JP4677140B2

JP4677140B2 - グロープラグ

Info

Publication number: JP4677140B2
Application number: JP2001245358A
Authority: JP
Inventors: 孝哉吉川; 信行堀田; 啓之鈴木; 正也伊藤
Original assignee: NGK Spark Plug Co Ltd
Current assignee: NGK Spark Plug Co Ltd
Priority date: 2001-08-13
Filing date: 2001-08-13
Publication date: 2011-04-27
Anticipated expiration: 2021-08-13
Also published as: JP2003056848A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、ディーゼルエンジン予熱用のグロープラグに関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、上記のようなグロープラグとして、筒状の主体金具の先端部内側に、棒状のセラミックヒータの先端部を突出させる形で配置したものが広く使用されている。セラミックヒータへの通電は、主体金具の後端部に設けられた金属軸（電源に接続される）と、該金属軸及びセラミックヒータを接続する金属リード部を介して行われる。従来のグロープラグにおいてセラミックヒータと金属リード部との接続は、例えば特開平１０−２０５７５３号公報あるいは特開２０００−３５６３４３号公報に開示されているように、金属リード部の先端部をコイル状に形成し、ヒータ端子が露出形成されたセラミックヒータの後端部をその内側に挿入して、両者をろう付けすることにより行われてきた。また、セラミックヒータの他方の端子を、金属リングを介して主体金具に接続し、グロープラグが取り付けられるエンジンブロックを介して接地する構造も多く採用されているが、この金属リングもまた、ろう付けによりセラミックヒータに接合されている。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、ろう付けによる接合形態は、ろう材を挟み込む形で被接合材を組み立てる工程や、ろう材を溶融させる加熱工程など工数が多いため能率が悪い欠点がある。また、セラミックと金属リードあるいは金属リング等の金属部材の接合であるため、高価な活性ろう材を使用しなければならず、さらにろう付けのための加熱温度や雰囲気等も調整が微妙であり、前記した工数増大の問題とも相俟って製造コストの高騰につながりやすいという問題がある。そのため、特開２０００−３５６３４３号公報には、セラミックヒータの接地側端子への金属リングの組み付けを焼き嵌めにより行う方法が開示されている。このように、焼き嵌め、冷し嵌め、圧入等の締め嵌めにより金属リングとセラミックヒータとを嵌合させると、上記工数の増大等の問題は解決することができるが、量産性向上あるいは信頼性向上等の課題がまだ残る。
【０００４】
本発明の課題は、金属リング及びセラミックヒータの組付けが簡便であり、量産性及び信頼性の良好なグロープラグを提供することにある。
【０００５】
【課題を解決するための手段及び作用・効果】
上記の課題を解決するために、本発明のグロープラグは、
棒状の形態を有するとともに自身の先端部に抵抗発熱体が埋設されたセラミックヒータと、該セラミックヒータの外周面に締まり嵌め状態にて取り付けられた金属嵌合部材とを備えたグロープラグにおいて、
抵抗発熱体に通電するための導電性セラミックからなるヒータ端子が、セラミックヒータの外周面に露出形成され、金属嵌合部材とセラミックヒータとの間であって、該セラミックヒータと金属嵌合部材とが締まり嵌めによって当接する領域全体に、金属嵌合部材よりも軟質の金属層が形成され、金属嵌合部材によって金属層を介在させる形にてヒータ端子を覆うとともにこれと導通するようにしたことを特徴とする。
【０００６】
本発明のグロープラグにおいては、金属リング等の金属嵌合部材とセラミックヒータとを嵌合することによって接合するようにしている。例えば、圧入により両者を嵌合する場合、両者を十分な緊束力で嵌合しようとすると、圧入前にセラミックヒータの外径と金属嵌合部材の内径との差（以下、締め代ともいう）を適切な範囲に調整する必要がある。しかしながら、十分な緊束力を得るための締め代の適切な範囲（管理幅）が狭いと、その範囲に該締め代を調整するのにより高い加工精度が要求されるため、大変手間がかかり生産性の低下につながる。従って、金属嵌合部材とセラミックヒータとを嵌合する場合には、締め代の管理幅はより広いほうがよい。
【０００７】
一方、金属嵌合部材とセラミックヒータとを嵌合する場合、両者の緊束力が弱いと信頼性が低下する。そのため、製品の信頼性を確保するには、両者の緊束力を高めるのが重要となる。この緊束力を向上させるには、締め代をより多く確保することが有効である。しかしながら、締め代を過剰に取りすぎると、嵌合時に限界以上の緊束力が働いて、セラミックヒータに亀裂が生じたり、あるいは変形したり割れたりする問題がある。
【０００８】
そこで、本発明者らは、金属嵌合部材とセラミックヒータとの嵌合位置において、それらの間に介在する形にて金属嵌合部材よりも軟質の金属層を形成することで、圧入荷重の低減を図ったり、緊束力を高めるために予め締め代を多めに取っている場合でも、セラミックヒータに生じる亀裂等の問題を抑制することができることを見出し、本発明の完成に至ったものである。これにより、セラミックヒータに亀裂、割れ等の不都合を生じさせることなく、金属嵌合部材とセラミックヒータとの緊束力を高めることができ、製品の信頼性を向上させることができる。また、ある程度多めの締め代を取ることができるので、締め代の管理幅の範囲が広くなり、生産性及び量産性を向上させる。なお、上記金属層は、嵌合前に予め金属嵌合部材側、またはセラミックヒータ側に形成することで実現できる。
【０００９】
上記のような効果が得られるのは、金属嵌合部材とセラミックヒータとを嵌合する際に、金属層が比較的変形しやすいことに起因していると考えられる。つまり、締め代を多く確保することにより緊束力を高めることが可能であるが、金属層が変形することにより、セラミックヒータに割れ等の欠陥を生じさせるような過剰な緊束力が回避されるためであると考えられる。さらに、圧入等の嵌合方法を採用する場合は、金属嵌合部材の内周面とセラミックヒータの外周面との滑り摺動性が良好になり、圧入時にセラミックヒータに望まざる応力が働きにくくなるので、セラミックヒータの割れ等の欠陥が生じないものと考えられる。
【００１０】
また、抵抗発熱体に通電するためのヒータ端子が、セラミックヒータの外周面に露出形成され、金属嵌合部材は、ヒータ端子を覆うとともにこれと導通する形態を採用できる。この場合、前述した金属層の形成により嵌合後の金属嵌合部材と、セラミックヒータの外周面に露出形成されているヒータ端子との接触抵抗が低減し、抵抗発熱体への通電を良好に行うことが可能となる。このように、金属嵌合部材とヒータ端子との接触抵抗が低減されるのは、両者の嵌合によって、両者がより一層高い緊束力を実現できるように（両者がより一層広い面積で接触するように）金属層が変形するためであると考えられる。つまり、より広い面積での両者の接触が可能となったために、金属嵌合部材とヒータ端子との間の接触抵抗が減少するものである。また、金属嵌合部材とヒータ端子との接触抵抗が低減されるのは、接触面に空気が入り込むことを防止し、接触面での酸化が防止されるためであると考えられる。なお、本明細書中において金属嵌合部材とヒータ端子との「接触抵抗」とは、金属嵌合部材がセラミックヒータに取り付けられている状態で、該金属嵌合部材を介して室温にて抵抗発熱体に通電するときの通電抵抗の測定値Ｒ1から、金属嵌合部材をセラミックヒータから取り外して、ヒータ端子をセラミックヒータの外周面に露出させ、該ヒータ端子から直接抵抗発熱体に通電するときの通電抵抗の測定値Ｒ2を引いた値（つまり、Ｒ1−Ｒ2）とする。
【００１１】
なお、上記のような効果を得るためには、金属層のマイクロビッカース硬度をＨｖ３５０以下とするのがよい。マイクロビッカース硬度は、ＤＩＮ５０３５９−１に準じて超微小硬度計にて測定し、得られたユニバーサル硬度Ｈｕをビッカース硬度Ｈｖ（ビッカース硬度も同義）に換算した値である。例えば、金属嵌合部材の内部を構成する内層部には、ビッカース硬度がＨｖ１７０以上であるＦｅ系合金を使用することが推奨される。従って、金属層としては、該金属嵌合部材の内層部よりもビッカース硬度が低いものを使用するのがよい。特に、顕著な効果を得るためには、上記範囲に設定するのがよい。一方、Ｈｖ３５０を超えると、本発明と同一の緊束力を実現しようとしても、セラミックヒータに割れ及びクラック等の欠陥が生じやすくなるため好ましくない。しかしながら、Ｈｖ３未満になると、金属層が軟らかすぎ、逆に緊束力が低下する懸念があるため好ましくない。なお、押込み荷重は、金属層の硬度、厚さ及び面粗さ等を考慮し、適宜最適な値に調整することができる。
【００１２】
金属層の厚さは０．５〜１０μｍであるのがよい。これにより、更に本発明の効果を得ることができる。金属層の厚さが０．５μｍ未満では、金属層を形成しても、セラミックヒータに発生する割れあるいはクラック等の問題を十分に解決できない。また、金属嵌合部材をセラミックヒータに圧入するときの滑り摺動性や、接触抵抗等も良好なものが得られない。他方、１０μｍを超えるとセラミックヒータの割れ等を防止したり、滑り摺動性及び接触抵抗等を良好なものにする効果が飽和するとともに、製造コストの上昇を招くという問題がある。
【００１３】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態の一例を、図面を用いて説明する。
図１は、本発明のグロープラグの一例を、その内部構造とともに示すものである。また、図２は、その要部を拡大して示すものである。該グロープラグ５０は、セラミックヒータ１とこれを保持する主体金具４とを有する。セラミックヒータ１は棒状の形態を有し、自身の先端部２に抵抗発熱体１１が埋設されている。また、抵抗発熱体１１に通電するための第一ヒータ端子１２ａが自身の後端部外周面に露出形成されている。第二端子リング３は筒状に形成され、セラミックヒータ１を、後端部及び先端部２をそれぞれ軸線Ｏ方向において突出させる形で自身の内側に保持している。主体金具４は、第二端子リング３に同軸的に結合される筒状に形成されている。
【００１４】
次に、主体金具４の外周面には、図示しないエンジンブロックにグロープラグ５０を固定するための、取付部としてのねじ部５が形成され、後端部には金属軸６が取り付けられている。該金属軸６は棒状の形態をなし、主体金具４の後端部内側に軸線Ｏ方向に挿入されるとともに、該軸線Ｏ方向において自身の先端面６ｆがセラミックヒータ１の後端面２ｒと対向する形で配置されている。他方、セラミックヒータ１の後端部外周面には、第一ヒータ端子１２ａと導通する第一端子リング１４が、締まり嵌め状態にて該第一ヒータ端子１２ａを覆うように取り付けられている。そして、金属軸６と第一ヒータ端子１２ａとは、一端が第一端子リング１４に結合され、他端が金属軸６に結合された金属リード部１７により、電気的に接続されている。
【００１５】
セラミックヒータ１の外周面には、軸線Ｏ方向において第一ヒータ端子１２ａよりも前方側に、抵抗発熱体１１に通電するための第二ヒータ端子１２ｂが露出形成されている。そして、該第二ヒータ端子１２ｂを覆うとともにこれと導通する円筒状の第二端子リング３が、セラミックヒータ１の後端部を自身の後方側に突出させた状態にて、該セラミックヒータ１の外周面に締まり嵌め状態にて取り付けられている。そして、主体金具４は、円筒状のヒータ保持面４ａにおいて該第二端子リング３の外周面に取り付けられている。
【００１６】
金属嵌合部材としての第一及び第二端子リング１４、３等を構成する素材としては、高温強度と、材料コストとのバランスを考慮して、一定以上の硬度及び耐熱性を有した、例えば、Ｆｅ系合金を使用するのが望ましい。特に、分解後締め代（金属嵌合部材とセラミックヒータ１とを分解した後の締め代）を高めて弾性緊束力を十分に確保するためには、ビッカース硬度（ＪＩＳ−Ｚ２２４４（１９９８）に規定の方法により荷重１０Ｎにて測定した値）Ｈｖが１７０以上（望ましくは３５０以上）のＦｅ系合金の使用が推奨される。このようなＦｅ系合金として、ＳＵＳ６３０あるいはＳＵＳ６３１等の析出硬化系ステンレス鋼を好適に使用できる。例えばＳＵＳ６３０は、ＪＩＳ−Ｇ４３０３（１９８８）に規定されたＨ９００、Ｈ１０２５、Ｈ１０７５あるいはＨ１１０５のいずれかの熱処理により時効析出硬化させることができ、特にＨ９００処理を行ったものはＨｖ３５０以上を確保できる。他方、ＳＵＳ６３１は同規格のＴＨ１０５０あるいはＲＨ９５０の熱処理により時効析出硬化させることができ、いずれもＨｖ３５０以上を確保できる。また、硬度の点では若干劣るが、ＳＵＳ４３０等のフェライト系ステンレス鋼を使用することもできる。
【００１７】
なお、より高い耐熱性を確保し、また、高温での緊束力低下をさらに抑制することが要求される場合には、鉄基超耐熱合金（例えばインコロイ９０９（インコ社の商品名））の時効硬化品、Ｎｉ基超耐熱合金（例えばワスパロイ（ユナイテッドテクノロジー社の商品名））の時効硬化品、あるいは非時効硬化型のＮｉ基耐熱合金（インコネル６２５（インコ社の商品名））の加工硬化品等を使用することも可能である。ただし、これらの材質は高価であり、グロープラグの通常の使用環境であって、第一端子リング１４の到達温度が５０〜２００℃、第二端子リング３の到達温度が５００〜７００℃程度までの範囲に留まる場合は、前記した析出硬化型ステンレス鋼など、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｃｕ、ＮｂあるいはＡｌなど、マトリックス固溶強化あるいは析出物形成のために添加する合金元素の合計含有量が、５０質量％以下の範囲に制限されたＦｅ系合金にて構成することが望ましい。ただし、これらの合計含有量は、高温強度あるいは耐食性確保の観点から、２０質量％以上は添加されていることが望ましい。
【００１８】
さらに、本発明においては、金属嵌合部材としての第一端子リング１４、第二端子リング３の少なくとも一方に関し、それらリングの内側表層部は、上記したようなリング材料よりも軟質の金属層４１とされている。図８は、金属嵌合部材としての第二端子リング３の軸断面を示すものである。図８に示すように、内周面４１ａからさらに第二端子リング３の内部に向かって、厚さｗ（μｍ）の金属層４１が形成されている。なお、金属層４１の厚さｗは、０．５〜１０μｍとなっている。このような厚さの層を形成するには、たとえば、スパッタ法、メッキ法、真空蒸着法等の方法を好適に採用することができる。なお、このような金属層４１はセラミックヒータ１に形成することもできる。すなわち、セラミックヒータ１と端子リングとを締まり嵌めにより組み付けてグロープラグを作製したあかつきに、端子リングと、セラミックヒータ１との間に端子リングよりも軟質の金属層４１が形成されればよいのである。従って、各端子リングは、金属層４１をセラミックヒータ１との間に介在させる形にて、前述した各ヒータ端子１２ａ，１２ｂを覆うとともにこれと導通するものとされる。
【００１９】
さらに、端子リング１４、３等の金属嵌合部材が前述のようなビッカース硬度の素材で構成されている場合、金属層４１としては、上記規定のビッカース硬度がＨｖ３５０以下であるものを使用するのがよい。さらに、これらのうちでもＣｕ、Ａｇ、Ｓｎ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｚｎ、Ｐｂ、Ａｕ、Ｐｄ、Ｃｏ及びＰｔのうちいずれかを主成分とするものから構成されているものを好適に採用することができる。また、特にＮｉメッキあるいはＣｕメッキ等のメッキ層にて上記金属層４１を形成するのがよい。メッキ層であれば、その形成も比較的に簡便であるとともに、コストの上昇を抑えることができる。なお、Ｎｉメッキ層は、メッキの形成方法によりその硬度が非常に変動し易く、所望の硬度のメッキ層を得るのに形成方法等をある程度精度よく制御する必要がある。そのため、どのようなメッキの形成方法であろうと、比較的軟質なものが得られるＣｕメッキ層を採用するのが、その生産性及びコスト等の観点からより望ましい。
【００２０】
また、上記の金属層は一層のみ形成するようにしても良いし、複数層を形成するようにしてもよい。例えば、金属嵌合部材との密着性が悪い金属層を形成しようとした場合、まず、金属嵌合部材と比較的密着性のよい下地金属層を形成した後、所望の成分にてなる金属層を形成してもよい。例えば、金属嵌合部材の内周面上に薄いＮｉストライクメッキ層を形成した後、さらにＣｕメッキ層を形成するのが特に効果的である。なお、本実施形態においては端子リングの内周面に、電解メッキ法により金属層を形成したが、周知の無電解メッキ法、スパッタ法、蒸着法、印刷法、ＣＶＤ法によりセラミックヒータ１側に金属層を形成しても全く同等の効果が見出せる。
【００２１】
このような、金属層の形成により、金属嵌合部材としての第一端子リング１４及び第二端子リング３をセラミックヒータ１に嵌合することによるヒータ端子１２ａ，１２ｂとの接触抵抗（前述にて規定）を、１０００ｍΩ以下に抑えることができる。このように接触抵抗を低減することができれば、セラミックヒータ１と各端子リング１４、３との間の発熱を抑制することができ、ひいては、使用状態における緊束力の低下を抑制する。または、（Ｒ1−Ｒ2）／Ｒ2×１００≦２０（％）を満足するようにしてもよい。
【００２２】
例えば、金属嵌合部材を第二端子リング３としたときの該接触抵抗の測定方法は次のようにする。まず、図７（ａ）に示すように、グロープラグ５０から第二端子リング３が取り付けられたままの状態のセラミックヒータ１を取り出す。このとき、第二ヒータ端子１２ｂと第二端子リング３とは導通状態である。ついで、第二端子リング３と第一ヒータ端子１２ａとの間に電流を通電し抵抗を測定して、その測定値を分解前抵抗Ｒ1（Ω）とする。次に、図７（ｂ）に示すように、嵌合している第二端子リング３をセラミックヒータ１から取り外して分解状態とする。そして、セラミックヒータ１の外周面に露出された第二ヒータ端子１２ｂと第一ヒータ端子１２ａとの間の抵抗を測定し、分解後抵抗Ｒ2（Ω）とする。金属嵌合部材としての第二端子リング３と第二ヒータ端子１２ｂとの接触抵抗は、Ｒ2−Ｒ1（Ω）として表す。また、第一端子リング１４においても、同様の方法において、接触抵抗を測定することができる。なお、分解前抵抗は、第一端子リング１４及び第二端子リング３とを取付けたままでの通電抵抗として、これに基づいて第一端子リング１４及び第二端子リング３の両者に起因する接触抵抗を、本明細書中の接触抵抗としてもよい。
【００２３】
また、本実施形態においては、図５に示すように、セラミックヒータ１から金属嵌合部材としての第一端子リング１４あるいは第二端子リング３を取り外した分解状態において、それら端子リング１４，３の内径をｄ１（ｄ１’）、同じく該分解状態における第一ヒータ端子１２ａ（第二ヒータ端子１２ｂ）の形成位置でのセラミックヒータ１の外径をｄ２（ｄ２’）として、ｄ２−ｄ１（ｄ２’−ｄ１’）（以下、分解後締め代という：本明細書では、室温状態での値を意味する）が、８μｍ以上であって端子リング１４，３の取付位置におけるセラミックヒータ１の外径の２％以下の範囲に調整されていることが望ましい。
【００２４】
上記分解後締め代は、セラミックヒータ１から取り外したときのリング１４，３の弾性復帰量、つまり、リング１４，３によるセラミックヒータ１への弾性緊束力を反映したパラメータと見ることができる。該分解後締め代が８μｍ未満では、前記温度範囲にリング３あるいは４が昇温したとき、必要な緊束力が確保できなくなる。例えば、第一端子リング１４においては第一ヒータ端子１２ａとの接触抵抗の増大が、第二端子リング３においては第一ヒータ端子１２ｂとの接触抵抗の増大が、具体的な不具合として発生することにつながる。他方、分解後締め代が、第一端子リング１４あるいは第二端子リング３の取付位置におけるセラミックヒータ１の外径の２％（例えば、該外径が３．５ｍｍの場合、７０μｍ）を超えるとセラミックヒータ１に過剰な緊束力が作用し、割れやクラック等の発生につながる場合がある。なお、各端子リング１４，３の肉厚が小さい場合は、リング自体の塑性変形量が増加するため、分解後締め代を上記上限値以上に設定することが本質的に不可能な場合がある。なお、上記分解後締め代ｄ２−ｄ１あるいはｄ２’−ｄ１’は、より望ましくは１５〜４０μｍの範囲に調整するのがよい。また、同じ分解後締め代の値であっても、弾性緊束力の値を高める観点においてはリングの肉厚が大きい方がより有利である。
【００２５】
次に、主体金具４と第二端子リング３との組み付け形態については、例えば両者の内外周面の隙間を充填する形でろう付けするか、あるいは主体金具４の先端側開口内縁と第二端子リング３の外周面とを全周レーザー溶接する形で固定するようにしてもよいが、本実施形態では、主体金具４もヒータ保持面４ａにおいて、第二端子リング３の外周面に締まり嵌め状態にて取り付けるようにしている。これにより、グロープラグ５０の組立て工程を一層簡略化することができる。また、主体金具４の第二端子リング３に対する嵌合面（ヒータ保持面４ａ）が軸線Ｏ方向において、第二端子リング３とセラミックヒータ１との嵌合面と重なる形となるので、セラミックヒータ１に対する第二端子リング３の緊束力に主体金具４の緊束力が重畳され、第二端子リング３とセラミックヒータ１との嵌合の気密性を一層高めることができる。
【００２６】
セラミックヒータ１への各端子リング１４，３の組み付けは、例えば図４に示すように、個々の端子リング１４あるいは３をセラミックヒータ１に対し、端部から軸線方向に挿入しつつ圧入する方法で組み付けることができる。なお、圧入に代えて焼き嵌めを用いてもよい。このうち、第一端子リング１４については、第一ヒータ端子１２ａとの導通が確保できる程度の緊束力が得られればよい。他方、第二端子リング３については、第二ヒータ端子１２ｂとの導通確保に加え、嵌合面における気密性を確保する必要があることから、第一端子リング１４よりは強い緊束力が求められる。いずれも、室温ではもちろん、各部に熱膨張が生ずるセラミックヒータ１の温度上昇時においても、必要十分な緊束力が確保されていることが重要である。一般に、セラミックと金属を比較した場合、インバーなどの特殊な合金を除けば、金属のほうが線膨張係数が高く、端子リング１４，３は昇温時には緊束力が緩みやすくなる傾向にある。
【００２７】
図２に示すように、金属リード部１７は、金属軸６と第一端子リング１４との間で屈曲した形で配置されている。これにより、セラミックヒータ１の発熱により加熱／冷却サイクルが加わった場合でも、金属リード部１７は、その屈曲部分で膨張／収縮を吸収することができ、ひいては金属リード部１７と第一端子リング１４との接合部に過度の応力が集中して接触不良や断線等の不具合が生ずることを防止できる。他方、金属リード部１７と金属軸６との接合を容易にかつ強固に行なうために、金属リード部１７の金属軸６との接合端部が金属軸６の外周面先端部に対し、平面状の接合面をもって結合されている。例えば、金属リード部１７と金属軸６とを抵抗溶接により接合する場合、接合面を平面状としておくことは、抵抗溶接時の加圧力を均等に付加し、欠陥の少ない溶接部を形成する上でも有利となる。
【００２８】
他方、金属リード部１７と第一端子リング１４との接合は、第一端子リング１４をセラミックヒータ１に圧入等により組み付ける際に邪魔とならないように、先に第一端子リング１４をセラミックヒータ１に組み付けておいてから、その組み付けられた第一端子リング１４の例えば外周面に金属リード部１７の末端部を接合することが望ましい。この場合、その接合方法としては、抵抗溶接やろう付けが採用可能である。
【００２９】
次に、セラミックヒータ１は、絶縁性セラミックからなるセラミック基体１３中に抵抗発熱体１１が埋設された棒状のセラミックヒータ素子として構成されている。本実施形態においては、セラミックヒータ１は、絶縁性セラミックからなるセラミック基体１３中に導電性セラミックからなるセラミック抵抗体１０が埋設されたものとして構成されている。セラミック抵抗体１０は、セラミックヒータ１の先端部に配置される第一導電性セラミックからなり、抵抗発熱体として機能する第一抵抗体部分１１と、各々該第一抵抗体部分１１の後方側において、セラミックヒータ１の軸線Ｏ方向に延伸する形で配置され、先端部が第一抵抗体部分１１の通電方向における両端部にそれぞれ接合されるとともに、第一導電性セラミックよりも抵抗率が低い第二導電性セラミックからなる１対の第二抵抗体部分１２，１２とを有する。そして、セラミック抵抗体１０の１対の第二抵抗体部分１２，１２には、それぞれ軸線Ｏ方向における互いに異なる位置に分岐部が形成され、それら分岐部の、セラミックヒータ１の表面への露出部が、それぞれ第一ヒータ端子１２ａ及び第二ヒータ端子１２ｂを形成してなる。
【００３０】
なお、抵抗発熱体１１への通電は、例えば図６に示すように、セラミック基体１３中に埋設されるＷ等の高融点金属線材からなる埋設リード線１８，１９を介して行なうこともできる。この場合、第一ヒータ端子は埋設リード線１８の、また第二ヒータ端子は埋設リード線１９の、各露出部１８ａ及び１９ａとして形成される。なお、この場合においても、第一端子リング１４及び第二端子リング３とセラミックヒータ１との間の接触抵抗は、本発明の範囲内となっている。
【００３１】
次に、セラミック基体１３を構成する絶縁性セラミックとして、本実施形態では窒化珪素質セラミックが採用されている。窒化珪素質セラミックの組織は、窒化珪素（Ｓｉ３Ｎ４）を主成分とする主相粒子が、後述の焼結助剤成分等に由来した粒界相により結合された形態のものである。なお、主相は、ＳｉあるいはＮの一部が、ＡｌあるいはＯで置換されたもの、さらには、相中にＬｉ、Ｃａ、Ｍｇ、Ｙ等の金属原子が固溶したものであってもよい。
【００３２】
窒化珪素質セラミックには、周期律表の３Ａ、４Ａ、５Ａ、３Ｂ（例えばＡｌ）及び４Ｂ（例えばＳｉ）の各族の元素群及びＭｇから選ばれる少なくとも１種を前記のカチオン元素として、焼結体全体における含有量にて、酸化物換算で１〜１０質量％含有させることができる。これら成分は主に酸化物の形で添加され、焼結体中においては、主に酸化物あるいはシリケートなどの複合酸化物の形態にて含有される。焼結助剤成分が１質量％未満では緻密な焼結体が得にくくなり、１０質量％を超えると強度や靭性あるいは耐熱性の不足を招く。焼結助剤成分の含有量は、望ましくは２〜８質量％とするのがよい。焼結助剤成分として希土類成分を使用する場合、Ｓｃ、Ｙ、Ｌａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ、Ｓｍ、Ｅｕ、Ｇｄ、Ｔｂ、Ｄｙ、Ｈｏ、Ｅｒ、Ｔｍ、Ｙｂ、Ｌｕを用いることができる。これらのうちでもＴｂ、Ｄｙ、Ｈｏ、Ｅｒ、Ｔｍ、Ｙｂは、粒界相の結晶化を促進し、高温強度を向上させる効果があるので好適に使用できる。
【００３３】
次に、セラミック抵抗体１０を構成する第一抵抗体部分１１及び第二抵抗体部分１２，１２は、前記した通り電気抵抗率の異なる導電性セラミックにて構成されている。両導電性セラミックの電気抵抗率を互いに異なるものとする方法は特に限定されず、例えば、
▲１▼同種の導電性セラミック相を用いつつ、その含有量を互いに異ならせる方法；
▲２▼電気抵抗率の異なる異種の導電性セラミック相を採用する方法；
▲３▼▲１▼と▲２▼の組合せによる方法；
等、種々例示できるが、本実施形態では▲１▼の方法を採用している。
【００３４】
導電性セラミック相としては、例えば、炭化タングステン（ＷＣ）、二珪化モリブデン（ＭｏＳｉ２）及び二珪化タングステン（ＷＳｉ２）等、周知のものを採用できる。本実施形態ではＷＣを採用している。なお、セラミック基体１３との線膨張係数差を縮小して耐熱衝撃性を高めるために、セラミック基体１３の主成分となる絶縁性セラミック相、ここでは窒化珪素質セラミック相を配合することができる。従って、絶縁性セラミック相と導電性セラミック相との含有比率を変化させることにより、抵抗体部分を構成する導電性セラミックの電気抵抗率を所望の値に調整することができる。
【００３５】
具体的には、抵抗発熱部をなす第一抵抗体部分１１の材質である第一導電性セラミックは、導電性セラミック相の含有率を１０〜２５体積％、残部を絶縁性セラミック相とするのがよい。導電性セラミック相の含有率が２５体積％を超えると、導電率が高くなりすぎて十分な発熱量が期待できなくなり、１０体積％未満になると逆に導電率が低くなりすぎ、同様に発熱量が十分に確保できなくなる。
【００３６】
他方、第二抵抗体部分１２，１２は、その第一抵抗体部分１１に対する導通経路となるものであり、その材質である第二導電性セラミックは導電性セラミック相の含有率を１５〜３０体積％、残部を絶縁性セラミック相とするのがよい。導電性セラミック相の含有率が３０体積％を超えると焼成による緻密化が困難となり、強度不足を招きやすくなるほか、エンジン予熱のために通常使用される温度域に到達しても電気抵抗率の上昇が不十分となり、電流密度を安定化させるための自己飽和機能が実現できなくなる場合がある。他方、１５体積％未満では第二抵抗体部分１２，１２での発熱が大きくなりすぎて、第一抵抗体部分１１の発熱効率が悪化することにつながる。本実施形態では、第一導電性セラミック中のＷＣの含有率を１６体積％（５５質量％）、第二導電性セラミック中のＷＣの含有率を２０体積％（７０質量％）としている（残部いずれも窒化珪素質セラミック（焼結助剤含む）。
【００３７】
本実施形態においてセラミック抵抗体１０は、第一抵抗体部分１１がＵ字形状をなし、そのＵ字底部がセラミックヒータ１の先端側に位置するように配置され、第二抵抗体部分１２，１２は、該Ｕ字形状の第一抵抗体部分１１の両端部からそれぞれ軸線Ｏ方向に沿って後方に延伸する、互いに略平行な棒状部とされている。
【００３８】
セラミック抵抗体１０において第一抵抗体部分１１は、動作時に最も高温となるべき先端部１１ａに対して電流を集中するために、該先端部１１ａを両端部１１ｂ、１１ｂよりも細径としている。そして、第二抵抗体部分１２，１２との接合面１５は、その先端部１１ａよりも径大となった両端部１１ｂ、１１ｂに形成されている。
【００３９】
なお、図６のように、埋設リード線１８，１９をセラミック中に配置する構造では、高温下でヒータ駆動用の電圧を印加したときに、埋設リード線１８，１９を構成する金属原子が、その電界勾配による電気化学的な駆動力を受けてセラミック側に強制拡散する、いわゆるエレクトロマイグレーション効果によって消耗し、断線等を生じやすくなる場合がある。しかし、図２の構成では埋設リード線が廃止されていることから、上記エレクトロマイグレーション効果の影響を本質的に受けにくい利点がある。
【００４０】
次に、図１に示すように、主体金具４の後端部内側には、前述の通り、セラミックヒータ１に電力を供給するための金属軸６が主体金具４と絶縁状態にて配置されている。本実施形態では、金属軸６の後端側外周面と主体金具４の内周面との間にセラミックリング３１を配置し、その後方側にガラス充填層３２を形成して固定する形としている。なお、セラミックリング３１の外周面には、径大部の形でリング側係合部３１ａが形成され、主体金具４の内周面後端寄りに、周方向段部の形で形成された金具側係合部４ｅに係合することで、軸線方向前方側への抜け止めがなされている。また、金属軸６のガラス充填層３２と接触する外周面部分には、ローレット加工等による凹凸が施されている（図では網掛けを描いた領域）。さらに、金属軸６の後端部は主体金具４の後方に延出し、その延出部に絶縁ブッシュ８を介して端子金具７がはめ込まれている。該端子金具７は、周方向の加締め部９により、金属軸６の外周面に対して導通状態で固定されている。
【００４１】
グロープラグ５０は、主体金具４の取付部５において、セラミックヒータ１の先端部２が燃焼室内に位置するようにディーゼルエンジンに取り付けられる。そして、端子金具７を電源に接続することで、金属軸６→金属リード１７→第一端子リング１４→セラミックヒータ１→第二端子リング３→主体金具４→（エンジンブロックを介して接地）の順序で電流が流れ、セラミックヒータ１の先端部２が発熱して、燃焼室内の予熱を行なうことができる。
【００４２】
以下、グロープラグ５０の製造方法について説明する。
まず、図３に示すように、セラミック抵抗体１０となるべき抵抗体粉末成形部３４を、射出成形により作成する。また、セラミック基体１３を形成するための原料粉末を予め金型プレス成形することにより、上下別体に形成された基体成形体としての分割予備成形体３６，３７を用意しておく。これら分割予備成形体３６，３７には、上記抵抗体粉末成形部３４に対応した形状の凹部３７ａ（分割予備成形体３６側の凹部は図面に表れていない）をその合わせ面に形成しておき、ここに抵抗体粉末成形部３４を収容して分割予備成形体３６，３７を上記合わせ面において嵌め合わせ、さらにプレス・圧縮することにより、図３（ｂ）に示すように、これらが一体化された複合成形体３９を作る。
【００４３】
こうして得られた複合成形体３９を脱バインダ処理後、ホットプレス等により１７００℃以上、例えば約１８００℃前後で焼成することにより、焼成体とし、さらに外周面を円筒状に研磨にすればセラミックヒータ１が得られる。そして、図４に示すように、該セラミックヒータ１に第一端子リング１４及び第二端子リング３を例えば圧入により締まり嵌め嵌合させ、さらに金属リード部１７及び主体金具４などの必要な部品を組み付ければ、図１に示すグロープラグ５０が完成する。
【００４４】
【実施例】
以下、本発明の効果を確認するために行なった実験結果について説明する。
まず、図１に示す形態のセラミックヒータ１を、上記説明した方法により作製した。ただし、セラミックヒータ１の長さは４０ｍｍ、外径は３．５ｍｍであり、第二抵抗体部分１２，１２の太さは１ｍｍ、さらに第一ヒータ端子１２ａ及び第二ヒータ端子１２ｂは、各々直径０．８ｍｍの円状領域とした。以後、記載の実施例においてセラミックヒータ１はすべて上記のものを使用した。
【００４５】
（実施例１）
前述したＳＵＳ６３０（Ｈ９００時効硬化処理品：Ｈｖ＝約４００）を用いて第二端子リング３を作製した。第二端子リング３は肉厚が０．８５ｍｍ、軸線Ｏ方向への長さが２０ｍｍ、内径ｄ１ｉ’が３．２０〜３．４５μｍとなる種々のものを用意した。次いで、セラミックヒータ１と嵌合する第二端子リング３の内側に、周知の全塩化物浴を使用してＮｉストライクメッキ層を形成した後、さらに硫酸塩浴を使用してＣｕメッキ層を形成し、厚さ３．２μｍ、ビッカース硬度Ｈｖ＝２１０の金属層４１とした。金属層４１（メッキ層）のビッカース硬度については、ＤＩＮ５０３５９−１に規定の方法に準じて超微小硬度計（Fischer社製フィッシャースコープＨ−１００）を用い、３０ｍＮの荷重にて測定した。該硬度計にて得られたユニバーサル硬度Ｈｕを、変換パラメータHplastを用いてビッカース硬度への変換を行っている（以後の実施例においても同様）。
【００４６】
このようにして作製した第二端子リング３を治具で固定し、セラミックヒータ１の所定位置に圧入により組み付けた。圧入時において、各リングの内面には潤滑剤（パスキンＭ３０（商品名：共栄社化学（株））を適量塗布し、圧入後に３００℃にて該潤滑剤の分解処理を行なっている。また、圧入時に必要とされたセラミックヒータ１に懸かる荷重も測定した。なお、比較例として、第二端子リング３に金属層を形成しないものを同様方法により作製し、同様の方法にてセラミックヒータ１を圧入嵌合させた。
【００４７】
そして、上記圧入操作によってセラミックヒータ１に割れあるいはクラック等の欠陥が発生していないか評価した。評価の方法は以下の通りである。すなわち、セラミックヒータ１の全体で全く割れ及びクラック等の欠陥が生じていないものは優（◎）、クラックが生じていたもの及びセラミックヒータが割れてしまったのは不可（×）として評価した。結果を表１に示す。
【００４８】
【表１】

【００４９】
第二端子リング３に、金属層４１（メッキ層）を形成した本発明品である実施例においては、素子折れが生じた比較例と同一の寸法であっても割れを生じさせることなくスムーズに圧入できた。
【００５０】
（実施例２）
次に、セラミックヒータ１に、周知の蒸着法及びスパッタ法により金属層４１としてのＣｕメッキ層（実施例２−１）、Ｎｉメッキ層（２−２）を形成し、実施例１と同様にして作製した第二端子リング３に圧入した。なお、金属層４１はセラミックヒータ１を第二端子リング３に圧入するときに、セラミックヒータ１と第二端子リングとが当接する領域全体に形成した。また、結果の判定方法等については実施例１と同様である。結果を表２に示す。
【００５１】
【表２】

【００５２】
セラミックヒータ１に金属層４１を形成した本発明品である実施例においては、素子折れが生じた比較例と同一の寸法であっても割れを生じさせることなくスムーズに圧入できた。この結果より、セラミックヒータ１側に金属層４１を形成しても、端子リング３側に金属層４１を形成した場合と同じ効果が得られることがわかる。
【００５３】
（実施例３）
次に、メッキ法により第二端子リング３に金属層４１を形成する場合であって、メッキ条件を異ならせることにより、メッキ層（金属層４１）のビッカース硬度を変化させた。そして、ビッカース硬度の違いにより、どのような差異が生じるかを以下に示す方法によって確かめた。まず、第二端子リング３の内径は３．３ｍｍに固定して作製した。この第二端子リング３の内側に、金属層４１としてのＮｉメッキ層を種々の硬度（Ｈｖ＝２１４〜３８９）に形成した。なお、Ｎｉメッキはスルファミン酸塩浴を用いて行い、電流値及び析出時間を変化させることにより異なる硬度を得ている。
【００５４】
このようにして得た第二端子リング３に、セラミックヒータ１を圧入により嵌合させた。圧入時においては、セラミックヒータ１に割れ、クラック等の損傷は生じなかった。なお、本実施例３においては、３つの第二端子リング３について全く同一条件にて金属層４１を形成するとともに、各々セラミックヒータ１と嵌合させて同一の試験品としている。そして、これらセラミックヒータ１と第二端子リング３との組立体のうち、１組について熱サイクル処理炉内に載置し、一方には５００サイクルの冷熱処理を施し、試験炉内から取り出した。他方には２０００サイクルの冷熱処理を施して、試験炉内から取り出した。冷熱サイクルは、「上記組立体に４５０℃での加熱処理を５０分間行った後、これを室温に降温して１０分間保持する」という処理を１サイクルとした。なお、同一条件にて作製した残りの１つの組立体については冷熱処理を施さずに、次に述べる強度試験の試験品とした。
【００５５】
冷熱処理炉内から取り出した各組立体について、以下のようにしてセラミックヒータ１の抗折強度試験を行った。すなわち、図９に示すように、第二端子リング３をアルミ治具で保持して、セラミックヒータ１の先端部２に静荷重を徐々に与えていき、嵌合部口元４０において破損にいたるまでに印加された荷重（限界荷重）を測定しそれを抗折強度とした。結果を表３に示す。
【００５６】
【表３】

【００５７】
まず、冷熱処理を全く施さない組立体、及び５００サイクルの冷熱処理を施した組立体に関していえば抗折強度に差は見出せなかった。しかしながら、２０００サイクルの冷熱処理を施した組立体に関していうと、金属層４１のビッカース硬度Ｈｖが３５０以下である本実施例とそれ以外の比較例に明らかな差が生じた。すなわち、金属層４１のビッカース硬度Ｈｖが３５０以下である本実施例には、抗折強度の低下は見出せないものの、金属層４１のビッカース硬度Ｈｖが３５０を超える比較例には、抗折強度の著しい低下が見受けられた。冷熱サイクルを多数回繰り返すうちに、第二端子リング３がセラミックヒータに及ぼす熱応力によりセラミックヒータ１に微小なクラックが生じ、これが抗折強度の著しい低下につながっていると考えられる。しかしながら、ビッカース硬度のより低い本実施例については、上記熱応力を緩和してクラックの発生を十分に抑制し、セラミックヒータ１の強度を維持するに至っている。以上の結果より、金属層４１のビッカース硬度はＨｖ３５０以下にすることにより、セラミックヒータ１の強度を維持することができ、ひいてはグロープラグ５０の長期にわたる信頼性を確保できるものである。
【００５８】
（実施例４）
次に、金属層４１を種々の厚さに変化させた場合、実施例３と同様の冷熱処理を施した後、セラミックヒータ１の抗折強度にいかなる変化が生じるかを調べた。第二端子リング３の内径は３．３ｍｍに固定し、その内側に金属層４１としてのメッキ層を実施例１と同様にして形成した。その後、実施例３と同様の方法により冷熱処理を施し抗折強度試験を行った。結果を表４に示す。
【００５９】
【表４】

【００６０】
得られた結果は、実施例３と類似していることが分かる。すなわち、金属層４１としてのメッキ層が０．５μｍよりも小さい比較例においては、２０００サイクルの冷熱処理後の抗折強度低下が著しい。これは、金属層４１の厚さが不足し、クラックの発生を抑制する効果を持続できなくなった為であるといえる。また、メッキ層の厚さが１０μｍ以上である試験品には、圧入時に一部メッキ層の剥がれ落ちが確認された。これは、メッキ層を１０μｍ以上に形成しても、メッキ工程に要する時間やコストを増大させるだけで、効果の向上は望めないことを示唆している。以上の結果より、本発明においては金属層４１としてのメッキ層を０．５〜１０μｍの範囲内に調整して形成すれば、金属層４１の備える効果を存分に発揮させることができ、さらにはコストや要する時間も抑制できるといえる。
【００６１】
（実施例５）
次に、金属層４１を端子リング３とセラミックヒータ１の表面に露出形成された端子リングとの間に介在させることにより、接触抵抗を効果的に低下させることが可能であることを確かめた。まず、内径を３．３ｍｍとした第二端子リング３に、実施例１と同様の方法により、金属層４１としてのメッキ層を種々の厚さに形成した。そしてこれらに、セラミックヒータ１を圧入により組み付けた。なお、本実施例４においても同一の条件にて４セットの組立体（第二端子リング３とセラミックヒータとの組立体）を作製した。そして、前述した方法により、第二端子リング３における接触抵抗を求めた。なお、同一の試験品を４セットについて、室温、４００℃で１００時間加熱後、５００℃で１００時間加熱後、６００℃で１００時間加熱後の接触抵抗を各々測定し、変化を調べた。結果を表５に示す。
【００６２】
【表５】

【００６３】
金属層４１を形成しなかった比較例については、室温での接触抵抗も実施例に比べるとやや劣り、熱処理を施すにともない次第に抵抗値が増大した。他方、第二端子リング３に金属層４１を形成し、これをヒータ端子１２ｂとの間に介在させた本実施例については、熱処理後も良好な抵抗値に保てた。これは、金属層４１が形成されていることにより密着性が良くなり、接触面に空気が入り込むことが防止され、接触面での酸化が防止されるためであるといえる。
【００６４】
（実施例６）
次に、金属層４１としてのメッキ層が第二端子リング３の内側に形成されている場合であって、メッキ層のビッカース硬度が第二端子リング３のそれよりも大きい場合と小さい場合とでどのような差異が生じるかを確かめた。第二端子リング３の内径は３．３ｍｍに固定、ただし、材質は新たにＳＵＳ４３０（Ｈｖ＝２３０）も用意した。これら第二端子リング３の内側に金属層４１としてのメッキ層を種々のメッキ浴により形成した。Ｎｉメッキ、Ｃｕメッキについては前述のとおりである。Ｃｒメッキは、周知のＣｒメッキ浴を用いた。これらメッキ層の厚さは概ね３μｍに調整した。各メッキ層のビッカース硬度は、メッキ条件（メッキ液の組成、印加電流）により調整した。このようにして作製した第二端子リング３の所定位置にセラミックヒータ１を圧入により嵌合させた。その後、実施例３と同様の方法により５００サイクルの冷熱処理を施し抗折強度試験を行った。結果を表６に示す。
【００６５】
【表６】

【００６６】
金属層４１が第二端子リング３よりも硬質であるものについては、５００サイクルの冷熱処理後の抗折強度は非常に低い値を示した。他方、軟質であるものは、冷熱処理後の抗折強度は良好であった。この結果は、金属層４１が第二端子リング３よりも硬質であるものについては、冷熱サイクルがセラミックヒータ１に及ぼす熱応力を、金属層４１が長期にわたって緩和できなかったためであることを示唆している。他方、金属層４１としてのメッキ層を、第二端子リング３よりも軟質とした本実施例においては、先の実施例３でも述べたとおりの効果が発揮されている。
【００６７】
以上の実験結果からも、本発明のグロープラグ５０が長期にわたり高いレベルで信頼性を維持できることは明らかである。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明のグロープラグの一実施例を示す縦断面図。
【図２】図１の要部を示す縦断面図。
【図３】図１のグロープラグの製造工程の説明図。
【図４】図３に続く説明図。
【図５】分解後締め代の算出に使用する部位を説明する図。
【図６】図１のグロープラグの第一変形例を示す要部縦断面図。
【図７】接触抵抗の測定方法を説明する図。
【図８】第二端子リングの内周面領域に形成されている金属被覆層の形態を示す図。
【図９】抗折強度の測定方法を説明する図。
【符号の説明】
１セラミックヒータ
２先端部
３第二端子リング（金属嵌合部材）
４主体金具（金属嵌合部材）
１０セラミック抵抗体
１１第一抵抗体部分（抵抗発熱体）
１２，１２第二抵抗体部分
１２ａ第一ヒータ端子（ヒータ端子）
１２ｂ第二ヒータ端子（ヒータ端子）
１４第一端子リング（金属嵌合部材）
４１金属層
４１ａ嵌合面（金属層の表面）
５０グロープラグ

Claims

棒状の形態を有するとともに自身の先端部に抵抗発熱体が埋設されたセラミックヒータと、該セラミックヒータの外周面に締まり嵌め状態にて取り付けられた金属嵌合部材とを備えたグロープラグにおいて、
前記抵抗発熱体に通電するための導電性セラミックからなるヒータ端子が、前記セラミックヒータの外周面に露出形成され、
前記金属嵌合部材と前記セラミックヒータとの間であって、該セラミックヒータと前記金属嵌合部材とが締まり嵌めによって当接する領域全体に、前記金属嵌合部材よりも軟質の金属層が形成され、前記金属嵌合部材によって前記金属層を介在させる形にて前記ヒータ端子を覆うとともにこれと導通するようにしたことを特徴とするグロープラグ。
前記金属層のマイクロビッカース硬度がＨｖ３５０以下である請求項１に記載のグロープラグ。
前記金属層の厚さが０．５〜１０μｍである請求項１又は２に記載のグロープラグ。
前記金属層は、Ｃｕ、Ａｇ、Ｓｎ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｚｎ、Ｐｂ、Ａｕ、Ｐｄ、Ｃｏ及びＰｔのいずれかを主成分とするものである請求項１ないし３のいずれか１項に記載のグロープラグ。