WO2012017944A1

WO2012017944A1 - スパークプラグ

Info

Publication number: WO2012017944A1
Application number: PCT/JP2011/067453
Authority: WO
Inventors: 博俊吉▲崎▼; 直道宮下; 無笹　守
Original assignee: 日本特殊陶業株式会社
Priority date: 2010-08-03
Filing date: 2011-07-29
Publication date: 2012-02-09
Also published as: CN103053084A; US20130169141A1; EP2602886A4; KR101428950B1; KR20130039764A; EP2602886A1; CN103872583A; CN103872583B; US8766521B2; EP2602886B1

Abstract

　表面にＮｉめっき層が形成された主体金具（５０）を取付孔（９１）に螺合する過程で、ステンレス鋼からなるガスケット（６０）を張出部（５４）と開口周縁部（９２）との間に挟みつつも非圧縮の状態において、ガスケット（６０）の表面は、自身のその他の表面に対し非接触の状態である。ガスケット（６０）を軸線Ｏ方向の断面で見たとき、ガスケット（６０）と張出部（５４）とは点Ｘの一点において接触し、ガスケット（６０）と開口周縁部（９２）とは点Ｙの一点において接触し、且つ、点Ｙは点Ｘよりも径方向外側に位置する。さらに点Ｙは、張出部（５４）の座面（５５）の最大外径Ｄｚよりも径方向内側に位置する。

Description

スパークプラグ

　本発明は、内燃機関の取付孔を介した気密漏れを封止する封止部材が装着されるスパークプラグに関する。

　一般的に、スパークプラグは、主体金具の外周に形成したねじ山を、内燃機関の取付孔に形成した雌ねじに対してねじ止めすることで、内燃機関への取付けを行う。主体金具の外周には円環状の封止部材（ガスケット）が装着され、取付孔を介した燃焼室内の気密漏れが防止される。一般的なガスケットは、円環状に形成した金属板を、例えば断面（形成後の周方向と直交する断面）がＳ字形状となるように厚み方向において折り返して作製される。スパークプラグは、取付け時に、主体金具の張出部と取付孔の開口周縁部との間にガスケットを挟み、圧縮する。ガスケットは、ねじ締めに伴い変形し、張出部と開口周縁部とのそれぞれに対する密着性および軸力（締め付けに伴う圧縮により軸方向に働く反力）を高め、気密漏れを封止する。

　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。ガスケットにおいては、エンジンの振動による変形や、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よって軸力が低下し、ねじ止めに緩みを生ずると、密着性の低下を招く場合がある。そこで、ガスケットの材料強度を高め、締め付け後の塑性変形を抑制して軸力を確保しつつも、ガスケットの形状（折り返し）を規定することで取付け時の変形を確保し、密着性の維持を図っ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。）。

　また、直噴式のエンジンでは、燃焼室内に突き出される接地電極と、燃料の噴射口と、火花放電間隙との位置関係が、着火性に影響する。ゆえに、スパークプラグをエンジンに取り付ける際には、ねじの回転により接地電極の向き（燃焼室内における上記の位置関係）を自由に調整できることも望まれる。そこで、スパークプラグを取り付ける際のねじ締めで、トルクを維持しつつもガスケットが潰れることのできる大きさ（圧縮変位の変化量）を確保したものが知られている（例えば特許文献２参照）。特許文献２では、ガスケットの圧縮変位の変化量を０．５ｍｍ以上確保したことで、所定の軸力を維持した状態でねじの回転を０．５～１回転以上確保し、接地電極の向きを調整できるようにしている。

特開２００４－１３４１２０号公報特開２０００－２６６１８６号公報

　しかしながら、特許文献１では、エンジンの更なる高性能化に伴いエンジンの振動が大きくなり、それに起因した大きな力がスパークプラグに加わり、ガスケットと張出部との間や、ガスケットと開口周縁部との間において滑りが発生し、ねじ止めの緩みが生ずる場合がある。

　また、特許文献２では、ガスケットの圧縮変位の変化量を確保するための潰れ代となる部分が、ガスケットの軸方向よりも径方向に大きく確保されている。ガスケットは取り付け時の潰れによって径方向に広がりやすいため、潰れ代となる部分の形状が径方向に大きいガスケットでは張出部からはみ出す場合がある。

　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、封止部材を挟んで取付孔にねじ止めする主体金具の耐緩み性を確保することができ、且つ、封止部材が潰れた際の張出部からのはみ出しを抑制しつつも十分な大きさの潰れ代を確保できるスパークプラグを提供することを目的とする。

　本発明の第１態様によれば、中心電極と、軸孔を有し、その軸孔の先端側内部に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し、且つ、自身の外周にねじ山が形成され、さらに、当該ねじ山よりも基端側に形成され、自身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を有する筒状の主体金具と、前記中心電極との間で火花放電ギャップを形成する接地電極と、円環状の板材を厚み方向に複数回折り返して形成される環状形態をなし、前記主体金具のうち前記ねじ山と前記張出部との間の部位に外側から同心的に装着される封止部材であって、前記主体金具が、雌ねじの形成された取付孔に螺合により取り付けられた状態において、前記張出部と、前記取付孔の開口周縁部との間にて圧縮されて、前記張出部と前記開口周縁部との間を封止する封止部材と、を備えたスパークプラグにおいて、前記主体金具を前記取付孔に螺合する過程で、前記封止部材を前記張出部と前記開口周縁部との間に挟みつつも非圧縮の状態において、前記封止部材の表面で、前記折り返しによって向き合う表面同士は、互いに非接触の状態であり、前記スパークプラグの軸線を含む平面にて前記封止部材の断面を見たときに、前記封止部材と前記張出部との接触が第１接触点の一点においてなされ、且つ、前記封止部材と前記開口周縁部との接触が第２接触点の一点においてなされ、且つ、前記第２接触点は第１接触点よりも径方向外側に位置することを特徴とするスパークプラグが提供される。

　スパークプラグを内燃機関の取付孔に取り付けた場合、主体金具の張出部と、取付孔の開口周縁部との間にて封止部材が圧縮され、張出部と開口周縁部とに面接触することによって、取付孔を介した気密漏れが維持される。封止部材と張出部および開口周縁部との間における摩擦力を高めれば、主体金具の耐緩み性を確保することが可能である。ここで、スパークプラグを取り外す場合、封止部材と張出部との間よりも、封止部材と開口周縁部との間において、滑りが生じやすいことが、発明者らの検証によって判明した。板材を折り返して形成される封止部材はバネ性を有し、圧縮による変形は、折り返し部分を中心になされることとなる。このため、非圧縮の状態の封止部材と張出部との接触が第１接触点の一点でなされ、封止部材と開口周縁部との接触が第２接触点の一点でなされれば、圧縮されても、径方向における第１接触点と第２接触点との位置関係は維持される。その上で、第２接触点が第１接触点よりも径方向の外側に位置すれば、開口周縁部と接する第２接触点によって描かれる仮想円の直径を、張出部と接する第１接触点によって描かれる仮想円の直径よりも大きくできる。すると、封止部材と張出部との間における摩擦力よりも、封止部材と開口周縁部との間における摩擦力を高めることができる。このため、封止部材と張出部との間においては滑りをスムーズにし、封止部材と開口周縁部との間における滑りを抑制することができる。よって、同一の締付トルクで締め付けを行った場合の軸力を大きくすることができ、耐緩み性を確保することができる。

　また、封止部材が非圧縮の状態において封止部材の表面同士が接触する部位がある場合、封止部材の圧縮に伴う変形は、表面同士の接触による制限を受ける。このため、封止部材が圧縮されると、上記の第１接触点および第２接触点とは別に、表面同士の接触部位に対応して張出部や開口周縁部に対し抗力を発生ずる部位が生ずる。よって、このような封止部材では、圧縮直後から、第１接触点や第２接触点において張出部や開口周縁部に対して生じている抗力が、表面同士の接触部位に対応して張出部や開口周縁部に対し発生した抗力の影響を受けることとなる。第１態様のように、封止部材が非圧縮の状態において、封止部材の自身の表面同士が非接触の状態にあれば、封止部材のバネ性によって、第１接触点や第２接触点における張出部や開口周縁部に対する抗力は十分に高められる。さらに封止部材は、圧縮によって、自身の表面同士が接触部位を生じた後も、その抗力は維持される。ゆえに、表面同士に接触部位が生じてから、表面同士の接触部位に対応して張出部や開口周縁部に対し発生した抗力が、第１接触点や第２接触点において張出部や開口周縁部に対して生じている抗力に及ぼす影響は小さい。したがって、第１態様の封止部材を用いれば、非圧縮の状態で表面同士が接触する構造の封止部材と比べ、径方向における第１接触点と第２接触点との位置関係が維持される。ゆえに、開口周縁部との間において生ずる摩擦力を、張出部との間において生ずる摩擦力よりも大きく維持することができる。すなわち、封止部材が、非圧縮の状態においていずれの表面も他の表面とは接していなければ、同一の締付トルクで締め付けを行った場合の軸力を大きくすることができ、耐緩み性を確保することができる。

　第１態様において、前記第２接触点は、前記主体金具の前記張出部のうち前記封止部材を向く側の面の最大外径Ｄｚよりも内側に位置してもよい。主体金具を取付孔に螺合した場合の封止部材と張出部および開口周縁部との密着性を確保するには、封止部材のバネ性（圧縮後に維持される抗力）を確保することが好ましい。バネ性を確保するには、封止部材と張出部および開口周縁部との接触位置、すなわち第１接触点および第２接触点の位置が、共に、張出部と開口周縁部との対向面内に配置されることが望ましい。よって、第１接触点よりも径方向外周側に位置する第２接触点が、一般に開口周縁部よりも小面積に形成される張出部の最大外径Ｄｚよりも内側（径方向内周側）に位置することが好ましい。

　本発明の第２態様によれば、中心電極と、軸孔を有し、その軸孔の先端側内部に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し、且つ、自身の外周にねじ山が形成され、さらに、当該ねじ山よりも基端側に形成され、自身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を有する筒状の主体金具と、前記中心電極との間で火花放電ギャップを形成する接地電極と、前記主体金具のうち前記ねじ山と前記張出部との間の部位に外側から同心的に装着される環状形態をなし、前記主体金具が、雌ねじの形成された取付孔に螺合により取り付けられた状態において、前記張出部と、前記取付孔の開口周縁部との間にて圧縮されて、前記張出部と前記開口周縁部との間を封止する封止部材と、を備えたスパークプラグにおいて、前記主体金具を前記取付孔に螺合して前記封止部材を前記張出部と前記開口周縁部との間に挟んで圧縮した際に、前記封止部材は、前記張出部および前記開口周縁部のそれぞれに面接触するものであり、さらに、前記主体金具を前記取付孔から取り外し、前記張出部および前記開口周縁部に残る前記封止部材との接触痕を観察し、前記張出部側の接触痕の外径をｄ１_ｏ、内径をｄ１_ｈとし、その接触痕の等価摩擦直径Ｄ１を（１）式で求め、且つ、前記開口周縁部側の接触痕の外径をｄ２_ｏ、内径をｄ２_ｈとし、その接触痕の等価摩擦直径Ｄ２を（２）式で求めた場合に、Ｄ１＜Ｄ２を満たすことを特徴とするスパークプラグが提供される。
ただし、

とする。

　スパークプラグを内燃機関の取付孔に取り付けた場合、主体金具の張出部と、取付孔の開口周縁部との間にて封止部材が圧縮され、張出部と開口周縁部とに面接触することによって、取付孔を介した気密漏れが維持される。封止部材と張出部および開口周縁部との間における摩擦力を高めれば、主体金具の耐緩み性を確保することが可能である。ここで、スパークプラグを取り外す場合、封止部材と張出部との間よりも、封止部材と開口周縁部との間において、滑りが生じやすいことが、発明者らの検証によって判明した。ゆえに、封止部材と張出部との間における摩擦力よりも、封止部材と開口周縁部との間における摩擦力を高めれば、封止部材と開口周縁部との間における滑りを抑制することができる。つまり、スパークプラグの取り外しに必要な戻しトルクを大きくすることができ、ねじ止めの緩みを抑制することができる。そこで第２態様では、スパークプラグを取り外した場合に、張出部および開口周縁部に封止部材との面接触によってできた接触痕を観察し、外径および内径を測定して、張出部側の等価摩擦直径Ｄ１と、開口周縁部側の等価摩擦直径Ｄ２とを求める。このとき、Ｄ１＜Ｄ２を満たすことによって、封止部材と張出部との間における摩擦力よりも、封止部材と開口周縁部との間における摩擦力が高くなるようにすることができる。これにより、封止部材と開口周縁部との間における滑りを抑制し、耐緩み性を確保することができるのである。また、Ｄ１＜Ｄ２を満たすことによって、スパークプラグを取り付ける場合において、封止部材と張出部との間において滑りが生じやすくなり、同一の締付トルクで締め付けを行った場合の軸力を大きくすることができる。これにより、耐緩み性を確保することができる。

　このことから、Ｄ１＜Ｄ２を満たすように、取り付けの際の封止部材と張出部および開口周縁部との接触状態を調整すれば、耐緩み性の確保が可能となる。例えば、スパークプラグを取付孔に取り付ける際のねじ締めによる封止部材の圧縮開始直前の状態において、張出部と開口周縁部とに挟まれた封止部材の周方向と直交する断面を見る。その断面で、封止部材が張出部と開口周縁部とのそれぞれに接する点が一点であり、且つ、張出部に接する点が、開口周縁部に接する点よりも内周側にある断面形状を有した封止部材を用いるとよい。このようにすれば、圧縮後の封止部材における張出部との接触が、上記張出部に接する点の位置を中心になされることとなり、接触痕の等価摩擦直径Ｄ１を、その点を通る円周の直径に近づけることができる。同様に、圧縮後の封止部材における開口周縁部との接触が、上記開口周縁部に接する点を中心になされることとなり、接触痕の等価摩擦直径Ｄ２を、その点を通る円周の直径に近づけることができる。したがって、上記張出部に接する点が、上記開口周縁部に接する点よりも内周側に位置することで、Ｄ１＜Ｄ２が満たされやすい。なお、等価摩擦直径とは、「回転摩擦力に関して、円環状の接触を、それと同一の回転摩擦力を有する円形状の接触に置き換えたときの円の直径」を指す。

　第２態様において、前記主体金具の前記張出部において、前記封止部材を向く側の面の最大外径をＤｚとしたときに、Ｄｚ＞Ｄ２を満たしてもよい。等価摩擦直径Ｄ１，Ｄ２は、それぞれ、封止部材と張出部との接触径、および封止部材と開口周縁部との接触径に相当することとなる。封止部材と張出部および開口周縁部との密着性を確保するには、封止部材のバネ性（圧縮後に維持される抗力）を確保することが好ましい。バネ性を確保するには、封止部材と張出部および開口周縁部との接触位置が、共に、張出部と開口周縁部との対向面内に配置されることが望ましい。ゆえに、および封止部材と開口周縁部との接触径に相当する等価摩擦直径Ｄ１，Ｄ２が、一般に開口周縁部よりも小面積に形成される張出部の最大外径Ｄｚよりも、小さいこと、すなわち、Ｄｚ＞Ｄ２を満たすとよい。

　第１態様および第２態様において、前記封止部材はステンレス鋼からなるものであってもよく、前記主体金具の表面にはＮｉめっき層が形成されていてもよい。内燃機関の小型化、高性能化に伴い、近年では、内燃機関の振動が従来よりも激しくなり、また、燃焼室内の温度が従来よりも上昇傾向にある。剛性の高いステンレス鋼を封止部材に用いれば、内燃機関の駆動・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高く、有効である。また、主体金具の表面にＮｉめっき層を形成すれば、耐食性に効果を奏する。しかし、Ｎｉめっき層の形成された主体金具は、一般的な、Ｚｎめっき層の形成された主体金具と比べ、ねじの噛み合わせにおける摩擦力が大きい。ゆえに同一の締付トルクで締め付けを行った場合、締め付けにより発生する軸力が、Ｚｎめっき層の形成された主体金具よりも小さくなってしまうことが知られている。そこで第１態様、第２態様のように、封止部材と取付孔の開口周縁部との間の摩擦力を高め、さらに、封止部材にステンレス鋼を用いることによるクリープ変形に起因したねじ止めの緩みを抑制する。このようにすれば、主体金具の表面へのＮｉめっき層の形成に伴う締め付け時の軸力の低下を補ってなお、十分な戻しトルク（従来よりも大きなトルク）を得て、耐緩み性を確保することができる。

　第１態様または第２態様に係るスパークプラグにおいて、前記封止部材の中心軸を含む平面にて当該封止部材の断面を見たときに、当該封止部材の断面は、一方の端部から他方の端部まで連続しつつ前記他方の端部が前記一方の端部よりも内側に位置する渦巻状であり、且つ、前記封止部材の断面において、前記封止部材は、自身の一端を前記一方の端部とし、前記自身の一端よりも前記封止部材の径方向内側に位置する自身の他端へ向け、前記封止部材の軸方向に沿う成分よりも前記径方向に沿う成分の方が大きくなるように、略直線状に延びる第一延伸部と、前記径方向に沿う成分よりも前記軸方向に沿う成分の方が大きくなるように略直線状に延びる第二延伸部と、前記第一延伸部の他端と前記第二延伸部の一端とを、曲率半径ｒの曲線にて接続する第一接続部と、前記第二延伸部よりも前記径方向外側の位置にて、前記径方向に沿う成分よりも前記軸方向に沿う成分の方が大きくなるように略直線状に延びる第三延伸部と、前記第二延伸部の他端と前記第三延伸部の一端とを、前記第一延伸部から離れる方向に屈曲する曲線にて接続する第二接続部と、自身の一端が前記第三延伸部の他端に接続され、且つ、自身の他端を前記他方の端部とし、前記軸方向において、前記第一延伸部および前記第二接続部との間に位置しつつ当該第一延伸部および当該第二接続部と重なる部位を有する第三接続部とから構成され、前記封止部材は、前記第一延伸部が前記主体金具の前記張出部に接触する側に位置し、且つ、前記主体金具が前記第二延伸部よりも前記径方向内側に位置するように前記主体金具に装着され、前記封止部材が、前記主体金具を前記取付孔に螺合する前において、前記主体金具に装着された状態において、前記封止部材の前記軸方向の高さをｈ、ｈ／２を満たす位置における前記第二延伸部の厚みをｔとし、さらに、前記封止部材の前記径方向において、前記第三延伸部のうち、前記封止部材の前記中心軸から最も離れた部位における前記中心軸からの径方向距離をＲ１、前記第二延伸部のうち、前記封止部材の前記中心軸に最も近い部位における前記中心軸からの径方向距離をＲ２としたときに、２×ｔ≦ｒ≦（Ｒ１－Ｒ２）／２を満たし、且つ、ｈ≧（Ｒ１－Ｒ２）を満たしてもよい。

　封止部材の断面の形状を規定することで、封止部材が圧縮される際の大きさを確保でき、封止部材による気密性を維持したまま、ねじ付部材の周方向の向きを調整することができる。具体的に、２×ｔ≦ｒとすることで封止部材の成形性を確保できる。ｒ≦（Ｒ１－Ｒ２）／２とすることで封止部材の圧縮時における潰れ代の大きさを確保でき、ねじ付部材の周方向の向きの調整を可能とすることができる。ｈ≧（Ｒ１－Ｒ２）とすることで、潰れ代を中心軸方向に大きくでき、潰れ代を確保しつつも潰れた際の径方向への膨らみを抑制することができる。

　第１態様または第２態様において、前記封止部材の断面において、前記他方の端部は、前記径方向において、前記一方の端部よりも前記中心軸寄りの位置にあってもよい。封止部材の断面の形状において、他方の端部が一方の端部よりも中心軸寄りの位置にあれば、第一延伸部と張出部との接触位置と中心軸とを半径とする等価摩擦直径を、第二接続部と開口周縁部との接触位置と中心軸とを半径とする等価摩擦直径よりも小さくできる。これにより、ねじ付部材を取り付ける際の締め付けトルクを小さくし、取り外す際の戻しトルクを大きくできるので、耐緩み性を確保することができる。

　第１態様または第２態様において、前記封止部材を前記軸方向に圧縮する際の圧縮荷重をＦとし、前記封止部材への付加圧力ＰをＦ／｛π（Ｒ１^２－Ｒ２^２）｝にて算出したときに、前記付加圧力Ｐが６０ＭＰａ～１３０ＭＰａの範囲内における、前記主体金具を前記取付孔に螺合する際の回転角が、９０°以上３６０°未満であってもよい。さらには、前記付加圧力Ｐが６０ＭＰａ～１３０ＭＰａの範囲内における、前記主体金具を前記取付孔に螺合する際の回転角が、１８０°以上３６０°未満であってもよい。

　回転角として９０°以上を確保できれば、ねじ付部材の周方向の向きを、ねじ付部材が取り付けられる装置の駆動に影響する向きとならないように、調整することができる。さらに、回転角として１８０°以上を確保できれば、ねじ付部材の周方向の向きを、ねじ付部材が取り付けられる装置の駆動において好ましい方向に調整することができる。なお、回転角として３６０°未満とするのは、回転角が３６０°であれば、ねじ付部材の周方向の向きを任意の方向に調整できるので、必要十分である。

　第１態様または第２態様において、前記主体金具を前記取付孔に螺合する前において、前記主体金具に装着された前記封止部材の断面で、前記ｈ／２を満たし、前記厚みｔの中央となる前記第二延伸部の位置において、前記封止部材の硬度を測定したときに、ビッカース硬度で、２００Ｈｖ以上４５０Ｈｖ以下であってもよい。封止部材が２００Ｈｖ以上４５０Ｈｖ以下のビッカース硬度を確保できれば、封止部材が十分なバネ性を得ることができ、ねじ付部材の周方向の向きを調整する際に、十分な軸力を確保できる。

　第１態様または第２態様において、前記主体金具に装着する前の前記封止部材の断面を見たときに、前記第三接続部の一端側から前記他方の端部側へと向かう方向が、前記軸方向に対し、４０°以上７０°以下の角度で交差してもよい。封止部材の断面において、第三接続部の一端側から他方の端部側へと向かう方向が、軸方向に対し、４０°以上の角度で交差すれば、封止部材を圧縮する際に第二延伸部と第三延伸部とを径方向に膨らませ、バネ性をもった変形を行わせ、十分な軸力を確保できる。なお、上記角度が７０°より大きい封止部材は、作製が難しい。

スパークプラグ１の部分断面図である。ガスケット６０の断面ならびに全体の形状を示す図である。スパークプラグ１をエンジンヘッド９０に取り付け、主体金具５０の張出部５４と取付孔９１の開口周縁部９２との間にガスケット６０を挟みつつも非圧縮である状態を示す部分断面図である。スパークプラグ１をエンジンヘッド９０に取り付け、主体金具５０の張出部５４と取付孔９１の開口周縁部９２との間にガスケット６０を挟んで圧縮した状態を示す部分断面図である。スパークプラグ１をエンジンヘッド９０から取り外した場合に主体金具５０の張出部５４および取付孔９１の開口周縁部９２に残るガスケット６０との接触痕Ｊ，Ｋを示す図である。呼び径がＭ１０のスパークプラグにおける、締付トルクに対する戻しトルクの比と、等価摩擦直径比との関係を示すグラフである。呼び径がＭ１２のスパークプラグにおける、締付トルクに対する戻しトルクの比と、等価摩擦直径比との関係を示すグラフである。呼び径がＭ１４のスパークプラグにおける、締付トルクに対する戻しトルクの比と、等価摩擦直径比との関係を示すグラフである。変形例としてのガスケット６８の周方向に直交する断面を示す図である。変形例としてのガスケット６９の周方向に直交する断面を示す図である。ガスケット１００のスパークプラグ２への装着前の状態における周方向断面を示す図である。ガスケット１００のスパークプラグ２への装着後の状態における周方向断面を示す図である。スパークプラグ２をエンジンヘッド９０に取り付け、主体金具５０の張出部５４と取付孔９１の開口周縁部９２との間にガスケット１００を挟んで圧縮した状態を示す部分断面図である。接地電極３０の向きと点火進角（ＢＴＤＣ）との関係を示すグラフである。

　以下、本発明を具体化したスパークプラグの第１の実施の形態について、図面を参照して説明する。まず、図１および図２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６０を装着したスパークプラグ１の構造について説明する。なお、スパークプラグ１は主体金具５０に各部品が組み付けられて完成するものである。よって、便宜上、主体金具５０の軸線が、スパークプラグ１の軸線Ｏと一致するものとして、以下の説明を行うものとする。また、図２において、スパークプラグ１に組み付ける前のガスケット６０の中心軸をＮで示すが、ガスケット６０をスパークプラグ１に組み付けた状態においては、便宜上、軸線Ｏと一致するものとして説明を行うものとする。また、図１において、スパークプラグ１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１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１は、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を保持する絶縁碍子１０を有する。また、スパークプラグ１は、絶縁碍子１０の径方向周囲を周方向に取り囲み、絶縁碍子１０を保持する主体金具５０を有する。主体金具５０の先端面５７には接地電極３０が接合されている。接地電極３０は、先端部３１側が中心電極２０と対向するように屈曲されており、中心電極２０に設けられた貴金属チップ８０との間に火花放電間隙ＧＡＰを有する。

　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を有する筒形状をなす。絶縁碍子１０の軸線Ｏ方向の略中央には、外径が最も大きい鍔部１９が形成されている。鍔部１９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が形成されている。先端側胴部１７よりも先端側には、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は先端側ほど外径が縮小されている。脚長部１３は、スパークプラグ１が内燃機関のエンジンヘッド９０（図３参照）に取り付けられた場合に、エンジンの燃焼室（図示外）内に曝される。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。上記したように、絶縁碍子１０は、軸孔１２の先端側に中心電極２０を保持する。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からなる母材２４の内部に、熱伝導性に優れる銅等からなる金属芯２５を配置した構造を有する。中心電極２０の先端部２２は絶縁碍子１０の先端面から突出し、先端側に向かって外径が縮小されている。先端部２２の先端面には、耐火花消耗性向上のため、貴金属チップ８０が接合されている。また、絶縁碍子１０は、軸孔１２内に、シール体４およびセラミック抵抗３を有する。中心電極２０は、シール体４およびセラミック抵抗３を経由して、軸孔１２の後端側に保持された端子金具４０に電気的に接続されている。スパークプラグ１の使用時には、端子金具４０に点火コイル（図示外）が接続され、高電圧が印加される。

　次に、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（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）を用い、横断面が略長方形の棒状に形成された電極である。接地電極３０は、一端側の基部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。接地電極３０は、他端側の先端部３１側が、中心電極２０の先端部２２側へ向けて屈曲されている。接地電極３０の先端部３１と、中心電極２０の貴金属チップ８０との間には、火花放電間隙ＧＡＰが形成されている。

　次に、主体金具５０について説明する。主体金具５０は、低炭素鋼材からなる円筒状の金具である。前述したように、主体金具５０は、絶縁碍子１０の後端側胴部１８の一部から脚長部１３にかけての部位の周囲を取り囲み、絶縁碍子１０を保持する。主体金具５０は、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９０の取付孔９１（図３参照）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、第１の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Ｍ１０とする規格に沿って作製されたものである。呼び径についてはＭ１０に限定するものではなく、Ｍ１２でもＭ１４であってもよく、あるいはＭ８であってもよい。また、主体金具５０の表面にはＮｉめっき層が形成されている。

　主体金具５０の工具係合部５１と取付部５２との間には、径方向外向きに鍔状に張り出す張出部５４が形成されている。取付部５２と張出部５４との間の部位はねじ首５９と称され、ねじ首５９には、後述するガスケット６０が嵌め込まれている。

　主体金具５０の工具係合部５１より後端側には、厚みの薄い加締部５３が設けられている。張出部５４と工具係合部５１との間には、加締部５３と同様に厚みの薄い座屈部５８が設けられている。主体金具５０の内周で、取付部５２の位置には段部５６が形成されており、段部５６には、環状の板パッキン８が配置されている。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、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は、内側に向けて折り曲げるように加締められることで、リング部材６，７およびタルク９を介し、絶縁碍子１０を主体金具５０内で先端側へ向け押圧する。加締部５３に押圧された絶縁碍子１０は、段部１５が板パッキン８を介して主体金具５０の段部５６に支持されて、主体金具５０と一体になる。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方向の圧縮長さを長くして、気密性を高めている。

　次に、ガスケット６０について説明する。図２に示すガスケット６０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一枚の環状の板材に、その板材の厚み方向において折り返す加工を施して、円環状に作製されたものである。ガスケット６０が主体金具５０に装着される際には、円環状のガスケット６０の中心軸Ｎを軸線Ｏ方向に揃え、ねじ首５９に嵌め込まれる（図１参照）。ガスケット６０は、スパークプラグ１の主体金具５０がエンジンヘッド９０の取付孔９１にねじ止めされた場合に、取付孔９１の開口周縁部９２と、主体金具５０の張出部５４の座面５５（ガスケット６０を向く側の面、図１参照）との間で圧縮されて変形する（図４参照）。ガスケット６０が一周にわたって開口周縁部９２と張出部５４とに密着することで、取付孔９１を介した燃焼室（図示外）内の気密漏れを封止する。

　なお、ガスケット６０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６０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い。ゆえに、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の耐久性が高く、ガスケットの変形に起因するねじ止めの緩みが生じにくい。

　ところで、第１の実施の形態では、耐腐食性を高めるため主体金具５０の表面にＮｉめっき層を形成しているが、一般的に用いられる主体金具の表面には、Ｚｎめっき層が形成される。Ｎｉめっき層が形成された主体金具は、Ｚｎめっき層が形成された主体金具に比べ、ねじの噛み合わせにおける摩擦力が大きい。同一の締付トルクで締め付けを行った場合、Ｎｉめっき層が形成された主体金具は、締め付けにより発生する軸力が、Ｚｎめっき層の形成された主体金具よりも小さくなってしまうことが知られている。

　主体金具の表面にＮｉめっき層を形成することによって締め付け時に十分な軸力を確保しづらくなることに起因するねじ止めの緩みを抑制するには、ガスケットと主体金具およびエンジンヘッドと間の摩擦力を高めるとよい。そして、ねじの取り外し（緩め）に必要な戻しトルクを大きくすればよい。そこで、発明者らは、エンジンヘッドを模したアルミブッシュを用い、アルミブッシュに設けた取付孔に主体金具をねじ止めする際に、ガスケットと主体金具およびアルミブッシュとの間に発生する滑りの状況を観察した。その結果、締め付け時には、ガスケットと主体金具との間にて滑りが生じやすく、ガスケットとアルミブッシュとの間では滑りが生じにくいことがわかった。一方、緩め時には、ガスケットと主体金具との間では滑りが生じにくく、ガスケットとアルミブッシュとの間にて滑りが生じやすいことがわかった。このことから、ガスケットと主体金具との間の摩擦力よりも、ガスケットとアルミブッシュ、すなわちエンジンヘッドとの間の摩擦力を高めれば、ねじ止めの緩みに対する耐性（耐緩み性）を高めることできる。

　そこで第１の実施の形態では、ガスケット６０の形態について、以下の規定を設けた。まず、図２に示すように、ガスケット６０が製品として未使用であり、すなわち圧縮される前（非圧縮）の状態を考える。この状態のガスケット６０においては、環状の板材を厚み方向に折り返して作製されたガスケット６０のいずれの表面も、他の表面とは接していないことを規定している（以下では便宜上、「規定１」ともいう。）。換言すると、未使用のガスケット６０の周方向と直交する断面を見たときに、ガスケット６０の表面で、板材の折り返しによって向き合うこととなった表面同士が、互いに非接触の状態にある（図２に示すように表面同士が向き合う部分に間隙Ｇを有する）ことを規定している。

　さらに、図３に示すように、スパークプラグ１をエンジンヘッド９０の取付孔９１に螺合する過程で、主体金具５０の張出部５４と取付孔９１の開口周縁部９２との間にガスケット６０を挟みつつも非圧縮の状態とする。そして、ガスケット６０を軸線Ｏ方向の断面（軸線Ｏを含むスパークプラグ１の断面）でみる。このとき、ガスケット６０と張出部５４の座面５５との接触が点Ｘの一点においてなされ、ガスケット６０と開口周縁部９２との接触が点Ｙの一点においてなされることを規定する。且つ、点Ｙが点Ｘよりも径方向の外側（軸線Ｏよりも遠い側）に位置することを規定している（以下では便宜上、「規定２」ともいう。）。そして、図３に示すように、点Ｘが、張出部５４の座面５５の最大外径Ｄｚよりも、内側（軸線Ｏ側）に位置することを規定している（以下では便宜上、「規定３」ともいう。）。なお、点Ｘおよび点Ｙが、それぞれ、本発明における「第１接触点」および「第２接触点」に相当する。

　まず、規定２について説明する。第１の実施の形態のガスケット６０は、円環状の板材に折り曲げ加工を施すことにより作製されたものである。図３に示すようにガスケット６０は、周方向の断面で見たときに、張出部５４の座面５５との接触が点Ｘの一点においてなされるように、その形状が形成される。ゆえにガスケット６０は、圧縮開始時に、図２に示すように、ガスケット６０の全周にわたって点Ｘによって描かれる仮想円６５で、図３に示すように、張出部５４の座面５５に線接触する。同様に、図３に示すようにガスケット６０は、周方向の断面で見たときに、開口周縁部９２との接触が点Ｙの一点においてなされるように、形成される。ゆえにガスケット６０は、圧縮開始時に、図２に示すように、ガスケット６０の全周にわたって点Ｙによって描かれる仮想円６６で開口周縁部９２に線接触する。また、板材の折り返しによって作製されたガスケット６０は、バネ性を有する。図３を参照し、主体金具５０をエンジンヘッド９０に締め付けてガスケット６０を軸線Ｏ方向に圧縮すると、ガスケット６０は、点Ｘ（仮想円６５）と点Ｙ（仮想円６６）との間において、バネ力により荷重を受ける。図４に示すように、主体金具５０がエンジンヘッド９０に締め付けられ、ガスケット６０が張出部５４と開口周縁部９２との間で圧縮されると、バネ性を有する板材の折り返し部分を中心にガスケット６０の変形（潰れ）がなされる。この変形による影響は点Ｘや点Ｙの位置では小さく、径方向における点Ｘと点Ｙとの位置関係は維持される。

　ここで、上記したように、主体金具５０をエンジンヘッド９０に締め付ける際には、ガスケット６０と主体金具５０との間にて滑りが生じやすく、ガスケット６０とエンジンヘッド９０との間では滑りが生じにくい。そこで、ガスケット６０と主体金具５０との間において生ずる摩擦力が、ガスケット６０とエンジンヘッド９０との間において生ずる摩擦力よりも小さくなるようにする。そして、ガスケット６０と主体金具５０との間の滑りがよりスムーズになれば、主体金具５０を締め付けやすくすることができる。一方で、上記したように、主体金具５０をエンジンヘッド９０から緩める際には、ガスケット６０と主体金具５０との間では滑りが生じにくく、ガスケット６０とエンジンヘッド９０との間にて滑りが生じやすい。そこで、ガスケット６０とエンジンヘッド９０との間において生ずる摩擦力が、ガスケット６０と主体金具５０との間において生ずる摩擦力よりも大きくなるようにする。そして、ガスケット６０とエンジンヘッド９０との間の滑りを抑制すれば、主体金具５０の締め付けを緩みにくくすることができる。

　したがって、ガスケット６０と開口周縁部９２との間において仮想円６６に沿って生ずる摩擦力が、ガスケット６０と張出部５４の座面５５との間において仮想円６５に沿って生ずる摩擦力よりも大きくなるようにする。そうすれば、主体金具５０とエンジンヘッド９０との締め付けにおいて、締め付けやすく、緩みにくくすることができる。これを実現するには、張出部５４の座面５５と接する点Ｘによって描かれる仮想円６５の直径Ｌ１よりも、開口周縁部９２と接する点Ｙによって描かれる仮想円６６の直径Ｌ２のほうが、大きくなるようにすればよい。すなわち、規定２に規定するように、ガスケット６０を周方向の断面（軸線Ｏを含む断面）で見たときに、非圧縮の状態のガスケット６０と張出部５４の座面５５および開口周縁部９２との接触がそれぞれ点Ｘおよび点Ｙの一点においてなされればよい。且つ、点Ｙが点Ｘよりも径方向の外側に位置すればよいのである。

　次に、規定１について説明する。第１の実施の形態のガスケット６０は、図３に示すように、主体金具５０をエンジンヘッド９０に締め付ける前の非圧縮の状態において、ガスケット６０のいずれの表面も、自身の他の表面とは接していない。すなわち、板材の折り返しによって向き合う表面同士が間隙Ｇ（図２参照）を有して非接触の状態にある。圧縮の初期において、ガスケット６０は、張出部５４の座面５５と点Ｘの一点において接触する。そこで、ガスケット６０と張出部５４の座面５５との間において生ずる実質的な摩擦力を評価する指標となる公知の等価摩擦直径（前述）を検討する。このとき、仮想円６５の直径が、ガスケット６０と張出部５４の座面５５との間における等価摩擦直径に相当する。同様に、仮想円６６の直径が、ガスケット６０と開口周縁部９２との間における等価摩擦直径に相当する。

　図４に示すように、主体金具５０が締め付けられ、張出部５４と開口周縁部９２との間においてガスケット６０が軸線Ｏ方向に圧縮されると、まずは上記したように、バネ性を有する板材の折り返し部分を中心にガスケット６０の変形（潰れ）がなされる。さらにガスケット６０が圧縮されると、ガスケット６０は、軸線Ｏ方向に向き合う表面同士が接触するようになる。具体的に第１の実施の形態の場合、点Ｓ１と点Ｔ１の位置において、間隙Ｇ（図２参照）がなくなり、ガスケット６０の表面同士の接触が生じている。すると、ガスケット６０の表面で、軸線Ｏ方向において点Ｓ１の位置に対応する点Ｓ２の位置では張出部５４の座面５５に対し抗力を生じ始める。同様に、点Ｔ１の位置に対応する点Ｔ２の位置においても開口周縁部９２に対し抗力を生じ始める。このため、ガスケット６０は、上記折り返し部分における板材の変形に制限を受けるようになり、点Ｓ２や点Ｔ２において張出部５４の座面５５や開口周縁部９２と接触するようになると、それぞれの間で抗力を生じ始める。これにより、ガスケット６０と張出部５４の座面５５との間における等価摩擦直径は、仮想円６５の直径よりも大きくなる。また、ガスケット６０と開口周縁部９２との間における等価摩擦直径は、仮想円６６の直径よりも小さくなる。

　しかし、上記板材の折り返し部分のバネ性によって、点Ｘおよび点Ｙの位置において張出部５４の座面５５および開口周縁部９２に対するそれぞれの抗力は、点Ｓ１および点Ｔ１の位置において表面同士の接触が生ずるまでに十分に高められ、接触後も維持されている。ゆえに、第１の実施の形態とは異なり非圧縮の状態で表面同士が接触する構造のガスケットと比べると、ガスケット６０と張出部５４の座面５５との間における等価摩擦直径は、仮想円６５の直径よりも大きくなるものの、より近い大きさとなる。また、ガスケット６０と開口周縁部９２との間における等価摩擦直径も、仮想円６６の直径よりも小さくなるものの、より近い大きさとなる。したがって、非圧縮の状態で表面同士が接触する構造のガスケットと比べ、第１の実施の形態のガスケット６０は、開口周縁部９２との間において生ずる摩擦力が、張出部５４の座面５５との間において生ずる摩擦力よりも大きい状態を維持することができる。すなわち、規定１に規定するように、ガスケット６０が非圧縮の状態において、ガスケット６０のいずれの表面も他の表面とは接していなければ、主体金具５０とエンジンヘッド９０との締め付けにおいて、締め付けやすく、緩みにくくすることができる。

　次に、規定３について説明する。主体金具５０をエンジンヘッド９０に締め付けた場合のガスケット６０と張出部５４および開口周縁部９２との密着性を確保するには、ガスケット６０のバネ性（圧縮後に維持される抗力）を確保することが好ましい。バネ性を確保するには、ガスケット６０と張出部５４および開口周縁部９２との接触位置、すなわち点Ｘおよび点Ｙの位置が、共に、張出部５４と開口周縁部９２との対向面内に配置されることが望ましい。よって、点Ｘよりも外周側に位置する点Ｙが、一般に開口周縁部９２よりも小面積に形成される張出部５４の最大外径Ｄｚよりも内側（径方向内周側）に位置することが好ましい。

　さらに、第１の実施の形態では、後述する実施例の結果に基づき、以下の規定を設けた。図４に示すように、主体金具５０を取付孔９１に螺合してガスケット６０を張出部５４と開口周縁部９２との間に挟んで圧縮する。圧縮によって潰れたガスケット６０は、張出部５４および開口周縁部９２のそれぞれに面接触する。次に、図５に示すように、主体金具５０を取付孔９１から取り外し、張出部５４に残るガスケット６０との接触痕Ｊと、開口周縁部９２に残るガスケット６０との接触痕Ｋとを観察する。張出部５４側の接触痕Ｊの外径をｄ１_ｏ、内径をｄ１_ｈとし、その接触痕Ｊの等価摩擦直径Ｄ１を、（１）式で求める。

また、開口周縁部９２側の接触痕Ｋの外径をｄ２_ｏ、内径をｄ２_ｈとし、同様に、接触痕Ｋの等価摩擦直径Ｄ２を、（２）式で求める。

このとき、Ｄ１＜Ｄ２を満たす。

　スパークプラグ１をエンジンヘッド９０の取付孔９１に取り付けた場合、主体金具５０の張出部５４と、取付孔９１の開口周縁部９２との間にてガスケット６０が圧縮される。ガスケット６０が張出部５４と開口周縁部９２とに面接触することによって、取付孔９１を介した気密漏れが維持される。ガスケット６０と張出部５４および開口周縁部９２との間における摩擦力を高めれば、主体金具５０の耐緩み性を確保することが可能である。ここで、スパークプラグ１を取り外す場合、上記のように、ガスケット６０と張出部５４との間よりも、ガスケット６０と開口周縁部９２との間において、滑りが生じやすい。ゆえに、ガスケット６０と張出部５４との間における摩擦力よりも、ガスケット６０と開口周縁部９２との間における摩擦力を高めれば、ガスケット６０と開口周縁部９２との間における滑りを抑制することができる。つまり、スパークプラグ１の取り外しに必要な戻しトルクを大きくすることができ、ねじ止めの緩みを抑制することができる。そこで、スパークプラグ１を取り外した場合に、張出部５４および開口周縁部９２にガスケット６０との面接触によってできた接触痕Ｊ，Ｋを観察する。外径ｄ１_ｏ，ｄ２_ｏおよび内径ｄ１_ｈ，ｄ２_ｈを測定して、張出部５４側の等価摩擦直径Ｄ１と、開口周縁部９２側の等価摩擦直径Ｄ２とを上記のように求める。このとき、Ｄ１＜Ｄ２を満たすことによって、ガスケット６０と張出部５４との間における摩擦力よりも、ガスケット６０と開口周縁部９２との間における摩擦力が高くなるようにすることができる。これにより、ガスケット６０と開口周縁部９２との間における滑りを抑制し、耐緩み性を確保することができるのである。

　また、上記したように、ガスケット６０をステンレス鋼から形成し、また、主体金具５０の表面にはＮｉめっき層を形成している。ステンレス鋼からなるガスケット６０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高く、有効である。また、主体金具５０の表面にＮｉめっき層を形成すれば、耐食性に効果を奏する。しかし、Ｎｉめっき層の形成された主体金具５０は、締め付けにより発生する軸力が低下することは、前述した通りである。そこで第１の実施の形態のように、Ｄ１＜Ｄ２を満たすことによって、ガスケット６０と取付孔９１の開口周縁部９２との間の摩擦力を高める。さらに、ガスケット６０にステンレス鋼を用いることによるクリープ変形に起因したねじ止めの緩みを抑制する。このようにすれば、主体金具５０の表面へのＮｉめっき層の形成に伴う締め付け時の軸力の低下を補ってなお、十分な戻しトルク（従来よりも大きなトルク）を得て、耐緩み性を確保することができる。

　なお、図５に示すように、主体金具５０の張出部５４において、ガスケット６０を向く側の面の最大外径Ｄｚが、Ｄｚ＞Ｄ２を満たすとよい。等価摩擦直径Ｄ１，Ｄ２は、それぞれ、ガスケット６０と張出部５４との接触径、およびガスケット６０と開口周縁部９２との接触径に相当することとなる。ガスケット６０と張出部５４および開口周縁部９２との密着性を確保するには、ガスケット６０のバネ性（圧縮後に維持される抗力）を確保することが好ましい。バネ性を確保するには、ガスケット６０と張出部５４および開口周縁部９２との接触位置が、共に、張出部５４と開口周縁部９２との対向面内に配置されることが望ましい。ゆえに、およびガスケット６０と開口周縁部９２との接触径に相当する等価摩擦直径Ｄ１，Ｄ２が、一般に開口周縁部９２よりも小面積に形成される張出部５４の最大外径Ｄｚよりも、小さいこと、すなわち、Ｄｚ＞Ｄ２を満たすとよい。

　このように、エンジンヘッド９０にスパークプラグ１を取り付ける上で、取り外した場合のガスケット６０と主体金具５０の張出部５４との接触痕Ｊと、ガスケット６０と取付孔９１の開口周縁部９２との接触痕Ｋとを観察する。接触痕Ｊの等価摩擦直径Ｄ１と、接触痕Ｋの等価摩擦直径Ｄ２とを求め、Ｄ１＜Ｄ２が満たされる場合に戻しトルクを大きくできることを、以下の実施例により確認した。

　スパークプラグのサンプル１として、主体金具の取付部のねじ山の呼び径がＭ１０で、表面にＺｎめっき層を形成したものを用意し、表１のタイプＡ１に示すＳ字状の断面形状をもつステンレス鋼製のガスケットを組み付けた。なお、表１に示すガスケットの断面は、いずれも、右手側が内周側、左手側が外周側となる断面を示しており、また、上側を主体金具の張出部側へ向けて、主体金具に取り付けられるものとする。つまり、タイプＡ１のガスケットは、図１のガスケット６０と同様の向きに、スパークプラグに取り付けられる。

　このサンプル１をアルミブッシュに１０Ｎ・ｍの締付トルクで取り付け、さらに取り外し、開口周縁部に残る接触痕Ｋを観察した。さらに、新たなタイプＡ１のガスケットを、組み付け方向を逆向きにしてサンプル１のスパークプラグに組み付け、同様にアルミブッシュへの取り付け、取り外しを行った。アルミブッシュの開口周縁部に残る接触痕は、ガスケットと張出部との接触痕Ｊと同等のものであり、これを接触痕Ｊとみなして観察した。接触痕Ｊの外径ｄ１_ｏは１１．４７３ｍｍであり、内径ｄ１_ｈは１０．８９０ｍｍであった。接触痕Ｊの等価摩擦直径Ｄ１を計算すると、１１．１８４ｍｍになった。また、接触痕Ｋの外径ｄ２_ｏは１２．３０４ｍｍであり、内径ｄ２_ｈは１１．６９３ｍｍであった。接触痕Ｋの等価摩擦直径Ｄ２を計算すると、１２．００１ｍｍになった。等価摩擦直径比（Ｄ２／Ｄ１）を求めると１．０７となり、Ｄ１＜Ｄ２が満たされた。

　表１に示すように、タイプＡ１のガスケットの組み付け方向を逆さまにしたタイプＡ２のガスケットを用意し、サンプル１と同様のスパークプラグに組み付け、サンプル２とした。サンプル２についても同様に、アルミブッシュへの取り付け、取り外しを行い、接触痕Ｊと接触痕Ｋについて観察した。サンプル２の接触痕Ｊの等価摩擦直径Ｄ１と、接触痕Ｋの等価摩擦直径Ｄ２との等価摩擦直径比（Ｄ２／Ｄ１）を求めると０．９３となり、サンプル２ではＤ１≧Ｄ２となった。

　また、表１のタイプＢ１の欄に示す断面形状をもつステンレス鋼製のガスケットを用意し、サンプル１と同様のスパークプラグに、表１の向き（断面形状の右手側が内周側となる向き）に組み付け、サンプル３とした。さらに、タイプＢ１のガスケットを逆さまにしたタイプＢ２のガスケットを用意し、サンプル１と同様のスパークプラグに組み付け、サンプル４とした。同様に、表１のタイプＣ１の欄に示す断面形状をもつステンレス鋼製のガスケットを用意し、サンプル１と同様のスパークプラグに、表１の向き（断面形状の右手側が内周側となる向き）に組み付け、サンプル５とした。さらに、タイプＣ１のガスケットを逆さまにしたタイプＣ２のガスケットを用意し、サンプル１と同様のスパークプラグに組み付け、サンプル６とした。これらサンプル３～６についても同様に、アルミブッシュへの取り付け、取り外しを行い、接触痕Ｊと接触痕Ｋについて観察した。サンプル３～６の接触痕Ｊの等価摩擦直径Ｄ１と、接触痕Ｋの等価摩擦直径Ｄ２との等価摩擦直径比（Ｄ２／Ｄ１）は、順に、１．０５、０．９５、１．０６、０．９４となった。サンプル３とサンプル５はＤ１＜Ｄ２が満たされ、サンプル４とサンプル６は、Ｄ１≧Ｄ２となった。サンプル１～６の等価摩擦直径比についてまとめたものを表２に示す。

　次に、上記同一条件で新たに作製したサンプル１～６それぞれを、新たに用意したアルミブッシュにそれぞれ１０Ｎ・ｍの締付トルクで取り付け、１６時間、ＩＳＯ１１５６５に基づく加振条件で振動を与えつつ、２００℃に加熱した。その後、各サンプルをアルミブッシュから取り外し、取り外しの際にかかった戻しトルクをそれぞれ測定した。そして、各サンプルについて、締付トルクに対する戻しトルクの比（戻しトルク／締付トルク）を求めた（表２参照）。以上、呼び径がＭ１０のサンプル１～６について行った評価試験の結果得られた、締付トルクに対する戻しトルクの比と、等価摩擦直径比との関係を、図６のグラフに示す。なお、図６のグラフ中に付した数字はサンプル番号を指し、その数字にかっこ書きで添えた符号はガスケットの断面形状のタイプを示す。

　表２に示すように、タイプＡ１，Ｂ１，Ｃ１のガスケットをそれぞれ組み付けたサンプル１，３，５は、締付トルクに対する戻しトルクの比が０．７１～０．７７であった。これに対し、タイプＡ２，Ｂ２，Ｃ２のガスケットをそれぞれ組み付けたサンプル２，４，６は、締付トルクに対する戻しトルクの比が０．４３～０．４５であった。図６に示すように、明らかに、タイプＡ１，Ｂ１，Ｃ１のガスケットを組み付けたサンプル１，３，５は、タイプＡ２，Ｂ２，Ｃ２のガスケットを組み付けたサンプル２，４，６よりも、締付トルクに対する戻しトルクの比が大きくなった。タイプＡ１，Ｂ１，Ｃ１のガスケットは、いずれも等価摩擦直径比（Ｄ２／Ｄ１）が１より大きくＤ１＜Ｄ２を満たすが、タイプＡ２，Ｂ２，Ｃ２のガスケットは、いずれも等価摩擦直径比が１以下でＤ１≧Ｄ２であった。上記したように、タイプＡ２，Ｂ２，Ｃ２のガスケットは、いずれも、タイプＡ１，Ｂ１，Ｃ１のガスケットの組み付け方向を逆向きとしただけのものである。このことから明らかに、等価摩擦直径比が１より大きくＤ１＜Ｄ２を満たすことのできるガスケットであれば、締付トルクに対する戻しトルクの比を大きくできることがわかった。

　取付部のねじ山の呼び径がＭ１２のスパークプラグについても、実施例１と同様に、タイプＡ１～Ｃ２のガスケットを組み付けたサンプル７～１２を用意して、等価摩擦直径比について確認した。主体金具の表面にＺｎめっき層を形成する点については実施例１と同様である。これらサンプル７～１２に対し、アルミブッシュへの取り付け、取り外しを行い、それぞれの接触痕Ｊと接触痕Ｋについて観察した。サンプル７～１２の接触痕Ｊの等価摩擦直径Ｄ１と、接触痕Ｋの等価摩擦直径Ｄ２との等価摩擦直径比（Ｄ２／Ｄ１）は、順に、１．０６、０．９４、１．０４、０．９６、１．０５、０．９５となった。サンプル７，９，１１はＤ１＜Ｄ２が満たされ、サンプル８，１０，１２は、Ｄ１≧Ｄ２となった。サンプル７～１２の等価摩擦直径比についてまとめたものを表３に示す。

　次に、上記同一条件で新たに作製したサンプル７～１２それぞれを、新たに用意したアルミブッシュにそれぞれ１５Ｎ・ｍの締付トルクで取り付け、１６時間、ＩＳＯ１１５６５に基づく加振条件で振動を与えつつ、２００℃に加熱した。その後、各サンプルの戻しトルクを測定し、締付トルクに対する戻しトルクの比（戻しトルク／締付トルク）を求めた（表３参照）。以上、呼び径がＭ１２のサンプル７～１２について行った評価試験の結果得られた、締付トルクに対する戻しトルクの比と、等価摩擦直径比との関係を、図７のグラフに示す（グラフ中の符号等は図６と同様である。）。

　表３に示すように、タイプＡ１，Ｂ１，Ｃ１のガスケットをそれぞれ組み付けたサンプル７，９，１１は、締付トルクに対する戻しトルクの比が０．５２～０．５６であった。これに対し、タイプＡ２，Ｂ２，Ｃ２のガスケットをそれぞれ組み付けたサンプル８，１０，１２は、締付トルクに対する戻しトルクの比が０．３８～０．４０であった。図７に示すように、明らかに、タイプＡ１，Ｂ１，Ｃ１のガスケットを組み付けたサンプル７，９，１１は、タイプＡ２，Ｂ２，Ｃ２のガスケットを組み付けたサンプル８，１０，１２よりも、締付トルクに対する戻しトルクの比が大きくなった。このように、Ｍ１２のスパークプラグにおいても、Ｍ１０のスパークプラグの場合と同様の結果が得られた。等価摩擦直径比（Ｄ２／Ｄ１）が１より大きくＤ１＜Ｄ２を満たすことのできるガスケットであれば、Ｍ１２のスパークプラグにおいても、締付トルクに対する戻しトルクの比を大きくできることが確認された。

　さらに、取付部のねじ山の呼び径がＭ１４のスパークプラグについても、実施例１、２と同様に、タイプＡ１～Ｃ２のガスケットを組み付けたサンプル１３～１８を用意して、等価摩擦直径比について確認した。主体金具の表面にＺｎめっき層を形成する点については実施例１、２と同様である。これらサンプル１３～１８に対し、アルミブッシュへの取り付け、取り外しを行い、それぞれの接触痕Ｊと接触痕Ｋについて観察した。サンプル１３～１８の接触痕Ｊの等価摩擦直径Ｄ１と、接触痕Ｋの等価摩擦直径Ｄ２との等価摩擦直径比（Ｄ２／Ｄ１）は、順に、１．０５、０．９５、１．０３、０．９７、１．０４、０．９６となった。サンプル１３，１５，１７はＤ１＜Ｄ２が満たされ、サンプル１４，１６，１８は、Ｄ１≧Ｄ２となった。サンプル１３～１８の等価摩擦直径比についてまとめたものを表４に示す。

　次に、上記同一条件で新たに作製したサンプル１３～１８それぞれを、新たに用意したアルミブッシュにそれぞれ２０Ｎ・ｍの締付トルクで取り付け、１６時間、ＩＳＯ１１５６５に基づく加振条件で振動を与えつつ、２００℃に加熱した。その後、各サンプルの戻しトルクを測定し、締付トルクに対する戻しトルクの比（戻しトルク／締付トルク）を求めた（表４参照）。以上、呼び径がＭ１４のサンプル１３～１８について行った評価試験の結果得られた、締付トルクに対する戻しトルクの比と、等価摩擦直径比との関係を、図８のグラフに示す（グラフ中の符号等は図６と同様である。）。

　表４に示すように、タイプＡ１，Ｂ１，Ｃ１のガスケットをそれぞれ組み付けたサンプル１３，１５，１７は、締付トルクに対する戻しトルクの比が０．６６～０．７１であった。これに対し、タイプＡ２，Ｂ２，Ｃ２のガスケットをそれぞれ組み付けたサンプル１４，１６，１８は、締付トルクに対する戻しトルクの比が０．５６～０．６０であった。図８に示すように、明らかに、タイプＡ１，Ｂ１，Ｃ１のガスケットを組み付けたサンプル１３，１５，１７は、タイプＡ２，Ｂ２，Ｃ２のガスケットを組み付けたサンプル１４，１６，１８よりも、締付トルクに対する戻しトルクの比が大きくなった。このように、Ｍ１４のスパークプラグにおいても、Ｍ１０、Ｍ１２のスパークプラグの場合と同様の結果が得られた。等価摩擦直径比（Ｄ２／Ｄ１）が１より大きくＤ１＜Ｄ２を満たすことのできるガスケットであれば、Ｍ１４のスパークプラグにおいても、締付トルクに対する戻しトルクの比を大きくできることが確認された。

　次に、主体金具の表面にＮｉめっき層を形成し、ステンレス鋼からなるガスケットを組み付けたスパークプラグにおいて、十分に、戻しトルクを得られることを確認するため、熱間振動緩み試験を行った。ここでは、スパークプラグのサンプルを５種類用意した。サンプル２１は、主体金具にＺｎめっき層を形成し、ＦｅからなるタイプＡ１のガスケットを組み付けた。サンプル２２は、主体金具にＮｉめっき層を形成し、ＦｅからなるタイプＡ１のガスケットを組み付けた。サンプル２３は、主体金具にＮｉめっき層を形成し、ＦｅからなるタイプＡ２のガスケットを組み付けた。サンプル２４は、主体金具にＺｎめっき層を形成し、ステンレス鋼からなるタイプＡ１のガスケットを組み付けた。サンプル２１は、主体金具にＮｉめっき層を形成し、ステンレス鋼からなるタイプＡ１のガスケットを組み付けた。

　そして、各サンプル２１～２５を、アルミブッシュにそれぞれ１０Ｎ・ｍの締付トルクで取り付け、１６時間、ＩＳＯ１１５６５に基づく加振条件で振動を与えつつ、２００℃に加熱する試験を行った。試験後、各サンプルをアルミブッシュから取り外し、取り外しの際にかかった戻しトルクをそれぞれ測定した。測定結果を表５に示す。

　表５に示すように、サンプル２１～２５の戻しトルクは、順に、２．９、１．７、０．９、７．７、６．７［Ｎ・ｍ］であった。サンプル２１とサンプル２２の比較から、主体金具の表面のめっき層をＺｎからＮｉに変更すると、戻しトルクが低下している。ねじの噛み合わせにおける摩擦力は、Ｚｎめっき層よりもＮｉめっき層の方が大きい。同一の締付トルクで締め付けを行った場合、締め付けにより発生する軸力は、Ｚｎめっき層の形成された主体金具よりも、Ｎｉめっき層の形成された主体金具の方が、小さくなってしまう。このため、主体金具の表面のめっき層の変更に伴い、戻しトルクの低下が生ずる。

　サンプル２２とサンプル２３の比較から、ガスケットに、タイプＡ１（Ｄ１＜Ｄ２）のものを用いれば、締め付け時に発生する軸力が低下しても、タイプＡ２（Ｄ１≧Ｄ２）のガスケットを用いた場合よりも十分な大きさの戻しトルクを確保できることは、実施例１で述べた通りである。サンプル２１とサンプル２４の比較から、ガスケットの材質をＦｅからステンレス鋼に変更すると、ガスケットの変形（クリープ変形）に起因するねじ止めの緩みが生じにくくなり、戻しトルクが大きくなることがわかる。サンプル２４とサンプル２５の比較では、サンプル２１とサンプル２２の比較結果と同様に、ガスケットの材質にかかわらず、主体金具の表面のめっき層をＺｎからＮｉに変更すると、戻しトルクが低下することがわかる。しかし、サンプル２１とサンプル２５の比較から、主体金具の表面にＮｉめっき層を形成することによって締め付け時に発生する軸力が低下しても、ステンレス鋼からなり、Ｄ１＜Ｄ２を満たすガスケットを組み付ければ、ガスケットの変形に起因するねじ止めの緩みを防止できることが確認できた。それだけでなく、ガスケットと取付孔の開口周縁部との間における摩擦力を大きくすることができ、十分な戻しトルクが得られ、耐緩み性を向上できることも確認できた。

　取付部のねじ山の呼び径がＭ１２のスパークプラグについても、実施例４と同様に、主体金具の表面にＺｎめっき層またはＮｉめっき層を形成し、Ｆｅまたはステンレス鋼からなるガスケットを組み付けたサンプル２６～３０（表６参照）を用意して、熱間振動緩み試験を行った。試験方法は実施例４と同様であり、各サンプル２６～３０のアルミブッシュへの取り付けにおいて、１５Ｎ・ｍの締付トルクで取り付けた点のみが異なる。試験後、各サンプルをアルミブッシュから取り外し、取り外しの際にかかった戻しトルクをそれぞれ測定した。測定結果を表６に示す。

　表６に示すように、サンプル２６～３０の戻しトルクは、順に、３．５、２．１、１．０、８．４、７．２［Ｎ・ｍ］であった。そして、サンプル同士を比較したところ、実施例４と同様の結果を得られた。したがって、主体金具の表面にＮｉめっき層を形成しても、ステンレス鋼からなり、Ｄ１＜Ｄ２を満たすガスケットを組み付ければ、Ｍ１２のスパークプラグにおいても十分な戻しトルクが得られ、耐緩み性を向上できることが確認できた。

　さらに、取付部のねじ山の呼び径がＭ１４のスパークプラグについても、実施例４、５と同様に、主体金具の表面にＺｎめっき層またはＮｉめっき層を形成し、Ｆｅまたはステンレス鋼からなるガスケットを組み付けたサンプル３１～３５（表７参照）を用意して、熱間振動緩み試験を行った。試験方法は実施例４と同様であり、各サンプル３１～３５のアルミブッシュへの取り付けにおいて、２０Ｎ・ｍの締付トルクで取り付けた点のみが異なる。試験後、各サンプルをアルミブッシュから取り外し、取り外しの際にかかった戻しトルクをそれぞれ測定した。測定結果を表７に示す。

　表７に示すように、サンプル３１～３５の戻しトルクは、順に、７．４、３．９、１．９、１４．２、１１．１［Ｎ・ｍ］であった。サンプル同士を比較したところ、実施例４、５と同様の結果を得られた。したがって、主体金具の表面にＮｉめっき層を形成しても、ステンレス鋼からなり、Ｄ１＜Ｄ２を満たすガスケットを組み付ければ、Ｍ１４のスパークプラグにおいても十分な戻しトルクが得られ、耐緩み性を向上できることが確認できた。

　なお、第１の実施の形態に係るスパークプラグ１について各種の変形が可能なことはいうまでもない。ガスケット６０の断面形状について、第１の実施の形態では周方向と直交する断面の形状がＳ字状のものを例に説明したが、断面形状をＳ字状に限定するものではない。例えば、図９や図１０に示す、ガスケット６８，６９のように、円環状の板材を厚み方向に複数回折り返して形成され、周方向と直交する断面の形状において、非圧縮の状態で、上記した規定１および規定２を満たせばよい。すなわち、ガスケット６８、６９はそれぞれ、非圧縮の状態で、表面同士が非接触である（間隙Ｇを有する）こと（規定１）を満たせばよい。さらに、ガスケット６８、６９の張出部５４の座面５５および開口周縁部９２との接触がそれぞれ点Ｘおよび点Ｙの一点でなされ、且つ、点Ｙが点Ｘよりも径方向の外周側にあること（規定２）を満たせばよい。なお、図９、図１０は、それぞれ、周方向と直交するガスケット６８、６９の断面を示しており、ガスケット６８、６９は、いずれも、右手側が内周側（軸線Ｏ側）、左手側が外周側となる断面を示している。また、ガスケット６８、６９は、図９，図１０に示す断面において、上側を張出部５４側へ向けて、主体金具５０に取り付けられるものとする。

　ガスケット６０の断面形状について、第１の実施の形態ではＳ字状のものを例に説明したが、断面形状をＳ字状に限定するものではない。例えば、表１のタイプＢ１やタイプＣ１に示したような断面形状を有してもよいし、それ以外の断面形状であってもよい。スパークプラグ１をエンジンヘッド９０から取り外した際に観察される、ガスケット６０と張出部５４との接触痕Ｊと、ガスケット６０と開口周縁部９２との接触痕Ｋとに基づき得られる等価摩擦直径Ｄ１、Ｄ２が、Ｄ１＜Ｄ２を満たすガスケットであれば足りる。

　また、等価摩擦直径Ｄ１、Ｄ２が、Ｄ１＜Ｄ２を満たすようにするには、例えば、主体金具への組み付け方向（軸方向）において、ガスケットの周方向と直交する断面で張出部側における最も端に位置する点が、開口周縁部側における最も端に位置する点よりも内周側に配置される断面形状を有したガスケットを用いるとよい。例えば、スパークプラグを取付孔に取り付ける際のねじ締めによるガスケットの圧縮開始直前の状態において、張出部と開口周縁部とに挟まれたガスケットの周方向と直交する断面を見る。その断面で、ガスケットが張出部と開口周縁部とのそれぞれに接する点が一点であり、且つ、張出部に接する点が、開口周縁部に接する点よりも内周側にある断面形状を有したガスケットを用いるとよい。具体的に、図２に示すガスケット６０のように、周方向と直交する断面における組み付け方向両側において最も端に位置する点となるよう点Ｘ，Ｙが形成され、さらに点Ｙが点Ｘよりも内周側に配置されるよう、ガスケット６０を作製するとよい。

　ガスケット６０の断面における点Ｘは、スパークプラグ１を取付孔９１に取り付ける際のねじ締めによるガスケット６０の圧縮開始直前の状態において、張出部５４と開口周縁部９２とに挟まれたガスケット６０が、張出部５４と唯一接する点である。すなわち、ガスケット６０は、圧縮開始時に張出部５４に対し、ガスケット６０の全周にわたって点Ｘによって描かれる仮想円６５で、線接触する。同様に、ガスケット６０の断面における点Ｙは、ねじ締めによるガスケット６０の圧縮開始直前の状態において、ガスケット６０が、開口周縁部９２と唯一接する点である。すなわち、ガスケット６０は、圧縮開始時に開口周縁部９２に対し、ガスケット６０の全周にわたって点Ｙによって描かれる仮想円６６で、線接触する。ガスケット６０の断面に点Ｘ，Ｙが形成され、さらに、点Ｘによって描かれる仮想円６５の直径Ｌ１が、点Ｙによって描かれる仮想円６６の直径Ｌ２よりも小さくなるように、ガスケット６０を形成する。このようにすれば、ガスケット６０と張出部５４との接触が、点Ｘの位置を中心になされることとなり、接触痕Ｊの等価摩擦直径Ｄ１を、Ｌ１に近づけることができる。同様に、ガスケット６０と開口周縁部９２との接触が、点Ｙの位置を中心になされることとなり、接触痕Ｋの等価摩擦直径Ｄ２を、Ｌ２に近づけることができる。したがって、Ｌ１＜Ｌ２が満たされることで、Ｄ１＜Ｄ２が満たされやすい。

　次に、第２の実施の形態のスパークプラグ２（図１３参照）について説明する。第２の実施の形態のスパークプラグ２は、ガスケット１００の形状が、第１の実施の形態におけるガスケット６０と異なるものである。スパークプラグ２のその他の構成については、第１の実施の形態のスパークプラグ１（図１参照）と同一である。ゆえに以下では、ガスケット１００についての説明を行い、スパークプラグ２の構成については、適宜、スパークプラグ１を参照するものとして、説明を省略する。なお、第２の実施の形態のスパークプラグ２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。呼び径についてはＭ１２に限定するものではなく、Ｍ１０でもＭ１４であってもよく、あるいはＭ８であってもよい。

　図１３に示す、第２の実施の形態のガスケット１００は、第１の実施の形態のガスケット６０（図２参照）と同様に、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一枚の環状の板材に対し厚み方向に折り返す加工を施して、円環状に作製されたものである。ガスケット１００が主体金具５０に装着される際には、円環状のガスケット１００の中心軸Ｎ（図１２参照）を軸線Ｏ方向に揃え、ねじ首５９に嵌め込まれる。このとき、後述する第一延伸部１１０側が主体金具５０の張出部５４に向けられ、ねじ首５９が、後述する第二延伸部１２０よりも径方向内側に位置するようにして、ガスケット１００がねじ首５９に装着される。なお、図１３に示す、ガスケット１００は、主体金具５０に装着される際に中心軸Ｎ方向に圧縮され、径方向に膨らむように変形されたものであり、ねじ首５９からの外れが防止される。以下では、主体金具５０に装着する前のガスケット１００（すなわち中心軸Ｎ方向に圧縮されていない状態のもの）について説明する。

　図１１に示すように、第２の実施の形態のガスケット１００は、上記した環状の板材を厚み方向に３箇所で折り返すことによって、周方向と直交する断面（言い換えると、中心軸Ｎを含む平面にてガスケット１００をみた断面であり、以下、「周方向断面」という）の形状が渦巻状となるように作製される。より具体的に、ガスケット１００は、周方向断面において、一方の端部１０１から他方の端部１０２まで連続しつつ、端部１０２が端部１０１よりも内側に位置する渦巻状をなす。例えば、折り返し箇所が４箇所以上のものや、周方向断面が渦巻状でなく、表裏逆の厚み方向への折り返しが含まれるガスケットを作製するには、少なくとも５工程以上のプレス成型による加工を必要とする。第２の実施の形態のガスケット１００は、板材の一方の面側が常に谷側となる、いわゆる一方向曲げによって作製でき、具体的に、４工程のプレス成型によって形成することができるため、成形性に優れる。以下、ガスケット１００の形態について説明するが、便宜上、ガスケット１００の周方向断面は、第一延伸部１１０、第二延伸部１２０、第三延伸部１３０、第一接続部１４０、第二接続部１５０、および第三接続部１６０の６つの部位からなるものとする。
　第一延伸部１１０は、周方向断面において、ガスケット１００の一方の端部１０１を自身の一端１１１とし、自身の他端１１２へ向けて、直線状に延びる形状を有する部位である。第一延伸部１１０の他端１１２は、径方向において、一端１１１よりも内側に配置される。第二延伸部１２０は、周方向断面において、径方向の成分よりも中心軸Ｎ方向の成分が大きくなるように、自身の一端１２１から他端１２２へ向けて、直線状に延びる形状を有する部位である。第二延伸部１２０の一端１２１は、他端１２２よりも、第一延伸部１１０側に配置される。第三延伸部１３０も同様に、周方向断面において、径方向の成分よりも中心軸Ｎ方向の成分が大きくなるように、自身の一端１３１から他端１３２へ向けて、直線状に延びる形状を有する部位である。第三延伸部１３０の他端１３２は、一端１３１よりも、第一延伸部１１０側に配置される。また、第三延伸部１３０は、径方向において、第二延伸部１２０よりも外側に配置される。

　第一接続部１４０は、第一延伸部１１０の他端１１２と、第二延伸部１２０の一端１２１とを接続する部位である。第一接続部１４０は、ガスケット１００の作製時に折り曲げられる上記の３箇所の部位うちの１部位である。後述するが、主体金具５０のねじ首５９への装着時にガスケット１００が圧縮されたときに、第一接続部１４０は周方向断面の形状が曲率半径ｒの曲線に沿う形状となって、第一延伸部１１０と第二延伸部１２０とを接続する。あらかじめガスケット１００の作製時に第一接続部１４０において折り曲げがなされることで、ガスケット１００が装着時に圧縮された際、第一接続部１４０が曲率半径ｒの曲線に沿う形状に形成される。

　第二接続部１５０は、第二延伸部１２０の他端１２２と第三延伸部の一端１３１とを接続する部位である。第二接続部１５０は、上記の第一接続部１４０と同様に、ガスケット１００の作製時に折り曲げられる部位の一つである。第二接続部１５０は、折り曲げによって、周方向断面の形状が、中心軸Ｎ方向において第一延伸部１１０から離れる方向に屈曲するＵ字形状の曲線に沿う形状となる。

　第三接続部１６０は、自身の一端１６１が第三延伸部１３０の他端１３２に接続され、自身の他端１６２を、ガスケット１００の他方の端部１０２とする部位である。第三接続部１６０も同様に、ガスケット１００の作製時に折り曲げられる部位の一つである。第三接続部１６０の他端１６２は、径方向において、一端１６１よりも内側に位置するように折り曲げられる。その際に、他端１６２は、径方向においては、第二延伸部１２０と第三延伸部１３０との間に位置され、中心軸Ｎ方向においては、第一延伸部１１０と第二接続部１５０との間に位置される。これにより、第三接続部１６０の他端１６２は、ガスケット１００がなす渦巻状の形状の内側で、中心軸Ｎ方向において、第一延伸部１１０と第二接続部１５０とに重なる位置に配置される。

　このように、ガスケット１００は、周方向断面が渦巻状となるように形成されることで、ガスケット１００は内部に空間が確保される。この内部空間が、スパークプラグ２をエンジンヘッド９０に取り付ける際に（図１３参照）、ガスケット１００が潰れる潰れ代として機能する。第２の実施の形態では、スパークプラグ２をエンジンヘッド９０に取り付ける際に、燃焼室内に突き出される接地電極３０（図１参照）の向きを調整するため、ガスケット１００には、潰れ代の大きさの確保が望まれる。またガスケット１００の圧縮時に、気密性の確保のための十分な軸力を得るために、ガスケット１００の第二延伸部１２０と第三延伸部１３０とが確実に径方向に膨らむ変形をなすことが望まれる。そこで、ガスケット１００の作製時に、第三接続部１６０を折り曲げる際の折り曲げ角度θに規定が設けられている。具体的に、第三接続部１６０は、第三延伸部１３０の他端１３２と接続する自身の一端１６１側から、ガスケット１００の他方の端部１０２である自身の他端１６２側へと向かう方向が、中心軸Ｎ方向に対し、４０°以上７０°以下の角度で交差することが規定されている。

　第三接続部１６０が折り曲げられる前の状態において、第三接続部１６０の一端１６１から他端１６２へ向かう方向は、第三延伸部１３０の一端１３１から他端１３２へ向かう方向と一致し、直線状に延びる。第三接続部１６０が折り曲げられる際には、第三接続部１６０の一端１６１から他端１６２へ向かう方向が、第三延伸部１３０の一端１３１から他端１３２へ向かう方向と交差する角度θが、４０°以上７０°以下となるように、第三接続部１６０が折り曲げられる。もっとも、第三接続部１６０の折り曲げ後において、一端１６１から他端１６２を向く方向は、折り曲げ位置によって異なってくる。第２の実施の形態では、ガスケット１００の作製時における第三接続部１６０の折り曲げは、一端１６１付近において行われるものとし、他端１６２付近においては延伸方向が維持されるものとする。よって、便宜上、他端１６２付近における第三接続部１６０の延伸方向（仮想直線１６３で示す）が、第三延伸部１３０の延伸方向（仮想直線１６４で示す）と交差する角度θを検討する。

　後述する実施例７によれば、仮想直線１６３と仮想直線１６４とが交差する角度θが７０°より大きいものは、成型することができない。また、仮想直線１６３と仮想直線１６４とが交差する角度θが４０°未満の場合、ガスケット１００を主体金具５０に装着する際の圧縮において、第二延伸部１２０と第三延伸部１３０とが径方向に膨らむ変形をなさない虞がある。

　次に、主体金具５０に装着された状態のガスケット１００（中心軸Ｎ方向に圧縮され、径方向に膨らむように変形された状態のもの）について、図１２，図１３を参照し、説明する。ガスケット１００は、主体金具５０に装着される際に、図１２に示すように、中心軸Ｎ方向に圧縮される。圧縮によって、ガスケット１００は、周方向断面が径方向に膨らみ、内径が主体金具５０のねじ山の外径よりも小さい程度の大きさとなるため、ガスケット１００のねじ首５９からの外れが防止される。なお、ガスケット１００の周方向の数カ所において、ガスケット１００の内径をさらに小さくするための部分的な圧縮を行ってもよい。

　図１３に示すスパークプラグ２は、主体金具５０がエンジンヘッド９０の取付孔９１に取り付けられ、ガスケット１００が、主体金具５０の張出部５４と、取付孔９１の開口周縁部９２とに挟まれた状態のものである。なお、図１３の状態において、ガスケット１００は、主体金具５０の締め付けによる中心軸Ｎ方向への圧縮が、まだなされていない。この状態からさらに締め付けがなされると、図示しないが、ガスケット１００は、主体金具５０の張出部５４と、取付孔９１の開口周縁部９２との間で中心軸Ｎ方向に圧縮されて、径方向に膨らむ変形を生ずる。このとき、第二延伸部１２０と第三延伸部１３０とが互いに遠ざかる方向へバネ性を有した曲がりを生ずることで、ガスケット１００は、張出部５４と開口周縁部９２とに対する軸力（締め付けに伴う圧縮により中心軸Ｎ方向に働く反力）を維持したまま変形される。

　張出部５４と開口周縁部９２との間で圧縮されるガスケット１００による気密性を確保するには、ガスケット１００に適度な圧縮力が付加されることが重要である。そこで、ガスケット１００を中心軸Ｎ方向に圧縮する際の圧縮荷重をＦとし、ガスケット１００への適度な圧縮力が付加される圧力（付加圧力）Ｐを、Ｐ＝Ｆ／｛π（Ｒ１^２－Ｒ２^２）｝により算出する。なお、図１２に示すように、ガスケット１００の周方向断面において、第三延伸部１３０のうち、中心軸Ｎに最も遠い部位における中心軸Ｎからの径方向距離をＲ１とする。同様に、第二延伸部１２０のうち、中心軸Ｎに最も近い部位における中心軸Ｎからの径方向距離をＲ２とする。

　後述する実施例８によれば、付加圧力Ｐの範囲を、６０ＭＰａ以上１３０ＭＰａ以下とすることが望ましいことがわかった。付加圧力Ｐが６０ＭＰａ未満であると、ガスケット１００による気密性の確保が難しい。付加圧力Ｐが１３０ＭＰａより大きいと強度を確保することが難しく、締め付けにより、主体金具５０が破断する虞がある。

　また、上記の付加圧力Ｐの範囲を確保するには、ガスケット１００の硬度を確保することによりバネ性を得て、ガスケット１００の圧縮時に十分な軸力が得られるようにすることも必要である。後述する実施例９によれば、図１２に示す、ガスケット１００の周方向断面のＳ点において、ガスケット１００の硬度を測定したときに、ビッカース硬度で２００Ｈｖ以上４５０Ｈｖ以下であるとよいことがわかった。なお、図１２に示す、エンジンヘッド９０に取り付ける前の主体金具５０に装着された状態のガスケット１００の周方向断面において、ガスケット１００の中心軸Ｎ方向の高さをｈとする。中心軸Ｎ方向の高さがｈ／２となる部位において、第二延伸部１２０の厚みをｔとする。厚みｔの中央の位置を、上記のＳ点とする。

　Ｓ点におけるガスケット１００のビッカース硬度が２００Ｈｖ未満の場合、ガスケット１００は十分なバネ性を得ることができず、締め付けにより圧縮されると塑性変形し、緩みを生ずる虞がある。Ｓ点におけるガスケット１００のビッカース硬度が４５０Ｈｖより大きい場合、締め付けにより圧縮されるとガスケット１００に割れやクラックを生ずる虞がある。

　また、上記したように、第２の実施の形態のガスケット１００は、燃焼室内に突き出される接地電極３０の向きを調整するための潰れ代を設けている。もっとも、ガスケット１００として気密性の確保は必要であるので、潰れ代が潰れても、付加圧力Ｐの範囲として６０ＭＰａ以上１３０ＭＰａ以下が確保されることが望まれる。ゆえに、後述する実施例１０によれば、付加圧力Ｐの範囲が確保された上で、スパークプラグ２の着火性を確保するためには、接地電極３０の向きを、少なくとも９０°以上調整できることが望まれる。接地電極３０の向きを調整可能な角度が９０°未満の場合、接地電極３０の向きを、着火性への影響を小さくできる向きに調整することが難しい場合がある。なお、接地電極３０の向きは、３６０°（一回転分）調整できれば全方向に対応できるので、上限を３６０°としている。

　さらに後述する実施例１０によれば、接地電極３０の向きを１８０°以上調整できれば、スパークプラグ２の着火性を確実に確保することができることがわかった。接地電極３０の向きを調整可能な角度が１８０°未満の場合、接地電極３０の向きを、着火性への影響がより小さくできる向きに調整することが難しい場合がある。なお、接地電極３０の向き調整の上限を３６０°とする点は、上記同様である。

　また、接地電極３０の向きを調整するのに十分な大きさの潰れ代を確保しつつ、潰れても張出部５４からはみ出すことがないように、第２の実施の形態では、ガスケット１００の周方向断面の形状に、規定を設けている。上記したように、ガスケット１００の中心軸Ｎ方向の高さをｈ、ｈ／２の位置における第二延伸部１２０の厚みをｔ、第一接続部１４０の曲率半径をｒとする。また、第三延伸部１３０の中心軸Ｎに最も遠い部位における径方向距離をＲ１、同様に、第二延伸部１２０の中心軸Ｎに最も近い部位における径方向距離をＲ２とする。このとき、２×ｔ≦ｒ≦（Ｒ１－Ｒ２）／２を満たすと共に、ｈ≧（Ｒ１－Ｒ２）を満たす。

　ガスケット１００において、第二延伸部１２０および第三延伸部１３０は、潰れ代が中心軸Ｎ方向に潰れる際に潰れによって径方向に膨らむ部分である。第二延伸部１２０および第三延伸部１３０によって、潰れ代の中心軸Ｎ方向の大きさが確保される。上記のように接地電極３０の向きを調整するには、中心軸Ｎ方向の潰れの大きさとして、ある程度の大きさの確保が必要となる。よって、ｈがＲ１－Ｒ２より小さく、潰れ代が中心軸Ｎ方向よりも径方向に大きい場合、ガスケット１００が潰れた場合の径方向の大きさが、ｈがＲ１－Ｒ２以上のものよりも大きくなる。すると、ガスケット１００が張出部５４からはみ出したり、ねじ首５９に引っかかったりする場合があり、十分な締め付けを行えなくなる虞がある。後述する実施例１１によれば、接地電極３０の向きの調整する角度として十分な角度（具体的には１８０°以上）を確保できなくなる虞があることがわかった。

　次に、ガスケット１００が中心軸Ｎ方向に潰れる大きさを確保するには、第一接続部１４０の曲率半径ｒを、より小さくするとよい。曲率半径ｒが大きいほど、中心軸Ｎ方向において第一接続部１４０の占める大きさが、より大きくなる。すると、第二延伸部１２０の中心軸Ｎ方向の大きさを確保しづらくなり、十分な潰れ代を確保できなくなる虞がある。後述する実施例１１によれば、曲率半径ｒが、（Ｒ１－Ｒ２）／２より大きい場合に、十分な潰れ代を確保できなくなることがわかった。

　一方で、曲率半径ｒが小さいほど、ガスケット１００を作製する際に、第一接続部１４０において折り曲げ加工による歪み量が大きくなる。すると、折り曲げにかかる荷重による負荷で、第一接続部１４０の折り曲げ痕にシワが寄り、ガスケット１００を圧縮した際に折り曲げ痕を起点に折れや潰れを生じ、第二延伸部１２０におけるバネ性を確保しづらくなる虞がある。後述する実施例１２によれば、曲率半径ｒが第二延伸部１２０の厚みｔの２倍未満である場合、ガスケット１００の作製時に、第一接続部１４０において折れや潰れを生ずる場合があることがわかった。

　なお、ガスケット１００の材料として、第１の実施の形態と同様のステンレス鋼（ＳＵＳ）を用いることができる。後述する実施例１３によれば、ガスケット１００にステンレス鋼（ＳＵＳ）を用いた場合と鉄（Ｆｅ）を用いた場合とで、耐緩み性に差を生ずることが確認され、ガスケット１００の材料としてステンレス鋼を用いることが好ましいことが明らかとなった。

　さらに、主体金具５０のねじ首５９にガスケット１００を装着する向きによっても、耐緩み性に差を生ずることが、後述する実施例１３によって確認された。具体的に、第２の実施の形態のガスケット１００は、周方向断面で、第二延伸部１２０側を径方向内側に、第三延伸部１３０側を径方向外側に配置する形状で作製され、第一延伸部１１０側を張出部５４に向けて、ねじ首５９に装着される。これに対し、第二延伸部側を径方向外側に、第三延伸部側を径方向内側に配置する形状で作製され、第一延伸部側を張出部５４に向けて、ねじ首５９に装着される形態のガスケット（サンプル１４３）がある。また、第二延伸部側を径方向内側に、第三延伸部側を径方向外側に配置する形状で作製され、第二接続部側を張出部５４に向けて、ねじ首５９に装着される形態のガスケット（サンプル１４４）がある。いずれの形態のガスケットも、第２の実施の形態のガスケット１００よりも、ねじの取り外し（緩め）に必要な軸力（戻しトルク）が小さくなり、耐緩み性が低下することがわかった。

　この現象は、等価摩擦直径の比較によって説明される。図１３に示すように、主体金具５０のねじ首５９に装着される際に、上記したように、ガスケット１００は、中心軸Ｎ方向に圧縮される。ガスケット１００が装着された主体金具５０を取付孔９１に取り付け、ねじの締め付けを行うと、圧縮の初期において、ガスケット１００は、張出部５４と点Ｘの一点において接触する。ガスケット１００と張出部５４との間において生ずる実質的な摩擦力を評価する指標となる公知の等価摩擦直径を検討したとき、点Ｘの径方向距離を半径とする仮想円の直径が、ガスケット１００と張出部５４との間における等価摩擦直径に相当する。同様に、ガスケット１００は、取付孔９１の開口周縁部９２とも点Ｙの一点において接触する。このため、ガスケット１００と開口周縁部９２との間における等価摩擦直径は、点Ｙの径方向距離を半径とする仮想円の直径が相当する。

　ここで、等価摩擦直径とは、「回転摩擦力に関して、円環状の接触を、それと同一の回転摩擦力を有する円形状の接触に置き換えたときの円の直径」を指す。耐緩み性を高めるには、ガスケットと主体金具およびエンジンヘッドと間の摩擦力を高め、戻しトルクを大きくすればよい。発明者らは、エンジンヘッドを模したアルミブッシュを用い、アルミブッシュに設けた取付孔に主体金具をねじ止めする際に、ガスケットと主体金具およびアルミブッシュとの間に発生する滑りの状況を観察した。その結果、締め付け時には、ガスケットと主体金具との間にて滑りが生じやすく、ガスケットとアルミブッシュとの間では滑りが生じにくいことがわかった。一方、緩め時には、ガスケットと主体金具との間では滑りが生じにくく、ガスケットとアルミブッシュとの間にて滑りが生じやすいことがわかった。このことから、ガスケットと主体金具との間の摩擦力よりも、ガスケットとアルミブッシュ、すなわちエンジンヘッドとの間の摩擦力を高めれば、ねじ止めの緩みに対する耐性（耐緩み性）を高めることできる。

　実施例１３によれば、サンプル１４３のガスケットは、第２の実施の形態のガスケット１００（サンプル１４１）と比べ、開口周縁部との間の等価摩擦直径は同じであるが、張出部との間の等価摩擦直径は大きい。つまり、サンプル１４３のガスケットが装着された主体金具は、締め付け時に、より大きなトルクで締め付けないと、第２の実施の形態のガスケット１００が装着された主体金具５０と同等の締め付け力を得られない。言い換えると、サンプル１４３のガスケットが装着された主体金具と、第２の実施の形態のガスケット１００が装着された主体金具５０とを同一トルクで締め付けた場合、戻しトルクは、第２の実施の形態のガスケット１００が装着された主体金具５０のが大きい。

　また、サンプル１４４のガスケットは、第２の実施の形態のガスケット１００（サンプル１４１）と比べ、開口周縁部との間の等価摩擦直径が小さく、張出部との間の等価摩擦直径は大きい。よって、両者を同一トルクで締め付けた場合、締め付け力と戻しトルクとのいずれも、サンプル１４４のガスケットが装着された主体金具よりも、第２の実施の形態のガスケット１００が装着された主体金具５０のが大きい。

　ガスケット１００の作製時に、第三接続部１６０を折り曲げる際の折り曲げ角度θを規定することの効果について確認を行った。まず、角度θの大きさの違いによるプレス成型機による成型が可能であるか否かについて、シミュレーションにより確認した。図１１に示す、ガスケット１００の周方向断面において、第三接続部１６０の折り曲げ角度θが０°～７０°のガスケットは、プレス成型機による成型の過程をシミュレートしたところ、成型することが可能であったので、○と評価した。しかし、角度θを９０°とするガスケットは、成型の過程をシミュレートしたところ、プレス成型機では加工することができないことがわかり、×と評価した。

　次に、角度θの大きさの違いによる成型後のガスケットを圧縮した場合の挙動の違いをシミュレーションにより確認した。シミュレーションは、公知のＦＥＭ解析により行った。角度θが４０°以上のガスケットの場合、中心軸Ｎ方向に圧縮すると、第一延伸部１１０が押圧されて、第一接続部１４０が曲がりを生じ、第一延伸部１１０の一端１１１側が下方に移動される。そして第一延伸部１１０が第三接続部１６０の他端１６２に接触し、そのまま他端１６２が第一延伸部１１０に押圧されて、潰れ代の内側に巻き込まれるように、下方に移動された。さらに圧縮を続けると、第三接続部１６０の他端１６２から抗力を受ける第一延伸部１１０によって、第一接続部１４０を介して第二延伸部１２０が押圧され、第二延伸部１２０が径方向内側へ向けて曲がりを生じ、第二延伸部１２０の中心軸Ｎ方向の長さが短くなった。同様に、他端１６２において第一延伸部１１０からの抗力を受ける第三接続部１６０が、第三延伸部１３０を押圧し、第三延伸部１３０が径方向外側へ向けて曲がりを生じ、第三延伸部１３０の中心軸Ｎ方向の長さが短くなった。これにより、潰れ代が径方向に膨らみつつ中心軸Ｎ方向に圧縮され、望ましい形態で潰れたので、○と評価した。

　一方、角度θが４０°未満のガスケットの場合、上記同様、中心軸Ｎ方向の圧縮により第一接続部１４０が曲がり、第一延伸部１１０が第三接続部１６０の他端１６２に当接する。すると、第三接続部１６０の他端１６２が第一延伸部１１０から押圧されるが、第三接続部１６０が、第一延伸部１１０の面に対して垂直な方向に当接した状態で押圧されてしまう。これにより、第三接続部１６０が、第三延伸部１３０とともに径方向外向きに曲がりを生じてしまい、潰れ代が平行四辺形のように変形する。潰れ代は、第二延伸部１２０および第三延伸部１３０における径方向に膨らむ曲がりを生ずることなく、中心軸Ｎ方向に潰れを生ずる。このため、潰れ代は潰れるものの、第二延伸部１２０および第三延伸部１３０によるバネ性を得られず、軸力が確保できないため、×と評価した。上記の評価試験の結果を表８に示す。

　表８より明らかに、ガスケット１００の作製時に、第三接続部１６０を折り曲げる際の折り曲げ角度θを４０°以上７０°以下に規定すれば、成型性および圧縮時の変形の両面において望ましい形態の潰れ代を有するガスケット１００を得られることがわかった。

　次に、ガスケット１００が気密性および耐緩み性を確保するのに必要な付加圧力Ｐを確認するため、評価試験を行った。ステンレス鋼からなる厚さ０．５ｍｍの円環状の板材にプレス成型による加工を施し、ガスケット１００のサンプルを５つ作製した。このとき、図１２に示すように、ガスケット１００の周方向断面における各寸法を確認したところ、第一接続部１４０の曲率半径ｒが１ｍｍ、径方向距離Ｒ１が８．１５ｍｍ、径方向距離Ｒ２が６ｍｍとなった。このガスケット１００のサンプルを主体金具５０のねじ首５９に装着したスパークプラグ２の５つのサンプルを、それぞれ、締め付けトルク（圧縮荷重Ｆ）を異ならせてアルミブッシュ（図示外）に取り付けた。具体的に、各スパークプラグ２のサンプルを取り付ける際の付加圧力Ｐ（前述したようにＰ＝Ｆ／｛π（Ｒ１^２－Ｒ２^２）｝により算出される）を、それぞれ、３０，６０，１００，１３０，１９０［ＭＰａ］とした。このとき、付加圧力Ｐが１９０ＭＰａで取り付けられたスパークプラグ２のサンプルでは、主体金具５０が破断してしまった。ゆえに、強度の面において×と評価し、以下の耐緩み性および気密性については評価試験を行わなかった。

　スパークプラグ２のサンプルが取り付けられたアルミブッシュに対し、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２のサンプルを取り付けたアルミブッシュを２００℃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２のサンプル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、スパークプラグ２のサンプルが取り付けられたままのアルミブッシュを、液体（例えばエタノール）で満たされたケースで覆い、アルミブッシュの取付孔内に、燃焼室側に相当する開口から１．５ＭＰａの空気圧を加え、１分間あたりの空気漏洩量を測定した。空気漏洩量が５ｃｃ以下のものは、ガスケット１００による気密性を十分に維持できるとして○と評価し、５ｃｃより多いものは、気密性を維持できないとして×と評価した。

　さらに、アルミブッシュからスパークプラグ２を取り外し、このとき、主体金具５０の取り外しに必要なトルク（戻しトルク）を測定して、締め付けトルクに対する戻しトルクの割合（戻しトルク／締め付けトルク）を百分率で求めた。戻しトルクが締め付けトルクの１０％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、１０％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。評価試験の結果を表９に示す。

　表９に示すように、付加圧力Ｐが３０～１３０［ＭＰａ］で取り付けられたガスケット１００のサンプルは、いずれも、緩みに対する耐性が良好であった。また、気密性について、付加圧力Ｐが６０～１３０［ＭＰａ］で取り付けられたガスケット１００のサンプルは、十分な気密性を維持できたが、付加圧力Ｐが３０［ＭＰａ］で取り付けられたガスケット１００のサンプルは、気密性を維持できなかった。よって、スパークプラグ２を取り付ける際の付加圧力Ｐが６０～１３０［ＭＰａ］であれば、第二延伸部１２０および第三延伸部１３０がバネ性を維持したまま変形することによって潰れ代の潰れがなされる。ゆえに、ガスケット１００として十分な軸力を得て、耐緩み性および気密性を確保できることがわかった。

　次に、潰れ代が潰れる場合に、第二延伸部１２０および第三延伸部１３０がバネ性を保持したまま変形するのに必要な硬さを確認するため、評価試験を行った。ステンレス鋼の製造工程における焼鈍条件を種々変化させ、ビッカース硬度の異なる９種類の厚さ０．５ｍｍの板材を用意した。そして、上記９種類の各板材を用い、実施例８と同様の寸法条件を備えたガスケット１００のサンプルを作製した。また、９つのガスケット１００のサンプルと同じサンプルを別途作製し、各サンプルの上記Ｓ点におけるビッカース硬度を測定したところ、それぞれ、１５０、１８０、２００、２５０、３２５、３８０、４００、４５０、４６０［Ｈｖ］であった。なお、ビッカース硬度は、ＪＩＳ　Ｚ２２４４に基づく試験方法において、試験荷重を１．９６１Ｎとし、荷重保持時間を１０秒として測定される。そして、作製したガスケット１００のサンプルを装着したスパークプラグ２の９つのサンプルを、所定の締め付けトルクでアルミブッシュ（図示外）に取り付け、実施例８と同様の条件で振動試験を実施した。試験後にアルミブッシュからスパークプラグ２を取り外し、戻しトルクを測定して、実施例８と同様に、耐緩み性の評価を行った。なお、耐緩み性の評価についても同様であるが、戻しトルクが締め付けトルクの２０％以上であった場合には、耐緩み性がさらに良好であるとして◎と評価した。

　また、上記９種類のガスケット１００のサンプルを装着したスパークプラグ２のサンプルを、それぞれ、再度アルミブッシュに取り付け、このとき、締め付けトルクを段階的に大きくしていった。そして、主体金具５０に破断（例えばねじ山の破損）が生じたらガスケット１００のサンプルを取り外して外観を観察した。ガスケット１００のサンプルに割れやクラックが生じていたら×と評価し、生じていなかったら○と評価した。評価試験の結果を表１０に示す。

　表１０に示すように、ビッカース硬度が４５０Ｈｖ以下のガスケット１００は、主体金具５０に破断が生ずるほどの締め付けトルクで圧縮しても割れやクラックを生じなかったが、４５０Ｈｖを超えると、割れやクラックを生ずることがわかった。また、ビッカース硬度が２００Ｈｖ未満のガスケット１００は、熱と振動によって塑性変形を生じ、軸力が低下することがわかった。そして、ガスケット１００のビッカース硬度を２５０Ｈｖ以上とすれば、十分な耐緩み性を確保できることがわかった。よって、ガスケット１００のビッカース硬度が２００Ｈｖ以上４５０Ｈｖ以下であれば、第二延伸部１２０および第三延伸部１３０が十分なバネ性を得ることができ、ガスケット１００として十分な軸力を得て、耐緩み性を確保できることがわかった。

　次に、スパークプラグ２の着火性を確保するために必要な、接地電極３０の向きの調整可能な角度について検討するため、評価試験を行った。ここでは、潰れ代が、取付部５２のねじ山のピッチで１／２ピッチ分の大きさまで潰れることのできる大きさを有することで、接地電極３０の向きを０°～１８０°の範囲で調整可能なガスケット１００のサンプルを８つ用意した。ガスケット１００の各サンプルを、それぞれスパークプラグ２のサンプルに装着し、各スパークプラグ２を、試験用の自動車エンジン（１．６Ｌ、４気筒）に、付加圧力Ｐを６０ＭＰａで取り付けた。このとき、燃焼室内（図示外）で接地電極３０の向く向きが、もっとも着火性が良好となる向きを０°とし、８つのサンプルの接地電極３０の向きを４５°ずつ、ずらして取り付け、各サンプルを、便宜上、０°から順にサンプル１２１～１２８とした。接地電極３０の向きの調整を行わなかった場合の点火進角（ＢＴＤＣ）は、サンプル１２１から順に、４２，４１，３７．５，３７，３５，３７．５，４１，４１．５［°］となった。この評価試験の結果を表１１に示す。

　表１１に示すように、ガスケット１００に潰れ代がなく接地電極３０の向きが調整できない場合、サンプル１２５のように点火進角が３５°となる接地電極３０の向き（１８０°）にスパークプラグ２が取り付けられてしまった場合、点火進角を３５°から変更できず、着火性を向上することができなかった。ガスケット１００の潰れ代が小さく接地電極３０の向きが４５°までしか調整できない場合、サンプル１２５のようにスパークプラグ２が取り付けられてしまっても、接地電極３０の向きを＋４５°調整することにより、点火進角を３５°から３７．５°に改善することができた。一方、サンプル１２２のように点火進角が４１°となる接地電極３０の向き（４５°）にスパークプラグ２が取り付けられた場合に、接地電極３０の向きを＋４５°調整してしまうと、点火進角が３７．５°に落ちてしまう場合もある。この場合には、接地電極３０の向きを調整しなければ、点火進角として４１°を得ることができた。同様に、ガスケット１００の潰れ代がやや大きく接地電極３０の向きを９０°まで調整できる場合は、サンプル１２５については、接地電極３０の向きを＋９０°調整することにより、点火進角を３５°から４１°に改善することができた。さらにガスケット１００の潰れ代が大きく、接地電極３０の向きを１８０°まで調整できる場合、サンプル１２５については点火進角を３５°から４２°まで改善することができた。

　このように、接地電極３０の向きを調整可能な角度が大きくなるほど、点火進角の調整の自由度を高くすることができる。表１１に示すように、例えば、接地電極３０の向きを９０°まで調整できるガスケット１００が装着された場合、各サンプル１２１～１２８について、接地電極３０の向きを＋９０°までの範囲で調整することで、点火進角の最良な値（最大値）として、順に、４２，４１，３７．５，３７．５，４１，４１．５，４２，４２［°］が得られた。そして、これら最大値の中でもっとも小さな値は、サンプル１２３，１２４の示す点火進角の最大値３７．５°であった。接地電極３０の向きが調整できない場合と比べ、接地電極３０の向きを９０°まで調整できれば、点火進角の最小値を、３５°（接地電極３０の向きが調整できない場合のサンプル１２５）から３７．５°まで改善できることが確認できた。ここで図１４に示すように、接地電極３０の向きが１３５°～２２５°の範囲（グラフ中斜線で示す）では、点火進角が大きく低下することがわかる。接地電極３０の向きを少なくとも９０°以上調整できれば、少なくとも、点火進角の最小値を、上記のように、３７．５°とすることができる。これにより、図１４の斜線で示される、点火進角３７°以下の範囲を避けることができ、スパークプラグ２の着火性を確保できることがわかった。

　さらに、表１１に示すように、接地電極３０の向きを１８０°まで調整できるガスケット１００が装着された場合、各サンプル１２１～１２８について、同様に、接地電極３０の向きを調整することで、点火進角の最大値として、順に、４２，４１，４１，４１．５，４２，４２，４２，４２［°］が得られた。これら最大値の中の最小値は、サンプル１２２，１２３の示す点火進角の最大値４１°であった。このように、接地電極３０の向きを１８０°まで調整できれば、点火進角の最小値を、接地電極３０の向きが調整できない場合のサンプル１２５が示す３５°から４１°まで改善できることが確認できた。図１４に示すように、３５°から４２°の範囲の値をとる点火進角の平均値は３９°であるが、接地電極３０の向きを少なくとも１８０°以上調整できれば、確実に、平均値よりも高い点火進角となるように調整でき、スパークプラグ２の着火性を確実に確保できることがわかった。

　次に、ガスケット１００の周方向断面の形状に規定を設けることの効果を確認するため、評価試験を行った。まず、厚みの異なるステンレス鋼からなる円環状の板材を複数用意し、プレス成型の際の折り曲げ位置や折り曲げ角度を調整して、表１２に示す、１６種類のガスケット１００のサンプル１０１～１１６を作製した。サンプル１０１～１１６において、第一接続部１４０の曲率半径ｒは、０．４ｍｍ～１．２ｍｍの範囲で異なるものとなった。また、第二延伸部１２０の厚みｔは、０．３ｍｍ～０．５ｍｍの範囲で異なるものとなった。さらに、径方向距離Ｒ１と径方向距離Ｒ２の大きさの組み合わせについても異ならせ、潰れ代の１／２の大きさに値する（Ｒ１－Ｒ２）／２の大きさ（便宜上、Ｗとする）は、０．８ｍｍ～１．０７５ｍｍの範囲で異なるものとなった。そして、また、潰れ代の縦横比Ｃを、ｈ／（Ｒ１－Ｒ２）で求めたところ、Ｃは、０．９３８～１．４７５の範囲で異なるものとなった。表１２に各サンプルの厚みｔ、曲率半径ｒ、潰れ代の１／２の大きさＷ、潰れ代の縦横比Ｃを比較した表を示す。

　表１２に示す各サンプル１０１～１１６を、それぞれ、スパークプラグ２のサンプルに装着し、６０～１３０ＭＰａの締め付けトルクでスパークプラグ２をアルミブッシュに取り付けた。このとき、潰れ代が取付部５２のねじ山のピッチで１／２ピッチ分の大きさまで潰れることができたサンプル（すなわち接地電極３０の向きを１８０°以上調整できたサンプル）を確認した。調整できたサンプルについては○と判定し、できなかったサンプルを×と判定した。この評価試験の結果を表１３に示す。なお、表１３では、各サンプルの曲率半径ｒの大きさと、潰れ代の縦横比Ｃとの関係について着目した。

　表１３に示すように、サンプル１０１～１０９，１１３，１１４は、接地電極３０の向きを１８０°以上調整することができた。縦横比Ｃが１未満で潰れ代が径方向に大きいサンプル１１１～１１２，１１５，１１６は、接地電極３０の向きを１８０°以上調整することができないことがわかった。また、曲率半径ｒが、Ｗよりも大きなサンプル１１０も、接地電極３０の向きを１８０°以上調整することができないことがわかった。よって、曲率半径ｒがＷ（すなわち、（Ｒ１－Ｒ２）／２）以下であり、且つ、縦横比Ｃが１以上であれば（すなわち潰れ代が中心軸Ｎ方向に大きくｈ≧（Ｒ１－Ｒ２）を満たせば）、接地電極３０の向きを１８０°以上調整することができることが確認できた。

　さらに、上記の各サンプル１０１～１１６について、第一接続部１４０を形成する際の成形性についても、評価を行った。サンプル１０１～１１６のガスケット１００を作製する際のプレス成型で第一接続部１４０を折り曲げた後、折り曲げ痕の様子について観察を行った。そのとき、第一接続部１４０の折り曲げ痕にシワが寄り、折れや潰れが生じたことが確認できたサンプルを×と評価し、折り曲げ痕がなめらかな曲面を形成したサンプルを○と評価した。評価試験の結果を表１４に示す。なお、表１４では、各サンプルの曲率半径ｒの大きさと、厚みｔの関係について着目した。

　表１４に示すように、曲率半径ｒが厚みｔの２倍以上であったサンプル１０２，１０３，１０６，１０９，１１０，１１２は、第一接続部１４０の折り曲げ痕にシワがなく、なめらかな曲面が形成され、成形性が良好であった。一方、曲率半径ｒが厚みｔの２倍未満のサンプル１０１，１０４，１０５，１０７，１０８，１１１，１１３～１１６は、第一接続部１４０の折り曲げ痕にシワが寄っているのが確認された。実施例１１においてアルミブッシュに取り付けたスパークプラグ２を取り外し、各サンプルの第一接続部１４０の折り曲げ痕を観察した。すると、曲率半径ｒが厚みｔの２倍未満のサンプル１０１，１０４，１０５，１０７，１０８，１１１，１１３～１１６では折れや潰れを生じていたことが確認された。

　次に、ガスケット１００の材料や、ガスケット１００を主体金具５０に装着する向き、周方向断面の形状の違いなどによる耐緩み性の影響を確認するため、評価試験を行った。まず、実施例８と同様に、ステンレス鋼からなる厚さ０．５ｍｍの円環状の板材にプレス成型による加工を施し、第２の実施の形態のガスケット１００のサンプル１４１を作製した。ガスケット１００の周方向断面における各寸法は、第一接続部１４０の曲率半径ｒが１ｍｍ、径方向距離Ｒ１が８．１５ｍｍ、径方向距離Ｒ２が６ｍｍとなった。また、サンプル１４１と同寸法で、材料を鉄（Ｆｅ）にしたサンプル１４２を作製した。さらに、周方向断面の形状がサンプル１４１と鏡像体をなすサンプル１４３を作製した。各サンプルを主体金具５０のねじ首５９に装着したスパークプラグ２のサンプルを作製し、さらにサンプル１４１を、中心軸Ｎ方向を逆さまにしたサンプル１４４をねじ首５９に装着したスパークプラグ２のサンプルを用意した。

　各サンプル１４１～１４４が装着されたスパークプラグ２を締め付けトルク１５Ｎ・ｍでアルミブッシュにそれぞれ取り付け、実施例８と同様の振動試験を行った。さらに、アルミブッシュからスパークプラグ２を取り外し、このとき、主体金具５０の取り外しに必要なトルク（戻しトルク）を測定した。この評価試験の結果を表１５に示す。

　表１５に示すように、サンプル１４１の戻しトルクは７．９Ｎ・ｍであったのに対し、サンプル１４２～１４４は、それぞれ、４．７，６．７，４．４［Ｎ・ｍ］となり、耐緩み性が低下することがわかった。なお、サンプル１４１と１４３について、張出部５４との接触痕（点Ｘで示す）から等価摩擦直径を求めたところ、それぞれ１３．５ｍｍ、１４．８ｍｍであった。開口周縁部９２との接触痕（点Ｙで示す）に基づく等価摩擦直径は、サンプル１４１と１４３とでは同じである。周方向断面が鏡像体をなすと、張出部５４側と開口周縁部９２側との間で等価摩擦直径の比率が異なってくる。このことが、戻しトルクに影響することが、サンプル１４１と１４３との比較によって確認された。

　なお、第２の実施の形態に係るスパークプラグ２についても各種の変形が可能なことはいうまでもない。ガスケット１００は、環状の板材を厚み方向に３箇所で折り返して作製したが、２箇所あるいは４箇所以上で折り返して作製してもよい。また、ガスケット１００の周方向断面が、ガスケット１００の全周に渡って同一形状でなくともよい。すなわち、ガスケット１００は、ガスケット１００の周方向において、部分的に、図１２に示す周方向断面の形状を有するものであってもよい。

　図１２に示すガスケット１００の周方向断面の形状は、主体金具５０のねじ首５９に装着される際に中心軸Ｎ方向に圧縮された状態の形状を示した。これに限らず、ガスケット１００をねじ首５９に装着した状態では図１１に示す周方向断面の形状をなし、スパークプラグ２を取付孔９１に締め付ける際の圧縮により、図１２に示す周方向断面の形状を有してもよい。

Claims

　中心電極と、
　軸孔を有し、その軸孔の先端側内部に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し、且つ、自身の外周にねじ山が形成され、さらに、当該ねじ山よりも基端側に形成され、自身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を有する筒状の主体金具と、
　前記中心電極との間で火花放電ギャップを形成する接地電極と、
　円環状の板材を厚み方向に複数回折り返して形成される環状形態をなし、前記主体金具のうち前記ねじ山と前記張出部との間の部位に外側から同心的に装着される封止部材であって、前記主体金具が、雌ねじの形成された取付孔に螺合により取り付けられた状態において、前記張出部と、前記取付孔の開口周縁部との間にて圧縮されて、前記張出部と前記開口周縁部との間を封止する封止部材と、
　を備えたスパークプラグにおいて、
　前記主体金具を前記取付孔に螺合する過程で、前記封止部材を前記張出部と前記開口周縁部との間に挟みつつも非圧縮の状態において、
　　前記封止部材の表面で、前記折り返しによって向き合う表面同士は、互いに非接触の状態であり、
　　前記スパークプラグの軸線を含む平面にて前記封止部材の断面を見たときに、前記封止部材と前記張出部との接触が第１接触点の一点においてなされ、且つ、前記封止部材と前記開口周縁部との接触が第２接触点の一点においてなされ、且つ、前記第２接触点は第１接触点よりも径方向外側に位置すること
　を特徴とするスパークプラグ。
　前記第２接触点は、前記主体金具の前記張出部のうち前記封止部材を向く側の面の最大外径Ｄｚよりも内側に位置することを特徴とする請求項１に記載のスパークプラグ。
　中心電極と、
　軸孔を有し、その軸孔の先端側内部に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し、且つ、自身の外周にねじ山が形成され、さらに、当該ねじ山よりも基端側に形成され、自身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を有する筒状の主体金具と、
　前記中心電極との間で火花放電ギャップを形成する接地電極と、
　前記主体金具のうち前記ねじ山と前記張出部との間の部位に外側から同心的に装着される環状形態をなし、前記主体金具が、雌ねじの形成された取付孔に螺合により取り付けられた状態において、前記張出部と、前記取付孔の開口周縁部との間にて圧縮されて、前記張出部と前記開口周縁部との間を封止する封止部材と、
　を備えたスパークプラグにおいて、
　前記主体金具を前記取付孔に螺合して前記封止部材を前記張出部と前記開口周縁部との間に挟んで圧縮した際に、前記封止部材は、前記張出部および前記開口周縁部のそれぞれに面接触するものであり、さらに、
　前記主体金具を前記取付孔から取り外し、前記張出部および前記開口周縁部に残る前記封止部材との接触痕を観察し、前記張出部側の接触痕の外径をｄ１_ｏ、内径をｄ１_ｈとし、その接触痕の等価摩擦直径Ｄ１を（１）式で求め、且つ、前記開口周縁部側の接触痕の外径をｄ２_ｏ、内径をｄ２_ｈとし、その接触痕の等価摩擦直径Ｄ２を（２）式で求めた場合に、Ｄ１＜Ｄ２を満たすことを特徴とするスパークプラグ。
ただし、

とする。
　前記主体金具の前記張出部において、前記封止部材を向く側の面の最大外径をＤｚとしたときに、
　Ｄｚ＞Ｄ２を満たすことを特徴とする請求項３に記載のスパークプラグ。
　前記封止部材はステンレス鋼からなり、前記主体金具の表面にはＮｉめっき層が形成されていることを特徴とする請求項１～４のいずれかに記載のスパークプラグ。
　前記封止部材の中心軸を含む平面にて当該封止部材の断面を見たときに、当該封止部材の断面は、一方の端部から他方の端部まで連続しつつ前記他方の端部が前記一方の端部よりも内側に位置する渦巻状であり、且つ、
　前記封止部材の断面において、前記封止部材は、
　自身の一端を前記一方の端部とし、前記自身の一端よりも前記封止部材の径方向内側に位置する自身の他端へ向け、前記封止部材の軸方向に沿う成分よりも前記径方向に沿う成分の方が大きくなるように、略直線状に延びる第一延伸部と、
　前記径方向に沿う成分よりも前記軸方向に沿う成分の方が大きくなるように略直線状に延びる第二延伸部と、
　前記第一延伸部の他端と前記第二延伸部の一端とを、曲率半径ｒの曲線にて接続する第一接続部と、
　前記第二延伸部よりも前記径方向外側の位置にて、前記径方向に沿う成分よりも前記軸方向に沿う成分の方が大きくなるように略直線状に延びる第三延伸部と、
　前記第二延伸部の他端と前記第三延伸部の一端とを、前記第一延伸部から離れる方向に屈曲する曲線にて接続する第二接続部と、
　自身の一端が前記第三延伸部の他端に接続され、且つ、自身の他端を前記他方の端部とし、前記軸方向において、前記第一延伸部および前記第二接続部との間に位置しつつ当該第一延伸部および当該第二接続部と重なる部位を有する第三接続部と
　から構成され、
　前記封止部材は、前記第一延伸部が前記主体金具の前記張出部に接触する側に位置し、且つ、前記主体金具が前記第二延伸部よりも前記径方向内側に位置するように前記主体金具に装着され、
　前記封止部材が、前記主体金具を前記取付孔に螺合する前において、前記主体金具に装着された状態において、
　前記封止部材の前記軸方向の高さをｈ、
　ｈ／２を満たす位置における前記第二延伸部の厚みをｔとし、
　さらに、前記封止部材の前記径方向において、
　前記第三延伸部のうち、前記封止部材の前記中心軸から最も離れた部位における前記中心軸からの径方向距離をＲ１、
　前記第二延伸部のうち、前記封止部材の前記中心軸に最も近い部位における前記中心軸からの径方向距離をＲ２としたときに、
２×ｔ≦ｒ≦（Ｒ１－Ｒ２）／２
　を満たし、且つ、
ｈ≧（Ｒ１－Ｒ２）
　を満たすことを特徴とする請求項１～５のいずれかに記載のスパークプラグ。
　前記封止部材の断面において、前記他方の端部は、前記径方向において、前記一方の端部よりも前記中心軸寄りの位置にあることを特徴とする請求項６に記載のスパークプラグ。
　前記封止部材を前記軸方向に圧縮する際の圧縮荷重をＦとし、前記封止部材への付加圧力ＰをＦ／｛π（Ｒ１^２－Ｒ２^２）｝にて算出したときに、前記付加圧力Ｐが６０ＭＰａ～１３０ＭＰａの範囲内における、前記主体金具を前記取付孔に螺合する際の回転角が、９０°以上３６０°未満であることを特徴とする請求項６または７に記載のスパークプラグ。
　前記付加圧力Ｐが６０ＭＰａ～１３０ＭＰａの範囲内における、前記主体金具を前記取付孔に螺合する際の回転角が、１８０°以上３６０°未満であることを特徴とする請求項８に記載のスパークプラグ。
　前記主体金具を前記取付孔に螺合する前において、前記主体金具に装着された前記封止部材の断面で、前記ｈ／２を満たし、前記厚みｔの中央となる前記第二延伸部の位置において、前記封止部材の硬度を測定したときに、ビッカース硬度で、２００Ｈｖ以上４５０Ｈｖ以下であることを特徴とする請求項６～９のいずれかに記載のスパークプラグ。
　前記主体金具に装着する前の前記封止部材の断面を見たときに、前記第三接続部の一端側から前記他方の端部側へと向かう方向が、前記軸方向に対し、４０°以上７０°以下の角度で交差することを特徴とする請求項６～１０のいずれかに記載のスパークプラグ。