JP4436398B2 - スパークプラグ用の封止部材およびスパークプラグ - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関の取付孔に取り付けられるスパークプラグの主体金具に装着されて用いられ、取付孔を介した気密漏れを封止するスパークプラグ用の封止部材およびスパークプラグに関するものである。

一般的なスパークプラグは、主体金具の外周に形成したねじ山を内燃機関のエンジンヘッドに設けられた取付孔の雌ねじに螺合させて、内燃機関への取り付けが行われる。こうしたスパークプラグには、取付孔を介した燃焼室内の気密漏れを防止するため、主体金具の外周に円環状の封止部材（ガスケット）が装着される。一般的なガスケットは冷間圧延用鋼帯（以下、「Ｆｅ」とする。）から円環状に形成した板材を、例えば断面がＳ字形状となるように径方向において折り返して作製される。そして、取付孔へのスパークプラグの取り付け時に、主体金具の張出部と取付孔の開口周縁部との間でこのガスケットを挟んで圧縮し、変形により密着性を高めつつ軸力（締め付けに伴う圧縮により軸方向に働く反力）を生じさせて、取付孔を介した燃焼室内の気密漏れの封止が行われている。

近年、内燃機関の小型化、高性能化が図られ、エンジンの振動が激しくなる傾向にあり、また、燃焼室内の温度も上昇傾向にある。このため、従来のＦｅからなるガスケットでは、エンジンの駆動・休止に伴う加熱・冷却サイクルによって発生するクリープ変形に対する耐久性が比較的低いため、緩みを生じて軸力の低下を招く虞がある。そこで、Ｆｅよりも剛性が高く、クリープ変形を生じにくいステンレス鋼からなるガスケットを用い、気密性の維持が図られている（例えば、特許文献１参照。）。

特開２００４−１３４１２０号公報

しかしながら、内燃機関の小型化に伴いスパークプラグも小型化が図られ、主体金具は薄肉化に伴い強度が低下するため、取り付け時に推奨されるスパークプラグの締付トルクが低く設定されている。ステンレス鋼からなる剛性の高いガスケットは塑性変形が生じにくいため、締付トルクが低くなれば、締め付け後に十分な軸力を得られず、燃焼室内の気密漏れの封止が不十分となる虞があった。一方、ガスケットに十分な塑性変形を生じさせようと締付トルクを高めれば、小型化により強度の低下した主体金具のねじ首などにかかる負担が増加し、破断等を生ずる虞があった。

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、低い締付トルクでも十分な軸力を得ることができるスパークプラグ用の封止部材および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用の封止部材は、オーステナイト系ステンレス鋼もしくはフェライト系ステンレス鋼からなる環状をなす一枚の板材に対し、その板材の径方向において自身を折り返す加工を施して、少なくとも前記板材が軸線方向に２層以上重なる配置となる部位を有するように形成されると共に、筒状をなしねじ山を有するスパークプラグの主体金具の外周に装着されて用いられ、前記主体金具が内燃機関の取付孔に螺合により取り付けられた状態において、前記主体金具の外周に設けられその外周から外向きに張り出しつつ周方向に一周する形態をなす張出部と、前記取付孔の開口周縁部との間にて、前記軸線方向に圧縮されることで、前記張出部と前記開口周縁部との間を封止するスパークプラグ用の封止部材であって、呼び径がＭ１２である前記主体金具に装着され、前記内燃機関へ取り付けられる前の状態において、前記軸線方向に前記封止部材を構成する前記板材の層が最も多い最多重なり部位におけるその板材の層の数をｎ、前記板材の平均厚みをｌ［ｍｍ］、前記最多重なり部位における前記板材の各層の合計厚みをＬ［ｍｍ］、圧縮前の前記封止部材の前記軸線方向における厚みをｘ［ｍｍ］としたときに、０．２≦ｌ［ｍｍ］≦０．５と、２≦ｎ≦５と、１．１Ｌ≦ｘ≦１．４５Ｌ ・・・ 以上、（１）とを満たすとともに、前記板材が軸線方向に重なる配置となる２つの部位間を折り返して接続する部位を折曲部とし、複数の前記折曲部のうちの一の折曲部において最も小さな曲率半径を有する部分のその曲率半径を、その折曲部における最小曲率半径Ｒとし、さらに複数の前記折曲部同士でそれぞれの前記最小曲率半径Ｒを比較して、前記最小曲率半径Ｒが最も大きな第１折曲部のその最小曲率半径ＲをＲ１［ｍｍ］とし、前記最小曲率半径Ｒが最も小さな第２折曲部のその最小曲率半径ＲをＲ２［ｍｍ］としたときに、０．２≦Ｒ１≦０．８ ・・・ （３）と、０．０５≦Ｒ２≦０．２ ・・・ （４）と、Ｒ１＞Ｒ２ ・・・ （５）と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用の封止部材は、請求項１に記載の発明の構成に加え、前記第１折曲部のうち曲率半径が前記最小曲率半径Ｒ１となる部分における前記板材の厚みをｔ１［ｍｍ］とし、前記第２折曲部のうち曲率半径が前記最小曲率半径Ｒ２となる部分における前記板材の厚みをｔ２［ｍｍ］としたときに、ｔ２＜ｔ１ ・・・ （６）を満たすことを特徴とする。

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に記載のスパークプラグ用の封止部材が装着されたことを特徴とする。

請求項１に係る発明のスパークプラグ用の封止部材は、オーステナイト系ステンレス鋼もしくはフェライト系ステンレス鋼からなるので、一般的に用いられる冷間圧延用鋼帯からなる封止部材と比べて剛性が高く、エンジンの駆動・休止に伴う加熱・冷却によって発生するクリープ変形に対する耐久性が高い。この封止部材を呼び径がＭ１２のスパークプラグに装着する場合、軸線方向における封止部材の（全体の）厚みｘが（１）の式を満たすことを規定している。つまり、一般的に用いられる封止部材と比べ軸線方向における厚みｘが小さいので、スパークプラグの取り付け時に軸線方向に圧縮されても、弾性変形中に、あるいは弾性変形が限界に達して塑性変形が生じてすぐに、封止部材を構成する板材同士を密着状態にすることができる。スパークプラグの締付トルクと封止部材に生ずる軸力との関係において、締付トルクの上昇に伴い、封止部材が弾性変形して軸力が上昇することとなるが、その弾性変形が限界となり塑性変形が生ずると、締付トルクが高まっても軸力が上昇しない状態（軸力を損失した状態）となる場合がある。こうした場合でも、請求項１に係る封止部材は、上記のように弾性変形中に、あるいは塑性変形が生じてすぐ板材同士が密着状態となるので、軸力を継続して上昇させることができる。

封止部材の厚みｘが１．４５Ｌより大きい場合、締付トルクに対する軸力は、一般的に用いられる冷間圧延用鋼帯からなる封止部材よりも小さくなる虞がある。また、封止部材には主体金具への装着後に脱落防止のため全体あるいは内孔側の一部を軽く潰すことで内向きに突出する部位が形成される。封止部材の厚みｘが１．１Ｌより小さい場合、潰しを行っても脱落防止に十分な大きさの突出部位を形成できない虞がある。

ところで、封止部材の第１折曲部は、最も大きな最小曲率半径Ｒ１を持つ部位であり、封止部材に締付トルクを加えて生ずる弾性変形や、弾性変形が限界に達して生ずる塑性変形の状態は、最小曲率半径Ｒ１の大きさによって異なってくる。つまり、最小曲率半径Ｒ１の大きさと軸力との大きさには相関関係がある。従って封止部材に一定の圧縮力が加えられた場合、封止部材の変形の度合いを最小曲率半径Ｒ１の大きさによって調整することができ、封止部材に生ずる軸力は、その封止部材の変形の度合いによって調整することができる。スパークプラグを取り付ける際にトルクレンチを用いず、一般的に採用される回転角度（９０度〜２７０度）で締め付けを行った場合、封止部材に加わる圧縮力の範囲は一定の範囲となるが、その範囲にあわせ、狙いの軸力が得られるように、最小曲率半径Ｒ１の大きさを調整することが可能となる。その最小曲率半径Ｒ１が（３）の式を満たせば、上記回転角度で締め付けを行った場合、封止部材によって十分な封止効果を得ることができる軸力を得ることができる。

また、最も小さな最小曲率半径Ｒ２を持つ第２折曲部のその最小曲率半径Ｒ２が（４）の式を満たすので、圧縮時に、この第２折曲部における弾性変形や塑性変形が滑らかに行われ、封止部材を構成する板材の各層同士の接触時の密着性を高めることができる。

このように、ステンレス鋼からなり剛性の高い封止部材を作製するにあたり、請求項２に係る発明のように、第１折曲部よりも曲げの度合いを大きくする必要のある第２折曲部の厚みｔ２を、第１折曲部の厚みｔ１よりも薄くすれば、加工を容易に行うことができる。

また、請求項３に係る発明のスパークプラグでは、請求項１または２に記載のスパークプラグ用の封止部材を装着することで、小型化、小径化を図っても、十分な封止効果を得ることができる。

以下、本発明を具体化したスパークプラグおよびその製造方法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３を参照し、本発明に係る封止部材の一例としてのガスケット８０を装着したスパークプラグ１００の構造について説明する。図１は、エンジンヘッド１５０に取り付けた状態でみたスパークプラグ１００の部分断面図である。図２は、エンジンヘッド１５０に取り付けた状態のスパークプラグ１００のガスケット８０付近を拡大してみた断面図である。図３は、ガスケット８０を圧縮により変形させる前の周方向における断面図である。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、自身の軸孔１２内の先端側に中心電極２０を保持し、後端側に端子金具４０を保持した絶縁碍子１０を、その絶縁碍子１０の径方向周囲を周方向に、主体金具５０で取り囲んで保持した構造を有する。また、主体金具５０の先端面５７には接地電極３０が接合されており、その先端部３１側が、中心電極２０と対向するように屈曲されている。

まず、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い鍔部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１５０に取り付けられた際には、その燃焼室１５１内に曝される。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。中心電極２０はインコネル（商標名）６００または６０１等のニッケル系合金等で形成され、内部に熱伝導性に優れる銅等からなる金属芯２３を有している。中心電極２０の先端部２１は絶縁碍子１０の先端面から突出しており、先端側に向かって径小となるように形成されている。その先端部２１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チップ９０が接合されている。また、中心電極２０は、軸孔１２の内部に設けられたシール体４およびセラミック抵抗３を経由して、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には点火コイル（図示外）が接続され、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は自身の長手方向と直交する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２１に向き合う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。主体金具５０は、内燃機関のエンジンヘッド１５０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、その内部に、絶縁碍子１０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、絶縁碍子１０を保持している。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、エンジンヘッド１５０の取付孔１５５の雌ねじに螺合するねじ山が形成された取付部５２とを有する。なお、本実施の形態の主体金具５０は、取付部５２のねじ山の呼び径をＭ１２とする規格に沿って作製されたものである。

主体金具５０の工具係合部５１と取付部５２との間には、鍔状をなし外向きに張り出しつつ主体金具５０の外周を一周する張出部５４が形成されている。また、取付部５２と張出部５４との間の部位はねじ首５５と称され、張出部５４の外径や取付部５２の外径よりも小径に形成されている。ねじ首５５には、スパークプラグ１００をエンジンヘッド１５０に取り付けた際に、取付孔１５５を介した燃焼室１５１内の気密漏れを封止するためのガスケット８０（後述）が嵌挿されている。

また、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、張出部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。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。そして、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。上記した座屈部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の軸線Ｏ方向の圧縮長を長くして気密性を高めている。

次に、ガスケット８０について説明する。図２，図３に示すガスケット８０は、オーステナイト系ステンレス鋼、もしくはフェライト系ステンレス鋼からなる環状をなす一枚の板材に対し、その板材の径方向において自身を折り返す加工を施して作製されたものである。ガスケット８０は、スパークプラグ１００がエンジンヘッド１５０に取り付けられた際に、取付孔１５５の開口周縁部１５６と主体金具５０の張出部５４との間で圧縮されて変形し、両者に密着することで、取付孔１５５を介した燃焼室１５１内の気密漏れを封止する。なお、図２では、圧縮による変形後のガスケット８０の断面形状を示し、図３では変形前のガスケット８０の断面形状を示している。

ガスケット８０は、軸線Ｏ方向において、板材が、少なくとも２層以上重なる配置となる部位を有している。また、図示しないが、ガスケット８０は、圧縮前の状態において取付部５２の外径よりも僅かに大きな内径を有している。スパークプラグ１００への装着時に、ガスケット８０は主体金具５０の先端側からねじ首５５に嵌め込まれる。そして張出部５４に当接した状態で、ガスケット８０の全体あるいは内孔側の一部が軽く潰されることで、ガスケット８０には主体金具５０のねじ山の先端よりも内向きに突出する部位が形成され、ねじ首５５からの抜けが防止される。

このような構造を有する本実施の形態のスパークプラグ１００では、上記したように、小型化・小径化に伴い取り付け時の締付トルクが低下しても、燃焼室１５１内の気密漏れを防止するのに十分な軸力を得られるように、ガスケット８０の材料を規定している。具体的には、ガスケット８０の材料として、例えばＪＩＳ（日本工業規格）に定められた以下の規格番号のステンレス鋼（ＳＵＳ）を用いることができる。オーステナイト系ステンレス鋼の例としては、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、ＳＵＳＸＭ１５Ｊ１等を用いることができる。また、フェライト系ステンレス鋼の例としては、ＳＵＳ４０５、ＳＵＳ４１０Ｌ、ＳＵＳ４２９、ＳＵＳ４３０、ＳＵＳ４３０ＬＸ、ＳＵＳ４３０ＪＩＬ、ＳＵＳ４３４、ＳＵＳ４３６Ｌ、ＳＵＳ４３６ＪＩＬ、ＳＵＳ４４４、ＳＵＳ４４５Ｊ１、ＳＵＳ４４５Ｊ２、ＳＵＳ４４７Ｊ１、ＳＵＳＸＭ２７等を用いることができる。これらのようなステンレス鋼を用いて作製したガスケット８０は、一般的に用いられるＦｅからなるガスケットと比べ剛性が高く、エンジンの駆動・休止に伴う加熱・冷却によって発生するクリープ変形に対し、耐久性が高い。

ガスケット８０は、スパークプラグ１００の取り付け時に、主体金具５０の張出部５４と取付孔１５５の開口周縁部１５６との間に挟まれて圧縮され、変形することによって密着性を高め、より高い封止効果を得るものである。このためにはガスケット８０を構成する板材の平均厚みについて、上記のオーステナイト系ステンレス鋼もしくはフェライト系ステンレス鋼を使用する場合は、０．２〜０．５ｍｍのものを使用することが望ましい。板材の平均厚みが０．２ｍｍ未満では、スパークプラグ１００の取り付け時に比較的小さな圧縮力にてガスケット８０が潰れてしまい、締付トルクの適性範囲内にて十分な軸力を得ることができなくなる虞がある。一方、平均厚みが０．５ｍｍを超えるとガスケット８０に変形を生じさせるための圧縮力を大きくする必要が生じ、より強い圧縮力を加えてスパークプラグ１００の締め付けを行った場合、主体金具５０のねじ首５５の破損や取付部５２のねじ山の潰れを招く虞がある。なお、平均厚みとは、板材において異なる部位（例えば、互いに異なる１０箇所の部位）の厚みの平均である。

もっとも、スパークプラグをエンジンヘッドに取り付けるときに推奨される締付トルクは、ＪＩＳ Ｂ８０３１において、スパークプラグの大きさの規格（呼び径）に応じて定められており、呼び径が小さいほど締付トルクは小さい。Ｍ１２以下の小径のスパークプラグ１００において、上記のようなステンレス鋼（ＳＵＳ）からなるガスケット８０を、そのまま、従来のＦｅからなるガスケットに置き換えて用いた場合、締め付け時に発生する軸力はＦｅからなるガスケットに比べて低下する。このことについて図４を参照して説明する。

ガスケットを装着したスパークプラグをエンジンヘッドに取り付けるとき、締付トルクを高めていくと、ガスケットにはまず弾性変形が生じ、軸力が上昇していく。図４に示すようにステンレス鋼からなるガスケット（２点鎖線で示す）は、Ｆｅからなるガスケット（実線で示す）よりも剛性が高いため、締付トルクの増加に伴い弾性変形が限界となって塑性変形（いわゆる座屈）が生じ始める締付トルクが大きい。座屈が生じている間は締付トルクを増加させても塑性変形が大きくなるだけで、軸力の上昇はほぼ横ばいとなり、軸力を損失した状態となる。さらに締付トルクを増加し、畳み込まれた板材同士が軸方向に密着してそれ以上の塑性変形がしにくくなると、軸力は再び上昇し始める。ステンレス鋼より剛性の低いＦｅからなるガスケットは、比較的低い締付トルクで十分な塑性変形を生じてしまうため、その座屈が生じている間の締付トルクの範囲（以下、「座屈領域」という。）がステンレス鋼からなるガスケットより小さい。呼び径がＭ１２のスパークプラグでは、上記のＪＩＳ Ｂ８０３１で推奨される締付トルクは１５〜２５Ｎ・ｍであるが、その範囲において、ステンレス鋼からなるガスケットにおいて生ずる軸力は、Ｆｅからなるガスケットにおいて生ずる軸力に及ばない。つまり、ステンレス鋼からなるガスケットにおいてＦｅからなるガスケットと同等の軸力を得るには高い締付トルクが必要となる。

本実施の形態のガスケット８０（図４の１点鎖線で示す）は、Ｆｅよりも剛性が高くクリープ変形に強いステンレス鋼を用いて作製しつつも、座屈領域を減少させることで、Ｆｅからなるガスケットと同等の締付トルクに対する軸力を得られるようにしたものである。具体的には、締付トルクを増加させる過程において、弾性変形中に、あるいは塑性変形が生じてすぐに板材同士が密着状態となり軸力の損失を低減できるように、変形がなされる前（締め付け前）の状態のガスケット８０の全体の厚みについて規定を設けている。

図３に示すように、ガスケット８０を構成する板材の層が軸線Ｏ方向に最も多く重なる部位（最多重なり部位）におけるその板材の層の数をｎとする。例えば図３に示すガスケット８０では、軸線Ｏ方向に沿う１点鎖線Ｐ上においてガスケット８０を構成する板材の層が最も多く、その層の数は４である。また、板材の平均厚みをｌ［ｍｍ］とし、最多重なり部位における板材の各層の合計厚みをＬ［ｍｍ］とし、また軸線Ｏ方向におけるガスケット８０全体の厚みをｘ［ｍｍ］とする。

また、ガスケット８０全体の厚みｘ［ｍｍ］を規定するにあたって、軸線Ｏと直交する２つの仮想平面を想定する。ガスケット８０は周方向に連続して一周する環状をなすため、ガスケット８０の軸線Ｏ方向両側にてそれら仮想平面をそれぞれガスケット８０に、その全周にわたって接触させた状態とする。このときの２つの仮想平面間の距離が、ガスケット８０全体の厚みｘに相当する。

また、上記したように、主体金具５０の取付部５２に形成されるねじ山の呼び径に応じて取り付け時の締付トルクの適正範囲が定められている。そこで、呼び径に応じた締付トルクの適正範囲内でガスケット８０が十分な軸力を得られるように、呼び径によって、以下のようにガスケット８０の規定を異ならせている。

本実施の形態のガスケット８０のように、呼び径がＭ１２である主体金具５０に装着する場合、そのガスケット８０については、
０．２≦ｌ≦０．５
と、
２≦ｎ≦５
と、
１．１Ｌ≦ｘ≦１．４５Ｌ ・・・ 以上、（１）
とを満たすことを規定している。

一方、呼び径がＭ１０以下である主体金具にガスケットを装着する場合、そのガスケットについては、
０．２≦ｌ≦０．５
と、
２≦ｎ≦５
と、
１．１Ｌ≦ｘ≦１．４Ｌ ・・・ 以上、（２）
とを満たすことを規定している。

前述したように、スパークプラグ１００の製造過程において、ガスケット８０は、ねじ首５５に嵌め込まれた後、ガスケット８０の全体あるいは内孔側の一部が軽く潰されることで、もとの内孔よりも内向きに突出する部位が形成されて、ねじ首５５からの抜け（脱落）が防止される。この突出部位を形成するにあたって、ｘが１．１Ｌ未満であると、脱落を防止するのに十分な潰れによる突出量が得られず、ねじ首５５からの脱落を十分に防止できない虞があることが、後述する実施例１の結果より確認されている。

一方、ｘを大きくすればガスケットを構成する板材の各層の間隙が広がり、圧縮時に層同士を密着させるのに必要となる弾性変形量および塑性変形量が大きくなるため、図４で示した座屈領域が広がる。スパークプラグを推奨される締付トルクで取付孔に取り付ける場合、主体金具の呼び径がＭ１２の場合にはｘを１．４５Ｌ以下とすることが好ましく、また、Ｍ１０以下の場合にはｘを１．４Ｌ以下とすることが好ましい。上記ｘの上限を超えた場合、ガスケットの得られる軸力が、Ｆｅからなる従来のガスケットを用いたスパークプラグを同様に取り付けた場合に得られる軸力よりも小さくなってしまうことが、後述する実施例２〜４および実施例５，６の結果より確認されている。

また、本実施の形態では、図３に示す、ガスケット８０の折曲部８３，８６，８９の曲率半径について規定を設けている。折曲部とは、ガスケットの周方向断面において、ガスケットを構成する板材が軸線Ｏ方向に重なる配置となる２つの部位間を折り返し接続する部位を指す。具体的に、折曲部８３は、板材上の部位で軸線Ｏ方向に沿う１点鎖線Ｑ上に配置されている部位８１と部位８２との間を折り返して接続している。折曲部８６は、板材上の部位で軸線Ｏ方向に沿う１点鎖線Ｓ上に配置されている部位８４と部位８５との間を折り返して接続している。そして折曲部８９は、板材上の部位で軸線Ｏ方向に沿う１点鎖線Ｐ上に配置されている部位８７と部位８８との間を折り返して接続している。

次に、各折曲部８３，８６，８９において、周方向断面の輪郭線で折り返しの内側となる輪郭線の曲率半径のうち、それぞれの最小となる部分の曲率半径（図３において点線で示す円の半径）を、それぞれの最小曲率半径Ｒとする。そして各折曲部８３，８６，８９における各最小曲率半径Ｒを比較し、最も大きな最小曲率半径Ｒを持つ折曲部８３のその最小曲率半径ＲをＲ１［ｍｍ］とし、最も小さな最小曲率半径Ｒを持つ折曲部８６の最小曲率半径ＲをＲ２［ｍｍ］とする。このとき、本実施の形態では、
０．２≦Ｒ１≦０．８ ・・・ （３）
と、
０．０５≦Ｒ２≦０．２ ・・・ （４）
と、
Ｒ１＞Ｒ２ ・・・ （５）
とが満たされることを規定している。なお、折曲部８３が、本発明における「第１折曲部」に相当し、折曲部８６が、本発明における「第２折曲部」に相当する。

スパークプラグ１００を取付孔１５５に取り付けるとき、推奨される締付トルクでの締め付けを行うにはトルクレンチを用いる必要があるが、トルクレンチの準備ができない場合、締め付け時の回転角度を調整することで必要な軸力が得られるように設計されている。具体的には、締め付け時に取付孔１５５の開口周縁部１５６にガスケット８０が当接してから、予め設定された回転角度での締め付けを行えば、推奨される締付トルクで締め付けた場合と同等の軸力が得られるというものである。折曲部８３は、最も大きな最小曲率半径Ｒ１を持つ（すなわちＲ１＞Ｒ２）ため、ガスケット８０が圧縮されて変形する際に、ガスケット８０全体の変形の度合いに大きく影響することになる。つまり、折曲部８３の最小曲率半径Ｒ１によって、ガスケット８０に締付トルクを加えて生ずる弾性変形や、弾性変形が限界に達して生ずる塑性変形の状態が異なってくる。このため、締め付け時の回転角度と得られる軸力との関係に相関関係があるといえる。従って、ガスケット８０に一定の圧縮力が加えられた場合、ガスケット８０の変形の度合いは、最小曲率半径Ｒ１の大きさによって調整することができ、ガスケット８０に生ずる軸力は、そのガスケット８０の変形の度合いによって調整することができることとなる。換言すると、スパークプラグ１００を取り付ける際に一般的に採用される回転角度（９０度〜２７０度）で締め付けを行った場合、ガスケット８０に加わる圧縮力の範囲は一定の範囲となるが、その範囲にあわせ、狙いの軸力が得られるように、最小曲率半径Ｒ１の大きさを調整することが可能となる。そこで本実施の形態では、折曲部８３の最小曲率半径Ｒ１を０．２ｍｍ以上０．８ｍｍ以下としている。後述する実施例７の結果に基づくと、折曲部８３の最小曲率半径Ｒ１を上記範囲に設定すれば、一般的に採用される回転角度（９０度〜２７０度）の範囲で締め付けを行った場合に、エンジンの振動等による緩みが生じないとされる最低限必要な１０ｋＮの軸力を得ることができた。

また、折曲部８３とは異なり、折曲部８６は、最も小さな最小曲率半径Ｒ２を持つため、この折曲部８６における弾性変形や塑性変形の滑らかさが、ガスケットを構成する板材の各層同士の接触時の密着性に影響を及ぼす。そこで本実施の形態では、折曲部８６の最小曲率半径Ｒ２を０．０５ｍｍ以上０．２ｍｍ以下としている。折曲部８６の最小曲率半径Ｒ２が０．０５ｍｍ未満では、ガスケット８０の圧縮時に折曲部８６に亀裂が生ずる虞がある。また、折曲部８６の最小曲率半径Ｒ２が０．２ｍｍより大きいと、ガスケット８０の圧縮時に板材の各層同士の密着性が得られず、エンジンの振動等による緩みが生ずる虞があることが、後述する実施例８の結果よりわかった。

さらに、本実施の形態では、折曲部８３のうち曲率半径が最小曲率半径Ｒ１となる部分における板材の厚みをｔ１［ｍｍ］とし、折曲部８６のうち曲率半径が最小曲率半径Ｒ２となる部分における板材の厚みをｔ２［ｍｍ］としたときに、
ｔ２＜ｔ１ ・・・ （６）
を満たすことを規定している。

上記のように、折曲部８３の最小曲率半径Ｒ１よりも小さな最小曲率半径Ｒ２を有する折曲部８６は、製造の際に、折曲部８３よりも曲げの度合いを大きくする必要がある。ステンレス鋼からなるガスケット８０を作製する際の加工容易性を考慮すると、曲げの度合いの大きな折曲部８６の厚みｔ２を、折曲部の８３の厚みｔ１よりも薄くすることが好ましい。

このように、スパークプラグ１００に、従来のＦｅからなるガスケットよりも剛性の高いステンレス鋼からなるガスケット８０を用いる上で、Ｆｅからなるガスケットと同等の封止効果を得られるように、ガスケット８０の大きさの規定を設定するため各種の評価試験を行った。

［実施例１］
まず、ガスケット全体の厚みｘの下限について確認するための評価試験を行った。この評価試験では、板状のステンレス鋼を円環状に打ち抜き、平均厚みｌを０．３ｍｍとした板材を複数用意した。そして各板材に対し、図３に示すように、軸線Ｏ方向に最も多く重なる部位における板材の層の数ｎが４となるように、金型を用いて折り曲げ加工を施した。このとき、折り曲げ加工後に形成されるガスケット全体の厚みｘが１．０Ｌ〜１．６５Ｌの範囲で変化するように金型の調整を行い、全体の厚みｘが異なるごとに５０個ずつ、Ｍ１２用のガスケットのサンプルを作製した。

作製した各サンプルをそれぞれ試験用のスパークプラグに嵌め込み、抜け防止のため、内孔側の一部を軽く潰して内向きに突出する部位を形成した。そして各サンプルを装着したスパークプラグに対し振動を与え、ガスケットの厚みｘが異なるごとに５０個ずつ用意した各サンプルのうち、脱落が生じたサンプルの個数を数えた。この試験の結果を図５のグラフに示す。

図５に示すように、ガスケット全体の厚みｘを１．１Ｌ以上としたサンプルにおいて、振動試験によって脱落するものはなかった。しかし、全体の厚みｘを１．１Ｌ未満としたサンプルでは、いずれも脱落が生じた。このことから内向きに突出させた部位が抜け防止に十分な大きさを有するには、全体の厚みｘを１．１Ｌ以上とすればよいことが確認できた。

［実施例２］
次に、ガスケット全体の厚みｘの上限について確認するための評価試験を行った。この評価試験では、実施例１と同様に自身を構成する板材の平均厚みｌを０．３ｍｍとしたステンレス鋼（ＳＵＳ）からなる板材を複数用意し、軸線Ｏ方向に最も多く重なる部位における板材の層の数ｎが４となるように折り曲げ加工を施した。そして折り曲げ加工後の全体の厚みｘを１．０Ｌ〜１．８５Ｌの範囲で変化させ、Ｍ１２用のガスケットのサンプルを複数種類作製した。また、比較用に、平均厚みを０．３ｍｍとしたＦｅからなる板材を用い、同形状で全体の厚みが１．８Ｌ（２．１６ｍｍ）のガスケットのサンプルを作製した。

作製した各サンプルをそれぞれ試験用のスパークプラグに装着し、このスパークプラグをエンジンヘッドと同様のアルミ材を用いて作製したアルミブッシュに締付トルク２０Ｎ・ｍで取り付け、ガスケットに生じた軸力を測定した。アルミブッシュはアルミ製のバー材に開口した取付孔に、ＪＩＳ Ｂ８０３１に記載された呼び径がＭ１２のスパークプラグに対応する雌ねじをＮＣ加工にて形成したものである。また、軸力は、アルミブッシュの開口周縁部とガスケットとの間にロードセルを挟み込み、締め付け後の圧縮力を電気的に検出することにより測定した。この試験の結果を図６のグラフに示す。

前述したように、ステンレス鋼からなるガスケットはＦｅからなるガスケットと比べ塑性変形に対する耐力が高く、締付トルク２０Ｎ・ｍにおいて生ずる軸力が小さい（図４参照）。図６に示すように、ガスケット全体の厚みｘが大きくなるに従って、ガスケットに生ずる軸力が小さくなった。比較対象とするＦｅからなる従来の大きさ（形状）のガスケット（全体の厚みが１．８Ｌ）では、締付トルク２０Ｎ・ｍにおいて約９．５ｋＮの軸力が得られたのに対し、同形状のステンレス鋼からなるガスケットでは、約４．８ｋＮの軸力しか得られなかった。ステンレス鋼からなるガスケットにおいて、Ｆｅからなる従来のガスケットと同等の軸力を実現するには、全体の厚みｘが１．４５Ｌ以下であればよいことが確認できた。

［実施例３］
次に、実施例２と同様のＭ１２用のガスケットで、最大の層数を３とした場合について評価試験を行った。この評価試験では、自身を構成する板材の平均厚みｌを０．４ｍｍとし、軸線Ｏ方向に最も多く重なる部位における板材の層の数ｎを３としたステンレス鋼からなるＭ１２用のガスケットのサンプルで、上記同様、折り曲げ加工後の全体の厚みｘを１．０Ｌ〜１．８５Ｌの範囲で変化させたものを用意した。比較用に、平均厚みを０．４ｍｍとした同形状で全体の厚みが１．８Ｌ（２．１６ｍｍ）のＦｅからなる従来のガスケットのサンプルを用意した。そして実施例２と同様の方法で評価試験を行ったところ、図７に示すように、最大の層数を３としたガスケットにおいても実施例２で評価を行った４層のガスケットと同様の傾向を示すことが確認できた。そして同様に、Ｆｅからなる従来のガスケットと同等の軸力をステンレス鋼からなるガスケットにおいて実現するには、全体の厚みｘを１．４５Ｌ以下とすればよいことがわかった。

［実施例４］
さらに、実施例２と同様のＭ１２用のガスケットで、最大の層数を５とした場合について評価試験を行った。この評価試験では、自身を構成する板材の平均厚みｌを０．２５ｍｍとし、軸線Ｏ方向に最も多く重なる部位における板材の層の数ｎを５としたステンレス鋼からなるＭ１２用のガスケットのサンプルで、上記同様、折り曲げ加工後の全体の厚みｘを１．０Ｌ〜１．８５Ｌの範囲で変化させたものを用意した。そして比較用に用意した、平均厚みを０．２５ｍｍとした同形状で全体の厚みが１．８Ｌ（２．２５ｍｍ）のＦｅからなる従来のガスケットと共に、実施例２と同様の方法で評価試験を行った。この試験の結果を図８に示すが、最大の層数を５としたガスケットにおいても実施例２で評価を行った４層のガスケットと同様の傾向を示すことが確認できた。そして同様に、Ｆｅからなる従来のガスケットと同等の軸力をステンレス鋼からなるガスケットにおいて実現するには、全体の厚みｘを１．４５Ｌ以下とすればよいことがわかった。

［実施例５］
また、Ｍ１０用のガスケットについても同様に、ガスケット全体の厚みｘの上限について確認するための評価試験を行った。この評価試験では、自身を構成する板材の平均厚みｌを０．３ｍｍとし、軸線Ｏ方向に最も多く重なる部位における板材の層の数ｎを４としたステンレス鋼からなるＭ１０用のガスケットのサンプルで、上記同様、折り曲げ加工後の全体の厚みｘを１．０Ｌ〜１．８５Ｌの範囲で変化させたものを用意した。そして比較用に、平均厚みを０．３ｍｍとした同形状で全体の厚みが１．８Ｌ（２．１６ｍｍ）のＦｅからなる従来のガスケットを用意し、実施例２と同様に、各サンプルを１２．５Ｎ・ｍの締付トルクでアルミブッシュに取り付けたときの軸力を測定する評価試験を行った。この試験の結果を図９に示すが、Ｍ１０用のガスケットにおいてもガスケット全体の厚みｘが大きくなるに従って、ガスケットに生ずる軸力が小さくなる傾向が示された。そしてＭ１０用のガスケットで、ステンレス鋼からなるガスケットでＦｅからなる従来のガスケットと同等の軸力を実現するには、全体の厚みｘが１．４Ｌ以下であればよいことが確認できた。

［実施例６］
さらに、Ｍ８用のガスケットについても同様の評価試験を行った。自身を構成する板材の平均厚みｌを０．４ｍｍとし、軸線Ｏ方向に最も多く重なる部位における板材の層の数ｎを３としたステンレス鋼からなるＭ８用のガスケットのサンプルで、上記同様、折り曲げ加工後の全体の厚みｘを１．０Ｌ〜１．８５Ｌの範囲で変化させたものを用意した。そして比較用に、平均厚みを０．４ｍｍとした同形状で全体の厚みが１．８Ｌ（２．１６ｍｍ）のＦｅからなる従来のガスケットを用意し、実施例２と同様に、各サンプルを１０Ｎ・ｍの締付トルクでアルミブッシュに取り付けたときの軸力を測定する評価試験を行った。この試験の結果を図１０に示すが、Ｍ８用のガスケットにおいてもガスケット全体の厚みｘが大きくなるに従って、ガスケットに生ずる軸力が小さくなる同様の傾向が示された。そしてＭ８用のガスケットで、ステンレス鋼からなるガスケットでＦｅからなる従来のガスケットと同等の軸力を実現するには、Ｍ１０用のガスケットと同様に、全体の厚みｘが１．４Ｌ以下であればよいことが確認できた。

［実施例７］
次に、最も大きな最小曲率半径Ｒ１を有する折曲部のその最小曲率半径Ｒ１の大きさについて規定するための評価試験を行った。前述したように、ガスケットが圧縮されて変形する際に、最も大きな最小曲率半径Ｒ１を有する折曲部のその最小曲率半径Ｒ１の大きさが、ガスケット全体の変形の度合いに大きく影響し、ひいてはガスケットの得られる軸力に対し影響する。図４のグラフにおいて１点鎖線で示したように、（１）の式を満たすガスケットでは、締付トルクの上昇に対し軸力の上昇が横ばい状態となる座屈領域がほとんどなく、締付トルクと軸力とがほぼ比例関係となる。そこでスパークプラグを取付孔に取り付けるときの回転角度と、ガスケットの得られる軸力との関係から最も大きな最小曲率半径Ｒ１の大きさについて評価を行うこととした。

この評価試験では、自身を構成する板材の平均厚みｌを０．３ｍｍ、軸線Ｏ方向に最も多く重なる部位における板材の層の数ｎを４とし、最小曲率半径Ｒ１が０．１ｍｍ〜１．０ｍｍの範囲で変化させつつ、折り曲げ加工後の全体の厚みｘが１．３３Ｌ（１．６ｍｍ）となるように調整した、ステンレス鋼からなるＭ１２用のガスケットのサンプルを複数用意した。そしてこれら各サンプルをそれぞれ試験用のスパークプラグに装着し、そのスパークプラグを、ガスケットの各種類ごとに３０度〜３６０度の範囲で回転角度を異ならせてアルミブッシュに取り付け、そのときガスケットに生じた軸力を、実施例２と同様の方法で測定した。この評価試験の結果を図１１のグラフに示す。

この評価試験の結果、図１１に示すように、最小曲率半径Ｒ１の大きさによって係数がことなるが、回転角度と軸力との間には比例関係があることが確認できた。ここで、エンジンの振動等による緩みが生じないとされる最低限必要な軸力は１０ｋＮであるため、図１１において１０ｋＮの軸力が得られたときの回転角度を推定される比例直線（実線で示す）から求め、この回転角度と最小曲率半径Ｒ１との関係を、図１２のグラフにおいて示した。一般に、スパークプラグの締め付け時の回転角度として、直感的に解りやすい９０度〜２７０度の範囲（１／４〜３／４回転）が採用されている。図１２のグラフから回転角度が９０度〜２７０度の範囲を満たす最小曲率半径Ｒ１の値を求めると、０．２ｍｍ〜０．８ｍｍであるとよいことがわかった。

［実施例８］
次に、最も小さな最小曲率半径Ｒ２を有する折曲部のその最小曲率半径Ｒ２の大きさについて規定するための評価試験を行った。前述したように、最小曲率半径Ｒ２を有する折曲部における弾性変形や塑性変形の滑らかさが、ガスケットを構成する板材の各層同士の接触時の密着性に影響を及ぼす。そこで、自身を構成する板材の平均厚みｌを０．３ｍｍ、軸線Ｏ方向に最も多く重なる部位における板材の層の数ｎを４とし、最小曲率半径Ｒ２が０．０３ｍｍ〜０．２５ｍｍの範囲で変化させつつ、折り曲げ加工後の全体の厚みｘが１．３３Ｌ（１．６ｍｍ）となるように調整した、ステンレス鋼からなるＭ１２用のガスケットのサンプルを複数用意した。このとき、最小曲率半径Ｒ２を０．０３ｍｍとしたサンプルでは折曲部に亀裂が生じてしまったため、成形性に劣るとして×と評価し、以下の評価試験の対象外とした。

各サンプルをそれぞれ試験用のスパークプラグに装着し、それらのスパークプラグを締付トルク２０Ｎ・ｍでアルミブッシュに取り付け、ＩＳＯ１１５６５に示される振動試験を実施した。具体的にはスパークプラグを取り付けたアルミブッシュを２００度に加熱した状態で、加速度３０Ｇ±２Ｇ、周波数５０〜５００Ｈｚ、スイープ率１オクターブ／分の振動を、スパークプラグの軸線方向とその直交方向とにそれぞれ８時間ずつ与えた。そして振動試験後に、主体金具の取り外しに必要なトルク（戻しトルク）を測定した。戻しトルクが１０Ｎ・ｍ以上（締め付け時の５０％以上）であった場合には緩みに対する耐性（耐緩み性）が良好であるとして○と評価し、１０Ｎ・ｍ未満のものは緩みに対する耐性が低いとして×と評価した。この評価試験の結果を表１に示す。

表１に示すように、最小曲率半径Ｒ２が０．０５ｍｍ〜０．２０ｍｍのガスケットでは耐緩み性について良好であったが、０．２５ｍｍのガスケットでは、耐緩み性に問題があることが確認できた。この試験の結果から、最小曲率半径Ｒ２の大きさを０．０５ｍｍ〜０．２０ｍｍとするとよいことがわかった。

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、ガスケット８０は、折り曲げ加工前の円環状の板材の状態において、その厚みに勾配があっても、厚みが均一の板材であってもよい。また、ガスケット８０は、軸線Ｏ方向に最も多く重なる部位における板材の層の数ｎが４であるものを例として説明したが、２層〜５層のものであればよい。なお、本実施の形態では呼び径がＭ１２のスパークプラグ１００に装着するガスケット８０について説明を行ったが、Ｍ１０用やＭ８用など、呼び径がＭ１０以下のスパークプラグに用いるガスケットについても、その形態については同様である。

エンジンヘッド１５０に取り付けた状態でみたスパークプラグ１００の部分断面図である。 エンジンヘッド１５０に取り付けた状態のスパークプラグ１００のガスケット８０付近を拡大してみた断面図である。 ガスケット８０を圧縮により変形させる前の周方向における断面図である。 締付トルクと軸力との関係を示すグラフである。 ガスケット全体の厚みと脱落発生回数との関係を示すグラフである。 ガスケット全体の厚みと軸力との関係を示すグラフである。 ガスケット全体の厚みと軸力との関係を示すグラフである。 ガスケット全体の厚みと軸力との関係を示すグラフである。 ガスケット全体の厚みと軸力との関係を示すグラフである。 ガスケット全体の厚みと軸力との関係を示すグラフである。 最小曲率半径Ｒ１の違いによる回転角度と軸力との関係を示すグラフである。 １０ｋＮの軸力が得られる最小曲率半径Ｒ１と回転角度との関係を示すグラフである。

５０ 主体金具
５４ 張出部
８０ ガスケット
８１ 部位
８２ 部位
８３ 折曲部
８４ 部位
８５ 部位
８６ 折曲部
８７ 部位
８８ 部位
８９ 折曲部
１００ スパークプラグ
１５０ エンジンヘッド
１５５ 取付孔
１５６ 開口周縁部

Claims (3)

1. オーステナイト系ステンレス鋼もしくはフェライト系ステンレス鋼からなる環状をなす一枚の板材に対し、その板材の径方向において自身を折り返す加工を施して、少なくとも前記板材が軸線方向に２層以上重なる配置となる部位を有するように形成されると共に、筒状をなしねじ山を有するスパークプラグの主体金具の外周に装着されて用いられ、前記主体金具が内燃機関の取付孔に螺合により取り付けられた状態において、前記主体金具の外周に設けられその外周から外向きに張り出しつつ周方向に一周する形態をなす張出部と、前記取付孔の開口周縁部との間にて、前記軸線方向に圧縮されることで、前記張出部と前記開口周縁部との間を封止するスパークプラグ用の封止部材であって、
   呼び径がＭ１２である前記主体金具に装着され、前記内燃機関へ取り付けられる前の状態において、
   前記軸線方向に前記封止部材を構成する前記板材の層が最も多い最多重なり部位におけるその板材の層の数をｎ、前記板材の平均厚みをｌ［ｍｍ］、前記最多重なり部位における前記板材の各層の合計厚みをＬ［ｍｍ］、圧縮前の前記封止部材の前記軸線方向における厚みをｘ［ｍｍ］としたときに、
   ０．２≦ｌ［ｍｍ］≦０．５
   と、
   ２≦ｎ≦５
   と、
   １．１Ｌ≦ｘ≦１．４５Ｌ ・・・ 以上、（１）
   とを満たすとともに、
   前記板材が軸線方向に重なる配置となる２つの部位間を折り返して接続する部位を折曲部とし、複数の前記折曲部のうちの一の折曲部において最も小さな曲率半径を有する部分のその曲率半径を、その折曲部における最小曲率半径Ｒとし、さらに複数の前記折曲部同士でそれぞれの前記最小曲率半径Ｒを比較して、前記最小曲率半径Ｒが最も大きな第１折曲部のその最小曲率半径ＲをＲ１［ｍｍ］とし、前記最小曲率半径Ｒが最も小さな第２折曲部のその最小曲率半径ＲをＲ２［ｍｍ］としたときに、
   ０．２≦Ｒ１≦０．８ ・・・ （３）
   と、
   ０．０５≦Ｒ２≦０．２ ・・・ （４）
   と、
   Ｒ１＞Ｒ２ ・・・ （５）
   とを満たすことを特徴とするスパークプラグ用の封止部材。
2. 前記第１折曲部のうち曲率半径が前記最小曲率半径Ｒ１となる部分における前記板材の厚みをｔ１［ｍｍ］とし、前記第２折曲部のうち曲率半径が前記最小曲率半径Ｒ２となる部分における前記板材の厚みをｔ２［ｍｍ］としたときに、
   ｔ２＜ｔ１ ・・・ （６）
   を満たすことを特徴とする請求項１に記載のスパークプラグ用の封止部材。
3. 請求項１または２に記載のスパークプラグ用の封止部材が装着されたことを特徴とするスパークプラグ。

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