JP4187343B2 - セミ沿面放電型内燃機関用スパークプラグ - Google Patents
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Description
【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１３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１２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２６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ｇ２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２４ｆ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１２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、耐久性に優れたセミ沿面放電型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する接地電極と、が備えられており、火花が前記絶縁碍子の発火部側端面に沿って伝搬する放電経路を含む発火部を、前記中心電極の外周面と前記接地電極との間に形成してなるセミ沿面放電型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０．７ｍｍ以上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（Δφｄ）が０．０６ｍｍ以上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、セミ沿面放電型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２４ｆ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２４ｂ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１０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１６ａ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１６ｄ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２４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 Ｄ １６０６）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０．３ｍｍ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）ＤＯＨＣエンジンに取付け、そのエンジンを５，０００ｒｐｍでスロットル全開ＷＯＴ（Ｗｉｄｅ Ｏｐｅｎ Ｔｈｒｏｔｔｌｅ）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０．７ｍｍ〜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Δφｄ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）ＤＯＨＣ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〜０．１０ｍｍ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１２ｃ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（Ｐｔ−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１２ｃ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、０．８ｍｍであり、プラグＥの０．９ｍｍよりもさらに０．１ｍｍ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１６ａ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２４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Δφｄ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２４ｅ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
【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１３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１２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２６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ｇ２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２４ｆ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１２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、耐久性に優れたセミ沿面放電型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する接地電極と、が備えられており、火花が前記絶縁碍子の発火部側端面に沿って伝搬する放電経路を含む発火部を、前記中心電極の外周面と前記接地電極との間に形成してなるセミ沿面放電型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０．７ｍｍ以上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（Δφｄ）が０．０６ｍｍ以上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、セミ沿面放電型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２４ｆ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２４ｂ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１０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１６ａ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１６ｄ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２４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 Ｄ １６０６）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０．３ｍｍ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）ＤＯＨＣエンジンに取付け、そのエンジンを５，０００ｒｐｍでスロットル全開ＷＯＴ（Ｗｉｄｅ Ｏｐｅｎ Ｔｈｒｏｔｔｌｅ）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０．７ｍｍ〜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Δφｄ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）ＤＯＨＣ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〜０．１０ｍｍ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１２ｃ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（Ｐｔ−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１２ｃ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、０．８ｍｍであり、プラグＥの０．９ｍｍよりもさらに０．１ｍｍ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１６ａ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２４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Δφｄ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２４ｅ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
Claims (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する接地電極と、が備えられており、
火花が前記絶縁碍子の発火部側端面に沿って伝搬する放電経路を含む発火部を、前記中心電極の外周面と前記接地電極との間に形成してなるセミ沿面放電型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０．７ｍｍ以上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セミ沿面放電型内燃機関用スパークプラグ。 - 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する接地電極と、が備えられており、
火花が前記絶縁碍子の発火部側端面に沿って伝搬する放電経路を含む発火部を、前記中心電極の外周面と前記接地電極との間に形成してなるセミ沿面放電型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０．０６ｍｍ以上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セミ沿面放電型内燃機関用スパークプラグ。 - 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する接地電極と、が備えられており、
火花が前記絶縁碍子の発火部側端面に沿って伝搬する放電経路を含む発火部を、前記中心電極の外周面と前記接地電極との間に形成してなるセミ沿面放電型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０．７ｍｍ以上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０．０６ｍｍ以上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セミ沿面放電型内燃機関用スパークプラグ。
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