JPWO2009063914A1 - スパークプラグ - Google Patents

Abstract

中心電極に設けられた電極チップとの間で火花放電間隙を形成する発火部（８０）は、接地電極（３０）の内面（３３）から針状に突出する形態をなす。発火部（８０）は、貴金属部材（８１）と中間部材（８６）とが接合されてなるものであり、この中間部材（８６）は、貴金属部材（８１）の熱伝導率よりも低い熱伝導率を有するように、その材料が調整されている。これにより、貴金属部材（８１）からの熱が中間部材（８６）を介して接地電極（３０）側へ逃げる経路において熱引きが制限され、貴金属部材（８１）は従来より高い温度に保たれるので、貴金属部材（８１）が火花放電間隙で形成される火炎核に対する消炎作用は低減され、着火性が向上する。

Description

本発明は、中心電極との間で火花放電間隙を形成する針状の発火部を接地電極に設けたスパークプラグに関するものである。

中心電極と対向する接地電極の他端部の内面（一側面）に針状の発火部を設け、その発火部と中心電極との間で火花放電間隙を形成したスパークプラグが知られている（例えば、特許文献１参照。）。ここで、針状の発火部とは、例えば、接地電極の内面からの突出長さが０．６〜１．６ｍｍで、外径（あるいは突出先端面の直径）が０．５〜１．２ｍｍを満たす大きさのものをいう。このような針状の発火部を有するスパークプラグでは、従来のものと比べ、接地電極を火花放電間隙から遠ざけることができるため、火花放電間隙で形成される火炎核が、その成長過程の初期の段階において接地電極に接触しにくい。このため、火炎核が接地電極と接触して熱を奪われることによりその成長が阻害される、いわゆる消炎作用が低減されるので、スパークプラグの着火性を向上することができる。

このような発火部には、火花放電の集中による火花消耗に対し耐火花消耗性の高い貴金属が用いられる。しかし貴金属と、接地電極に通常用いられるＮｉ系合金などの材料とでは線膨張係数の差が大きく、両者をそのまま接合しただけでは冷熱サイクルに伴う熱負荷の影響により、接合部位にクラックや剥離等を生ずる虞がある。そこで特許文献１では、貴金属部材および接地電極の中間的な線膨張係数を有する部材から形成した中間部材を用い、その中間部材と貴金属部材とを接合して発火部を形成し、中間部材側を接地電極に接合することで発火部と接地電極との接合強度を高めている。

近年、エンジンの高出力化や省燃費化に伴い、エンジンの燃焼条件が厳しくなっている。スパークプラグにおいては接地電極の受熱量が高まり、発火部に対しても、冷熱サイクルに伴い生ずる熱負荷の影響が大きくなってきている。貴金属部材が受熱して高温化すると酸化消耗しやすくなり、耐火花消耗性の低下を招く。このため従来のスパークプラグでは、発火部から速やかに熱引きを行えるように、例えば接地電極の内部に熱伝導性の高い芯材を設けたり、中間部材の熱引き性能を高めて貴金属部材からの積極的な熱引きを行ったりするなど、様々な工夫がなされている。

ところで、エンジンから排出される排気ガスの流路（排気管）には、排気ガスの浄化を行う三元触媒が設けられている。この触媒は高温時に活性化して排気ガスの浄化を行えるようになるため、エンジンの始動時（例えばキーオンから１，２分間）など低温の状態にある場合には、通常の点火時期よりも着火を遅らせて排気ガス温度を高くする制御（いわゆるリタード着火）が行われる。そして高温の排気ガスを触媒に送ることで、触媒の早期活性化や二次燃焼によるＨＣ排出量の低減が図られている。
特開２００４−１３４２０９号公報

しかしながら、触媒の早期活性化を目的とするリタード着火はエンジン自体が十分に暖まっていない始動時に行われるため、燃料の気化が十分になされず着火しにくい。また、リタード着火では、点火時期の遅延をより大きくすると排気温がさらに上昇し、二次燃焼が促進されるためＨＣ排出量の低減をより効果的に行うことができるが、ピストンが上死点を過ぎてからの点火となれば燃焼室内での混合気の流れが通常点火時よりも乱れるため、燃焼状態が不安定となり易い。リタード着火時の燃焼状態の安定性を高めるため、また、点火時期の遅延をさらに大きくして、より早い触媒の活性化や、より効率的なＨＣ排出量の低減を行えるようにするため、スパークプラグには高い着火性が求められていた。

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、貴金属部材からの熱引きを制限して高温に保ち、火花放電間隙付近の温度を高めて消炎作用を低減することで、着火性を向上することができるスパークプラグを提供することを目的とする。

本発明の態様によれば、中心電極と、軸線方向に沿って延びる軸孔を有し、その軸孔の内部で前記中心電極を保持する絶縁碍子と、当該絶縁碍子を周方向に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、他端部における自身の一側面が前記中心電極の先端部に向き合うように屈曲された接地電極と、当該接地電極の前記他端部における前記一側面上で、前記中心電極の前記先端部と対向する位置に接合され、前記一側面から前記中心電極へ向けて０．６〜１．６［ｍｍ］突出する発火部とを備え、前記発火部が、Ｎｉを主成分とし、前記一側面に接合され、前記中心電極に向けて突出する中間部材と、貴金属を主成分とし、前記中間部材の突出先端に接合され、自身と前記中心電極の前記先端部との間で火花放電間隙を形成すると共に、自身と前記中間部材との接合によって形成される溶融部に隣接する部位の外径Ｄｐが０．５〜１．２［ｍｍ］である貴金属部材とを有するスパークプラグにおいて、前記中間部材の熱伝導率が、前記貴金属部材の熱伝導率よりも低い、スパークプラグが提供される。

本発明の態様のスパークプラグでは、発火部を構成する貴金属部材の熱伝導率よりも中間部材の熱伝導率の方が低いので、貴金属部材から中間部材を介して接地電極側へ流れる熱引きの経路において、貴金属部材からの熱引き（熱の移動）が制限されることとなる。これにより、貴金属部材に熱が籠もってより高温に保たれるので、火花放電時に形成される火炎核がその成長過程の初期において貴金属部材と接触しても熱を奪われにくく、成長が阻害されにくい。従ってスパークプラグの着火性を向上することができる。

なお、本発明の態様において「主成分」とは、その成分（元素あるいは化合物）が、含有される全成分のうち最も含有量（重量％）の高い成分であるものをいう。例えば、Ｎｉを主成分とする場合、全成分中、Ｎｉ元素の含有量がその他の成分よりも多ければ良く、Ｎｉ化合物を主成分とする場合、Ｎｉ元素の含有量ではなく、対象となるＮｉ化合物の含有量がその他の成分よりも多ければよい。また、貴金属を主成分とする場合、全成分中、貴金属として分類される元素や化合物を抽出し、それらの個々の含有量の合計が、その他の成分より多ければよい。具体的に、例えば、４０Ｐｔ−２０Ｒｈ−４０Ｎｉの場合、貴金属であるＰｔの含有量とＲｈの含有量の合計がＮｉの含有量を上回るため、主成分は貴金属であるものとする。

また、本発明の態様において、前記中間部材の熱伝導率が１０〜２５［Ｗ／（ｍ・Ｋ）］であるとよい。中間部材の熱伝導率を２５Ｗ／（ｍ・Ｋ）以下とすれば、貴金属部材から中間部材を介して接地電極へと向かう経路を辿る熱引きを制限することができ、貴金属部材をより高温に保つことができる。その結果、混合気への点火進角を少なくとも１度以上遅らせても、現行品と同等の着火性を得ることができる。なお、点火進角を１度遅らせた場合、エンジンの始動時において、およそ１０％のＨＣ排出量削減効果があることが知られている。

もっとも、貴金属部材の温度が高くなれば、貴金属部材は酸化消耗し易くなり、耐火花消耗性が低下する。そこで、中間部材の熱伝導率を１０Ｗ／（ｍ・Ｋ）以上に規定すれば、耐火花消耗性の低下を抑え、現行品と同程度（現行品よりも耐火花消耗性が低下したとしても性能低下に影響しない程度を含む）の耐火花消耗性を確保することができる。

また、本発明の態様において、前記中間部材の前記一側面からの突出方向における長さ（以下、「突出長さ」という。）が０．２〜１．４［ｍｍ］であるとよい。中間部材の突出長さが小さくなれば、中間部材内における熱引きの経路が短くなり、０．２ｍｍ未満の場合には中間部材を介した貴金属部材からの熱引きに対し、着火性向上を図れるだけの十分な制限を設けることが難しい。従って、中間部材の突出長さを少なくとも０．２ｍｍ以上とする必要がある。一方、中間部材の突出長さを長くするほど、貴金属部材の熱引きがより制限を受け、それに伴い貴金属部材の温度が高くなって耐火花消耗性が低下することとなる。現行品と同程度（現行品よりも耐火花消耗性が低下したとしても性能低下に影響しない程度を含む）の耐火花消耗性を得るためには、中間部材の突出長さを１．４ｍｍ以下に抑えることが望ましい。

また、本発明の態様において、前記中間部材の接合前の外径をＤｎとしたときに、−０．１≦Ｄｎ−Ｄｐ≦０．５を満たすようにするとよい。中間部材を介した貴金属部材の熱引きを行う上で、貴金属部材の外径Ｄｐに対し中間部材の外径Ｄｎを大きくすれば、熱の流路の断面積が大きくなり、熱引き性能が向上する一方で、貴金属部材の温度をより高温に保つことが難しくなって、着火性の低下を招く虞がある。現行品よりも混合気への点火進角を遅らせた場合に現行品と同等以上の着火性を得るためには上記のように、貴金属部材の外径Ｄｐと中間部材の外径Ｄｎとの外径差Ｄｎ−Ｄｐを０．５ｍｍ以下とするとよい。その一方で、Ｄｎ−Ｄｐを小さくするほど中間部材を介した貴金属部材の熱引きがより制限され、より高い着火性を得られるが、貴金属部材の外径Ｄｐが中間部材の外径Ｄｎより大きくなるほど、中間部材に対する貴金属部材の大きさが大きくなる。するとエンジンの振動によって貴金属部材と中間部材との接合部位にかかる負荷が大きくなって、貴金属部材が脱落する虞が生ずる。これを防止するためには、上記のように、貴金属部材の外径Ｄｐと中間部材の外径Ｄｎとの外径差Ｄｎ−Ｄｐを−０．１ｍｍ以上とするとよい。

また、本発明の態様において、前記溶融部をレーザ溶接または電子ビーム溶接により形成するとよい。そして、前記発火部の中心軸を通る前記発火部の断面の輪郭線のうち、前記溶融部の位置における前記輪郭線の形状が、直線状または前記中心軸側へ窪んだ弧状をなすとよい。貴金属部材から中間部材や接地電極を経由しての熱引きに関しては、貴金属部材と中間部材の接合をなす溶融部の外形形状（断面の輪郭線形状）も大きく関係性を有する。この溶融部の外形形状が、直線状または内側へ窪んだ弧状を構成していると、外側へ膨らんだ形状に比して、貴金属部材から中間部材への熱引きの経路を、より貴金属部材側（つまり上流側）において絞ることができるので、熱引きを抑制する効果を高めることができる。ゆえに、より高い着火性を得ることができる。

また、本発明の態様において、前記中心軸に直交する前記発火部の断面で、前記溶融部が含まれる断面のうち、断面積が最小となる位置における前記発火部の断面の面積をＳｙとし、前記中心軸に直交する前記発火部の断面で、前記中間部材のみが含まれる断面のうち、前記中心軸に沿う方向で最も前記溶融部に近い位置における前記発火部の断面の面積をＳｎとしたときに、Ｓｙ／Ｓｎ≧０．５５を満たすようにするとよい。本発明の態様は、発火部や中間部材の材料に限定されず、あらゆる材料に対して同様に着火性を向上させ、リタード着火時の燃焼状態の安定性を高められる構成であるが、その一方で、貴金属部材からの熱引きを抑制しすぎると、燃焼が安定した後における貴金属部材の早期消耗が懸念されることもある。そこで上記のように、Ｓｙ／Ｓｎが０．５５以上となるように発火部を構成すれば、中間部材の外径に対して溶融部の外径が極端に細くなることを避けることができ、貴金属部材から中間部材への熱引き性能を確保できる。ゆえに、貴金属部材の過剰消耗を回避しつつ、着火性を向上することが可能となる。

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の火花放電間隙ＧＡＰ付近を拡大してみた断面図である。 発火部８０を拡大してみた断面図である。 変形例としてのスパークプラグ２００の火花放電間隙ＧＡＰ付近を拡大してみた断面図である。 変形例としての発火部２８０を拡大してみた断面図である。 実施例８において、サンプルＡ２６の発火部３００（図７参照）を形成する前の貴金属部材３０１および中間部材３０２の形状について説明するための図である。 実施例８において、サンプルＡ２６の発火部３００に形成した溶融部３０３の外形形状について説明するための図である。 実施例８において、サンプルＡ５１の発火部３１０（図９参照）を形成する前の貴金属部材３０１および中間部材３１２の形状について説明するための図である。 実施例８において、サンプルＡ５１の発火部３１０に形成した溶融部３１３の外形形状について説明するための図である。 実施例８において、サンプルＡ５２の発火部３２０（図１１参照）を形成する前の貴金属部材３０１および中間部材３２２の形状について説明するための図である。 実施例８において、サンプルＡ５２の発火部３２０に形成した溶融部３２３の外形形状について説明するための図である。 実施例８において、サンプルＡ５３の発火部３３０（図１３参照）を形成する前の貴金属部材３０１および中間部材３３２の形状について説明するための図である。 実施例８において、サンプルＡ５３の発火部３３０に形成した溶融部３３３の外形形状について説明するための図である。

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、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。なお、図１，図２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、その他端部（先端部３１）側が中心電極２０の先端部２２と向き合うように屈曲されている。

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

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ＮｉまたはＮｉを主成分とする合金から形成された母材２４の内部に、その母材２４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。中心電極２０は絶縁碍子１０の軸孔１２内の先端側に保持されており、図２に示すように、その先端部２２が、絶縁碍子１０の先端よりも先端側に突出されている。中心電極２０の先端部２２は先端側に向かって径小となるように形成されており、その先端部２２の先端面には、耐火花消耗性を向上するため貴金属からなる電極チップ９０が接合されている。

この中心電極２０は、図１に示すように、軸孔１２内で軸線Ｏ方向に沿って延設される導電性のシール体４およびセラミック抵抗３を経由して、後方（図１における上方）の端子金具４０と電気的に接続されている。スパークプラグ１００の使用時に、この端子金具４０には高圧ケーブル（図示外）がプラグキャップ（図示外）を介して接続され、高電圧が印加されるようになっている。

次に、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（図示外）にスパークプラグ１００を固定するための円筒状の金具であり、絶縁碍子１０を、その後端側胴部１８の一部から脚長部１３にかけての部位を取り囲むようにして、内部に保持している。主体金具５０は低炭素鋼材より形成され、図示外のスパークプラグレンチが嵌合する工具係合部５１と、エンジンヘッドの取付孔（図示外）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をエンジンヘッドの取付孔（図示外）に取り付けた際に、シール部５４の座面５５と取付孔の開口周縁との間で押し潰されて変形し、両者間を封止することで、取付孔を介したエンジン内の気密漏れを防止するものである。

主体金具５０の工具係合部５１より後端側には薄肉の加締部５３が設けられ、シール部５４と工具係合部５１との間には、加締部５３と同様に薄肉の座屈部５８が設けられている。そして、工具係合部５１から加締部５３にかけての主体金具５０の内周面と絶縁碍子１０の後端側胴部１８の外周面との間には円環状のリング部材６，７が介在されており、更に両リング部材６，７間にタルク（滑石）９の粉末が充填されている。加締部５３を内側に折り曲げるようにして加締めることにより、リング部材６，７およびタルク９を介し、絶縁碍子１０が主体金具５０内で先端側に向け押圧される。これにより、主体金具５０の内周で取付ねじ部５２の位置に形成された段部５６に、環状の板パッキン８を介し、絶縁碍子１０の段部１５が支持されて、主体金具５０と絶縁碍子１０とが一体となる。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の軸線Ｏ方向の圧縮長を長くして主体金具５０内の気密性を高めている。

次に、接地電極３０について説明する。接地電極３０は、断面矩形の棒状に形成した電極であり、中心電極２０と同様に、インコネル（商標名）６００または６０１等のＮｉまたはＮｉを主成分とする合金からなる。図２に示すように、一端部（基端部３２）を主体金具５０の先端面５７に接合し、軸線Ｏ方向に沿って延びつつ屈曲部３４にて折り曲げられ、他端部（先端部３１）において、自身の一側面（内面３３）が中心電極２０の先端部２２と向き合う形態をなす。

この接地電極３０の先端部３１における内面３３で、中心電極２０の先端部２２と対向する位置には、その先端部２２へ向けて内面３３から針状に突出する形態をなす発火部８０が設けられている。発火部８０は、接地電極３０からの突出方向に沿って重ねて接合された中間部材８６と貴金属部材８１とから構成される。中間部材８６は、Ｎｉを主成分とし、柱状をなすと共に、自身の軸方向の一端側（図２下側）に、鍔状に拡径された鍔部８７を有する。貴金属部材８１は、耐火花消耗性の高い貴金属を主成分とし、中間部材８６の軸方向の他端側（図２上側）に接合されている。中間部材８６と貴金属部材８１との接合は、両者の合わせ面付近を狙ったレーザ溶接あるいは電子ビーム溶接によって行われ、溶接部位には、両者を構成する成分が溶け合い混ざった溶融部８５が形成されている。そして接地電極３０の内面３３には、中間部材８６の一端側の鍔部８７が抵抗溶接によって接合され、貴金属部材８１側が、中心電極２０に接合された電極チップ９０と向き合い、両者間で火花放電間隙ＧＡＰを形成している。なお、発火部８０と中心電極２０の先端部２２との対向関係は、両者間で火花放電間隙ＧＡＰが形成されれば足り、必ずしも発火部８０と電極チップ９０の互いの対向面（向き合う面）同士が厳密な対応関係になくともよい。よって、発火部８０の中心軸がスパークプラグ１００の軸線Ｏに対し厳密に一致していなくともよい。

このように構成された本実施の形態のスパークプラグ１００では、前述のように、発火部８０を接地電極３０の内面３３から針状に突出する形態とするため、その大きさに規定を設けている。具体的には、図３に示すように、発火部８０の大きさについて、貴金属部材８１の外径Ｄｐを発火部８０の外径の基準としたときに、外径Ｄｐを０．５〜１．２［ｍｍ］としている。さらに、接地電極３０の内面３３からの発火部８０の突出方向における長さｈ（以下、「突出長さｈ」という。）を０．６〜１．６［ｍｍ］としている。このような針状の発火部８０を設けて接地電極３０を火花放電間隙ＧＡＰから遠ざけることで、火花放電間隙ＧＡＰで形成される火炎核がその成長過程で接地電極３０により熱を奪われる消炎作用を低減し、スパークプラグ１００の着火性を向上することができる。

そして、さらなる着火性の向上を図るため、本実施の形態では、貴金属部材８１の熱伝導率よりも中間部材８６の熱伝導率が低くなるように、両部材を構成している。エンジン（図示外）の駆動に伴い発火部８０は受熱するが、その熱が接地電極３０を介して主体金具５０側へ逃がされることで、発火部８０の熱引きがなされている。発火部８０においては、中間部材８６を介して貴金属部材８１から接地電極３０へ熱引きされることとなるが、中間部材８６の熱伝導率が貴金属部材８１の熱伝導率よりも低いことで、貴金属部材８１からの熱引きは制限を受けることとなる。このため、貴金属部材８１には熱が籠もり易くなり、火花放電の際に、貴金属部材８１は従来よりも高い温度に維持される。この貴金属部材８１は火花放電間隙ＧＡＰ（図２参照）に面しているため、火花放電間隙ＧＡＰで形成される火炎核は、自身の成長過程において接地電極３０よりも先に貴金属部材８１に接触する。その際に、従来よりも貴金属部材８１の温度が高く、発火部８０を介した火炎核からの熱引き（つまり発火部８０による消炎作用）が低減されるので、スパークプラグ１００ではさらなる着火性の向上を図ることができる。

もっとも、貴金属部材８１からの熱引きを制限しすぎて貴金属部材８１の温度が高くなりすぎると、火花放電間隙ＧＡＰに面する貴金属部材８１では酸化消耗しやすくなり、耐火花消耗性の低下が懸念される。そこで本実施の形態では、貴金属部材８１から中間部材８６を介した接地電極３０への熱引きを効果的に制限するため、発火部８０の構成に各種の規定を設けている。

まず、中間部材８６の熱伝導率を１０〜２５［Ｗ／（ｍ・Ｋ）］としている。中間部材８６の熱伝導率が１０Ｗ／（ｍ・Ｋ）よりも低い場合、貴金属部材８１の温度が、より高くなって着火性が向上する。しかし、貴金属部材８１が酸化消耗しやすくなり、耐火花消耗性の低下を招く虞がある。一方、中間部材８６の熱伝導率が２５Ｗ／（ｍ・Ｋ）よりも高い場合、貴金属部材８１からの熱引きを十分に制限することが難しい。このため、貴金属部材８１の温度を従来よりも高く維持することが難しくなり、着火性の向上が望めない。

また、接地電極３０の内面３３からの中間部材８６が突出する長さｔ（以下、「突出長さｔ」という。）を０．２〜１．４［ｍｍ］としている。中間部材８６の突出長さｔが０．２ｍｍ未満であると、中間部材８６内における熱引きの経路が短くなり、熱引きを制限するのに十分な距離を確保することができず、貴金属部材８１の温度を従来よりも高く維持することが難しくなるため、着火性の向上が望めない。一方、中間部材８６の突出長さｔが１．４ｍｍより大きくなると、中間部材８６内における熱引きの経路が長くなって貴金属部材８１からの熱引きを制限しすぎてしまい、貴金属部材８１が酸化消耗しやすくなり耐火花消耗性の低下を招く虞がある。

また、中間部材８６の外径をＤｎとしたときに、貴金属部材８１の外径Ｄｐとの差分、Ｄｎ−Ｄｐを、−０．１〜０．５［ｍｍ］としている。Ｄｎ−Ｄｐが負の値となる場合とは、発火部８０の突出方向において先端側に配置される貴金属部材８１の外径Ｄｐが、根元側に配置される中間部材８６の外径Ｄｎよりも大きい場合である。Ｄｎ−Ｄｐが−０．１ｍｍよりも小さくなると（つまり、貴金属部材８１の外径Ｄｐが中間部材８６の外径Ｄｎよりも大きくなり、その差が０．１ｍｍを超えると）、中間部材８６に対する貴金属部材８１の相対的な重みが増す。すると、貴金属部材８１がエンジン（図示外）の駆動に伴う振動負荷に対する影響を受けやすくなり、ひいては貴金属部材８１の脱落を招く虞がある。一方、Ｄｎ−Ｄｐが０．５ｍｍよりも小さくなると（つまり、貴金属部材８１の外径Ｄｐが中間部材８６の外径Ｄｎよりも小さくなって、その差が０．５ｍｍを超えると）、貴金属部材８１から接地電極３０への熱引きの経路に介在する中間部材８６の断面積が大きくなりすぎてしまう。このため、貴金属部材８１からの熱引きを十分に制限できず、貴金属部材８１の温度を従来よりも高く維持することが難しくなり、着火性の向上が望めない。

なお、貴金属部材８１の外径Ｄｐと、中間部材８６の外径Ｄｎは、図３に示すように、両者の接合前の外径を基準とするものであり、溶融部８５が含まれないことが望ましい。従って、中間部材８６において、溶融部８５に隣接する部位を、中間部材８６の外径Ｄｎを特定する上での基準とするとよい。しかし、貴金属部材８１と中間部材８６とのレーザ溶接の形態や、中間部材８６と接地電極３０との抵抗溶接の形態によっては、溶融部８５と鍔部８７とが連続し、中間部材８６の外周面全面が溶融部として形成される場合もある。この場合においても、溶融部８５に隣接する部位を中間部材８６の外径Ｄｎを特定する上での基準とすればよい。具体的には溶融部８５と鍔部８７との境目の部位が、溶融部８５に隣接する部位となる。

このように、スパークプラグ１００の発火部８０を構成する貴金属部材８１および中間部材８６の大きさや熱伝導率について規定を設けることにより、さらなる着火性の向上を図れることを確認するため、以下に説明する各評価試験を行った。

［実施例１］
まず、発火部を構成する中間部材の熱伝導率と、着火性との関係について確認するため、評価試験を行った。この評価試験を行うにあたって、Ｎｉを主体とし、熱伝導率を異ならせた８種の材料（Ｎ４０，Ｎ３５，Ｎ３０，Ｎ２５，Ｎ２０，Ｎ１５，Ｎ１０，Ｎ５）を用意し、それら材料を用いて中間部材を作製した。各材料の組成を表１に示す。

表１に示すように、各材料は、いずれもＳｉ，Ｃｒ，Ｍｎ，Ｆｅ，Ａｌ，Ｃを異なる配分で混合し（一部の材料にはＦｅやＡｌを用いなかったものもある。）、残部をＮｉとすることでＮｉが主成分となるようにしつつ、熱伝導率がそれぞれ異なるように調整したものである。各材料の熱伝導率は、上記材料番号の順に、４０，３５，３０，２５，２０，１５，１０，５［Ｗ／（ｍ・Ｋ）］となった。

上記各材料Ｎ４０〜Ｎ５を用い、外径Ｄｎを０．７５ｍｍ、突出長さｔを０．４ｍｍに形成した８種の中間部材を作製した。また、Ｐｔ−２０Ｒｈ（熱伝導率 ３７．２Ｗ／（ｍ・Ｋ））を材料とし、外径Ｄｐを０．７ｍｍ、突出長さ（ｈ−ｔ）を０．５ｍｍに形成した貴金属部材を用意した。そして各中間部材と貴金属部材をそれぞれ接合し、突出長さｈが０．９ｍｍの発火部のサンプルＡ１１〜Ａ１８を作製した。さらに評価基準として、Ｐｔ−２０Ｒｈを材料とし、外径Ｄｐを０．７ｍｍ、突出長さｈを０．９ｍｍの貴金属部材のみからなる発火部のサンプルＡ１９（現行品）を用意した。

発火部の各サンプルＡ１１〜Ａ１８は、それぞれ試験用のスパークプラグ（主体金具のねじ山の呼び径がＭ１４のもの）の接地電極の先端部における内面に抵抗溶接で接合し、サンプルＡ１９は内面にレーザ溶接にて接合した。そして、火花放電間隙ＧＡＰの大きさが１．１ｍｍとなるように、それぞれの接地電極の屈曲部における曲げの度合いを調整した。

サンプルＡ１９（現行品）を接合したスパークプラグを排気量２．０Ｌ Ｌ４ ４気筒 ＤＯＨＣエンジンに組み付け、１４００ｒｐｍ ＮＭＥＰ １００ｋＰａ／４ｃｙｌ． Ａ／Ｆ：１５．５の条件でエンジンを駆動させた。このエンジンの点火時期を徐々に遅らせていき、回転変動（回転数のバラツキ）が３０％を超えたときの遅角（°ＣＡ）を測定し、これを基準とした。各サンプルＡ１１〜Ａ１８を接合したスパークプラグについても同様の試験を行い、それぞれ回転変動が３０％を超えたときの遅角（°ＣＡ）を測定した。そして、各サンプルＡ１１〜Ａ１８の場合の遅角と、基準となるサンプルＡ１９（現行品）の場合の遅角との差（以下、「取り分」という。）を求め、サンプルＡ１９よりもさらに点火時期を遅らせられた場合を正の取り分、サンプルＡ１９よりも点火時期が早くなってしまった場合を負の取り分として評価した。この試験の結果を表２に示す。

表２に示すように、中間部材の材料にＮ４０を用いたサンプルＡ１１は、貴金属部材よりも中間部材の熱伝導率が高いものである。このサンプルＡ１１では貴金属部材からの熱引きが現行品よりも良好であり、評価試験の結果としてもサンプルＡ１９に対する取り分が−１°ＣＡとなり、着火性としては低下したと評価した（「×」で示す。）。また、中間部材の材料にＮ３５やＮ３０を用い、貴金属部材よりも中間部材の熱伝導率の方が低いサンプルＡ１２，Ａ１３では、サンプルＡ１９に対する取り分がそれぞれ０．３，０．６［°ＣＡ］となった。サンプルＡ１２，Ａ１３では、貴金属部材からの熱引きを制限でき、現行品に対する着火性の向上がみられたが、取り分としては１°ＣＡ未満程度であり、着火性としては良好と評価した（「○」で示す。）。

そして、中間部材の材料にＮ２５，Ｎ２０，Ｎ１５，Ｎ１０，Ｎ５を用いたサンプルＡ１４，Ａ１５，Ａ１６，Ａ１７，Ａ１８では、サンプルＡ１９に対する取り分がそれぞれ１，１．３，１．５，１．８，２．５［°ＣＡ］となった。これらサンプルＡ１４〜Ａ１８も同様に貴金属部材よりも中間部材の熱伝導率の方が低く、その差がサンプルＡ１２やサンプルＡ１３の場合よりも大きい。サンプルＡ１４〜Ａ１８ではサンプルＡ１２，Ａ１３よりもさらに貴金属部材からの熱引きを制限でき、その結果１°ＣＡ以上の取り分を得ることができ、現行品に対しさらなる着火性の向上がみられ、優良と評価した（「◎」で示す。）。このことから貴金属部材の熱伝導率よりも中間部材の熱伝導率が低く、その中間部材の熱伝導率が３５Ｗ／（ｍ・Ｋ）以下であれば着火性の向上に対し効果が得られ、２５Ｗ／（ｍ・Ｋ）以下であれば、さらに良好となることが確認できた。

［実施例２］
さらに、貴金属部材の熱伝導率が実施例１と異なる場合についても確認を行った。ここでは、各材料Ｎ４０〜Ｎ５を用いて作製した上記８種の中間部材に、Ｐｔ−１０Ｎｉ（熱伝導率 ２７．８Ｗ／（ｍ・Ｋ））から形成した貴金属部材を接合した８種の発火部のサンプルＡ２１〜Ａ２８を作製した。なお、貴金属部材や中間部材の各寸法は上記と同一である。また評価基準としても、Ｐｔ−１０Ｎｉを材料とする上記同様、貴金属部材のみからなる発火部のサンプルＡ２９（現行品）を用意した。そして各サンプルＡ２１〜Ａ２９を試験用のスパークプラグに接合し、実施例１と同一の評価試験を行った。この試験の結果を表３に示す。

表３に示すように、中間部材の材料にＮ４０，Ｎ３５，Ｎ３０を用いたサンプルＡ２１，Ａ２２，Ａ２３は、貴金属部材よりも中間部材の熱伝導率の方が高く、サンプルＡ２９に対し負の取り分となった。これらサンプルＡ２１〜Ａ２３では貴金属部材からの熱引きが現行品よりも良好であり、よって着火性が低下したと評価した（「×」で表す。）。一方、Ｎ２５，２０，１５，１０，５を用いたサンプルＡ２４〜Ａ２８では、貴金属部材よりも中間部材の熱伝導率の方が低く、サンプルＡ２９に対し正の取り分となった。すなわち、貴金属部材からの熱引きを制限でき、現行品に対する着火性の向上がみられた。特にサンプルＡ２６〜Ａ２８では、取り分が１°ＣＡ以上となり、良好な着火性が得られると評価し「◎」で示した。なお、取り分が１°ＣＡ未満程度であったサンプルＡ２４，Ａ２５は、着火性としては良好と評価し、「○」で示した。

このように、貴金属部材の材料として熱伝導率がより低いものを用いても、その貴金属部材の熱伝導率よりも中間部材の熱伝導率が低ければ十分に着火性向上の効果が得られることが確認できた。また、実施例１の結果を考慮すると、貴金属部材の構成材料によって貴金属部材の熱伝導率が異なるが、中間部材の熱伝導率を２５Ｗ／（ｍ・Ｋ）以下とすれば、少なくとも着火性向上の効果を得られることも確認できた。

［実施例３］
次に、発火部を構成する中間部材の熱伝導率と、耐火花消耗性との関係について確認するため、評価試験を行った。この評価試験では、実施例２で作製したサンプルＡ２１〜Ａ２９をそれぞれ排気量２．０Ｌ ４気筒のガソリンエンジンに組み付け、５０００ｒｐｍ ＷＯＴ（スロットル全開）の条件で４００時間のベンチ耐久試験を行った。そして耐久試験後に各サンプルの火花放電間隙ＧＡＰの大きさを測定し、初期の火花放電間隙ＧＡＰの大きさ（１．１ｍｍ）との差分（すなわち火花放電に伴う貴金属部材の消耗量）を求めた。この試験の結果を表４に示す。

表４に示すように、貴金属部材よりも中間部材の熱伝導率の方が高く、サンプルＡ２９（現行品）よりも貴金属部材からの熱引きを良好に行えるサンプルＡ２１〜Ａ２３では、サンプルＡ２９と同じ消耗量（０．０３ｍｍ）であり、耐火花消耗性に優れると評価した（「◎」で示す。）。そしてサンプルＡ２４〜Ａ２８では、中間部材の熱伝導率が下がるに従って火花放電間隙ＧＡＰの大きさが広がる傾向が見られた。特に中間部材の熱伝導率が１０Ｗ／（ｍ・Ｋ）未満となるサンプルＡ２８では、貴金属部材の消耗量が０．１ｍｍを超え、サンプルＡ２９に比べて大きく消耗したため、耐火花消耗性はよくないと評価し、「×」で示した。なお、サンプルＡ２４〜Ａ２７は、サンプルＡ２９よりも火花放電間隙ＧＡＰの大きさが広がったものの、その差分が０．１ｍｍ以下であるため、耐火花消耗性においては許容範囲にあると評価し、「○」で示した。このことから中間部材の熱伝導率を１０Ｗ／（ｍ・Ｋ）以上とすれば、従来の発火部に対して耐火花消耗性は低下する場合があるものの許容範囲であり、むしろ、実施例１，２の結果によれば着火性の向上における効果が得られるため、好ましいことがわかった。

［実施例４］
次に、発火部を構成する中間部材の突出長さｔと、着火性との関係について確認するため、評価試験を行った。この評価試験では、表１に示す材料Ｎ１５（熱伝導率 １５Ｗ／（ｍ・Ｋ））を用い、外径Ｄｎを０．７５ｍｍ、突出長さｔを０．１〜１．４ｍｍの範囲で異ならせた５種類の中間部材を作製した。さらに、各中間部材に対応させて、発火部として作製したときの突出長さｈが１６ｍｍとなるように自身の突出長さ（ｈ−ｔ）を異ならせた、外径Ｄｐが０．７ｍｍの貴金属部材を、Ｐｔ−１０Ｎｉ（熱伝導率 ２７．８Ｗ／（ｍ・Ｋ））を材料としてそれぞれ形成した。そして各中間部材と貴金属部材をそれぞれ接合して形成した５種の発火部のサンプルＡ３１〜Ａ３５を、それぞれ、実施例１と同様の試験用のスパークプラグに接合した。このとき、各サンプルの火花放電間隙ＧＡＰの大きさを１．１ｍｍに調整した。また、評価基準として、Ｐｔ−１０Ｎｉを材料とし、外径Ｄｐを０．７ｍｍ、突出長さｈを１．６ｍｍとした貴金属部材のみからなる発火部のサンプルＡ３９（現行品）を用意し、同様に試験用のスパークプラグに接合した。そして各サンプルＡ３１〜Ａ３５，Ａ３９を接合したスパークプラグに対し、実施例１と同内容、同条件で、着火性について評価するための試験を行った。この試験の結果を表５に示す。

表５に示すように、サンプルＡ３１は、貴金属部材よりも中間部材の熱伝導率の方が低いが、サンプルＡ３９（現行品）に対する取り分はあまり大きくなく、０．１となった。サンプルＡ３１は、貴金属部材と接地電極との間に介在する中間部材の突出長さｔが０．１ｍｍと小さく、中間部材内を通過する熱の経路が短いため、貴金属部材からの熱引きを多少は制限するものの、効果的な制限を行えるものとは言い難い。このため、貴金属部材の温度を従来に対し、より高く維持することは難しく、着火性の向上はほとんど望めないと評価した（「△」で示す。）。また、サンプルＡ３２〜Ａ３５では、突出長さｔが長いものほど中間部材内を通過する熱の経路が長くなるため、熱の移動に対する抵抗が大きくなり、貴金属部材に熱が籠もりやすくなって、その結果、取り分が増加する傾向がみられた。このうち取り分が１°ＣＡ未満のサンプルＡ３２については、着火性について良好であるとして「○」と評価した。サンプルＡ３３〜Ａ３５では、貴金属部材からの熱引きをさらに制限でき、その結果１°ＣＡ以上の取り分を得ることがでた。従って現行品に対し、さらなる着火性の向上がみられ、優良と評価した（「◎」で示す。）。この評価試験の結果より、中間部材の突出長さｔを０．２ｍｍ以上の大きさとすれば十分に、貴金属部材の熱引きに制限を設けることができ、着火性を向上することができる。

［実施例５］
次に、発火部を構成する中間部材の突出長さｔと、耐火花消耗性との関係について確認するため、評価試験を行った。この評価試験では、実施例４で作製したサンプルＡ３１〜Ａ３５，Ａ３９に加え、実施例４と同様に、中間部材の突出長さｔを１．５ｍｍとし、これにあわせて形成した貴金属部材を接合し、突出長さｈを１．６ｍｍとした発火部のサンプルＡ３６を用意した。そして各サンプルを組み付けた試験用のスパークプラグをそれぞれ実施例３と同様に評価用のエンジンに組み付け、ＷＯＴ（スロットル全開）で４００時間の模擬走行による耐久試験を行った。そして耐久試験後に各サンプルの火花放電間隙ＧＡＰの大きさを測定し、初期の火花放電間隙ＧＡＰの大きさ（１．１ｍｍ）との差分（すなわち火花放電に伴う貴金属部材の消耗量）を求めた。この試験の結果を表６に示す。

表６に示すように、サンプルＡ３１は中間部材の熱伝導率が貴金属部材の熱伝導率よりも低いにもかかわらず、中間部材の突出長さｔが０．１ｍｍと小さいため、中間部材内を通過する熱の経路が短く熱の移動に対する抵抗が小さい。このため、貴金属部材が効果的に熱引きされ、酸化消耗が抑制されて耐火花消耗性が向上し、中間部材の設けられていないサンプルＡ３９と同等の貴金属部材の消耗量（０．０５ｍｍ）に抑えることができた（優良と評価し「◎」で示す。）。また、サンプルＡ３２〜Ａ３５は、中間部材の突出長さｔが０．２〜１．４［ｍｍ］のものであるが、貴金属部材の消耗量がサンプルＡ３９よりも大きくなったものの、消耗量が０．１ｍｍ未満であった。このため、耐火花消耗性においては許容範囲にあると評価し、「○」で示した。一方、突出長さｔを１．５ｍｍとしたサンプルＡ３６は、中間部材内を通過する熱の経路が長くなり過ぎ熱の移動に対する抵抗が大きい。このため、貴金属部材に籠もる熱が大きくなり、酸化消耗を抑制しにくく耐火花消耗性が低下したと評価し、「×」で示す。この評価試験の結果より、中間部材の突出長さｔを１．５ｍｍ以下の大きさとすれば、従来の発火部に対して耐火花消耗性は低下する場合があるものの許容範囲であり、むしろ、実施例４の結果によれば着火性の向上における効果が得られるため、好ましいことがわかった。

［実施例６］
次に、発火部を構成する中間部材の外径Ｄｎと貴金属部材の外径Ｄｐとの差分、Ｄｎ−Ｄｐと、耐久性との関係について確認するため評価試験を行った。この評価試験では、Ｐｔ−１０Ｒｈ（熱伝導率 ２７．８Ｗ／（ｍ・Ｋ））を材料とし、外径Ｄｐを０．７ｍｍ、突出長さ（ｈ−ｔ）を０．５ｍｍに形成した貴金属部材を用意した。また、表１に示す材料Ｎ１５（熱伝導率 １５Ｗ／（ｍ・Ｋ））を用い、外径Ｄｎを０．５〜１．３［ｍｍ］の範囲で異ならせ、突出長さｔを０．４ｍｍとした５種類の中間部材を作製した。そしてこれら貴金属部材と突出部材とをレーザ溶接し、突出長さｈが０．９ｍｍで、外径差Ｄｎ−Ｄｐを−０．２〜０．６［ｍｍ］の範囲で異ならせた発火部のサンプルＡ４１〜Ａ４５を作製した。また評価基準として、Ｐｔ−１０Ｎｉを材料とする貴金属部材のみからなり、外径が０．７ｍｍで突出長さｈが０．９ｍｍの発火部のサンプルＡ４９（現行品）を用意した。

これら各サンプルＡ４１〜Ａ４９を試験用のスパークプラグに接合し、スパークプラグを排気量２．０Ｌ ４気筒のガソリンエンジンに組み付け、無負荷レーシングパターンを１０００サイクル繰り返し行い、熱負荷および振動負荷を与える評価試験を行った。無負荷レーシングパターンとは、アイドリング状態から一気に全開状態（７０００ｒｐｍ）とし、再びアイドリング状態に戻すテストパターンであり、特に振動負荷による影響を評価するのに適している。この試験の結果を表７に示す。

表７に示すように、Ｄｎ−Ｄｐが−０．２ｍｍとなったサンプルＡ４１では、中間部材と貴金属部材との接合界面において剥離が生じ、貴金属部材が脱落した。サンプルＡ４１では中間部材の外径Ｄｎが０．５ｍｍであるのに対し、貴金属部材の外径Ｄｐが０．７ｍｍと２ｍｍも大きく、相対的な重みが増すため、振動負荷に対する影響を受けやすい。一方、Ｄｎ−Ｄｐが−０．２ｍｍより大きいサンプルＡ４２〜Ａ４６では、貴金属部材の脱落は生じなかった。この評価試験の結果よれば、Ｄｎ−Ｄｐが−０．１ｍｍ以上の関係を満たすことが好ましい。

［実施例７］
さらに、Ｄｎ−Ｄｐと、着火性との関係について確認するため評価試験を行った。この評価試験では、実施例６で作製したサンプルＡ４１〜Ａ４６を組み付けた実施例１と同様の試験用のスパークプラグを用意した。また評価基準として、実施例３で用いた、Ｐｔ−１０Ｎｉを材料とし、外径Ｄｐを０．７ｍｍ、突出長さｈを０．９ｍｍとした貴金属部材のみからなる発火部のサンプルＡ２９（現行品）を用意し、同様に試験用のスパークプラグに接合した。そして各サンプルＡ４１〜Ａ４６，２９を接合したスパークプラグに対し、実施例１と同内容、同条件で、着火性について評価するための試験を行った。この試験の結果を表８に示す。

表８に示すように、サンプルＡ４６は、貴金属部材よりも中間部材の熱伝導率の方が低いが、サンプルＡ２９（現行品）に対する取り分はあまり大きくなく、０．１となった。サンプルＡ４６は、中間部材と貴金属部材との外径差Ｄｎ−Ｄｐが０．６ｍｍあり、中間部材内を通過する熱の流路の断面積が大きいため熱の流通がスムーズに行われてしまい、貴金属部材からの熱引きを多少は制限するものの、効果的な制限を行えるものとは言い難い。このため、貴金属部材の温度を従来に対し、より高く維持することは難しく、着火性の向上はほとんど望めないと評価した（「△」で示す。）。一方、サンプルＡ４１〜Ａ４５は中間部材と貴金属部材との外径差Ｄｎ−Ｄｐが０．５ｍｍ以下であり、いずれも取り分が正の値をとった。熱の流通、つまり貴金属部材からの熱引きを制限し、貴金属部材に熱を籠もりやすくして、その結果、取り分が増加した。このうち取り分が１°ＣＡ未満のサンプルＡ４４，Ａ４５については、着火性について良好であるとして「○」と評価した。サンプルＡ４１〜Ａ４３では、貴金属部材からの熱引きをさらに制限でき、その結果１°ＣＡ以上の取り分を得ることがでた。従って現行品に対し、さらなる着火性の向上がみられ、優良と評価した（「◎」で示す。）。この評価試験の結果より、中間部材と貴金属部材との外径差Ｄｎ−Ｄｐを０．５ｍｍ以下とすれば、貴金属部材の熱引きに制限を設けることができ、着火性を向上することができる。

［実施例８］
次に、溶融部の外形形状と着火性との関係について確認するため、評価試験を行った。この評価試験では、試験を行う発火部のサンプルとして、上記実施例２で用いたサンプルＡ２６（表３参照）と、このサンプルＡ２６を大きさや組成の基礎とし、溶融部の外形形状を異ならせた３種類のサンプルＡ５１，Ａ５２，Ａ５３を用意した。また、比較用に、実施例２で用いたサンプルＡ２９（現行品：表３参照）を用意した。具体的に、各サンプルを作製するにあたり、貴金属部材３０１には同一のもの、すなわち、図６に示すように、Ｐｔ−１０Ｎｉ（熱伝導率 ２７．８Ｗ／（ｍ・Ｋ））を材料とし、外径をφ０．７ｍｍ、高さ（長さ）を０．５ｍｍに形成したものを用いた。また、サンプルＡ２６の中間部材３０２には、材料にＮ１５（表１参照）を用い、外径をφ０．７５ｍｍ、高さ（長さ）を０．４ｍｍに形成し、接地電極３０５（図９参照）との接合面側を鍔広に形成したものを用いた。サンプルＡ５１の中間部材３１２には、図８に示すように、上記の中間部材３０２において、貴金属部材３０１との接合面側を、その接合面から０．１５ｍｍにわたってφ０．６ｍｍに縮径したものを用いた。また、サンプルＡ５２の中間部材３２２には、図１０に示すように、上記の中間部材３０２において、貴金属部材３０１との接合面側を、その接合面から０．１５ｍｍにわたってφ０．７８ｍｍに拡径したものを用いた。そして、サンプルＡ５３の中間部材３３２には、図１２に示すように、上記の中間部材３０２において、貴金属部材３０１との接合面側を、その接合面から０．１５ｍｍにわたってφ０．９ｍｍに拡径したものを用いた。

そして、各中間部材３０２，３１２，３２２，３３２に、レーザ溶接で、貴金属部材３０１を接合した。なお、溶接条件はそれぞれのサンプルで異ならせ、最適な接合状態が実現されるようにしている。図７に示すように、サンプルＡ２６の発火部３００に形成された溶融部３０３は、その外形形状（発火部３００の断面における溶融部３０３の輪郭線の形状）が、発火部３００の中心軸Ｚ側へ向けて窪んだ弧状となった。また、図９に示すように、サンプルＡ５１の発火部３１０に形成された溶融部３１３は、その外形形状が、発火部３１０の中心軸Ｚ側へ向けて、サンプルＡ２６の溶融部３０３よりも大きく窪んだ弧状となった。そして、図１１に示すように、サンプルＡ５２の発火部３２０に形成された溶融部３２３は、その外形形状が直線状となった。また、図１３に示すように、サンプルＡ５３の発火部３３０に形成された溶融部３３３は、その外形形状が、発火部３３０の中心軸Ｚから遠ざかる向きに膨らんだ弧状となった。

このように用意した各サンプルＡ２６，Ａ５１，Ａ５２，Ａ５３，Ａ２９を、それぞれ試験用のスパークプラグの接地電極３０５に接合し、実施例１と同一の評価試験を行った。この試験の結果を表９に示す。

表９に示すように、発火部の断面における溶融部の輪郭線の形状（溶融部の外形形状）が中心軸Ｚ側へ向けて（内側へ）窪んだ弧状となったサンプルＡ２６およびサンプルＡ５１は、中間部材を設けなかった現行品（サンプルＡ２９）に対する取り分が、それぞれ１．２、１．６［°ＣＡ］となり、１°ＣＡ以上を確保できたので、良好な着火性が得られると評価し、「◎」で示した。また、溶融部の外形形状が直線状だったサンプルＡ５２についても、サンプルＡ２９に対する取り分として１．０°ＣＡを確保でき、上記同様、良好な着火性が得られると評価して「◎」で示した。一方、溶融部の外形形状が、中心軸Ｚから遠ざかる向き（外側）に膨らんだ弧状となったサンプルＡ５３については、サンプルＡ２９に対する取り分が１°ＣＡ未満の０．７°ＣＡであったが、サンプルＡ２９に対して正の取り分を得られたので、着火性としては良好と評価して「○」で示した。このように、貴金属部材と中間部材の接合部である溶融部の外形形状を直線状または内側へ窪んだ弧状に構成することにより、熱引きを制限して着火性の向上を図ることができることを確認できた。

［実施例９］
次に、発火部の断面で、溶融部を含み、断面積が最小となる位置における断面の面積Ｓｙと、発火部の断面で、中間部材のみを含み、溶融部に最も近い位置における断面の面積Ｓｎとの比、Ｓｙ／Ｓｎと、貴金属部材の耐火花消耗性との関係について確認するため、評価試験を行った。この評価試験では、試験を行う発火部のサンプルとして、上記の実施例８で用いた、溶融部の外形形状が内側へ窪んだ弧状となったサンプルＡ２６およびサンプルＡ５１と、溶融部の外形形状がサンプルＡ５１よりもさらに内側へ窪んだ弧状をなすサンプルＡ５５とを用意した（実施例８と同様にサンプルＡ２６を大きさや組成の基礎とした。）。作製した各サンプルＡ２６，Ａ５１，Ａ５５の発火部をＸ線にて撮像し、取得した画像からそれぞれの断面積ＳｙおよびＳｎを測定したところ、断面積Ｓｙについては順に、０．３８，０．２４，０．２０［ｍｍ^２］であり、断面積Ｓｎについては、いずれも０．４４［ｍｍ^２］であった。なお、発火部の断面積ＳｙおよびＳｎを測定した位置について、その具体例を、上記実施例８で作製した発火部３００，３１０，３２０，３３０それぞれの断面を示す図７，図９，図１１，図１３において、点線で示した。

さらに、各サンプルＡ２６，Ａ５１，Ａ５５のＳｙ／Ｓｎを計算したところ、順に、０．８６，０．５５，０．４５となった。よって、サンプルＡ２６，Ａ５１，Ａ５５の順に、溶融部におけるくびれ具合（外形形状が内側へ向けて窪む弧状をなす溶融部のその外形形状の窪み具合）が大きくなるのを確認した。そして、各サンプルＡ２６，Ａ５１，Ａ５５を試験用のスパークプラグに接合し、実施例３と同一の評価試験を行った。この試験の結果を表１０に示す。

表１０に示すように、サンプルＡ２６およびサンプルＡ５１の貴金属部材の消耗量は、それぞれ０．０５，０．０８［ｍｍ］となり、いずれも前述の実施例３におけるサンプルＡ２９の消耗量（０．０３ｍｍ）よりは大きかったものの０．１ｍｍ以下であったため、耐火花消耗性において許容範囲にあると評価して「○」で示した。一方、サンプルＡ５５は、金属部材の消耗量が０．１２ｍｍとなり、０．１ｍｍを超え、上記のサンプルＡ２９に比べて大きく消耗したため、耐火花消耗性はよくないと評価して「×」で示した。このことからＳｙ／Ｓｎを０．５５以上とすれば、耐火花消耗性が従来の発火部に対して低下するが許容範囲にあり、その一方で、上記の実施例８の結果によれば着火性の向上における効果を得られるため、好ましいことがわかった。

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。発火部８０は、接地電極３０の一端部３１における内面３３に接合したが、この内面３３とは接地電極３０の一側面であって、中心電極２０の先端部２２を向く側の面であり、必ずしも接地電極３０の屈曲された内向きの面を指すものではない。例えば図４に示すスパークプラグ２００のように、中心電極１２０の先端部１２２に接合された電極チップ１９０が軸線Ｏに沿って延び、その電極チップ１９０と、接地電極１３０の先端部１３１に設けられる発火部１８０との間で火花放電間隙ＧＡＰが形成される形態の場合、内面１３３は、火花放電間隙ＧＡＰに面した中心電極１２０の先端部１２２を向く側の面であればよい。

また、図５に示す発火部２８０のように、貴金属部材２８１の外径Ｄｐが中間部材２８６の外径Ｄｎよりも小さくともよい。また、貴金属部材２８１と中間部材２８６とを接合する溶融部２８５も、発火部２８０の断面において両者の合わせ面に沿って発火部２８０の内部で連続する形態であってもよい。

Claims (6)

1. 中心電極と、軸線方向に沿って延びる軸孔を有し、その軸孔の内部で前記中心電極を保持する絶縁碍子と、当該絶縁碍子を周方向に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、他端部における自身の一側面が前記中心電極の先端部に向き合うように屈曲された接地電極と、当該接地電極の前記他端部における前記一側面上で、前記中心電極の前記先端部と対向する位置に接合され、前記一側面から前記中心電極へ向けて０．６〜１．６［ｍｍ］突出する発火部とを備え、
   前記発火部が、
   Ｎｉを主成分とし、前記一側面に接合され、前記中心電極に向けて突出する中間部材と、
   貴金属を主成分とし、前記中間部材の突出先端に接合され、自身と前記中心電極の前記先端部との間で火花放電間隙を形成すると共に、自身と前記中間部材との接合によって形成される溶融部に隣接する部位の外径Ｄｐが０．５〜１．２［ｍｍ］である貴金属部材と
   を有するスパークプラグにおいて、
   前記中間部材の熱伝導率が、前記貴金属部材の熱伝導率よりも低いことを特徴とするスパークプラグ。
2. 前記中間部材の熱伝導率が１０〜２５［Ｗ／（ｍ・Ｋ）］であることを特徴とする請求項１に記載のスパークプラグ。
3. 前記中間部材の前記一側面からの突出方向における長さが０．２〜１．４［ｍｍ］であることを特徴とする請求項１または２に記載のスパークプラグ。
4. 前記中間部材の接合前の外径をＤｎとしたときに、
   −０．１≦Ｄｎ−Ｄｐ≦０．５
   を満たすことを特徴とする請求項１乃至３のいずれかに記載のスパークプラグ。
5. 前記溶融部はレーザ溶接または電子ビーム溶接により形成され、
   前記発火部の中心軸を通る前記発火部の断面の輪郭線のうち、前記溶融部の位置における前記輪郭線の形状が、直線状または前記中心軸側へ窪んだ弧状をなすことを特徴とする請求項１乃至４のいずれかに記載のスパークプラグ。
6. 前記中心軸に直交する前記発火部の断面で、前記溶融部が含まれる断面のうち、断面積が最小となる位置における前記発火部の断面の面積をＳｙとし、
   前記中心軸に直交する前記発火部の断面で、前記中間部材のみが含まれる断面のうち、前記中心軸に沿う方向で最も前記溶融部に近い位置における前記発火部の断面の面積をＳｎとしたときに、
   Ｓｙ／Ｓｎ≧０．５５
   を満たすことを特徴とする請求項５に記載のスパークプラグ。

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