５までの距離（以下、肉厚と称す
る）ｔｐは、１．１ｍｍである。また、第２ギャップｇ
２の間隔ｇａは、０．５ｍｍであり、碍子脚長部２４の
脚長（図１４において碍子脚長部２４の発火部側端面２
４ｆから、パッキン部材１７が取付けられているシール
面２４ｇまでの軸方向距離）Ｌは、１２ｍｍである。さ
らに、中心電極１２の径φｄ１と軸孔２６の径φｄ２と
の差（以下、径差Δφｄと称する）は、０．０９ｍｍで
あり、径差部１５の間隔Δφｄ／２は、０．０９ｍｍ／
２＝０．０４５ｍｍである。

【０００６】そして、上記構造のセミ沿面放電型スパー
クプラグ１０は、主体金具１４の雄ねじ部１４ａをシリ
ンダヘッドの雌ねじ部にねじ込むことにより、接地電極
１６、碍子脚長部２４の先端部２４ｅおよび中心電極１
２の先端をエンジンの燃焼室内に露出した格好でシリン
ダヘッドに取付けられる。そして、端子１３に高耐圧ケ
ーブルを接続し、放電電圧を印加すると、接地電極１６
の発火面１６ａおよび中心電極１２間で火花放電し、燃
焼室内の混合気に着火する。

【０００７】ここで、セミ沿面放電型スパークプラグの
火花清浄性について、その原理を示す図１６を参照して
説明する。図１６に示すように、中心電極１２側が負、
接地電極１６側が正となるように放電電圧が印加される
ため、碍子脚長部２４は誘電分極によって正の極性で帯
電した状態になるので、中心電極１２の端部１２ｇから
発生した火花に含まれる負電荷粒子は、碍子脚長部２４
の発火部側端面２４ｆに引き寄せられる。このため、負
電荷粒子は、図中Ｓで示すように、碍子脚長部２４の発
火部側端面２４ｆを這う放電経路で接地電極１６の発火
面１６ａに到達する。したがって、碍子脚長部２４の発
火部側端面２４ｆに汚損によって付着したカーボンなど
の導電性汚損物質は、火花によって焼き切られる。つま
り、セミ沿面放電型スパークプラグは、上記のような火
花清浄性を有するため、気中放電型のスパークプラグよ
りも耐汚損性に優れている。

【０００８】

【発明が解決しようとする課題】しかし、火花が頻繁に
碍子脚長部２４の発火部側端面２４ｆを這うと、そのエ
ネルギによって発火部側端面２４ｆが消耗し、溝２４ｋ
（図１６）が形成される、いわゆるチャンネリングが発
生する場合がある。そのチャンネリングが進行すると、
放電経路Ｓ近辺の碍子脚長部２４に貫通が発生して碍子
脚長部２４の割れが生じたり、耐熱性を損ねてしまうな
ど、スパークプラグの耐久性が低下する可能性がある。

【０００９】また、上記消耗によって発生した金属粉や
燃焼によって発生した金属酸化物などが、径差部１５
（図１５（Ｂ））に入り込んで堆積すると、径差部１５
が詰まってしまう。そして、そのような状態で温度差の
大きいヒートサイクルが急激に繰り返されると、碍子脚
長部２４および中心電極１２間の熱膨張差によって碍子
脚長部２４が割れてしまうなど、スパークプラグの耐久
性が低下する可能性がある。なお、径差部１５の間隔を
広げると、熱引きが悪くなり、プレイグニッションが発
生するなど、耐熱特性が悪くなってしまう。また、熱引
きを良くしようとすると、碍子脚長部２４の脚長Ｌを短
縮しなければならない。特に、近年は、エンジンの高出
力化に伴い、より一層耐久性に優れたスパークプラグが
求められている。

【００１０】そこで、本発明は、耐久性に優れた内燃機
関用スパークプラグを実現することにある。

【００１１】

【課題を解決するための手段、作用および効果】本発明
は、上記目的を達成するため、請求項１ないし請求項３
に記載の発明では、中心軸に沿って形成された軸孔を有
する絶縁碍子と、その軸孔に収容された棒状の中心電極
と、この中心電極の外周面に対向して発火部を形成する
接地電極と、が備えられた内燃機関用スパークプラグに
おいて、中心電極を正の極性にして中心電極および接地
電極間に電圧を印加することにより、中心電極および接
地電極間で放電するように構成するという共通の技術的
手段を採用する。

【００１２】つまり、中心電極を正の極性にして中心電
極および接地電極間に電圧を印加すると、中心電極が収
容された絶縁碍子は、誘電分極によって負の極性で帯電
した状態になるため、接地電極の発火面から発生した火
花に含まれる負電荷粒子は、負帯電状態になっている絶
縁碍子からの静電反発作用を受けるので、絶縁碍子から
隔たった経路（図１２（Ａ）においてＳで示す）を選択
して中心電極に到達する確率が高くなる。換言すれば、
絶縁碍子の発火部側端面を這う経路を選択する確率が低
くなる。したがって、チャンネリングが発生し難くな
り、また、中心電極から正のコロナが進展し易く、絶縁
碍子先端部での絶縁碍子の貫通の発生を抑制することが
できるので、内燃機関用スパークプラグの耐久性を高め
ることができる。また、絶縁碍子の先端部の消耗を減少
させることができるため、消耗した金属粉が中心電極お
よび軸孔間の隙間に入り込む量を減少させることができ
るので、中心電極および絶縁碍子間の熱膨張差による絶
縁碍子の割れの発生を抑制できる。つまり、中心電極を
正の極性にして中心電極および接地電極間に電圧を印加
することにより、内燃機関用スパークプラグの耐久性を
高めることができる。なお、上記各効果ついては、後述
する実験において証明する。

【００１３】特に、請求項１に記載の発明によれば、前
記絶縁碍子を前記中心軸に沿って切断した場合に、前記
絶縁碍子の前記発火部側端面を示す線を外方へ延長した
第１の延長線と、前記絶縁碍子の外周面を示す線を前記
発火部側端面の方向へ延長した第２の延長線とを描いた
場合に、前記第１および第２の延長線の交点から前記発
火部側における前記軸孔の内径面を示す線までの距離
（絶縁碍子厚ｔｐ）が１．０ｍｍ以下であり、図１５
（Ａ）に示した従来のもの（ｔｐ＝１．１ｍｍ）よりも
上記肉厚が薄いため、絶縁碍子の先端部の容積が小さく
なるので絶縁碍子の先端部の熱容量を小さくすることが
できる。したがって、絶縁碍子の先端部の温度を高くす
ることができるため、絶縁碍子の先端部に付着したカー
ボンや金属酸化物などの導電性汚損物質を焼き切り易く
なる。つまり、耐久性をより一層向上させることができ
る。また、絶縁碍子先端部の熱容量が小さいため、燃焼
室内に混合気が導入された際に、絶縁碍子先端部を速く
冷却することができるので、プレイグニッションの発生
を防止できる。さらに、絶縁碍子の先端部の肉厚を薄く
できる分、接地電極の発火面および絶縁碍子間のエアギ
ャップを広げることができるため、カーボンなどの堆積
により接地電極および絶縁碍子間が導通する、いわゆる
ブリッジの発生を防止できる。

【００１４】また、上述のように、消耗した金属粉が中
心電極および軸孔間の隙間に入り込む量を減少させるこ
とができるため、その分、中心電極および軸孔間の隙間
を狭くすることができる。たとえば請求項２に記載の発
明によれば、中心電極の径と、軸孔の径との差（Δφ
ｄ）が０．０８ｍｍ以下であり、図１５（Ａ）に示した
従来のもの（Δφｄ＝０．０９ｍｍ）よりも上記差が小
さいため、その分、熱引きを良くすることができる。つ
まり、請求項２に記載の発明によれば、絶縁碍子の脚長
を長くすることができるため、耐熱特性を向上させるこ
とができる。

【００１５】さらに、請求項３に記載の発明によれば、
上述した請求項１および請求項２の両方の構成を備える
ため、内燃機関用スパークプラグの耐久性をさらに向上
させることができる。

【００１６】

【発明の実施の形態】以下、本発明の内燃機関用スパー
クプラグの実施形態について図を参照して説明する。図
１（Ａ）は、本実施形態の内燃機関用スパークプラグの
先端側を拡大して示す部分断面図であり、図１（Ｂ）
は、図１（Ａ）に示す内燃機関用スパークプラグの中心
電極および碍子脚長部間に形成される径差部を示す説明
図であり、図１（Ｃ）は、図１（Ａ）に示す内燃機関用
スパークプラグの碍子脚長部の肉厚を示す説明図であ
る。なお、図１４ないし図１６に示した従来のスパーク
プラグと同一の構成については同一の符号を用いるもの
とし、同一の構成についての詳細な説明は省略する。

【００１７】図１（Ａ）に示すように、碍子脚長部２４
の後端側には、中心電極１２の中心軸寄りに傾斜する傾
斜部２４ｉが形成されており、その傾斜部２４ｉの上端
には、上記中心軸寄りにくびれたくびれ部２４ｈが形成
されている。そのくびれ部２４ｈから発火部側端面２４
ｆに向けては、鉛直方向に伸びるストレート部２４ｂが
形成されている。つまり、碍子脚長部２４の肉厚は、傾
斜部２４ｉからくびれ部２４ｈに向けて次第に薄くなっ
ており、さらにくびれ部２４ｈから上のストレート部２
４ｂでは、より一層薄くなっている。なお、碍子脚長部
２４の絶縁碍子厚ｔｐは、図１（Ｃ）に示すように、碍
子脚長部２４の発火部側端面２４ｆを示す線６０を外方
へ延長した延長線６０ａと、碍子脚長部２４のストレー
ト部２４ｂの外周面２４ｍを示す線６３を発火部側端面
２４ｆの方向へ延長した延長線６３ａとの交点６４から
軸孔２６の内径面を示す線６５までの距離で定義する。

【００１８】本実施形態では、中心電極１２の径φｄ１
は２．１ｍｍであり、軸孔２６の径φｄ２は２．１ｍｍ
＋Δφｄである。ここで、Δφｄは、中心電極１２と軸
孔２６との径差である。したがって、中心電極１２の外
周面１２ｂと、軸孔２６との間に形成される径差部の距
離は、図１（Ｂ）に示すように、Δφｄ／２となる。ま
た、碍子脚長部２４の発火部側端面２４ｆから突出して
いる中心電極１２の突出高さｔ１は０．３ｍｍであり、
発火部側端面２４ｆから主体金具１６の発火面１６ａの
上端１６ｃまでの高さｔ２は０．５ｍｍである。

【００１９】次に、上記構成の内燃機関用スパークプラ
グにおいて、中心電極１２を正極性にして電圧を印加す
るための回路構成について、それを示す図９および図１
０を参照して説明する。図９（Ａ）は、既存のイグニッ
ションシステムの構成を示す説明図であり、図９（Ｂ）
は、図９（Ａ）に示すイグニッションシステムの一部を
仕様変更した場合の回路構成を示す説明図である。図９
（Ａ）に示すように、既存のイグニッションシステムで
は、一次コイル５２の負端子５２ａがバッテリ側のソケ
ット５９に接続されており、同じく正端子５２ｂがイグ
ナイタ側のソケット５８に接続されており、二次コイル
５３の負端子５３ａがディストリビュータ側に接続され
ているが、図９（Ｂ）に示すように、上記各接続関係を
反転させることにより、中心電極１２を正極性にした電
圧印加を行うことができる。

【００２０】また、イグニッションシステムを根本的に
設計変更する場合は、次の方法も可能である。その設計
変更の手法を図１０（Ａ）ないし図１０（Ｃ）に示す。
図１０（Ａ）に示すように、イグニッションコイル５１
を構成する二次コイル５３のスパークプラグ側への出力
極性が負となるように、既存のイグニッションシステム
が設計されている場合は、図１０（Ｂ）に示すように、
二次コイル５３あるいは一次コイル５２のいずれかの巻
線方向が逆になるように設計変更する。また、図１０
（Ｃ）に示すように、二次コイル５３とディストリビュ
ータおよびイグナイタとの接続関係が反転するように設
計変更する。

【００２１】次に、本実施形態の内燃機関用スパークプ
ラグの作用について図１２を参照して説明する。図１２
（Ａ）は、本実施形態の内燃機関用スパークプラグの極
性および放電経路を示す説明図であり、図１２（Ｂ）
は、図１２（Ａ）に示す放電経路とは異なる放電経路を
示す説明図である。

【００２２】本実施形態の内燃機関用スパークプラグ
は、図１２（Ａ）に示すように、中心電極１２が正帯電
するため、誘電分極によって絶縁碍子の碍子脚長部２４
は負帯電状態になるものと推測される。そして、負電荷
粒子の流れとして形成される火花は、碍子脚長部２４の
発火部側端面２４ｆに沿った経路での伝播も生ずるもの
の、発火部側端面２４ｆの負電荷による静電反発作用を
受けて、どちらかといえば発火部側端面２４ｆを迂回し
て伝播する傾向が強くなると思われる。これにより、発
火部側端面２４ｆを這う火花伝播の確率が低くなり、火
花アタックによるチャンネリングが生じ難くなるものと
考えられる。

【００２３】また、中心電極１２が正帯電の場合、碍子
脚長部２４の発火部側端面２４ｆが負帯電となるため、
接地電極１６の発火面１６ａの下端１６ｄ側から火花が
発生するよりも、上端１６ｃ側から発生した方が、火花
の気中放電経路の長さが短くなるので、火花放電は発火
部側端面２４ｆを迂回する経路を進む確率が高くなるも
のと考えられる。これに対して、図１６に示した従来の
内燃機関用スパークプラグの構成では、火花は碍子脚長
部２４の発火部側端面２４ｆを這った後、発火面１６ａ
の下端１６ｄ側へ向かう方が気中放電経路の長さが短く
なるため、下端１６ｄへ向かう火花発生頻度が圧倒的に
高くなり、チャンネリングも起き易くなるものと考えら
れる。

【００２４】また、別の要因として次のようなことも考
えられる。スパークプラグの電極間に高電圧を印加した
場合、火花放電に先立ってコロナ放電が発生する。これ
は、電極間電圧の上昇に伴い、表面電界の大きい場所で
部分的に絶縁破壊が起こって表れる発光現象であるとい
われている。このコロナ放電の形態が、これに引き続い
て発生する火花放電（さらには、グロー放電、あるいは
電極消耗が進むので好ましくはないがアーク放電）の挙
動を支配すると考えられる。

【００２５】ところで、コロナ放電の形態は、正極側と
負極側とでは挙動が異なることが知られている。例え
ば、針電極を面電極に対向させ、針電極側を正として電
極間電圧を上げて行くと、電圧の低い段階ではグローコ
ロナ（尖端放電の一種である）と呼ばれる薄い光膜が発
生するに留まるが、電圧が上昇すると、電極尖端から樹
枝状の発光部が音を伴いながら断続的に激しく延びる、
ブラシ放電と呼ばれる状態に移行し易いことが知られて
いる。なお、ブラシ放電は、初期段階のブラシコロナ
と、より火花放電に近づくストリーマコロナとに区別さ
れることもある（「高電圧工学」、４２頁、１９７１
年、朝倉書店）。これに対し、針電極側を負とした場合
は、上記のような放電形態の変化が明瞭でなくなり、電
圧を上昇させてもグローコロナに近い放電状態が電極尖
端付近で持続し、樹枝状の発光には進展し難い。

【００２６】このような現象をスパークプラグの電極間
放電に当てはめて考えてみる。まず、図１６に示した従
来の構成のように、中心電極１２を負極とした場合に
は、接地電極１６の上端１６ｃおよび下端１６ｄをいわ
ば負極尖端として、例えばブラシ放電形態で進展したコ
ロナが中心電極１２に到達し、火花放電のブレークダウ
ンに至ると考えられる。この場合、接地電極１６におけ
る下端１６ｄの電界強度が一番強くなるため、それによ
り完成される放電経路は碍子脚長部２４の発火部側端面
２４ｆを這い易くなる。

【００２７】一方、図１２（Ａ）に示す本実施形態の内
燃機関用スパークプラグのように、中心電極１２を正極
とした場合には、中心電極の端部１２ｇが正極尖端とな
り、ここから進展したコロナが接地電極１６の発火面１
６ａに到達し、火花放電のブレークダウンに至ると考え
られる。この場合、接地電極１６は、碍子脚長部２４と
気中を隔てているため、電界の集中は、碍子脚長部２４
の影響を受け難い。したがって、それにより完成された
放電経路は碍子脚長部２４の発火部側端面２４ｆから少
し浮く形となるため、火花アタックによるチャンネリン
グが発生し難くなるものと考えられる。また、このよう
にコロナが碍子脚長部２４の側から延びるために、碍子
脚長部２４の貫通が起こり難くなる。その理由として
は、図１６に示した従来の構成では、接地電極１６の発
火面１６ａ側からコロナが延びるため、碍子脚長部２４
に対して高電圧のストレスを直接与えることとなるが、
図１２（Ａ）に示す本実施形態の内燃機関用スパークプ
ラグであれば、碍子脚長部２４に印加される電圧が小さ
くなり、ストレスが小さくなるためであると考えられ
る。

【００２８】なお、図１２（Ｂ）に示すように、碍子脚
長部２４の発火部側端面２４ｆが接地電極１６の発火面
１６ａの下端１６ｄに近づくと、耐チャンネリング性が
低下する場合が考えられる。つまり、放電時の電圧印加
極性は、中心電極１２側が正であるから、前述の正極側
コロナ放電の一般的な挙動から考えれば、中心電極１２
の端部１２ｇから進展したコロナが接地電極１６の発火
面１６ａに向かって延びるが、発火面１６ａの下端１６
ｄに近づくため、その下端１６ｄに到達しブレークダウ
ンに至ると推測される。その結果、完成される放電経路
として、下端１６ｄの近傍において碍子脚長部２４の発
火部側端面２４ｆを這う形態となり、その発生頻度が増
加する場合があるためである。この場合、発火面１６ａ
の下端１６ｄにアールや面取りを付与するなどの対策を
講ずることが、上記発生頻度を減少させるために有効で
ある。

【００２９】次に、本実施形態の内燃機関用スパークプ
ラグの火花清浄性について図１３を参照して説明する。
図１３（Ａ）は、絶縁碍子に導電層が形成された状態を
示す説明図であり、図１３（Ｂ）は、導電層が焼き切ら
れる様子を示す説明図である。いわゆる「燻り」や「か
ぶり」などによって汚損が進行すると、図１３（Ａ）に
示すように、絶縁碍子の碍子脚長部２４の外周面にカー
ボンや金属製酸化物などの導電性物質からなる導電層Ｆ
が形成される。すると、碍子脚長部２４外周面の電気抵
抗が小さくなり、放電電圧が低下し、接地電極１６との
距離が近い碍子脚長部２４との間で火花が飛び易くな
る。この火花放電が発生すると、図１３（Ｂ）に示すよ
うに、導電層Ｆを形成している導電物質粒子Ｆ１が火花
によって飛散するため、内燃機関用スパークプラグの汚
損状態を改善することができる。そして、導電層Ｆが焼
き切られた後は、図１２（Ａ）に示した放電形態に復帰
するものと考えられる。

【００３０】また、本実施形態の内燃機関用スパークプ
ラグは、図１（Ａ）に示したように、中心電極１２の先
端表面１２ｆが碍子脚長部２４の発火部側端面２４ｆか
ら突出しているため、その突出部の外周面１２ａと接地
電極１６の発火面１６ａとの間には第１ギャップｇ１が
形成されており、碍子脚長部２４の先端部の外周面と発
火面１６ａとの間には第２ギャップｇ２が形成されてい
る。これにより、汚損がそれほど進行していない場合に
は、第１ギャップｇ１で火花放電し、汚損が進行すると
第２ギャップｇ２で火花放電するため、碍子脚長部２４
外周面の汚損の進行度合いを自動検出してそれを焼き切
る汚損検出・浄化機能を備えていると見ることもでき
る。

【００３１】次に、本発明者らが行った３つの実験およ
びその結果について説明する。［実験１］本発明者らは、絶縁碍子２０の碍子脚長部２
４先端部の絶縁碍子厚ｔｐと、中心電極１２および軸孔
２６の径差Δφｄとが、内燃機関用スパークプラグの耐
久性に与える影響を調べるための実験を行った。その実
験結果を図２に示す。図２において、耐熱性プレイグ進
角とは、プレイグニッションが起こる進角の意味であ
る。プレデリバリ試験１０ＭΩ到達サイクルとは、自動
車用スパークプラグのエンジン適合性試験方法（ＪＩＳ
Ｄ１６０６）に定められたくすぶり汚損試験に基づ
いて試験を行い（図１１）、内燃機関用スパークプラグ
の絶縁抵抗が１０ＭΩに低下するまでに要した試験のサ
イクル数を示す。つまり、サイクル数が多いほど、絶縁
抵抗値の低下が遅い、つまりカーボンや金属酸化物など
の導電性汚損物質が蓄積し難い（耐汚損性に優れてい
る）ことを意味する。着火性ミス発生空燃費（Ａ／
Ｆ）は、１％失火が発生する空燃費を意味する。

【００３２】本実験に使用した内燃機関用スパークプラ
グは、Ａ〜Ｅの５タイプである。プラグＡは、図１４お
よび図１５に示した従来の内燃機関用スパークプラグで
あり、エアギャップｇａが０．５ｍｍであり、絶縁碍子
厚ｔｐが１．１ｍｍである。プラグＢは、請求項１に記
載の発明の一実施形態に対応するものであり、絶縁碍子
厚ｔｐをプラグＡよりも０．２ｍｍ薄い０．９ｍｍに形
成したタイプである。図２に示すように、プラグＢのプ
レデリ汚損性１０ＭΩ到達サイクルは、従来のプラグＡ
の１２サイクルよりも３サイクル多い１５サイクルであ
った。つまり、絶縁碍子厚ｔｐを薄くすることにより、
耐汚損性を高めることができることが分かった。

【００３３】プラグＣは、請求項１の発明の他の実施形
態に対応するものであり、絶縁碍子厚ｔｐをプラグＡよ
りも０．２ｍｍ薄くした分、エアギャップｔｐを従来の
プラグＡよりも０．１ｍｍ広い０．６ｍｍに広げたタイ
プである。図２に示すように、プラグＣのプレデリ汚損
性１０ＭΩ到達サイクルは、従来のプラグＡの１２サイ
クルよりも２サイクル多い１４サイクルであった。つま
り、絶縁碍子厚ｔｐを薄くし、エアギャップｇａを広く
した場合も、耐汚損性を高めることができることが分か
った。なお、図２には示されていないが、エアギャップ
を広げると、前述したブリッジが発生し難いものと推測
される。

【００３４】プラグＤは、請求項２の発明の一実施形態
に対応するものであり、エアギャップｇａおよび絶縁碍
子厚ｔｐは、従来のプラグＡと同一であり、径差Δφｄ
を従来のプラグＡの０．０９ｍｍよりも０．０３ｍｍ小
さい０．０６ｍｍにし、碍子脚長部２４の脚長Ｌを従来
のプラグＡの１２ｍｍよりも１ｍｍ長い１３ｍｍにした
タイプである。図２に示すように、プラグＤのプレデリ
汚損性１０ＭΩ到達サイクルは、従来のプラグＡの１２
サイクルよりも５サイクル多い１７サイクルであり、プ
ラグＢおよびプラグＣよりもサイクル数が多い。つま
り、径差Δφｄを小さく、かつ、脚長Ｌを長くすること
により、耐汚損性をより一層高めることができることが
分かった。

【００３５】プラグＥは、請求項３の発明の一実施形態
に対応するものであり、エアギャップｇａおよび絶縁碍
子厚ｔｐをプラグＣと同一にし、径差Δφｄおよび脚長
ＬをプラグＤと同一にしたタイプである。図２に示すよ
うに、プラグＥのプレデリ汚損性１０ＭΩ到達サイクル
は、従来のプラグＡの１２サイクルよりも９サイクル多
い２１サイクルであり、全プラグ中最もサイクル数が多
い。つまり、絶縁碍子厚ｔｐを薄くするとともに、エア
ギャップｇａを広げ、かつ、径差Δφｄを小さくすると
ともに、脚長Ｌを長くすることにより、さらに耐汚損性
を高めることができることが分かった。

【００３６】［実験２］次に、本発明者らは、絶縁碍子
厚ｔｐが貫通の発生に与える影響について実験を行っ
た。図７（Ａ）は、本実験に使用した内燃機関用スパー
クプラグの先端部を拡大して示す部分断面図であり、図
７（Ｂ）は、本実験結果を示す図表である。図７（Ａ）
に示すように、本実験に使用した内燃機関用スパークプ
ラグは、エアギャップｇａが０．５ｍｍであり、中心電
極１２の碍子脚長部２４からの突出高さｔ１が０．３ｍ
ｍであり、碍子脚長部２４の発火部側端面２４ｆから発
火面１６ａの上端１６ｃまでの高さｔ２が０．５ｍｍで
ある。また、脚長Ｌが１２ｍｍであり、中心電極１２の
径φｄ１が２．１ｍｍであり、軸孔２６の径φｄ２が
２．１８ｍｍである。

【００３７】また、本実験は、図７（Ａ）に示す内燃機
関用スパークプラグを６気筒２．０Ｌ（リッター）ＤＯ
ＨＣエンジンに取付け、そのエンジンを５，０００ｒｐ
ｍでスロットル全開ＷＯＴ（ＷｉｄｅＯｐｅｎＴｈ
ｒｏｔｔｌｅ）で４００時間駆動させることにより３回
行った。また、中心電極１２を従来のように負極性にし
た場合と、本発明のように正極性にした場合のそれぞれ
について、絶縁碍子厚ｔｐを０．７ｍｍから１．１ｍｍ
まで変化させ、貫通が発生したか否かを調べた。図７
（Ｂ）において○印は、貫通が発生しなかった場合を示
し、×印は、チャンネリングが深い（０．４ｍｍ以上）
場合、または、貫通が発生した場合を示す。そして、図
７（Ｂ）に示すように、中心電極１２を負極性にした場
合は、絶縁碍子厚ｔｐが０．７ｍｍ〜１．０ｍｍの範囲
において貫通が発生した。一方、中心電極１２を正極性
にした場合は、３回の実験共に絶縁碍子厚ｔｐが０．７
ｍｍ〜１．１ｍｍの総ての範囲において貫通は発生しな
かった。つまり、本発明のように、中心電極１２を正極
性にして電圧を印加すれば、絶縁碍子厚ｔｐを薄くした
場合であっても貫通が発生しないことが分かった。

【００３８】［実験３］次に、本発明者らは、径差Δφ
ｄが絶縁碍子の割れの発生に与える影響について実験を
行った。図８（Ａ）は、本実験に使用した内燃機関用ス
パークプラグの先端部を拡大して示す部分断面図であ
り、図８（Ｂ）は、本実験結果を示す図表である。図８
（Ａ）に示すように、本実験に使用した内燃機関用スパ
ークプラグは、絶縁碍子厚ｔｐが１．１ｍｍである以外
は、実験２で使用した内燃機関用スパークプラグと同一
である。

【００３９】また、本実験は、図８（Ａ）に示す内燃機
関用スパークプラグを６気筒２．０Ｌ（リッター）ＤＯ
ＨＣエンジンに取付け、そのエンジンをスロットル全開
での５，０００ｒｐｍと、アイドリングとを交互に１分
間ずつ計５００時間駆動させることにより３回行った。
また、中心電極１２を従来のように負極性にした場合
と、本発明のように正極性にした場合のそれぞれについ
て、径差Δφｄを０．０６ｍｍから０．１０ｍｍまで変
化させ、割れが発生したか否かを調べた。図８（Ｂ）に
おいて○印は、割れが発生しなかった場合を示し、×印
は、割れが発生した場合を示す。そして、図８（Ｂ）に
示すように、中心電極１２を負極性にした場合は、径差
Δφｄが０．０６ｍｍ〜０．０８ｍｍの範囲において割
れが発生した。一方、中心電極１２を正極性にした場合
は、３回の実験共に径差Δφｄが０．０６ｍｍ〜０．１
０ｍｍの総ての範囲において割れは発生しなかった。つ
まり、本発明のように、中心電極１２を正極性にして電
圧を印加すれば、径差Δφｄを小さくした場合であって
も割れが発生しないことが分かった。

【００４０】次に、本発明の内燃機関用スパークプラグ
の他の実施形態について、それを示す図３ないし図６を
参照して説明する。図３に示す内燃機関用スパークプラ
グは、中心電極１２の先端表面１２ｆが発火面１６ａの
上端１６ｃよりも上方へ突出しており、その突出した部
分の外周面１２ａには、耐火花消耗部材１２ｃが帯状に
固着されていることを特徴とする。耐火花消耗部材１２
ｃは、中心電極１２を形成するニッケル合金などのイン
コネルよりも融点の高い材料、例えば、白金（Ｐｔ）、
白金−イリジウム（Ｐｔ−Ｉｒ）、白金−ニッケル（Ｐ
ｔ−Ｎｉ）、白金−イリジウム−ニッケル（Ｐｔ−Ｉｒ
−Ｎｉ）、白金−ロジウム（Ｐｔ−Ｒｈ）、イリジウム
−ロジウム（Ｉｒ−Ｒｈ）、イリジウム−イットリア
（Ｉｒ−Ｙ₂Ｏ₃）などの貴金属、貴金属合金、あるい
は、貴金属焼結体などによって形成される。

【００４１】このように形成すると、火花の放電経路
は、接地電極１６の発火面１６ａと、耐火花消耗部材１
２ｃとの間で多くなり、碍子脚長部２４の発火部側端面
２４ｆを這う放電経路が少なくなるため、発火部側端面
２４ｆにおけるチャンネリングを減少させることができ
る。しかも、耐火花消耗部材１２ｃが固着されているた
め、中心電極１２の消耗を減少させることができる。つ
まり、図３に示す構成にすることにより、内燃機関用ス
パークプラグの耐久性を向上させることができる。ま
た、中心電極１２の径φｄ１は、図１に示したものより
も０．３ｍｍ細い１．８ｍｍであるため熱容量が小さく
温度上昇が速いので、着火性を向上させることができ
る。なお、径差Δφｄは、０．０６ｍｍであり、ギャッ
プｇａは、０．６ｍｍであり、前述の実験１で使用した
プラグＥと同一であるが、絶縁碍子厚ｔｐは、０．８ｍ
ｍであり、プラグＥの０．９ｍｍよりもさらに０．１ｍ
ｍ薄いため、より一層耐汚損性を向上させることができ
る。

【００４２】図４に示す内燃機関用スパークプラグは、
中心電極１２の先端表面１２ｆに耐火花消耗部材１２ｄ
が固着された構成である。そして、中心電極１２の先端
表面１２ｆ、碍子脚長部２４の発火部側端面２４ｆおよ
び発火面１６ａの上端１６ｃが同じ高さに揃い、面一に
なっていることを特徴とする。このように構成すると、
中心電極１２の外周面１２ａと接地電極１６の発火面１
６ａとが直接対向する部分がなくなる。このため、汚損
がそれほど進行していない場合は、放電経路は図中Ｓで
示すように、発火面１６ａの上端１６ｃと中心電極１２
の端部１２ｇとの間で形成され、碍子脚長部２４の発火
部側端面２４ｆを迂回すると考えられる。したがって、
チャンネリングが発生し難いため、耐久性を高めること
ができる。また、中心電極１２の径φｄ１は、図３に示
したものよりもさらに０．２ｍｍ細い１．６ｍｍである
ため、より一層着火性を向上させることができる。

【００４３】図５（Ａ）に示す内燃機関用スパークプラ
グは、碍子脚長部２４の外周面２４ｊが先細りのテーパ
形状に形成されていることを特徴とする。碍子脚長部２
４の形状は、従来と同じであるが、絶縁碍子厚ｔｐおよ
び径差Δφｄが図３に示したものと同一であるため、図
３に示したものと同じく、従来のものよりも耐久性を向
上させることができる。つまり、絶縁碍子厚ｔｐ（図５
（Ｂ））を薄く、かつ、径差Δφｄを小さくし、中心電
極１２を正にして放電電圧を印加する構成であれば、碍
子脚長部２４の形状はストレートおよびテーパのいずれ
であっても耐久性を向上させることができる。

【００４４】図６に示す内燃機関用スパークプラグは、
碍子脚長部２４の発火部側端面２４ｆと、接地電極１６
の発火面１６ａの下端１６ｄとの間にギャップが形成さ
れた、いわゆる間欠沿面タイプである。そして、径差Δ
φｄは０．０６ｍｍであり、第１ギャップｇ１の長さＷ
は１．１ｍｍである。このような間欠沿面タイプにおい
ても、径差Δφｄを小さくすることにより、脚長Ｌを長
くすることができるため、耐汚損性を向上させることが
できる。以上のように、図３ないし図６に示したいずれ
の構成であっても、従来よりも耐久性の優れた内燃機関
用スパークプラグを実現できる。なお、絶縁碍子厚ｔｐ
の下限値は、本発明の効果を奏するためには、望ましく
は０．５ｍｍであり、径差Δφｄの下限値は、望ましく
は０．０４ｍｍ（バラツキを考慮して０．０３ｍｍ）で
ある。

【図面の簡単な説明】

【図１】図１（Ａ）は、本発明実施形態の内燃機関用ス
パークプラグの先端側を拡大して示す部分断面図であ
り、図１（Ｂ）は、図１（Ａ）に示す内燃機関用スパー
クプラグの中心電極および碍子脚長部間に形成される径
差部を示す説明図であり、図１（Ｃ）は、図１（Ａ）に
示す内燃機関用スパークプラグの碍子脚長部の肉厚を示
す説明図である。

【図２】実験１の結果を示す図表である。

【図３】他の実施形態の内燃機関用スパークプラグを示
す説明図である。

【図４】他の実施形態の内燃機関用スパークプラグを示
す説明図である。

【図５】図５（Ａ）は、他の実施形態の内燃機関用スパ
ークプラグを示す説明図であり、図５（Ｂ）は、絶縁碍
子厚を示す説明図である。

【図６】他の実施形態の内燃機関用スパークプラグを示
す説明図である。

【図７】図７（Ａ）は、実験２に使用した内燃機関用ス
パークプラグの先端部を拡大して示す部分断面図であ
り、図７（Ｂ）は、実験２の結果を示す図表である。

【図８】図８（Ａ）は、実験３に使用した内燃機関用ス
パークプラグの先端部を拡大して示す部分断面図であ
り、図８（Ｂ）は、実験３の結果を示す図表である。

【図９】図９（Ａ）は、既存のイグニッションシステム
の構成を示す説明図であり、図９（Ｂ）は、図９（Ａ）
に示すイグニッションシステムの一部を仕様変更した場
合の構成を示す説明図である。

【図１０】図１０（Ａ）ないし図１０（Ｃ）は、イグニ
ッションシステムを根本的に設計変更する場合の手法を
示す説明図である。

【図１１】プレデリバリ試験の内容を示す説明図であ
る。

【図１２】図１２（Ａ）は、本発明実施形態の内燃機関
用スパークプラグの極性および放電経路を示す説明図で
あり、図１２（Ｂ）は、図１２（Ａ）に示す放電経路と
は異なる放電経路を示す説明図である。

【図１３】図１３（Ａ）は、絶縁碍子に導電層が形成さ
れた状態を示す説明図であり、図１３（Ｂ）は、導電層
が焼き切られる様子を示す説明図である。

【図１４】従来のセミ沿面放電型スパークプラグを一部
断面図を含んで示す部分断面図である。

【図１５】図１５（Ａ）は、図１４に示すセミ沿面放電
型スパークプラグの先端部の断面図であり、図１５
（Ｂ）は、図１５（Ａ）における碍子脚長部２４の先端
部２４ｅおよび中心電極１２の外周面１２ａ間に形成さ
れる径差部（隙間）を示す説明図であり、図１５（Ｃ）
は、図１５（Ａ）における碍子脚長部２４の先端部２４
ｅの肉厚を示す説明図である。

【図１６】セミ沿面放電型スパークプラグの自己清浄性
の原理を示す説明図である。

【符号の説明】

１０内燃機関用スパークプラグ１２中心電極１２ｂ外周面（中心電極の外周面）１４主体金具１６接地電極１６ａ発火面１８中心軸２０絶縁碍子２４碍子脚長部２４ｆ発火部側端面２６ｍ外周面（絶縁碍子の外周面）２６軸孔２６ｈ端部６０ａ延長線（第１の延長線）６３ａ延長線（第２の延長線）６４交点６５内径面を示す線Ｌ脚長ｔｐ絶縁碍子厚 φｄ１中心電極の径 φｄ２軸孔の径 Δφｄ径差（中心電極の径と軸孔の径との差）ＳＧ発火部

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者吉田和正名古屋市瑞穂区高辻町14番18号日本特殊陶業株式会社内 (72)発明者山口誠名古屋市瑞穂区高辻町14番18号日本特殊陶業株式会社内Ｆターム(参考） 5G059 AA04 CC09 DD20 EE19 FF08

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】中心軸に沿って形成された軸孔を有する
絶縁碍子と、前記軸孔に収容された棒状の中心電極と、この中心電極の外周面に対向して発火部を形成する接地
電極と、が備えられた内燃機関用スパークプラグにおい
て、前記絶縁碍子を前記中心軸に沿って切断した場合に、前
記絶縁碍子の前記発火部側端面を示す線を外方へ延長し
た第１の延長線と、前記絶縁碍子の前記発火部近傍の外
周面を示す線を前記発火部側端面の方向へ延長した第２
の延長線とを描いた場合に、前記第１および第２の延長
線の交点から前記発火部側における前記軸孔の内径面を
示す線までの距離が１．０ｍｍ以下であり、前記中心電極を正の極性にして前記中心電極および接地
電極間に電圧を印加することにより、前記中心電極およ
び接地電極間で放電するように構成されていることを特
徴とする内燃機関用スパークプラグ。
【請求項２】中心軸に沿って形成された軸孔を有する
絶縁碍子と、前記軸孔に収容された棒状の中心電極と、この中心電極の外周面に対向して発火部を形成する接地
電極と、が備えられた内燃機関用スパークプラグにおい
て、前記中心電極の径と、前記軸孔の径との差が０．０８ｍ
ｍ以下であり、前記中心電極を正の極性にして前記中心電極および接地
電極間に放電電圧を印加することにより、前記中心電極
および接地電極間で放電するように構成されていること
を特徴とする内燃機関用スパークプラグ。
【請求項３】中心軸に沿って形成された軸孔を有する
絶縁碍子と、前記軸孔に収容された棒状の中心電極と、この中心電極の外周面に対向して発火部を形成する接地
電極と、が備えられた内燃機関用スパークプラグにおい
て、前記絶縁碍子を前記中心軸に沿って切断した場合に、前
記絶縁碍子の前記発火部側端面を示す線を外方へ延長し
た第１の延長線と、前記絶縁碍子の前記発火部近傍の外
周面を示す線を前記発火部側端面の方向へ延長した第２
の延長線とを描いた場合に、前記第１および第２の延長
線の交点から前記発火部側における前記軸孔の内径面を
示す線までの距離が１．０ｍｍ以下であり、かつ、前記
中心電極の径と、前記軸孔の径との差が０．０８ｍｍ以
下であり、前記中心電極を正の極性にして前記中心電極および接地
電極間に放電電圧を印加することにより、前記中心電極
および接地電極間で放電するように構成されていること
を特徴とする内燃機関用スパークプラグ。