JP2009129645A

JP2009129645A - スパークプラグ

Info

Publication number: JP2009129645A
Application number: JP2007301852A
Authority: JP
Inventors: Jiro Yumino; 次郎弓野; Akira Suzuki; 彰鈴木; Mai Moribe; 真衣森部; Yuichi Nakano; 雄一中野; Mamoru Musasa; 守無笹
Original assignee: NGK Spark Plug Co Ltd
Current assignee: Niterra Co Ltd
Priority date: 2007-11-21
Filing date: 2007-11-21
Publication date: 2009-06-11
Also published as: EP2063509A2; EP2063509B1; CN101442186A; KR101223298B1; US20090127998A1; KR20090052821A; US7944134B2; CN101442186B; EP2063509A3

Abstract

【課題】中心電極の先端部の熱引きを十分に行えるようにして、その先端部に接合される電極チップとの間に形成された溶融部の酸化を確実に抑制することができるスパークプラグを提供する。
【解決手段】軸線Ｏ方向において、中心電極２０の溶融部９５の後端の位置を通り軸線Ｏに直交する平面Ｐ（２点鎖線Ｐ−Ｐはその断面）と、平面Ｐから後端側へ４ｍｍ離れた位置を通る平面Ｐと平行な平面Ｑ（２点鎖線Ｑ−Ｑはその断面）とを想定する。平面Ｐ，Ｑ間における中心電極２０の電極母材２１の体積をＶａ、芯材２５の体積をＶｂ、平面Ｑによる中心電極２０の切断面の直径（外径）をｄとしたとき、ｄ≦２．１［ｍｍ］および−０．０９×ｄ＋０．３３＜Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）＜−０．２×ｄ＋０．７５を満たせば、中心電極２０は熱引き性能に優れ、電極チップ９０の溶融部９５の酸化を抑制できる。
【選択図】図２

Description

本発明は、内燃機関に組み付けられて混合気への点火を行うためのスパークプラグに関するものである。

従来、内燃機関には点火のためのスパークプラグが用いられている。一般的なスパークプラグは、中心電極と、その中心電極を軸孔内に保持する絶縁碍子と、この絶縁碍子の径方向周囲を取り囲んで保持する主体金具と、一端部が主体金具に接合され、他端部が中心電極との間で火花放電間隙を形成する接地電極とを有している。そして、中心電極と接地電極との間で火花放電が行われ、混合気への点火が行われる。このようなスパークプラグでは、火花放電に伴う電極の消耗を抑制するため、中心電極と接地電極との少なくとも一方に、貴金属を主成分とする電極チップが接合されている（例えば特許文献１参照。）。

特許文献１に記載のスパークプラグでは、中心電極の先端面に穴を設け、そこに電極チップを嵌合させて電極チップと中心電極とを溶接している。そして中心電極の内部には銅や銀など良熱伝導性の（熱伝導性が高い）金属芯（芯材）を埋設し、その芯材を上記の穴に嵌合した電極チップと接触もしくは近接させることで、中心電極の先端部の熱引きを効率よく行っている。
特開平５−１５９８５３号公報

しかしながら、自動車用エンジンの出力向上や省燃費化のためエンジン設計の自由度を確保しようとスパークプラグの小径化を行うと、中心電極も小径化され、芯材の断面積が小さくなってしまって熱引き性能が低下する虞がある。特許文献１のように中心電極の先端面に電極チップを嵌合させる穴を形成するのは手間がかかるため、その穴を非形成のまま電極チップと中心電極とを接合した場合、上記のような熱引き性能の低下によって、両者の接合により形成される溶融部の熱引きを十分に行えなくなる虞がある。すると、エンジンの高負荷時に溶融部が高温で酸化してしまい、電極チップの接合性が低下してしまう虞があった。

本発明は上記問題点を解決するためになされたものであり、中心電極の先端部の熱引きを十分に行えるようにして、その先端部に接合される電極チップとの間に形成された溶融部の酸化を確実に抑制することができるスパークプラグを提供することを目的とする。

上記目的を達成するために、請求項１に係る発明のスパークプラグは、軸線方向に延びると共に、電極母材の内部に当該電極母材よりも良熱伝導性の芯材を有する中心電極と、当該中心電極の先端部に、溶接によって形成される溶融部を介して接合された貴金属を主成分とする電極チップと、前記軸線方向に延びる軸孔を有し、前記中心電極を前記軸孔内の先端側に保持する絶縁碍子と、前記絶縁碍子の径方向周囲を取り囲んで保持する主体金具と、一端部が、前記主体金具の先端面に接合され、他端部が、前記中心電極の前記電極チップとの間で火花放電間隙を形成する接地電極とを備えたスパークプラグにおいて、前記軸線方向において、前記溶融部の後端の位置から後端側へ向けて４ｍｍの位置での前記中心電極の外径をｄとし、前記軸線方向において、前記溶融部の後端の位置から後端側へ向けて４ｍｍの位置までの範囲に含まれる前記電極母材および前記芯材の体積を、それぞれＶａおよびＶｂとしたときに、ｄ≦２．１［ｍｍ］を満たすと共に、−０．０９×ｄ＋０．３３＜Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）＜−０．２×ｄ＋０．７５を満たすことを特徴とする。

また、請求項２に係る発明のスパークプラグは、請求項１に記載の発明の構成に加え、前記中心電極の前記芯材は、８００℃における線膨張係数が２５×１０^−６［１／Ｋ］以下であることを特徴とする。

また、請求項３に係る発明のスパークプラグは、請求項１または２に記載の発明の構成に加え、前記軸線方向において、前記溶融部の後端は、少なくとも、前記主体金具の前記先端面よりも１ｍｍ以上先端側に配置されていることを特徴とする。

また、請求項４に係る発明のスパークプラグは、請求項１乃至３のいずれかに記載の発明の構成に加え、前記主体金具は、自身の外周面に、内燃機関の取付ねじ孔に螺合するねじ山が形成された取付ねじ部を有し、前記取付ねじ部の外径は、呼び径で、Ｍ１２以下であることを特徴とする。

請求項１に係る発明のスパークプラグでは、中心電極の体積Ｖａ＋Ｖｂに対する芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が、−０．０９×ｄ＋０．３３＜Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）を満たすので、芯材による中心電極の熱引きを十分に行うことができる。つまり、溶融部の温度が、溶融部の酸化を十分に抑制可能な９５０℃未満となるように、中心電極の外径ｄの大きさにあわせた芯材の体積の割合を規定することができ、溶融部の酸化に起因した電極チップの脱落を防止できる。

また、請求項１に係る発明では、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が、Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）＜ −０．２×ｄ＋０．７５を満たすので、芯材と電極母材との間の熱膨張差に起因する芯材と電極母材との間に生じ得る応力の上昇を抑制することができる。よって中心電極の内部応力の高まりを抑え、電極母材の割れや変形を防止することができる。

更に、請求項１に係る発明を、より高い熱引き性能（熱引きのし易さ）が必要とされる外径ｄが２．１ｍｍ以下の中心電極を用いたスパークプラグに対し適用することで、上記のように芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）を規定して中心電極の熱引き性能（熱引きのし易さ）を十分に確保しつつ、スパークプラグの小型化、小径化を図ることができる。

そして、請求項２に係る発明のように、芯材に、８００℃における線膨張係数が２５×１０^−６［１／Ｋ］以下である材料を用いることで、熱膨張差により外皮側となる電極母材に芯材が与える応力を抑制し、電極母材の割れや変形を防止することができる。

また、接地電極と中心電極の電極チップとの間で形成される火花放電間隙は、内燃機関の燃焼室内に、より突き出す形態となるほど混合気への着火性を高められるが、こうしたスパークプラグの中心電極には、より高い熱引き性能（熱引きのし易さ）が要求される。上記のように、熱引き性能をより高めた中心電極であれば、請求項３に係る発明のような、軸線方向において、溶融部の後端を主体金具の先端面よりも１ｍｍ以上先端側に配置させた形態のスパークプラグにも用いることができ、中心電極の熱引き性能を十分に確保しつつ、着火性を高めることができる。

このように、熱引き性能をより高めた中心電極を、請求項４に係る発明のように、小型化が要求されるスパークプラグ、特に、取付ねじ部のねじ山の外径が呼び径でＭ１２以下のスパークプラグに用いれば、絶縁碍子の肉厚を確保して絶縁性を維持したり、主体金具の内周と絶縁碍子の外周との間のクリアランスを確保して横飛火を防止したりすることができ、より有効な効果を奏することができる。

以下、本発明を具体化したスパークプラグの一実施の形態について、図面を参照して説明する。まず、図１，図２を参照して、一例としてのスパークプラグ１００の構造について説明する。図１は、スパークプラグ１００の部分断面図である。図２は、スパークプラグ１００の中心電極２０の先端部２２付近を拡大してみた断面図である。なお、図１において、スパークプラグ１００の軸線Ｏ方向を図面における上下方向とし、下側をスパークプラグ１００の先端側、上側を後端側として説明する。

図１に示すように、スパークプラグ１００は、概略、絶縁碍子１０と、この絶縁碍子１０を保持する主体金具５０と、絶縁碍子１０内に軸線Ｏ方向に保持された中心電極２０と、主体金具５０の先端面５７に基部３２を溶接され、先端部３１の一側面が中心電極２０の先端部２２に対向する接地電極３０と、絶縁碍子１０の後端部に設けられた端子金具４０とから構成されている。

まず、このスパークプラグ１００の絶縁体を構成する絶縁碍子１０について説明する。絶縁碍子１０は周知のようにアルミナ等を焼成して形成され、軸中心に軸線Ｏ方向へ延びる軸孔１２が形成された筒形状を有する。軸線Ｏ方向の略中央には外径が最も大きな鍔部１９が形成されており、それより後端側（図１における上側）には後端側胴部１８が形成されている。鍔部１９より先端側（図１における下側）には後端側胴部１８よりも外径の小さな先端側胴部１７が形成され、更にその先端側胴部１７よりも先端側に、先端側胴部１７よりも外径の小さな脚長部１３が形成されている。脚長部１３は先端側ほど縮径されており、スパークプラグ１００が内燃機関のエンジンヘッド２００に取り付けられた際には、その燃焼室に曝される。そして、脚長部１３と先端側胴部１７との間は段部１５として形成されている。

次に、中心電極２０について説明する。図２に示すように、中心電極２０は、インコネル（商標名）６００または６０１等のニッケルまたはニッケルを主成分とする合金から形成された電極母材２１の内部に、電極母材２１よりも熱伝導性に優れる銅または銅を主成分とする合金からなる芯材２５を埋設した構造を有する棒状の電極である。通常、中心電極２０は、有底筒状に形成された電極母材２１の内部に芯材２５を詰め、底側から押出成形を行って引き延ばすことで作製されるものであり、芯材２５は、胴部分においては略一定の外径をなすものの先端側においては先細り形状に形成される。

また、中心電極２０の先端部２２は絶縁碍子１０の先端部１１よりも突出されており、先端側に向かって径小となるように形成されている。そして先端部２２の先端面には、耐火花消耗性を向上するため貴金属からなる電極チップ９０が接合されている。両者の接合は、電極チップ９０と中心電極２０の先端部２２との合わせ面を狙い外周を一周するレーザ溶接によって行われており、レーザの照射により両材料が溶けて混ざり合った溶融部９５が形成されることで、電極チップ９０と中心電極２０とが強固に接合されている。更に、絶縁碍子１０の先端部１１付近の軸孔１２の内周面と、その内周面に対向する中心電極２０の外周面との間には若干の間隙２３が設けられており、冷熱サイクルに伴う中心電極２０の先端部２２の膨張によって絶縁碍子１０の先端部１１にかかる負荷が軽減されている。また、中心電極２０は軸孔１２内を後端側に向けて延びており、シール体４およびセラミック抵抗３（図１参照）を経由して、後方（図１における上方）の端子金具４０に電気的に接続されている。そして端子金具４０には高圧ケーブル（図示外）がプラグキャップ（図示外）を介して接続され、高電圧が印加されるようになっている。

次いで、接地電極３０について説明する。接地電極３０は耐腐食性の高い金属から構成され、一例として、インコネル（商標名）６００または６０１等のニッケル合金が用いられる。この接地電極３０は自身の長手方向の横断面が略長方形を有しており、基部３２が主体金具５０の先端面５７に溶接により接合されている。また、接地電極３０の先端部３１は、一側面側が中心電極２０の先端部２２に対向するように屈曲されている。

次に、主体金具５０について説明する。図１に示す、主体金具５０は、内燃機関のエンジンヘッド２００にスパークプラグ１００を固定するための円筒状の金具であり、絶縁碍子１０を、その後端側胴部１８の一部から脚長部１３にかけての部位を取り囲むようにして、内部に保持している。主体金具５０は低炭素鋼材より形成され、図示外のスパークプラグレンチが嵌合する工具係合部５１と、内燃機関の上部に設けられたエンジンヘッド２００の取付ねじ孔２０１に螺合するねじ山が形成された取付ねじ部５２とを備えている。

また、主体金具５０の工具係合部５１と取付ねじ部５２との間には鍔状のシール部５４が形成されている。そして、取付ねじ部５２とシール部５４との間のねじ首５９には、板体を折り曲げて形成した環状のガスケット５が嵌挿されている。ガスケット５は、スパークプラグ１００をエンジンヘッド２００に取り付けた際に、シール部５４の座面５５と取付ねじ孔２０１の開口周縁部２０５との間で押し潰されて変形し、両者間を封止することで、取付ねじ孔２０１を介したエンジン内の気密漏れを防止するためのものである。

主体金具５０の工具係合部５１より後端側には薄肉の加締部５３が設けられ、シール部５４と工具係合部５１との間には、加締部５３と同様に薄肉の座屈部５８が設けられている。そして、工具係合部５１から加締部５３にかけての主体金具５０の内周面と絶縁碍子１０の後端側胴部１８の外周面との間には円環状のリング部材６，７が介在されており、更に両リング部材６，７間にタルク（滑石）９の粉末が充填されている。加締部５３を内側に折り曲げるようにして加締めることにより、リング部材６，７およびタルク９を介し、絶縁碍子１０が主体金具５０内で先端側に向け押圧される。これにより、主体金具５０の内周で取付ねじ部５２の位置に形成された段部５６に、環状の板パッキン８を介し、絶縁碍子１０の段部１５が支持されて、主体金具５０と絶縁碍子１０とが一体にされる。このとき、主体金具５０と絶縁碍子１０との間の気密性は板パッキン８によって保持され、燃焼ガスの流出が防止される。また、座屈部５８は、加締めの際に、圧縮力の付加に伴い外向きに撓み変形するように構成されており、タルク９の圧縮ストロークを稼いで主体金具５０内の気密性を高めている。

このように構成されたスパークプラグ１００では、エンジンの稼働に伴い中心電極２０や電極チップ９０が受けた熱を、良熱伝導性の芯材２５を伝導させて中心電極２０の後端側へ逃す、いわゆる熱引きによって、中心電極２０の先端部２２や電極チップ９０の冷却を行っている。そして熱引きを確実に行うことにより、電極チップ９０と中心電極２０との接合によって生じた溶融部９５が、酸化しやすい温度とならないようにしている。この熱引きを確実に効率よく行うため、本実施の形態のスパークプラグ１００では、中心電極２０を構成する電極母材２１と芯材２５の大きさの関係を以下のように規定した。

まず、本実施の形態では、溶融部９５において軸線Ｏ方向の最も後端側に位置する部位から軸線Ｏ方向後端側へ向けて４ｍｍ離れた位置を基準として、後述する中心電極２０の外径ｄや、電極母材２１の体積Ｖａ、芯材２５の体積Ｖｂを規定している。これは後述する実施例１の結果より、溶融部９５の後端より後端側へ４ｍｍ離れた位置よりも後端側では、電極母材２１と芯材２５との体積の割合を異ならせて作製した中心電極２０のサンプル間で、その温度分布に大きな差異が見られなかったことによる。換言すると、軸線Ｏ方向において、溶融部９５の後端の位置から後端側へ４ｍｍ離れた位置までにおける電極母材２１の体積Ｖａおよび芯材２５の体積Ｖｂの体積の割合が、中心電極２０の熱引き性能（熱引きのし易さ）に大きな影響を及ぼすと言える。

そこで、図２に示すように、中心電極２０と電極チップ９０との間に形成された溶融部９５において、軸線Ｏ方向の最も後端側に位置する部位を通り軸線Ｏと直交する平面Ｐ（２点鎖線Ｐ−Ｐでその断面を示す。）を想定する。そして、平面Ｐの位置から軸線Ｏ方向後端側へ４ｍｍ離れた位置を通り軸線Ｏと直交する平面Ｑ（２点鎖線Ｑ−Ｑでその断面を示す。）を想定する。次に、この平面Ｐおよび平面Ｑで中心電極２０を切断する。このとき、図３に示す、平面Ｐおよび平面Ｑで切断した中心電極２０の電極母材２１の体積をＶａとし、同様に、図４に示す、平面Ｐおよび平面Ｑで切断した中心電極２０の芯材２５の体積をＶｂとする。また、図２に示すように、平面Ｑで切断した中心電極２０の切断面の直径、すなわち、溶融部９５において軸線Ｏ方向の最も後端側に位置する部位から軸線Ｏ方向後端側へ向けて４ｍｍ離れた位置における中心電極２０の外径をｄとする。

このとき、本実施の形態では、後述する実施例２の結果に基づき、中心電極２０の外径ｄを２．１ｍｍ以下としている。これは、中心電極２０の外径ｄが大きくなるほど芯材２５の断面積も大きくなり熱引き性能（熱引きのし易さ）が向上するため、特に中心電極２０の外径ｄが２．１ｍｍより大きいものであれば電極母材２１と芯材２５の大きさの関係を規定しなくとも十分に、溶融部９５の酸化を抑制できるためである。

また、本実施の形態では、後述する実施例３および実施例４の結果に基づき、中心電極２０の体積Ｖａ＋Ｖｂに対する芯材２５の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が、
−０．０９×ｄ＋０．３３＜Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）・・・（１）
を満たすことと規定している。（１）の式が満たされれば芯材２５による十分な熱引きが行われ、溶融部９５の温度を、溶融部９５の酸化を十分に抑制可能な９５０℃未満とすることができ、電極チップ９０の脱落を防止できる。

次に、本実施の形態では、後述する実施例５の結果に基づき、中心電極２０の体積Ｖａ＋Ｖｂに対する芯材２５の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が、
Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）＜ −０．２×ｄ＋０．７５・・・（２）
を満たすことと規定している。ニッケルまたはニッケルを主成分とする合金からなる電極母材２１と比べ、銅または銅を主成分とする合金からなる芯材２５は線膨張係数が大きい。中心電極２０の体積Ｖａ＋Ｖｂに対し芯材２５の体積Ｖｂが多くなるほど熱膨張差により外皮側となる電極母材２１に与える応力が大きくなるが、（２）の式が満たされれば、その応力の上昇を抑制し、電極母材２１の割れや変形を防止することができる。

また、後述する実施例６の結果に基づき、芯材２５を、８００℃における線膨張係数が２５×１０^−６［１／Ｋ］以下である材料を用いて作製することと規定している。本実施の形態では銅を用いているが、銅以外にも、この条件を満たす材料を芯材２５とすれば、熱膨張差により外皮側となる電極母材２１に芯材２５が与える応力を抑制し、電極母材２１の割れや変形を防止することができる。

そして、本実施の形態では、溶融部９５の後端位置と、主体金具５０の先端面５７の位置との間の軸線Ｏ方向における距離Ａ（図２参照）が、１ｍｍ以上となることを規定している。これは後述する実施例７の結果より、溶融部９５の後端位置が、主体金具５０の先端面５７よりも軸線Ｏ方向先端側に１ｍｍ以上の位置にある場合、１ｍｍ未満の位置にあるものと比べ、中心電極２０の体積Ｖａ＋Ｖｂに対する芯材２５の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）の変化に応じて溶融部９５の温度が上昇する割合が高くなる傾向が見られたことによる。接地電極３０と中心電極２０の電極チップ９０との間で形成される火花放電間隙は、内燃機関の燃焼室内に、より突き出す形態となるほど混合気への着火性を高められるが、実施例７の結果より、溶融部９５の後端が主体金具５０の先端面５７よりも軸線Ｏ方向先端側に１ｍｍ以上の位置にある場合、中心電極２０には、より高い熱引き性能（熱引きのし易さ）が要求される。そこで、上記のように、熱引き性能をより高めた中心電極２０をスパークプラグ１００に用いることで、中心電極２０の熱引き性能を十分に確保しつつ、着火性を高めることができる。

このように、本実施の形態の中心電極２０は、自身の外径ｄを細くしつつも溶融部９５の酸化を確実に抑制することができる。スパークプラグ１００の小型化を図る上で、この中心電極２０を用いれば、絶縁碍子１０の肉厚を変えずに外径を小さくできるので絶縁碍子１０の絶縁性を維持できる。更に、同様に小径化される主体金具５０の内周面との間のクリアランスを大きくとることができ、横飛火等の発生を抑制することができる。つまり、小型化が要求されるスパークプラグ、特に、取付ねじ部のねじ山の外径が呼び径でＭ１２以下のスパークプラグに対し、本実施の形態の中心電極２０を用いれば、より有効な効果を奏することができるのである。

このような構成のスパークプラグ１００において、エンジンの稼働に伴い中心電極２０や電極チップ９０が受けた熱を、確実に、中心電極２０の後端側へ逃すことができるように、以下に説明する各評価試験を行って、中心電極２０を構成する電極母材２１と芯材２５の大きさの関係を規定した。

［実施例１］
まず、芯材２５の量と中心電極２０の熱引き性能との関係を調べるための評価試験を行った。図５に示すように、溶融部の後端から後端側へ４ｍｍまでの部位に含まれる芯材の体積を異ならせた３種類の中心電極を作製し、それぞれを用いたスパークプラグのサンプル１，２，３を用意した。サンプル１の中心電極は、上記部位における中心電極の体積Ｖａ＋Ｖｂに対する芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が０．４９となるように、押出成形前の電極母材と芯材の大きさや形状を調整して作製した。同様に、サンプル２の中心電極はＶｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が０．２８となるように、また、サンプル３の中心電極はＶｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が０．１６となるようにそれぞれ作製した。なお、中心電極の外径ｄは１．９ｍｍとした。

そして各サンプルに温度プローブを埋めこみ、それぞれを実車に取り付け所定の運転試験を行って、中心電極の各部位における温度測定を行った。この評価試験の結果、図６に示す、サンプルごとに異なった中心電極の温度分布が得られた。図６に示すように、溶融部の後端から４ｍｍの位置付近より後端側では、いずれのサンプルの中心電極もほぼ同様の温度分布を示した。しかし、溶融部の後端から４ｍｍの位置付近より先端側においては、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が大きいほど溶融部に近い側の部位の温度がより低くなり、中心電極に内包される芯材の量が多いほど熱引き性能が良好となって低い温度を示すことが確認できた。この評価試験の結果より、中心電極の熱引き性能が、溶融部の後端から４ｍｍの位置付近より先端側に内包される芯材の量によって左右されることがわかった。以下の各実施例では、電極母材の体積Ｖａおよび芯材の体積Ｖｂは、溶融部の後端から４ｍｍの位置まで各部材の体積を意味するものとする。また、中心電極の外径ｄについても、溶融部の後端から４ｍｍの位置での外径を基準とする。

［実施例２］
次に、溶融部９５の後端から４ｍｍの位置における中心電極２０の外径ｄの大きさと、中心電極２０の熱引き性能との関係について評価試験を行った。外径ｄを１．５〜２．６ｍｍの範囲で異ならせた中心電極を数種類、それぞれ１２本ずつ用意し、それぞれを用いたスパークプラグのサンプルを作製した。そして、各サンプルをエンジンに取り付け、２．５Ｌ６気筒のガソリンエンジンを用い、回転数を６０００ｒｐｍに維持した状態を７００時間続ける耐久試験を行った後、各サンプルの溶融部においてエグレの発生率を調べた。なお、エグレが発生した状態とは、耐久試験前後の溶融部の体積をＸ線ＣＴ装置等により測定し、耐久試験前後で溶融部において体積減少が発生している状態を意味する。中心電極の外径ｄが同一のもの１２本中、エグレの発生したサンプルの数から発生率を求め、エグレの発生率と外径ｄとの関係をグラフ化した（図７参照）。

図７に示すように、中心電極の外径ｄが小さくなるほど芯材の軸線Ｏ方向における断面積が小さくなって、中心電極の先端側の熱を後端側へ伝導させて逃がす熱引き性能が低下し、中心電極の外径ｄが２．１ｍｍ以下となると、エグレの発生率が高まることが確認できた。

［実施例３］
次に、溶融部９５におけるエグレの発生率が高まる温度を調べるため評価試験を行った。この評価試験では電極チップを接合した中心電極のサンプルを作製し、溶融部を所定の温度で２分間加熱し、その後、１分間自然冷却するサイクルを１サイクルとし、これを１０００サイクル行った。この試験では評価する温度ごとに１０本のサンプルを用意した。そして、加熱後の各サンプルの溶融部の状態を確認し、各評価温度ごとにエグレの発生したサンプルの数から発生率を求め、エグレの発生率と加熱温度との関係をグラフ化した（図８参照）。

図８に示すように、溶融部の温度が高くなるにつれてエグレの発生率が高まり、９５０℃以上の温度となると、エグレの発生率が急激に高まることが確認できた。

［実施例４］
上記実施例２および実施例３より、中心電極２０の外径ｄが２．１ｍｍ以下であっても、溶融部９５の温度を９５０℃未満に保てばエグレの発生率を抑制できることがわかる。そこで、中心電極の外径ｄと、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）との組み合わせで、溶融部の温度が９５０℃未満となる条件を求めるための評価試験を行った。この評価試験では、中心電極の外径ｄが１．５〜２．１ｍｍの範囲で、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が０．０５〜０．２０の範囲となるように組み合わせた複数の中心電極を作製し、それぞれを用い、溶融部の温度を測定できるように温度プローブを埋め込んだスパークプラグを作製した。そして各サンプルをそれぞれ実車に取り付け所定の運転試験を行って、溶融部の温度測定を行った（図９参照）。

この評価試験の結果において、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）と溶融部の温度との関係を、中心電極の外径ｄが同じもの同士でグループ化して確認してみたところ、図９に示すように、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が増えるに従って溶融部の温度が低下し、中心電極の外径ｄごとに傾きの異なる近似直線が得られた。そして各々の近似直線上で溶融部の温度が９５０℃未満となる部分を求めるＶｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）とｄとの関係式を、このグラフをもとに導き出したところ、上記した（１）の関係式が得られた。

［実施例５］
ところで、ニッケルまたはニッケルを主成分とする合金からなる電極母材２１と比べ、銅または銅を主成分とする合金からなる芯材２５は線膨張係数が大きく、電極母材２１内に内包する芯材２５の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が多くなれば内部応力が高まる。そこで、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）と、芯材２５と電極母材２１との間で生じ得る応力との関係について調べるため、公知のＦＥＭ解析により評価を行った。

外径ｄを１．５ｍｍ，１．９ｍｍ，２．１ｍｍとする中心電極のシミュレーションモデルを作成し、それぞれのモデルに対し、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）を０〜０．６０の範囲で徐々に変更していったときに、芯材と電極母材との間に生じ得る応力を求めた。なお、応力は、芯材と電極母材との境界において最も大きい応力を生じた部位における応力（最大応力）で求めた。解析の結果をグラフ化したものを図１０に示す。

図１０に示すように、いずれのモデルも、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）を徐々に増加させていくと、ある点までは芯材と電極母材との間に生ずる最大応力が一定値であり、その点を境に急激に、最大応力が増加する現象が見られた。そこで、図１０のグラフにおいて、各モデルの最大応力が変化する点を結ぶ近似直線Ｌ−Ｌ（図１０において太い点線で示す。）を求めた。各モデルにおいて、Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）の値が近似直線Ｌ−Ｌよりも左側の領域、すなわち最大応力が変化する点よりもＶｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）の値が小さい領域では芯材と電極母材との間に生ずる最大応力が一定である。このグラフをもとに近似直線Ｌ−Ｌよりも左側の領域をＶｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）とｄとの関係式から導いたところ、（２）の関係式が得られた。

［実施例６］
更に、芯材２５の線膨張係数の違いによる芯材２５の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）と、芯材２５および電極母材２１間で生じ得る応力について調べるため、実施例５と同様のＦＥＭ解析を行った。この解析では芯材の材質を、８００℃における線膨張係数が１５×１０^−６〜３０×１０^−６［１／Ｋ］の範囲で変更した、外径ｄが１．９ｍｍの中心電極のシミュレーションモデルを複数用意した。そして、それぞれのモデルに対し、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ（Ｖａ＋Ｖｂ）を０〜０．６０の範囲で徐々に変更していったときに、芯材と電極母材との間に生じ得る応力を求めた。なお、上記同様、応力は、芯材と電極母材との境界における最大応力で求めた。解析の結果をグラフ化したものを図１１に示す。

図１１に示すように、線膨張係数の大きいモデルほど芯材と電極母材との間の最大応力が大きく、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が０．４０付近の値を境にそれ以下の場合は、いずれのモデルもほぼ一定の最大応力を示した。そして、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が上記境の値より大きくなると、いずれのモデルもＶｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）の値が大きくなるにつれ、最大応力が高くなっていった。このとき、線膨張係数が３０×１０^−６［１／Ｋ］のモデルは、その他のモデルと比べ、最大応力の上昇割合（図１１のグラフにおける傾き）が大きかった。このことから、芯材の材質として、８００℃における線膨張係数が２５×１０^−６［１／Ｋ］以下のものを用いれば、中心電極の受熱時における内部応力の高まりを抑制できることがわかった。

［実施例７］
次に、主体金具５０の先端面５７から中心電極２０の先端部２２や絶縁碍子１０の先端部１１が突出しているほど、受熱する熱量が多くなるので、溶融部９５のエグレを効果的に抑制するには中心電極の熱引き性能を、より高める必要がある。そこで、主体金具５０の先端面５７から溶融部９５の後端位置の突出する長さ、すなわち、溶融部９５の後端位置と、主体金具５０の先端面５７の位置との間の軸線Ｏ方向における距離Ａ（図２参照）の違いによって、芯材２５の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）と溶融部９５の温度との関係がどのように変化するか評価試験を行った。この評価試験では、中心電極の外径ｄを１．９ｍｍとし、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）を０．０５〜０．２０の範囲で異ならせたものと、溶融部の後端の位置が主体金具の先端面から−０．５〜４ｍｍの範囲で突出させたものとを組み合わせて作製した複数のスパークプラグのサンプルを用意した。各サンプルには、溶融部の温度を測定できるように温度プローブを埋め込んだ。そして各サンプルをそれぞれ実車に取り付け所定の運転試験を行って、溶融部の温度測定を行った（図１２参照）。

この評価試験の結果において、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）と溶融部の温度との関係を、主体金具の先端面との溶融部の後端との間の軸線Ｏ方向における長さ（図２に示す距離Ａ）の違いによってグループ化して確認してみたところ、図１２に示すように、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）が増えるに従って溶融部の温度が低下する近似直線が得られた。そして、主体金具の先端面との溶融部の後端との間の軸線Ｏ方向における長さが大きいほど、近似直線の傾きが大きくなることがわかった。また、主体金具の先端面との溶融部の後端との間の軸線Ｏ方向における長さが１ｍｍ未満のサンプルでは、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）の違いによる溶融部の温度に大きな差が生じず、もとから９５０℃付近の温度に維持できたが、１ｍｍ以上のサンプルでは、芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）を増やすほど、より溶融部の温度低下を図れることがわかった。つまり、軸線Ｏ方向において溶融部の後端の位置を主体金具の先端面の位置よりも１ｍｍ以上先端側に配置させれば、上記の（１）および（２）の式により芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）と中心電極の外径ｄとの関係を規定した中心電極を使用することで、中心電極の熱引き性能の向上により高い効果を示すことがわかった。

なお、本発明は各種の変形が可能なことはいうまでもない。例えば、中心電極２０を構成する電極母材２１や芯材２５の材質は、それぞれ、ニッケルまたはニッケルを主成分とする合金、および銅または銅を主成分とする合金からなるとしたが、それぞれ、耐火花消耗性に優れた金属（Ｆｅ合金など）、および電極母材２１よりも熱伝導性に優れた金属（Ａｇ合金など）の組み合わせとなれば、その他の金属を用いてもよい。

スパークプラグ１００の部分断面図である。スパークプラグ１００の中心電極２０の先端部２２付近を拡大してみた断面図である。軸線Ｏ方向において溶融部９５の後端の位置から４ｍｍの位置までに含まれる電極母材２１を示す断面図である。軸線Ｏ方向において溶融部９５の後端の位置から４ｍｍの位置までに含まれる芯材２５を示す断面図である。溶融部の後端から後端側へ４ｍｍまでの部位に含まれる芯材の体積を異ならせた３種類の中心電極のサンプルを示す図である。中心電極の芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）の違いによって中心電極の温度分布が異なる様子を示したグラフである。中心電極の外径ｄの違いによって溶融部に生じ得るエグレの発生率が異なる様子を示したグラフである。溶融部の温度の違いによって、溶融部に生じ得るエグレの発生率が異なる様子を示したグラフである。中心電極の外径ｄの違いによって、中心電極の芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）と溶融部の温度との関係が異なる様子を示したグラフである。中心電極の外径ｄの違いによって、中心電極の芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）と、芯材と電極母材との間の最大応力との関係が異なる様子を示したグラフである。芯材の線膨張係数の違いによって、中心電極の芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）と、芯材と電極母材との間の最大応力との関係が異なる様子を示したグラフである。主体金具の先端面との溶融部の後端との間の軸線Ｏ方向における長さの違いによって、中心電極の芯材の体積Ｖｂの割合Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）と、溶融部の温度との関係が異なる様子を示したグラフである。

符号の説明

１０絶縁碍子
１２軸孔
２０中心電極
２１電極母材
２２先端部
２５芯材
３０接地電極
３１先端部
３２基部
５０主体金具
５２取付ねじ部
５７先端面
９０電極チップ
９５溶融部
１００スパークプラグ
２０１取付ねじ孔

Claims

軸線方向に延びると共に、電極母材の内部に当該電極母材よりも良熱伝導性の芯材を有する中心電極と、
当該中心電極の先端部に、溶接によって形成される溶融部を介して接合された貴金属を主成分とする電極チップと、
前記軸線方向に延びる軸孔を有し、前記中心電極を前記軸孔内の先端側に保持する絶縁碍子と、
前記絶縁碍子の径方向周囲を取り囲んで保持する主体金具と、
一端部が、前記主体金具の先端面に接合され、他端部が、前記中心電極の前記電極チップとの間で火花放電間隙を形成する接地電極と
を備えたスパークプラグにおいて、
前記軸線方向において、前記溶融部の後端の位置から後端側へ向けて４ｍｍの位置での前記中心電極の外径をｄとし、前記軸線方向において、前記溶融部の後端の位置から後端側へ向けて４ｍｍの位置までの範囲に含まれる前記電極母材および前記芯材の体積を、それぞれＶａおよびＶｂとしたときに、
ｄ≦２．１［ｍｍ］
を満たすと共に、
−０．０９×ｄ＋０．３３＜Ｖｂ／（Ｖａ＋Ｖｂ）＜ −０．２×ｄ＋０．７５
を満たすことを特徴とするスパークプラグ。
前記中心電極の前記芯材は、８００℃における線膨張係数が２５×１０^−６［１／Ｋ］以下であることを特徴とする請求項１に記載のスパークプラグ。
前記軸線方向において、前記溶融部の後端は、少なくとも、前記主体金具の前記先端面よりも１ｍｍ以上先端側に配置されていることを特徴とする請求項１または２に記載のスパークプラグ。
前記主体金具は、自身の外周面に、内燃機関の取付ねじ孔に螺合するねじ山が形成された取付ねじ部を有し、
前記取付ねじ部の外径は、呼び径で、Ｍ１２以下であることを特徴とする請求項１乃至３のいずれかに記載のスパークプラグ。