JP5032556B2 - スパークプラグ - Google Patents

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取付金具（主体金具）と、一端部が取付金具に接合され、他端部が中心電極との間で火花放電ギャップ（火花放電間隙）を形成する接地電極とを備えている。そして、その火花放電ギャップで火花放電が行われることによって、混合気への点火が行われる。

近年、エンジン高出力化のためにエンジンに設けられるインテークバルブやエキゾーストバルブのバルブ径の拡大や、水廻り改善のためにエンジンに対してより大きなウォータージャケットを確保することが必要となってきている。これにより、エンジンに取付けられるスパークプラグの設置スペースが小さくなるため、スパークプラグの細径化が要求されている。ところが、スパークプラグを細径化すると、絶縁碍子と取付金具との間の絶縁距離が狭くなる。そのため、正規の火花放電ギャップで放電せず、中心電極から絶縁碍子を介して取付金具へ飛火する横飛火が発生し易くなる。さらに、燻り状態になると、奥飛火が発生し易くなる。これは、絶縁碍子の表面に堆積した導電性のカーボンなどが、絶縁碍子と取付金具との間の絶縁性低下をもたらすためである。この場合、絶縁碍子の先端温度を上昇させることによって、絶縁碍子に付着したカーボンを焼き切り、その都度絶縁性を確保する必要がある。

そこで、例えば、絶縁碍子の先端部における絶縁碍子と中心電極との距離をＸ、取付金具外部の絶縁碍子の表面の沿面距離をＹ、取付金具からの絶縁碍子の突出量をＹ１、ポケット隙間をＺ、火花放電ギャップの大きさをＧ、取付金具の内部において絶縁碍子と取付金具との距離がＧ以下となる部位までの絶縁碍子の表面の長さをＷとした場合に、（Ｘ＋０．３Ｙ＋Ｚ）／Ｇ≧２、Ｙ１（ｍｍ）≧１、Ｗ／Ｚ≧４、１．２５≦Ｚ（ｍｍ）≦１．５５としたスパークプラグが提案されている（例えば、特許文献１参照）。このスパークプラグでは、構成部品間の上記各種距離をそれぞれ規定することによって、細径化されたスパークプラグにおいても、燻っていない場合は安定して正規の火花放電ギャップへ飛火させ、燻って横飛火や奥飛火等の沿面放電が発生した場合でも、着火性を確保できる点に優れている。

特開２００５−１１６５１３号公報

しかしながら、特許文献１に記載のスパークプラグを、直噴エンジン等の燻りが発生し易いエンジンに適用した場合、絶縁碍子に付着したカーボンの除去が不十分で、正常な着火性能が得られる状態にまで回復できないという問題点があった。したがって、絶縁碍子に付着したカーボンを速やかに焼き切り、燻った状態から正常な状態に回復して着火性を確保できるような方法が望まれていた。

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、絶縁碍子の温度を速やかに上昇させることによって、絶縁碍子に付着したカーボンをより速やかに焼き切ることの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、本発明に係るスパークプラグは、軸線方向に延びる中心電極と、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、前記中心電極を前記絶縁碍子の前記軸孔内に保持してなる組立体における前記絶縁碍子の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、前記中心電極は、電極母材の内部に、この電極母材よりも熱伝導性に優れる芯材を埋設した構造を有し、前記絶縁碍子の先端側は、段差を有しておらず、さらに、前記軸孔は、先端側において同一内径に形成されており、前記軸線方向において、前記主体金具の前記先端面から先端側に突き出る前記絶縁碍子の長さをＨとし、前記軸線方向において、前記絶縁碍子の先端から後端側に向かって２ｍｍの範囲内に存在する前記絶縁碍子の体積をＶｃとし、前記２ｍｍの位置における前記組立体の前記軸線方向に直交する断面部分の２０℃における空気層を除いた単位長あたりの熱抵抗値をＲａとしたときに、Ｈ≧１ｍｍＶｃ≦１７ｍｍ^３を満たすと共に、前記芯材は、前記２ｍｍの範囲内に存在し、且つ、Ｒａ≧１．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）を満たすことを特徴とする。

本発明によれば、Ｈ≧１ｍｍ、Ｖｃ≦１７ｍｍ^３を満たすと共に、Ｒａ≧１．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）を満たしているので、絶縁碍子における熱の流れが最適となり、絶縁碍子の温度を速やかに上昇させることができる。また、Ｈ≧１ｍｍとなっているので、絶縁碍子の温度をより速やかに上昇させることができる。これにより、絶縁碍子に付着したカーボンを速やかに焼き切ることができる。そして、カーボンをより速やかに焼き切ることによって、横飛火等の沿面放電の発生の防止と共に、自動車走行に必要な絶縁抵抗の確保に高い効果を発揮できる。

また、本発明において、Ｖｃ≦１２ｍｍ^３を満たすと好適である。Ｖｃ≦１２ｍｍ^３を満たし、上記のように高い熱抵抗値を維持しつつ前記２ｍｍの範囲内の体積を減らせば、その２ｍｍの範囲内における絶縁碍子の昇温性能を、さらに高めることができる。これにより、絶縁碍子に汚損が生じても、さらに、速やかに昇温でき、絶縁碍子に付着したカーボンを速やかに焼き切って、汚損状態から速やかに回復することができる。このため、絶縁碍子は絶縁抵抗を高い状態に維持することができ、良好なドライバビリティ（走行性能）を得ることができる。

また、本発明において、Ｖｃ≧８ｍｍ^３を満たすと好適である。このようにすれば、前記２ｍｍの範囲内において絶縁碍子に十分な肉厚（径方向の厚み）を確保することができるので、絶縁貫通が生じにくく、絶縁抵抗を確保して良好なドライバビリティを得ることができる。

また、本発明において、前記２ｍｍの位置における前記組立体の前記軸線方向に直交する断面部分の８００℃における空気層を除いた単位長あたりの熱抵抗値をＲｂとしたときに、Ｒｂ≦１．０×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）を満たすようにしてもよい。さらに、Ｒｂ≦０．８×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）を満たすと好適である。絶縁碍子の温度がカーボンを焼き切るのに十分な温度領域にある場合には、熱抵抗値ＲｂがＲｂ≦１．０×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）を満たすようにして、速やかな熱引きを行えるようにすることが望ましい。このようにすれば、例えば、中心電極先端に貴金属チップが溶接されたスパークプラグにおいて、貴金属チップからスムーズな熱引きを行い、耐消耗性を確保することができる等、スパークプラグにおける耐久性を維持できる。さらに、Ｒｂ≦０．８×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）を満たせば、よりスムーズに熱引きできるので、スパークプラグにおいて優れた耐久性を維持できる。

また、本発明において、前記絶縁碍子の先端部には、自身の外径が先端側ほど縮径された面取り部が形成されており、前記中心電極の先端部には、自身の外径が縮径された縮径部が形成されており、前記縮径部の後端は前記面取り部の後端よりも後端側に位置すると好適である。中心電極における縮径部の後端はその外径が不連続に変化している部位であるため電界が集中しやすく、この縮径部の後端に対応する絶縁碍子の肉厚が薄いと絶縁碍子の絶縁貫通が生じるおそれがある。そこで、本発明のように、縮径部の後端を面取り部の後端よりも後端側に位置するようにすれば、縮径部の後端に対応する絶縁碍子の肉厚を確保することができ、絶縁碍子の絶縁貫通の発生を防止することができる。

また、本発明において、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、Ｍ１０以下であってもよい。上記のような昇温性能を高めた絶縁碍子を、取付ねじ部のねじ山の外径が呼び径でＭ１０以下の細径のスパークプラグに用いれば、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が狭くても、絶縁碍子に付着したカーボンを速やかに焼き切ることができる。よって、中心電極から絶縁碍子を介して主体金具へ飛火する沿面放電の発生を防止できるので、混合気への正常な着火を安定して確保することができる。

また、本発明において、前記中心電極の先端に接合され、Ｉｒ又はＰｔを主成分とし、直径が１ｍｍ以下の第１貴金属片を備えていてもよいし、前記接地電極の前記他端部で、前記中心電極との間で前記火花放電間隙を形成する位置に接合され、Ｐｔを主成分とし、Ｒｈ、Ｉｒ、Ｎｉ、及びＲｕのうちの少なくとも１種類を含有する第２貴金属片を備えていてもよい。本発明によれば、上記のように、汚損の際に絶縁碍子の温度を速やかに上昇させることができるが、それ故に、火花放電間隙を形成する中心電極にかかる熱負荷も高い。中心電極の先端に第１貴金属片を備えていれば、火花放電はその第１貴金属片を介して行われるが、その第１貴金属片の主成分をＰｔやＩｒなどの融点の高い貴金属とすれば、高い熱負荷がかかっても耐火花消耗性を確保でき、スパークプラグにおいて優れた耐久性を維持できる。また、接地電極の他端部で火花放電間隙を形成する位置に、Ｐｔを主成分とし、Ｒｈ、Ｉｒ、Ｎｉ、及びＲｕのうちの少なくとも１種類を含有する第２貴金属片を備えていれば、火花放電による電極消耗に対して高い耐性を得ることができ、好ましい。なお、本発明において「主成分」とは、その成分が、含有される全成分のうち最も含有量（質量％）の高い成分であるものをいう。

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付近の拡大図である。 軸線Ｏ方向において絶縁碍子１０の先端から２ｍｍの位置までに含まれる部分の先端側体積Ｖｃを示す説明図である。 試験区１−１の結果を示す図表である。 試験区１−２の結果を示す図表である。 試験区１−３の結果を示す図表である。 試験区１−４の結果を示す図表である。 試験区１−５の結果を示す図表である。 試験区２−１の結果を示す図表である。 試験区２−２の結果を示す図表である。 試験区２−３の結果を示す図表である。 試験区２−４の結果を示す図表である。 試験区２−５の結果を示す図表である。 耐久試験の結果を示す図表である。 耐久試験の結果を示すグラフである。 耐久試験の結果を示す図表である。

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の部分断面図であり、図２は、スパークプラグ１００の中心電極２０の先端部２２付近の拡大図である。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、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とを備えている。

まず、このスパークプラグ１００の絶縁碍子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、さらにその先端側胴部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、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。

ここで、図２に示すように、絶縁碍子１０の先端部１１（脚長部１３の先端部位）には、絶縁碍子１０の外周面と先端面とがなす稜角部分が面取りされることにより、自身の外径が先端側ほど縮径された面取り部１４が形成されている。この面取り部１４は、Ｒ面取りにより形成することができ、その曲率半径を０．３ｍｍ〜０．７ｍｍ（本実施の形態では、０．５ｍｍ）に設定することができる。また、本実施の形態では、先端部１１における絶縁碍子１０の外径（先端外径）を、３．０ｍｍ〜４．３ｍｍに設定することができる。なお、この先端外径は、先端部１１における絶縁碍子１０の外径ではあるが、面取部１４における外径は含まれない。望ましくは、面取部１４の後端の位置（図２において位置Ｅ１で示される、面取部１４と外周面との境の位置にあたる。）において示される絶縁碍子１０の外径であるとよい。

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る。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。本実施の形態では、中心電極２０の外径が２．３ｍｍ、中心電極２０の外径に対する芯材２５の外径の割合が７０％となっている。

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、ＰｔまたはＩｒを主成分とし、直径が１ｍｍ以下（例えば、０．６ｍｍ）の貴金属または貴金属合金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との合わせ面を狙って外周を一周するレーザ溶接によって行われている。そして、レーザの照射により両材料が溶けて混ざり合うことによって、電極チップ９０と中心電極２０とが強固に接合されている。尚、中心電極２０の先端部２２には自身の外径が縮径された縮径部２３が形成されており、縮径部２３の外周面と、絶縁碍子１０の先端付近の軸孔１２の内周面との間に、若干の間隙が形成されている。この間隙の軸線Ｏ方向の深さは、０．８ｍｍ〜２．０ｍｍ（本実施の形態では、１．０ｍｍ）に設定することができる。また、中心電極２０は軸孔１２内を後端側に向けて延設され、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。ここで、中心電極２０を絶縁碍子１０の軸孔１２内に保持してなるものを組立体６０（図２，図３参照）とする。なお、電極チップ９０が、本発明における「第１貴金属片」に相当する。

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。この接地電極３０の先端部３１と、中心電極２０の先端部２２（より具体的には先端部２２に接合された電極チップ９０）との間に、火花放電間隙が形成される。そして、接地電極３０の先端部３１の一側面において、この火花放電間隙が形成される位置には、貴金属からなる電極チップ９１が接合されている。電極チップ９１は、Ｐｔを主成分とし、Ｒｈ、Ｉｒ、Ｎｉ、及びＲｕのうちの少なくとも１種類を含有する貴金属合金を用いて形成したものである。なお、電極チップ９１が、本発明における「第２貴金属片」に相当する。

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る。そして、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、さらに両リング部材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。

このような構造からなるスパークプラグ１００では、絶縁碍子１０の先端側の表面にカーボンが付着して燻った状態になると、絶縁抵抗値が低下し、さらにイグニッションコイルの発生電圧が低下する。そしてその発生電圧がプラグの要求電圧（火花ギャップ間でスパークする電圧）より低くなると火花放電できなくなるため、失火を起こす原因となる。このような失火を防止するためには、絶縁碍子１０の先端温度を約４５０℃まで上昇させる。これにより、絶縁碍子１０に付着したカーボンを焼き切ることができるので、失火を防止することができる。このような現象を「自己清浄」と呼ぶ。

このような自己清浄を速やかに行うことによって、燻った状態から正常な着火性能が得られる状態にまで速やかに回復させることができる。そして、自己清浄を速やかに行うためには、絶縁碍子１０の先端温度を速やかに上昇させることが必要である。そこで本実施形態では、絶縁碍子１０の先端側の昇温性能を向上させるために、絶縁碍子１０の先端側の突出量、体積および熱抵抗値をそれぞれ規定している。

次に、各種パラメータについて、図２，図３を参照して説明する。図３は、軸線Ｏ方向において絶縁碍子１０の先端から２ｍｍの位置までに含まれる部分の先端側体積Ｖｃを示す説明図である。

図２，図３に示すように、まず、主体金具５０の先端面５７から軸線Ｏ方向先端側に向かって突き出た絶縁碍子１０の突出量（長さ）をＨ（ｍｍ）とする。次いで、絶縁碍子１０の先端から軸線Ｏ方向後端側へ２ｍｍ離れた位置を通り、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。この平面Ｐで組立体６０を切断する。その時の平面Ｐで切断した絶縁碍子１０の先端側の体積をＶｃ（ｍｍ^３）とする。また、平面Ｐで切断した組立体６０の断面の常温（２０℃）における空気層を除いた単位長さ当たりの熱抵抗値をＲａ（Ｋ／（ｍ・Ｗ））とする。さらに高温（８００℃）における空気層を除いた単位長さ当たりの熱抵抗値をＲｂ（Ｋ／（ｍ・Ｗ））とする。

ここで、熱抵抗値について説明する。熱抵抗値は熱の伝え難さを表す数値である。数値が大きいほど熱を伝えにくく、小さいほど熱を伝え易い。例えば、組立体６０のある断面においてこのような熱抵抗値Ｒを求めるために、絶縁碍子１０の熱伝導率をＫｉとし、中心電極２０の電極母材２１（ニッケル合金）の熱伝導率をＫｎとし、中心電極２０の芯材２５（銅合金）の熱伝導率をＫｃとする。さらに平面Ｐで切断された絶縁碍子１０の断面積をＳｉ、中心電極２０の電極母材２１の断面積をＳｎ、中心電極２０の芯材２５の断面積をＳｃとする。また、平面Ｐで切断された断面における絶縁碍子１０の熱抵抗値をＲｉ、中心電極２０の電極母材２１の熱抵抗値をＲｎ、中心電極２０の芯材２５の熱抵抗値をＲｃとする。このとき、組立体６０を平面Ｐで切断した断面における単位長当たりの熱抵抗値Ｒ（Ｋ／（ｍ・Ｗ））は、以下の式によって導くことができる。
・１／Ｒ＝（１／Ｒｉ）＋（１／Ｒｎ）＋（１／Ｒｃ）
＝ＫｉＳｉ＋ＫｎＳｎ＋ＫｃＳｃ
・Ｒ＝１／（ＫｉＳｉ＋ＫｎＳｎ＋ＫｃＳｃ）

次に、各種パラメータの数値について順に説明する。まず、絶縁碍子１０の突出量Ｈ（ｍｍ）は１ｍｍ以上に規定されている。これは、後述する実施例１の評価試験の結果より、突出量Ｈ（ｍｍ）が１ｍｍ未満になると、絶縁碍子１０の先端温度が上昇し難く、カーボンを全て焼き切ることができないからである。さらにカーボンが絶縁碍子に残存してしまうので、主体金具５０に対して横飛火が容易に発生してしまい、スパークプラグ１００としての十分な性能を得ることができないからである。

また、絶縁碍子１０の先端側体積Ｖｃは８ｍｍ^３以上、１７ｍｍ^３以下に規定されている。これは、後述する実施例１の評価試験の結果より、先端側体積Ｖｃが１７ｍｍ^３を超えてしまうと、絶縁碍子１０の先端温度が速やかに上昇せず、カーボンを速やかに焼き切ることができないからである。一方、後述する実施例３の評価試験の結果によれば、先端側体積Ｖｃが８ｍｍ^３未満になると、絶縁碍子１０の先端部１１において径方向の厚み（肉厚）が薄くなり、絶縁貫通を生ずる虞がある。

また、絶縁碍子１０の先端から２ｍｍの位置の断面における熱抵抗値Ｒａは、１．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）以上に規定されている。これは、後述する実施例１の評価試験の結果より、常温下での熱抵抗値Ｒａを１．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）以上に規定することで、絶縁碍子１０の先端温度を速やかに昇温させてカーボンを焼き切ることができ、その結果、燻り汚損試験後のスパークプラグ１００の絶縁抵抗値を、エンジンの始動が可能とされる１０ＭΩ以上に保持できるからである。一方、熱抵抗値Ｒｂは１．０×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）以下に規定されている。これは、後述する実施例２の耐久試験の結果より、高温下での熱抵抗値Ｒｂが１．０×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）より高くなると、十分な熱引きを行えず、耐久試験後の中心電極２０の電極チップ９０の消耗率が高くなり、スパークプラグ１００としての耐久性が急激に低下するからである。

このように、各種パラメータを規定することによって、絶縁碍子の先端側の昇温性能を向上させることができる。これにより、絶縁碍子に付着したカーボンを速やかに焼き切ることができるので、絶縁碍子の表面にカーボンが残存せず、横飛火の発生を防止することができる。さらに、正常な着火性能に必要な絶縁抵抗の確保にも高い効果を発揮できる。

また、本実施の形態のスパークプラグ１００においては、前述したように、絶縁碍子１０の先端部１１に、自身の外径が先端側ほど縮径された面取り部１４（図２参照）が形成されている。そして中心電極２０の先端部２２には、自身の外径が縮径された縮径部２３（図２参照）が形成されており、この縮径部２３における中心電極２０の外周面と、絶縁碍子１０の先端付近の軸孔１２の内周面との間に、若干の間隙が形成されている。このような構成のスパークプラグ１００においては、中心電極２０の縮径部２３の後端（図２において位置Ｅ２で示す。）において外径が不連続に変化するため電界が集中しやすく、この縮径部の後端に対応する絶縁碍子１０の肉厚が薄いと、絶縁碍子１０に絶縁貫通が生じるおそれがある。そこで、本実施の形態では、面取り部１４に施したＲ面取りの曲率半径を０．５ｍｍとし、間隙の軸線Ｏ方向の深さを１．０ｍｍとし、さらに縮径部２３の後端（位置Ｅ２）が面取り部１４の後端（位置Ｅ１）よりも後端側に位置することを規定している。これにより、縮径部２３の後端（位置Ｅ１）に対応する絶縁碍子１０の肉厚を確保することができ、絶縁碍子１０の絶縁貫通の発生を防止することができる。

さらに、本実施の形態では、中心電極２０側の電極チップ９０の材料として、Ｐｔ又はＩｒを主成分とし、直径が１ｍｍ以下の貴金属または貴金属合金を用いている。上記のように、絶縁碍子１０の先端側の昇温性能を向上させた本実施の形態のスパークプラグ１００において、中心電極２０には高い熱負荷がかかるが、その先端に接合される電極チップ９０に、このように融点が高く耐火花消耗性の高い貴金属または貴金属合金を用いることで、火花放電による電極消耗に対して高い耐性を得ることができる。また、接地電極３０側の電極チップ９１の材料にも、融点が高く耐火花消耗性の高い貴金属合金、具体的に、Ｐｔを主成分とし、Ｒｈ、Ｉｒ、Ｎｉ、及びＲｕのうちの少なくとも１種類を含有する貴金属合金を用いることで、火花放電による電極消耗に対して高い耐性を得ることができ、好ましい。

次に、各種パラメータの最適値を実証するために、スパークプラグの評価試験並びに耐久試験を行った。まず、実施例１として、絶縁碍子の突出量Ｈ、先端側体積Ｖｃ、熱抵抗値Ｒａの最適値を求めるためのスパークプラグの評価試験について説明する。次いで実施例２として、熱抵抗値Ｒｂの最適値を求めるためのスパークプラグの耐久試験について説明する。

実施例１では、絶縁碍子の突出量Ｈ、先端側体積Ｖｃおよび熱抵抗値Ｒａが、スパークプラグの絶縁抵抗値に与える影響を調べた。この評価試験では、まず、熱抵抗値Ｒａの調整方法に応じてケース１とケース２とに分かれる。そして、それらケース１，２において、絶縁碍子の突出量Ｈが異なる５つの試験区をそれぞれ設けた。具体的には、ケース１では、試験区１−１（突出量Ｈ＝０ｍｍ）、試験区１−２（突出量Ｈ＝１ｍｍ）、試験区１−３（突出量Ｈ＝１．８ｍｍ）、試験区１−４（突出量Ｈ＝２．３ｍｍ）、試験区１−５（突出量Ｈ＝３．８ｍｍ）を各々設定した。一方、ケース２では、試験区２−１（突出量Ｈ＝０ｍｍ）、試験区２−２（突出量Ｈ＝１ｍｍ）、試験区２−３（突出量Ｈ＝１．８ｍｍ）、試験区２−４（突出量Ｈ＝２．３ｍｍ）、試験区２−５（突出量Ｈ＝３．８ｍｍ）を各々設定した。

さらに、各試験区において、６種類の先端側体積Ｖｃと、６種類の熱抵抗値Ｒａとをそれぞれ設定し、３６通りの組み合わせを設定した。先端側体積Ｖｃについては、８、１２、１４．５、１７、１９、２０ｍｍ^３の６種類を設定した。一方、熱抵抗値Ｒａについては、ケース１では、０．６、０．８、１．０、２．０、４．０、６．０（×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ））の６種類を設定し、ケース２では、０．６、０．７、０．８、１．０、１．２、１．５（×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ））の６種類を設定した。なお、後述するが、ケース１とケース２とで熱抵抗値Ｒａの調整範囲が異なるのは、熱抵抗値Ｒａの調整方法が異なることに起因するものである。そして、これらの組み合わせと、各試験区で決められた突出量Ｈとを満たす絶縁碍子を各々作製し、それら絶縁碍子を有するスパークプラグを各々作製した。なお、スパークプラグの主体金具の取付ねじ部の外径は、呼び径でＭ１０に調整した。

ここで、熱抵抗値Ｒａの調整方法について説明する。熱抵抗値Ｒａの調整方法には２通りある。１つは、中心電極の芯材の材質や芯材の体積を変えることによって調整する方法である。この場合、中心電極の芯材の材質として、ニッケル、ニッケル合金、又は銅合金等を用いる。もう１つは、絶縁碍子の材質を変えることによって調整する方法である。この場合、絶縁碍子の材質として、アルミナ及び窒化アルミニウム等を用いる。なお、本実施例では、熱伝導率１５〜１７０Ｗ／（Ｋ・ｍ）のアルミナ及び窒化アルミニウムを使用した。そして、実施例１では、中心電極の芯材の材質等を調整することによって熱抵抗値Ｒａを調整するケース１と、絶縁碍子の材質を調整することによって熱抵抗値Ｒａを調整するケース２とに分け、このような２通りの調整方法の違いが試験結果に与える影響について調べた。

また、本評価試験のサンプル作製において、上記した熱抵抗値Ｒａの調整方法では、絶縁碍子の先端側体積Ｖｃと、中心電極及び絶縁碍子に用いられる材質の化学的性質等との関係によって、熱抵抗値Ｒａを調整できる範囲が限られる。ケース１では、０．６×１０^３〜６．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）までの範囲で調整した。さらに、先端側体積Ｖｃが１２ｍｍ^３以上で、熱抵抗値Ｒａが６．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の絶縁碍子と、先端側体積Ｖｃが２０ｍｍ^３で、熱抵抗値Ｒａが４．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の絶縁碍子とを作製することができなかった。そのため、図４乃至図８に示す図表では、これらの組み合わせに該当するデータがないので「−」とした。

一方、ケース２では、調整できる範囲がケース１よりも狭く、０．６×１０^３〜１．５×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）までの範囲で調整した。さらに、先端側体積Ｖｃが８〜１４．５ｍｍ^３で、熱抵抗値Ｒａが０．６×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の絶縁碍子と、先端側体積Ｖｃが８ｍｍ^３で、熱抵抗値Ｒａが０．７×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の絶縁碍子とを作製することができなかった。そのため、図９乃至図１３に示す図表では、これらの組み合わせに該当するデータがないので「−」とした。

次に、試験条件について説明する。試験条件としては、ＪＩＳ Ｄ１６０６に規定されている燻り汚損試験を実施した。その後、ＪＩＳ Ｂ８０３１に規定された測定方法によって、スパークプラグの絶縁抵抗値（Ω）を測定した。

次に、絶縁抵抗値の評価基準について説明する。評価は１０サイクル終了時の絶縁抵抗値で行い、Ａ〜Ｄの４段階で評価した。「Ａ」は、１０サイクル終了時の絶縁抵抗値が１００ＭΩ以上、「Ｂ」は、１０サイクル終了時の絶縁抵抗値が１０ＭΩ以上１００ＭΩ未満、「Ｃ」は、１０サイクル終了時の絶縁抵抗値が１０ＭΩ未満、「Ｄ」は、途中サイクルでエンジン始動不良を生じたことを示す。なお、絶縁抵抗値が高いほど、絶縁碍子の先端温度が速やかに上昇し、絶縁碍子に付着したカーボンが速やかに焼き切られているので、昇温性能が高いと評価した。これとは逆に、絶縁抵抗値が低いほど、絶縁碍子の先端温度が速やかに上昇せず、絶縁碍子にカーボンが残存しているため、昇温性能は低いと評価した。

まず、ケース１の評価試験の結果について、図４乃至図８を参照して説明する。図４は、試験区１−１の結果を示す図表であり、図５は、試験区１−２の結果を示す図表であり、図６は、試験区１−３の結果を示す図表であり、図７は試験区１−４の結果を示す図表であり、図８は、試験区１−５の結果を示す図表である。

試験区１−１の結果について説明する。図４に示すように、試験区１−１では、絶縁碍子の先端側体積Ｖｃおよび熱抵抗値Ｒａに関係なく、全てのサンプルにおいて評価は「Ｄ」であった。

試験区１−２の結果について説明する。図５に示すように、試験区１−２では、先端側体積Ｖｃが８〜１２ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜６．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ａ」であった。さらに先端側体積Ｖｃが１４．５〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜４．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ｂ」であった。また先端側体積Ｖｃが８〜１４．５ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが０．８×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）のサンプルの評価は「Ｃ」であった。そしてこれら以外のサンプルの評価は「Ｄ」であった。

試験区１−３の結果について説明する。図６に示すように、試験区１−３では、先端側体積Ｖｃが８〜１２ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜６．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ａ」であった。さらに先端側体積Ｖｃが１４．５〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜４．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ｂ」であった。また先端側体積Ｖｃが８〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが０．８×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）のサンプルの評価は「Ｃ」であった。そしてこれら以外のサンプルの評価は「Ｄ」であった。

試験区１−４の結果について説明する。図７に示すように、試験区１−４でも試験区１−３の結果と同様に、先端側体積Ｖｃが８〜１２ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜６．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ａ」であった。さらに先端側体積Ｖｃが１４．５〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜４．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ｂ」であった。また先端側体積Ｖｃが８〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが０．８×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）のサンプルの評価は「Ｃ」であった。そしてこれら以外のサンプルの評価は「Ｄ」であった。

試験区１−５の結果について説明する。図８に示すように、試験区１−５でも試験区１−３の結果と同様に、先端側体積Ｖｃが８〜１２ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜６．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ａ」であった。さらに先端側体積Ｖｃが１４．５〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜４．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内の有するサンプルの評価は「Ｂ」であった。また先端側体積Ｖｃが８〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが０．８×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）のサンプルの評価は「Ｃ」であった。そしてこれら以外のサンプルの評価は「Ｄ」であった。

次に、試験区１−１の結果について考察する。試験区１−１では、絶縁碍子の突出量Ｈが０ｍｍであるので、絶縁碍子の先端が主体金具の内側に隠れてしまっている。この場合、絶縁碍子において燃焼室に曝される部分が少ないので、絶縁碍子の先端温度は上昇し難くいと推測される。よって、絶縁碍子に付着したカーボンを速やかに焼き切ることができず、残存してしまうことから、奥飛火（リーク現象）や横飛火が容易に発生してしまい、エンジンの始動不良を引き起こしたと推測される。

試験区１−２の結果について考察する。試験区１−２では、絶縁碍子の突出量Ｈが１ｍｍであるので、主体金具の先端面から絶縁碍子の先端が突出している。つまり、絶縁碍子の先端側が燃焼室に曝されるので、絶縁碍子の先端温度は試験区１−１に比べて上昇し易くなる。このことから試験区１−１に比べ、絶縁抵抗値を所定レベル以上に確保できるサンプルが多数得られた。その中でも、絶縁碍子の先端側体積Ｖｃが１７ｍｍ^３以下で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）以上であれば、絶縁抵抗値を少なくとも１０ＭΩ以上に維持できることがわかった（図５に示す「Ａ」と「Ｂ」に該当する範囲）。さらに好ましくは、絶縁碍子の先端側体積Ｖｃが１２ｍｍ^３以下で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）以上であれば、絶縁抵抗値を少なくとも１００ＭΩ以上に維持できることがわかった（図５に示す「Ａ」に該当する範囲）。

試験区１−３、１−４、１−５の結果について考察する。試験区１−３、１−４、１−５は、試験区１−２とほぼ同様の結果が得られた。このことからケース１では、絶縁碍子の突出量Ｈは少なくとも１ｍｍ以上を満たせばよいことが分かった。しかし、絶縁碍子の突出量が極端に長くなると、絶縁碍子において燃焼室内に曝される部分が多くなるので、絶縁碍子が焼けすぎる場合がある。さらに中心電極も燃焼室内の中心に向かって突き出すことになるので、中心電極の電極チップが高温になり過ぎて消耗し易くなってしまう。また、後述する実施例２の耐久試験の結果より、突出量Ｈ＝１ｍｍの方が、突出量Ｈ＝４ｍｍよりも耐久性が高いことから、自己清浄が正常に機能する１ｍｍ程度に規定するのが好ましい。

次に、ケース２の評価試験の結果について、図９〜図１３を参照して説明する。図９は、試験区２−１の結果を示す図表であり、図１０は、試験区２−２の結果を示す図表であり、図１１は、試験区２−３の結果を示す図表であり、図１２は試験区２−４の結果を示す図表であり、図１３は、試験区２−５の結果を示す図表である。

試験区２−１の結果について説明する。図９に示すように、試験区２−１では、絶縁碍子の先端側体積Ｖｃおよび熱抵抗値Ｒａに関係なく全てのサンプルにおいて、評価は「Ｄ」であった。

試験区２−２の結果について説明する。図１０に示すように、試験区２−２では、先端側体積Ｖｃが８〜１２ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜１．５×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ａ」であった。さらに先端側体積Ｖｃが１４．５〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜１．５×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ｂ」であった。また先端側体積Ｖｃが８〜１４．５ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが０．８×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）のサンプルの評価は「Ｃ」であった。そしてこれら以外のサンプルの評価は「Ｄ」であった。

試験区２−３の結果について説明する。図１１に示すように、試験区２−３では、先端側体積Ｖｃが８〜１２ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜１．５×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ａ」であった。さらに先端側体積Ｖｃが１４．５〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜１．５×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ｂ」であった。また先端側体積Ｖｃが８〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが０．８×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）のサンプルの評価は「Ｃ」であった。そしてこれら以外のサンプルの評価は「Ｄ」であった。

試験区２−４の結果について説明する。図１２に示すように、試験区２−４は試験区２−３の結果と同様に、先端側体積Ｖｃが８〜１２ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜１．５×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ａ」であった。さらに先端側体積Ｖｃが１４．５〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜１．５×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ｂ」であった。また先端側体積Ｖｃが８〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが０．８×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）のサンプルの評価は「Ｃ」であった。そしてこれら以外のサンプルの評価は「Ｄ」であった。

試験区２−５の結果について説明する。図１３に示すように、試験区２−５も試験区２−３の結果と同様に、先端側体積Ｖｃが８〜１２ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜１．５×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ａ」であった。さらに先端側体積Ｖｃが１４．５〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３〜１．５×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）の範囲内のサンプルの評価は「Ｂ」であった。また先端側体積Ｖｃが８〜１７ｍｍ^３の範囲内で、かつ熱抵抗値Ｒａが０．８×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）のサンプルの評価は「Ｃ」であった。そしてこれら以外のサンプルの評価は「Ｄ」であった。

次に、試験区２−１の結果について考察する。図９に示すように、試験区２−１では、試験区１−１と同様に、絶縁碍子の突出量Ｈが０ｍｍであるので、絶縁碍子の先端が主体金具の内側に隠れてしまっている。よって、絶縁碍子に付着したカーボンを速やかに焼き切ることができず、残存してしまうことから、奥飛火（リーク現象）や横飛火が容易に発生してしまい、エンジンの始動不良を引き起こしたと推測される。

試験区２−２の結果について考察する。図１０に示すように、試験区２−２では、試験区１−１と同様に、絶縁碍子の突出量Ｈが１ｍｍであるので、主体金具の先端面から絶縁碍子の先端が突出している。つまり、絶縁碍子の先端側が燃焼室に曝されるので、絶縁碍子の先端温度は試験区２−１に比べて上昇し易くなる。このことから試験区２−１に比べ、絶縁抵抗値を確保できるサンプルが多数得られた。そして、絶縁碍子の先端側体積Ｖｃが１７ｍｍ^３以下で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）以上であれば、絶縁抵抗値を少なくとも１０ＭΩ以上に維持できることがわかった（図１０に示す「Ａ」と「Ｂ」に該当する範囲）。さらに好ましくは、絶縁碍子の先端側体積Ｖｃが１２ｍｍ^３以下で、かつ熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）以上であれば、絶縁抵抗値を少なくとも１００ＭΩ以上に維持できることがわかった（図１０に示す「Ａ」に該当する範囲）。

試験区２−３、２−４、２−５の結果について考察する。図１１乃至図１３に示すように、試験区２−３、２−４、２−５は、図１０に示す試験区２−２とほぼ同様の結果である。このことからケース１では、絶縁碍子の突出量Ｈは少なくとも１ｍｍ以上を満たせばよいことが分かった。

次に、ケース１及びケース２の結果全体について考察する。ケース１とケース２とでは、熱抵抗値Ｒａの調整範囲が異なるものの、重複する範囲ではほぼ同様の結果が得られた。つまり、熱抵抗値Ｒａの何れの調整方法でも、熱抵抗値Ｒａが１．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）以上の範囲内であれば良好な結果が得られている。このことから、熱抵抗値Ｒａの調整方法の違いが評価試験の結果に与える影響はほとんど無いと思われる。以上の結果から、各種パラメータを以下の範囲に限定することによって、燻り汚損試験後の絶縁抵抗値を１０ＭΩ以上に保持できることがわかった。
・Ｈ≧１ｍｍ
・Ｖｃ≦１７ｍｍ^３
・Ｒａ≧１．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）
さらに、絶縁碍子の先端側体積Ｖｃをさらに１２ｍｍ^３以下に限定することによって、燻り汚損試験後の絶縁抵抗値を１００ＭΩ以上に保持できることもわかった。

次に、高温下での中心電極の電極チップの耐久性を調べるために、高温下における熱抵抗値Ｒｂを種々変えた耐久試験を行った。さらに絶縁碍子の突出量Ｈが電極チップの消耗率に与える影響についても調べた。以下、耐久試験の方法並びに結果について説明する。

まず、試験方法について説明する。熱抵抗値Ｒｂについては、０．４、０．６、０．８、１．０、１．２、１．４（×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ））の６種類を設定した。なお、熱抵抗値Ｒｂの調整は、実施例１のケース２と同様に、絶縁碍子の材質を調整することによって行った。これに加え、絶縁碍子の突出量Ｈについては、１ｍｍ、４ｍｍの２種類を設定した。そして、これらを組み合わせてなる１２種類の絶縁碍子を作製し、それらを含む１２種類のスパークプラグをサンプルとして用意した。なお、サンプルとして用いられるスパークプラグはＭ１０の細径のものを使用した。さらに電極チップには、イリジウム合金チップを使用した。そして、２０００ｃｃ、直列４気筒エンジンにて、５０００ＲＰＭ、Ｗ．Ｏ．Ｔで１００時間の耐久試験を実施した。そして、その耐久試験後の電極チップの消耗率（％）を算出し、スパークプラグとしての耐久性を評価した。消耗率は、耐久試験前後における電極チップの体積減少の割合（耐久試験前の電極チップ体積から耐久試験後の電極チップ体積を差し引いたものを耐久試験前の電極チップ体積で除したもの）より算出した。尚、電極チップの体積は、例えば、Ｘ線ＣＴ装置等により算出することができる。また、評価基準として、従来品の電極チップの消耗率とほぼ同じである５％を合格ラインに設定した。

次に、耐久試験の結果について、図１４，図１５を参照して説明する。図１４は、耐久試験の結果を示す図表であり、図１５は、耐久試験の結果を示すグラフである。図１４に示すように、絶縁碍子の突出量Ｈ＝１ｍｍでは、熱抵抗値Ｒｂが０．４×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）の場合、電極チップの消耗率は１％であった。さらに熱抵抗値Ｒｂが０．６×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）の場合、電極チップの消耗率は２％であった。さらに熱抵抗値Ｒｂが０．８×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）の場合、電極チップの消耗率は３％であった。さらに熱抵抗値Ｒｂが１．０×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）の場合、電極チップの消耗率は５％であった。さらに熱抵抗値Ｒｂが１．２×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）の場合、電極チップの消耗率は３５％であった。さらに熱抵抗値Ｒｂが１．４×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）の場合、電極チップの消耗率は５５％であった。

一方、絶縁碍子の突出量Ｈ＝４ｍｍでは、図１４に示すように、熱抵抗値Ｒｂが０．４×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）の場合、電極チップの消耗率は１％であった。さらに熱抵抗値Ｒｂが０．６×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）の場合、電極チップの消耗率は２％であった。さらに熱抵抗値Ｒｂが０．８×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）の場合、電極チップの消耗率は３％であった。さらに熱抵抗値Ｒｂが１．０×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）の場合、電極チップの消耗率は５％であった。さらに熱抵抗値Ｒｂが１．２×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）の場合、電極チップの消耗率は３９％であった。さらに熱抵抗値Ｒｂが１．４×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）の場合、電極チップの消耗率は５９％であった。

次に、耐久試験の結果について考察する。図１５に示すように、突出量Ｈが１ｍｍ、４ｍｍの何れにおいても、熱抵抗値Ｒｂが０．４×１０^４〜１．０×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）までは、消耗率が５％以下の範囲内であった。そして、熱抵抗値Ｒｂが１．０×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）を超えると電極チップの消耗が急激に進んだため、電極チップの消耗率は急激に上昇した。このことから絶縁碍子の熱抵抗値Ｒｂを１．０×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）以下に規定すれば、消耗率を５％以下に抑えることができるので、スパークプラグとしての耐久性を十分に確保することができる。

また、熱抵抗値Ｒｂが１．０×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）を超えると、突出量Ｈ＝４ｍｍのサンプルの方が、突出量Ｈ＝１ｍｍのサンプルに比して、消耗率がやや高くなった。例えば、熱抵抗値Ｒｂが１．２×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）の場合、突出量Ｈ＝１ｍｍのサンプルでは電極チップの消耗率は３５％であったが、突出量Ｈ＝４ｍｍのサンプルでは電極チップの消耗率は３９％であった。これは、絶縁碍子の突出量Ｈが大きくなったことによって、中心電極の電極チップが燃焼室内に突き出され、電極チップがより高温になって負荷がかかったものと推測される。

ところで、実施例２では、細径であるＭ１０のスパークプラグをサンプルとして用いたが、Ｍ１４の取付ねじ部の外径を有するスパークプラグで同様の耐久試験を行ったところ、電極チップの消耗率は３％であった。つまり、Ｍ１０のスパークプラグにおいて、Ｍ１４のスパークプラグと同等の電極チップの消耗率を達成するためには、図１４，図１５より、熱抵抗値Ｒｂを０．８×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）以下にすれば良いことがわかる。このように、熱抵抗値Ｒｂを０．８×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）以下に規定することによって、細径であるＭ１０のスパークプラグにおいてもＭ１４のスパークプラグと同等の優れた耐久性を維持できることがわかった。

次に、絶縁碍子の先端側体積Ｖｃについて、絶縁碍子の耐電圧特性の面で最適値を求めるため、評価試験を行った。以下、耐久試験の方法並びに結果について説明する。

まず、試験方法について説明する。先端側体積Ｖｃについて、６、８、１２、１７、１９（ｍｍ^３）の５種類を設定した。具体的に、外径をφ１．９〜φ２．３ｍｍの範囲で異ならせるとともに、外径に対する芯材（銅芯）の外径の割合を１５〜９０％の範囲で異ならせた中心電極と、先端における外径をφ３．１〜φ４．３ｍｍの範囲で異ならせた絶縁碍子とを適宜組み合わせることにより、上記５種類の先端側体積Ｖｃに設定した絶縁碍子を作製し、それらを含むスパークプラグを各種類につき１０本ずつサンプルとして用意した。そして、１６００ｃｃ、直列４気筒エンジンにて、５０００ＲＰＭ、Ｗ．Ｏ．Ｔで１時間の耐久試験を実施し、その耐久試験後に絶縁碍子の先端部を観察して、絶縁貫通が生じているか否かを確認した。

次に、絶縁貫通の有無の評価基準について説明する。評価は先端側体積Ｖｃの異なる種類ごとに、ＡまたはＢの２段階で行った。「Ａ」は、先端側体積Ｖｃが同一である１０本のサンプルのうち、絶縁貫通の生じたサンプルが１本もなかったことを示し、「Ｂ」は、絶縁貫通の生じたサンプルが１本でもあったことを示す。

次に、耐久試験の結果について、図１６を参照して説明する。図１６は、耐久試験の結果を示す図表である。図１６に示すように、先端側体積Ｖｃが６ｍｍ^３のサンプルでは、絶縁貫通の生じたサンプルが見つかり、「Ｂ」と評価された。しかし、先端側体積Ｖｃが８ｍｍ^３以上のサンプルでは、いずれのサンプルにも絶縁貫通が生ずることはなく、「Ａ」と評価された。

次に、耐久試験の結果について考察する。「Ｂ」と評価された先端側体積Ｖｃが６ｍｍ^３のサンプルは、絶縁碍子の先端部において十分な体積を確保できず、径方向の厚み（肉厚）が薄くなったことにより、耐久試験において絶縁貫通を生ずる結果となったと考えられる。一方、先端側体積Ｖｃが８ｍｍ^３以上のサンプルであれば、絶縁碍子の先端部において十分な体積を確保でき、耐久試験において絶縁貫通を生じない、十分な肉厚を確保できることがわかった。

以上説明したように、本実施形態のスパークプラグ１００では、絶縁碍子１０の先端側の昇温性能を向上するために、上記パラメータついて各種規定した。例えば、主体金具５０の先端面５７から軸線Ｏ方向先端側に向かって突き出た絶縁碍子１０の突出量をＨ（ｍｍ）とする。次いで、絶縁碍子１０の先端から軸線Ｏ方向後端側へ２ｍｍ離れた位置を通り、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。その平面Ｐで組立体６０を切断した時の絶縁碍子１０の先端側の体積をＶｃ（ｍｍ^３）とする。また、平面Ｐで切断した組立体６０の断面の常温（２０℃）における空気層を除いた単位長さ当たりの熱抵抗値をＲａ（Ｋ／（ｍ・Ｗ））とする。この場合、突出量Ｈ、先端側体積Ｖｃ、常温下の熱抵抗値Ｒａを、少なくとも以下のように規定する。
・Ｈ≧１ｍｍ
・Ｖｃ≦１７ｍｍ^３
・Ｒａ≧１．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）

このように規定することで、絶縁碍子１０の先端側の昇温性能を向上させることができる。そして、絶縁碍子１０の先端温度を速やかに上昇させることができるので、絶縁碍子１０の先端側の表面に付着したカーボンを速やかに焼き切ることができる。よって、中心電極２０から絶縁碍子１０を介して主体金具５０へ飛火する横飛火等の沿面放電の発生を防止できるので、混合気への正常な着火を安定して確保することができる。また、高温下（８００℃）における空気層を除いた単位長さ当たりの熱抵抗値Ｒｂ（Ｋ／（ｍ・Ｗ））を、Ｒｂ≦１．０×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）（さらに好ましくは、Ｒｂ≦０．８×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ））に規定することによって、中心電極２０の電極チップ９０の消耗を抑えることができる耐久性の良いスパークプラグを提供することができる。なお、このような効果は、主体金具５０の取付ねじ部５２の外径が、呼び径でＭ１０以下の細径のスパークプラグ１００には特に有効である。スパークプラグ１００は細径であればあるほど、主体金具５０と絶縁碍子１０との間のクリアランスを確保することが困難であり、絶縁碍子に付着したカーボンを速やかに取り除かなければ、容易に奥飛火（リーク現象）や横飛火が発生してしまうからである。また、絶縁碍子の先端側体積Ｖｃをさらに１２ｍｍ^３以下に規定することによって、燻り汚損試験後のスパークプラグの絶縁抵抗値を１００ＭΩ以上に保持できる。一方で、絶縁碍子の先端側体積Ｖｃを８ｍｍ^３以上に規定することによって、絶縁碍子の先端部における径方向の厚み（肉厚）を確保し、絶縁貫通を生じにくくさせることができる。

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。また、電極チップ９０，９１は、いずれか一方あるいは両方ともなくてもよい。

１０ 絶縁碍子
２０ 中心電極
２１ 電極母材
２５ 芯材
５０ 主体金具
５２ 取付ねじ部
６０ 組立体
９０，９１ 電極チップ
１００ スパークプラグ
Ｈ 突出量
Ｖｃ 先端側体積
Ｒａ 熱抵抗値（常温下）
Ｒｂ 熱抵抗値（高温下）

Claims (9)

1. 軸線方向に延びる中心電極と、
   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、
   前記中心電極を前記絶縁碍子の前記軸孔内に保持してなる組立体における前記絶縁碍子の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、
   前記中心電極は、電極母材の内部に、この電極母材よりも熱伝導性に優れる芯材を埋設した構造を有し、
   前記絶縁碍子の先端側は、段差を有しておらず、
   さらに、前記軸孔は、先端側において同一内径に形成されており、
   前記軸線方向において、前記主体金具の前記先端面から先端側に突き出る前記絶縁碍子の長さをＨとし、前記軸線方向において、前記絶縁碍子の先端から後端側に向かって２ｍｍの範囲内に存在する前記絶縁碍子の体積をＶｃとし、前記２ｍｍの位置における前記組立体の前記軸線方向に直交する断面部分の２０℃における空気層を除いた単位長あたりの熱抵抗値をＲａとしたときに、
   Ｈ≧１ｍｍ
   Ｖｃ≦１７ｍｍ^３
   を満たすと共に、
   前記芯材は、前記２ｍｍの範囲内に存在し、且つ、
   Ｒａ≧１．０×１０^３Ｋ／（ｍ・Ｗ）
   を満たすことを特徴とするスパークプラグ。
2. Ｖｃ≦１２ｍｍ^３
   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。
3. Ｖｃ≧８ｍｍ^３
   を満たすことを特徴とする請求項１又は２に記載のスパークプラグ。
4. 前記２ｍｍの位置における前記組立体の前記軸線方向に直交する断面部分の８００℃における空気層を除いた単位長あたりの熱抵抗値をＲｂとしたときに、
   Ｒｂ≦１．０×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）
   を満たすことを特徴とする請求項１乃至３の何れかに記載のスパークプラグ。
5. Ｒｂ≦０．８×１０^４Ｋ／（ｍ・Ｗ）
   を満たすことを特徴とする請求項４に記載のスパークプラグ。
6. 前記絶縁碍子の先端部には、自身の外径が先端側ほど縮径された面取り部が形成されており、
   前記中心電極の先端部には、自身の外径が縮径された縮径部が形成されており、
   前記縮径部の後端は前記面取り部の後端よりも後端側に位置することを特徴とする請求項１乃至５の何れかに記載のスパークプラグ。
7. 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、Ｍ１０以下であることを特徴とする請求項１乃至６の何れかに記載のスパークプラグ。
8. 前記中心電極の先端に接合され、Ｉｒ又はＰｔを主成分とし、直径が１ｍｍ以下の第１貴金属片を備えることを特徴とする請求項１乃至７の何れかに記載のスパークプラグ。
9. 前記接地電極の前記他端部で、前記中心電極との間で前記火花放電間隙を形成する位置に接合され、Ｐｔを主成分とし、Ｒｈ、Ｉｒ、Ｎｉ、及びＲｕのうちの少なくとも１種類を含有する第２貴金属片を備えることを特徴とする請求項１乃至８の何れかに記載のスパークプラグ。

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