专利名称：火花塞及其制造方法
技术领域：
本发明涉及通过在内燃机中产生电火花而使燃料着火的火花塞(点火火花塞)。
背景技术：
对于火花塞，公知有利用热铆合将主体件固定在用于保持中心电极的绝缘子(绝缘电瓷)的外周而成的火花塞(例如参照专利文献1)。在热铆合过程中，对在内部插入有绝缘子的主体件进行加热，在该状态下，利用压缩载荷使主体件塑性变形，从而将主体件固定于绝缘子。一般来说，火花塞的主体件包括多边形状的工具卡合部，其与用于将火花塞安装于发动机缸盖上的工具卡合；胴体部，其用于朝向发动机缸盖压缩垫圈，在被热铆合于绝缘子的主体件的工具卡合部和胴体部之间，形成有利用热铆合向外周方向和内周方向鼓出的槽部。专利文献1 日本特开2003-257583号公报近年来，作为解决改善内燃机的燃料消耗、减少排气的各种对策之一，正在研究火花塞的小径化，但未充分考虑随着火花塞的小型化而产生的主体件的强度降低。例如，主体件的从槽部到胴体部的径向厚度变薄的部分会随着热铆合时的热影响所导致的硬度降低而使断裂强度降低。因此，在以使火花塞小型化的缩小比率使主体件小型化的情况下，存在如下问题有时无法充分地确保主体件中的槽部的断裂强度，在槽部产生裂纹(crack)。
发明内容
本发明就是鉴于上述问题而做成的，其目的在于提供一种使主体件的断裂强度提高的火花塞。本发明是为了解决上述问题的至少一部分而做成的，能够以如下实施方式或者技术方案来实现。[技术方案1]技术方案1的火花塞包括沿着轴线方向延伸的棒状的中心电极； 设在上述中心电极的外周的绝缘子；设在上述绝缘子的外周的主体件，该主体件包括工具卡合部，其向外周方向伸出，与轴线正交的截面的形状为多边形状；向外周方向伸出的胴体部；形成在上述工具卡合部和上述胴体部之间且向外周方向和内周方向鼓出的槽部(该槽部是主体件的将工具卡合部和胴体部相连接的连接部，该连接部构成形成在胴体部和工具卡合部之间的槽的底壁部，该连接部具有朝向外周方向和内周方向鼓出的部位)，该火花塞的特征在于，将上述槽部的外径最大的部分作为第1部分、将在从上述第1部分到上述胴体部之间的范围内的径向厚度最薄的部分作为第2部分、将上述胴体部的径向厚度与上述第1部分相同的部分作为第3部分时，在包含上述轴线在内的截面中，上述第2部分的径向厚度A与上述主体件的外侧表面的自上述第2部分起延续到上述第3部分的部分的曲率半径R之间的关系满足RXA ^ 0. 20mm2。采用技术方案1的火花塞，能够提高主体件的槽部的断裂强度。[技术方案2]在技术方案1的火花塞中，上述槽部的上述第2部分的维氏硬度也可以比上述胴体部的维氏硬度低10%以上。采用技术方案2的火花塞，即使是槽部的硬度比胴体部的硬度低10%以上的主体件，也能够充分地确保槽部的断裂强度。[技术方案3]在技术方案1或者2的火花塞中，上述第2部分的截面系数Z2也可以为Z2 < 80mm3。采用技术方案3的火花塞，使第2部分的截面系数Z2比较小而实现小型化，并且能够充分地确保主体件的槽部的断裂强度。[技术方案4]在技术方案1 3中任一项所述的火花塞中，上述第2部分的截面系数Z2也可以为Z2 ^ 60mm3。采用技术方案3的火花塞，使第2部分的截面系数Z2比较小而实现小型化，并且能够更充分地确保主体件的槽部的断裂强度。[技术方案5]在技术方案1 4中任一项所述的火花塞中，上述第1部分的径向厚度设为B时，满足0.6彡(A/B) ( 1.0即可。采用技术方案5的火花塞，能够抑制主体件的槽部的应力集中，能够进一步提高槽部的断裂强度。[技术方案6]在技术方案1 5中任一项所述的火花塞中，从上述第1部分到上述第2部分的范围内的维氏硬度的最大值与最小值之间的硬度差ΔΗν也可以为ΔΗν>100。 采用技术方案6的火花塞，即使是受到热铆合而在槽部产生由硬度差引起的应变的主体件，也能够充分确保槽部的断裂强度。[技术方案7]在技术方案1 6中任一项所述的火花塞中，上述第1部分的截面系数Zl也可以为Zl ^ 170mm3。采用技术方案7的火花塞，使第1部分的截面系数Zl比较小而实现小型化，并且能够充分地确保主体件的槽部的断裂强度。[技术方案8]在技术方案1 7中任一项所述的火花塞中，也可以为 0. 5mm ^ A ^ 0. 6mm。采用技术方案8的火花塞，使第2部分的径向厚度A比较薄而实现小型化，并且能够充分地确保主体件的槽部的断裂强度。[技术方案9]技术方案9是一种火花塞的制造方法，该火花塞包括沿着轴线方向延伸的棒状的中心电极；设在上述中心电极的外周的绝缘子；设在上述绝缘子的外周的主体件，该主体件包括工具卡合部，其向外周方向伸出，与轴线正交的截面的形状为多边形状；向外周方向伸出的胴体部；形成在上述工具卡合部和上述胴体部之间且向外周方向和内周方向鼓出的槽部，该制造方法的特征在于，在将上述主体件组装于上述绝缘子之前， 先在上述工具卡合部和上述胴体部之间将鼓出前的上述槽部成形为径向厚度随着从上述工具卡合部和上述胴体部朝向上述槽部的中央去而变薄的形状，在利用热铆合将上述主体件接合于上述绝缘子时，使上述鼓出前的槽部向上述外周方向和上述内周方向鼓出。采用技术方案9的火花塞的制造方法，能够在热铆合时使槽部以平滑的形状鼓出，能够制造提高了主体件的槽部的断裂强度的火花塞。[技术方案10]在技术方案9的火花塞的制造方法中，将上述工具卡合部的径向厚度最薄的部分的80%的厚度设为C、将上述鼓出前的槽部的上述中央的径向厚度设为D时， 也可以以满足0.5彡(D/C)彡1.0的方式成形上述鼓出前的槽部。采用技术方案10的火花塞的制造方法，能够制造提高了主体件的槽部的断裂强度且提高了绝缘子与主体件之间的气密性的火花塞。在技术方案10的火花塞的制造方法中，将从上述鼓出前的槽部的上述工具卡合部侧的、径向厚度为C的第4部分到上述鼓出前的槽部的上述胴体部侧的、径向厚度为C的第5部分的、沿着上述轴线方向的距离设为Li，将上述鼓出前的槽部的上述工具卡合部侧的、径向厚度为(0.8XC)的第6部分与上述第4部分之间的、沿着上述轴线方向的距离设为L2，将上述鼓出前的槽部的上述胴体部侧的、径向厚度为(0.8XC)的第7部分与上述第 5部分之间的、沿着上述轴线方向的距离设为L3，也可以以满足0.2彡(L2/L1) < 0. 5和 0. 2 ( (L3/L1) ( 0. 5的方式成形上述鼓出前的槽部。采用技术方案11的火花塞的制造方法，能够制造充分地提高了主体件的槽部的断裂强度的火花塞。本发明的实施方式不限于火花塞的实施方式，也能够适用于例如火花塞的主体件、具有火花塞的内燃机、火花塞的制造方法等各种实施方式。另外，本发明不被上述的实施方式有任何限制，当然在不脱离本发明的主旨的范围内能够以各种各样的实施方式实施。
图1是表示火花塞的局部剖视图。图2是放大表示主体件的局部的放大剖视图。图3是放大表示热铆合前的主体件的局部的放大剖视图。图4A是用于评价槽部的硬度降低和断裂强度的评价试验的工序图。图4B是表示图4A的评价试验的结果的、槽部的硬度降低量与断裂强度降低率之间的关系的说明图。图5A是表示用于分析拐点部的厚度A = 0. 5mm时的RXA的值与槽部的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图5B是表示用于分析拐点部的厚度A = 0. 6mm时的RXA的值与槽部的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图5C是表示用于分析拐点部的厚度A = 0. 7mm时的RXA的值与槽部的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图5D是表示用于分析拐点部的厚度A = 0. 8mm时的RXA的值与槽部的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图6是表示用于分析槽部的径向厚度的比率(A/B)与槽部的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图7是表示用于分析槽部的硬度差ΔΗν与槽部的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图8Α是表示用于分析槽部的硬度差ΔΗν = 100时的最外部的截面系数Zl与槽部的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图8Β是表示用于分析槽部的硬度差ΔΗν = 200时的最外部的截面系数Zl与槽部的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图8C是表示用于分析槽部的硬度差ΔΗν = 300时的最外部的截面系数Zl与槽部的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图9是表示用于分析槽部的拐点部的截面系数Ζ2与槽部的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图10是表示火花塞的制造工序的工序图。图11是放大表示热铆合前的主体件的局部的放大剖视图。
图12是表示用于分析槽部的厚度的比率(D/C)与气密性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图13是表示用于分析槽部的长度的比率(L2/L1)和(L3/L1)与槽部的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。
具体实施例方式A.实施例A-1.火花塞的结构图1是表示火花塞100的局部剖视图。在图1中，以作为火花塞100的轴心的轴线0-0为界，在一侧图示了火花塞100的外观形状，在另一侧图示了火花塞100的剖面形状。火花塞100包括中心电极10、绝缘子20、主体件30、接地电极40。在本实施例中，火花塞100的轴线0-0也是中心电极10、绝缘子20、主体件30各构件的轴心。在火花塞100中，沿着轴线0-0方向延伸的棒状的中心电极10的外周利用绝缘子 20电绝缘。中心电极10的一端自绝缘子20的一端突出，中心电极10的另一端与绝缘子 20的另一端电连接。在绝缘子20的外周，以与中心电极10电绝缘的状态利用热铆合固定有主体件30。主体件30与接地电极40电连接，在中心电极10与接地电极40之间形成有作为产生火花的间隙的火花隙。火花塞100以使主体件30螺纹连接于形成在内燃机(未图示)的发动机缸盖200上的安装螺纹孔210的状态安装，在对中心电极10施加2万 3 万伏的高电压时，在形成于中心电极10和接地电极40之间的火花隙产生火花。火花塞100的中心电极10是在被成形为有底筒状的电极母材12的内部埋设导热性比电极母材12优异的芯材14而成的棒状的电极。在本实施例中，中心电极10以电极母材12的前端自绝缘子20的一端突出的状态固定于绝缘子20，并且，中心电极10借助密封件16、陶瓷电阻17、密封件18、端子件19与绝缘子20的另一端电连接。在本实施例中，中心电极10的电极母材12由以hconel (注册商标)为首的、以镍为主要成分的镍合金构成， 中心电极10的芯材14由铜或者以铜为主要成分的合金构成。火花塞100的接地电极40利用焊接接合于主体件30，是向与中心电极10的轴线 0-0交差的方向弯曲而与中心电极10的前端相对的电极。在本实施例中，接地电极40由以 Inconel (注册商标)为首的、以镍为主要成分的镍合金构成。火花塞100的绝缘子20是对以矾土为首的绝缘性陶瓷材料进行烧制而形成的。绝缘子20是具有用于收容中心电极10的轴孔28的筒状体，自中心电极10突出的一侧起沿着轴线0-0依次设置有长腿部22、第1电瓷胴体部24、电瓷凸缘部25、第2电瓷胴体部26。 绝缘子20的长腿部22是外径朝着中心电极10突出的一侧变小的筒状的部位。绝缘子20 的第1电瓷胴体部M是具有比长腿部22大的外径的筒状的部位。绝缘子20的电瓷凸缘部25是具有比第1电瓷胴体部M还大的外径的筒状的部位。绝缘子20的第2电瓷胴体部26是具有比电瓷凸缘部25小的外径的筒状的部位，用于在主体件30和端子件19之间确保充分的绝缘距离。在本实施例中，火花塞100的主体件30是被镀镍了的低碳钢制的构件，但在其他实施方式中，既可以是被镀锌了的低碳钢的构件，也可以是无镀层的镍合金制的构件。主体件30自中心电极10突出的一侧起沿着轴线0-0依次具有端面31、安装螺纹部32、胴体部34、槽部35、工具卡合部36、铆合部(力〉J部)38。主体件30的端面31是形成在安装螺纹部32的前端的空心圆状的面，在端面31上接合有接地电极40，被绝缘子20的长腿部22 包围的中心电极10自端面31的中央突出。主体件30的安装螺纹部32是在外周具有用于与发动机缸盖200的安装螺纹孔210螺纹连接的螺纹牙的圆筒状的部位。主体件30的铆合部38与工具卡合部36相邻地设置，该铆合部38是在利用热铆合将主体件30固定于绝缘子20时被塑性加工为与绝缘子20的第2电瓷胴体部沈紧密接触的部位。在主体件30 的铆合部38与绝缘子20的电瓷凸缘部25之间的区域形成有用于填充滑石(talc)粉末的填充部63，填充部63被密封件62、64密封。主体件30的槽部35 (该槽部是主体件30的将胴体部34和工具卡合部36相连接的连接部，该连接部构成形成在工具卡合部和胴体部之间的槽的底壁部，该连接部具有朝向外周方向和内周方向鼓出的部位)形成在胴体部34与工具卡合部36之间，该槽部35是在利用热铆合将主体件30固定于绝缘子20时由于压缩加工向外周方向和内周方向鼓出的部位。主体件30的胴体部34与槽部35相邻地设置，是比槽部35向外周方向伸出的凸缘状部，用于朝向发动机缸盖200压缩垫圈50。主体件30的工具卡合部36与槽部35相邻地设置，是比槽部35向外周方向伸出的凸缘状部，被成形为与用于将火花塞100安装于发动机缸盖200上的工具(未图示)卡合的多边形状。在本实施例中，工具卡合部36是六边形状，但在其他实施方式中，也可以是四边形、八边形等其他多边形。工具卡合部36的相对的边彼此之间的距离在本实施例为12mm(毫米)，但在其他实施方式中，也可以例如为9mm、 IOmm或者Ilmm等小于12mm的尺寸。图2是放大表示主体件30的局部的放大剖视图。图2所示的主体件30的截面是通过轴线0-0的截面、即是包含轴线0-0在内的截面，在图2中，放大地图示了主体件30的工具卡合部36、槽部35和胴体部34。主体件30的胴体部34具有等厚部348，主体件30的槽部35具有拐点部353、最外部355。槽部35的最外部355位于槽部35的轴线0-0方向的中央，是槽部35的外径最大的第1部分。槽部35的拐点部353是径向厚度在从槽部35 的最外部355到胴体部34的范围内最薄的第2部分。胴体部34的等厚部348是胴体部34 的径向厚度与槽部35的最外部355相同的第3部分。从实现提高主体件30的槽部35的断裂强度的观点出发，在包含轴线0-0在内的主体件30的截面中，优选槽部35的拐点部358的径向厚度A、与主体件30的外侧表面的自槽部35的拐点部353起延续到胴体部34的等厚部348的部分的曲率半径R之间的关系满足“RXA彡0. 20mm2”，更优选满足“RXA彡0. 21mm2”。对于连结各种圆弧而成的线段所得到的主体件30的外侧表面的形状，曲率半径R是主体件30的外侧表面的形状中的将拐点部353和等厚部348连接起来的区间中的形状近似成的一个圆弧即近似圆弧Ca的半径。从实现火花塞100的小型化的观点出发，优选槽部35的拐点部353的径向厚度A为 0. 5mm ^ A ^ 0. 8mm,更优选为0. 5mm < A < 0. 6mm。后面叙述与曲率半径R和厚度A有关的评价值。从实现抑制主体件30的槽部35的应力集中的观点出发，优选槽部35的拐点部353的径向厚度A与槽部35的最外部355的径向厚度B之间的关系满足0. 6 < (A/ B) ( 1.0。后面叙述槽部35的径向厚度的比率(A/B)的评价值。图3是放大表示热铆合前的主体件30的局部的放大剖视图。图3所示的主体件
830的截面是通过轴线0-0的截面、即包含轴线0-0在内的截面，在图3中，放大地图示了利用热铆合固定于绝缘子20之前的主体件30的工具卡合部36、槽部35和胴体部34。在本实施例中，热铆合前的主体件30的槽部35在利用热铆合形成有最外部355的部位具有槽部35的径向厚度最薄的薄壁部356。槽部35的薄壁部356利用热铆合的压缩加工向外周方向和内周方向鼓出而成为最外部355。由于薄壁部356的厚度D比拐点部353的厚度A 和等厚部348的厚度B薄，因此能够使热铆合的热影响集中于薄壁部356，能够避免压缩加工所引起的鼓出到达拐点部353和等厚部348。因此，在本实施例中，将拐点部353和等厚部348连结起来的近似圆弧Ca的曲率半径R在热铆合的前后相同。由此，主体件30的外侧表面的形状中的将拐点部353和最外部355连接起来的区间的形状能够由比较舒缓的曲线形成。结果，能够提高主体件30的槽部35的断裂强度。在热铆合后的主体件30中，槽部35的拐点部353的硬度受到热铆合的热影响而低于热铆合前的强度，但在本实施例中，为了充分地确保主体件30的断裂强度，槽部35的拐点部353的维氏硬度也可以比胴体部34的维氏硬度低10%以上。在此，对用于测量胴体部34的硬度和槽部35的硬度的测量方法进行说明。在胴体部34的硬度和槽部35的硬度的测量方法中，以通过轴线0-0的截面剖切热铆合后的主体件30，以试验载荷1. 96N(牛顿)测量了该切断的主体件30的截面的维氏硬度。如图2所示，作为维氏硬度的测量对象的多个测量点Mp沿着通过拐点部353的径向厚度的中点Pe且与轴线0-0平行的测量基准线Mc以0. Imm的间隔排列。在本实施例中，中点Pc是测量点Mp之一。对于胴体部34的维氏硬度，选择多个测量点Mp中的、从胴体部34的等厚部348到与槽部35相反一侧2mm 的部位的测量范围Mb内的硬度较低的三个测量点Mp，将上述三个测量点Mp的硬度的平均值作为胴体部34的硬度来进行评价。对于槽部35的维氏硬度，选择多个测量点Mp中的、 从胴体部；34的等厚部348到槽部35的最外部355的测量范围Ma中的硬度较低的三个测量点Mp，将上述三个测量点Mp的硬度的平均值作为槽部35的硬度来进行评价。另外，测量点Mp的间隔既可以大于0. Imm也可以小于0. 1mm。并且，用于硬度的计算的测量点Mp的个数不限于三个，既可以是两个，也可以是四个以上。后面叙述与槽部35的硬度降低有关的评价值。在主体件30的从槽部35的拐点部353到最外部355的测量范围Ma中的维氏硬度的最大值与最小值的硬度差ΔΗν也可以为ΔΗν> 100。在此，说明硬度差ΔΗν的测量方法。在硬度差ΔΗν的测量方法中，与上述的用于测量胴体部34的硬度和槽部35的硬度的测量方法相同地，用从槽部35的拐点部353到最外部355的多个测量点Mp来测量维氏硬度。接着，将上述多个测量点Mp的硬度的最大值与最小值的差作为硬度差ΔΗν来进行评价。另外，槽部35的从拐点部353到最外部355的硬度的最大值和最小值可以是一个测量点Mp的值，也可以是多个测量点Mp的平均值。后面叙述与槽部35的硬度差ΔΗν有关的评价值。从实现火花塞100的小型化的观点出发，槽部35的最外部355的轴线0_0上的截面系数ζ 1优选为Zl ( 170mm3,槽部35的拐点部353的轴线0-0上的截面系数Z2优选为 Z2<80mm3。后面叙述截面系数Zl和截面系数Z2的评价值。另外，截面系数Zl根据下述的式1算出，截面系数Z2根据下述的式2算出。Il= {n /32) · [ {(d2)4- (dl)4} / (d2)]…(1)
Z2 = (π /32) · [ {(d4)4- (d3)4} / (d4) ]... (2)在此，式1的“dl”表示最外部355的内径、“d2”表示最外部355的外径。式2的 “d3”表示拐点部353的内径、“d4”表示拐点部353的外径。A-2.与槽部的硬度降低有关的评价值图4A是评价槽部35的硬度降低和断裂强度的评价试验的工序图。在图4A的评价试验中，首先，准备了以主体件30为模型的多个试样90(工序P110)。本评价试验所用的试样90是包括以胴体部34为模型的第1圆筒部94、以槽部35为模型的第2圆筒部95 的空心带台阶的圆棒。在本评价试验的试样90中，第2圆筒部95的径向厚度为0.6mm，将第1圆筒部94和第2圆筒部95连结起来的连结部96的外侧表面的曲率半径R为0. 4mm。 接着，对上述多个试样90的每一个以第2圆筒部95的硬度为各种硬度降低量的方式改变热处理条件，对第2圆筒部95侧的端部91进行了加热(工序P120)。在本评价试验中，以相同的热处理条件对每两个试样90进行处理，将一个试样90用于测量硬度降低量(工序 130)，将另一个试样90用于测量断裂强度(工序140)。在硬度降低量的测量(工序130)中，将加热后的试样90沿着轴心切断，以试验载荷1.96N(牛顿)测量了该切断形成的试样90的截面的维氏硬度。维氏硬度的测量点包括用于测量第1圆筒部94的硬度的测量点Ml和用于测量第2圆筒部95的硬度的测量点M2。 上述测量点M1、M2位于通过第2圆筒部95的径向厚度的中点且与试样90的轴线平行的直线上，测量点Ml与自连结部96起向第1圆筒部94侧2mm的位置相对应，测量点M2与连结部96的圆弧在第2圆筒部95侧中断的位置相对应。在断裂强度的测量(工序140)中，在用第1圆筒部94侧的端部99保持加热后的试样90的状态下，自与试样90的轴线正交的方向对第2圆筒部95侧的端部91施加载荷，对试样90在连结部96处断裂的断裂载荷进行测量。图4B是表示作为图4A的评价试验的结果的、槽部35的硬度降低量和断裂强度降低率的关系的说明图。在图4B中，将槽部35的硬度降低率设定为横轴，将槽部35的断裂强度降低率设定为纵轴，从而图示了槽部35的硬度降低量和断裂强度降低率之间的关系。 设定为图4B的横轴的槽部35的硬度降低率是采用在硬度降低量的测量(工序130)中测量的测量点Ml、M2的测量值计算出的，是以百分率表示测量点M2的硬度相对于测量点Ml 的硬度降低了的比例的值。设定为图4B的纵轴的槽部35的断裂强度降低率是根据在断裂强度的测量(工序140)中测量的断裂载荷的值，是表示以硬度降低量为0%时的断裂载荷为基准(1.0)的各断裂载荷的倍率的值。如图4B所示，在硬度降低率为5%时，断裂强度降低比例只是0.97，但在硬度降低率为10%时，断裂强度降低比例变为0. 90，硬度降低率为15%时的断裂强度降低比例为 0. 50，硬度降低率为20%时的断裂强度降低比例为0. 33。并且，硬度降低率超过25%时，断裂强度降低比例降低到0. 20左右。因而，使主体件30的断裂强度提高的对策在槽部35的硬度比胴体部34的硬度低10%以上的情况是有效的，并且，随着槽部35的硬度降低量变大到15%以上、20%以上、25%以上，就更有效。A-3.与曲率半径R和厚度A有关的评价值图5A是表示用于分析拐点部353的厚度A = 0. 5mm时的RXA的值与槽部35的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图5B是表示用于分析拐点部353的厚度A = 0. 6mm时的RXA的值与槽部35的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图5C是表示用于分析拐点部353的厚度A = 0. 7mm时的RXA的值与槽部35的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图5D是表示用于分析拐点部353的厚度A =0. 8mm时的RXA的值与槽部35的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。 在图5A 图5D的评价试验中，制作了曲率半径R不同的多个试样，对这些试样实施了基于日本工业标准“JIS B8031(改正2006年12月20日)”的耐冲击性试验。具体而言，在常温和常湿的条件下，将试样安装在耐冲击性试验装置上，以每分钟400次的比例施加了 60 分钟的冲击，之后对将主体件30的槽部35切断而获得的截面中有无裂纹(cack)进行了分析。另外，图5A 图5D的评价试验使用了槽部35的硬度比胴体部34的硬度低20%的试样。根据图5A的评价试验可知，在厚度A为0. 5mm的情况下，在曲率半径R为0. 50mm 以上、即满足“RXA彡0. 20mm2”情况下，能够抑制槽部35产生裂纹。根据图5B的评价试验可知，在厚度A为0. 6mm的情况下，在曲率半径R为0. 35mm以上、即满足“RXA彡0. 21mm2” 情况下，能够抑制槽部35产生裂纹。根据图5C的评价试验可知，在厚度A为0. 7mm的情况下，在曲率半径R为0. 30mm以上、即满足“RXA彡0. 21mm2”情况下，能够抑制槽部35产生裂纹。根据图5D的评价试验可知，在厚度A为0. 8mm的情况下，在曲率半径R为0. 25mm以上、即满足“RX A彡0. 20mm2”情况下，能够抑制槽部35产生裂纹。可以认为产生图5A 图5D的试验结果的原因在于，通过进一步增大槽部35的拐点部353的厚度A、进一步增大外侧表面的自胴体部34的等厚部348起延续到槽部35的拐点部353的部分的曲率半径R，相对于由于热铆合而硬度降低了的槽部35的拐点部353 的应力集中得到缓和。因而，从实现提高主体件30的槽部35的断裂强度的观点出发，优选曲率半径R和厚度A的关系满足“RX A彡0. 20mm2”，更优选满足“RX A彡0. 21mm2”。另外，从实现火花塞100的小型化的观点出发，优选槽部35的拐点部353的径向厚度A为 0. 5mm ^ A ^ 0. 8mm,更优选为 0. 5mm 彡 A 彡 0. 6mm。A-4.槽部的径向厚度的比率(A/B)的评价值图6是表示用于分析槽部35的径向厚度的比率(A/B)与槽部35的耐冲击性能的关系的评价试验的结果的说明图。在图6的评价试验中，制作了槽部35的径向厚度的比率 (A/B)不同的多个试样，对这些试样实施了基于日本工业标准“JIS B8031(改正2006年12 月20日)”的耐冲击性试验。具体而言，对于同一形状的两个试样，在常温和常湿的条件下， 将试样安装在耐冲击性试验装置上，以每分钟400次的比例对一个试样施加了 60分钟的冲击，以每分钟400次的比例对另一个试样施加了 120分钟的冲击，之后，分析切断主体件30 的槽部35而获得的截面中有无裂纹。另外，图6的评价试验中使用了“RXA ^ 0. 20mm2”的试样。根据图6的评价试验，在60分钟的耐冲击试验中，从“ (A/B) = 0. 4”到“ (A/B) =1.3”中的任一试样的主体件30的槽部35均未产生裂纹。另外，在120分钟的耐冲击试验中，在“0.6彡(A/B) ( 1.0”的试样中，在主体件30的槽部35未产生裂纹，但在“(A/ B) ( 0. 5”和“ (A/B)彡1. 1”的试样中，在主体件30的槽部35产生了裂纹。120分钟的耐冲击试验的“ (A/B) ( 0. 5”的情况下的裂纹产生部位是相当于将胴体部34和槽部35连接起来的拐点部353的部位，在120分钟的耐冲击试验的“ (A/B) ^ 1. 1”的情况下的裂纹产生部位是相当于最外部355的位置的槽部35的中央部。可以认为产生图6的试验结果的原因在于，在“ (A/B) ( 0. 5”的情况下，拐点部353的厚度A与最外部355的厚度B相比变得更薄，因此相对于拐点部353的应力集中过大，在“(A/B) ^ 1. 1”的情况下，在热铆合时槽部35仅向外周方向鼓出，应力集中在变得比拐点部353薄的槽部35的中央部。因而，从实现抑制主体件30的槽部35的应力集中的观点出发，优选槽部35的拐点部353的径向厚度A与槽部35的最外部355的径向厚度B之间的关系满足“0.6彡(A/B)彡1. 0”。A-5.与槽部35的硬度差Δ Hv有关的评价值图7是表示用于分析槽部35的硬度差ΔΗν与槽部35的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。在图7的评价试验中，制作了槽部35的硬度差ΔΗν为70 130中的不同的多个试样，对这些试样实施了基于日本工业标准“JIS B 8031(改正2006年 12月20日)”的耐冲击性试验。具体而言，在常温和常湿的条件下，将试样安装在耐冲击性试验装置上，以每分钟400次的比例施加冲击，测量直到槽部35产生裂纹的耐久时间。另夕卜，图7的评价试验使用了 “RXA = 0. 10”且“(A/B) = 0. 40”的试样、“RXA = 0.40”且 “ (A/B) = 0. 70” 的试样。根据图7的评价试验，在“RXA = 0. 10”且“ (A/B) = 0. 40”的试样中，随着硬度差ΔHv变小，耐久时间变长，但即使是“ ΔΗν = 70”的试样，在60分钟时也产生了裂纹。可以认为产生该结果的原因在于，最外部355的周边部在热铆合时成为淬火状态而硬化，拐点部353的周边部在热铆合时受到热影响而软化，因此由于它们的硬度差，槽部35产生的应变使耐冲击性降低。另夕卜，在"RXA = O. 40”且“(Α/Β) =0.70”的试样中，即使是120 分钟的耐冲击性试验，在硬度差ΔΗν为70 130的全部试样中均未产生裂纹。特别是，将 "RXA = 0. 40”且“ (A/B) = 0. 70”的试样的耐久时间与“RXA = 0. 10”且“ (A/B) = 0. 40” 的试样的耐久时间相比，可知耐久时间的提高率在“ ΔΗν = 100”时飞跃地提高为6. 0倍以上，在“ΔΗν = 110”和“ΔΗν = 120”时飞跃地提高为8. 0倍以上，在“ Δ Hv = 130”时飞跃地提高为12. 0倍以上。因而，提高主体件30的断裂强度的对策在槽部35的硬度差 ΔΗν为“ΔΗν彡100”的情况下是有效的，并且，随着硬度差ΔΗν扩大到“ΔΗν彡110”、 “ ΔΗν 彡 120”、“ ΔΗν 彡 130” 更有效。Α-6.槽部的最外部的截面系数Zl的评价值图8Α是表示用于分析槽部35的硬度差ΔΗν = 100时的最外部355的截面系数 Zl与槽部35的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图8Β是表示用于分析槽部35的硬度差ΔΗν = 200时的最外部355的截面系数Zl与槽部35的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。图8C是表示用于分析槽部35的硬度差ΔΗν = 300时的最外部355的截面系数Zl与槽部35的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。在图8Α 图8C的评价试验中，制作了最外部355的截面系数Zl为150mm3 210mm3的不同的多个试样，对这些试样实施了基于日本工业标准“JIS B8031(改正2006年12月20 日)”的耐冲击性试验。具体而言，在常温和常湿的条件下，将试样安装在耐冲击性试验装置上，以每分钟400次的比例施加冲击，测量了直到槽部35产生裂纹的耐久时间。另外，图 8A 图8C的评价试验使用了 “RXA = 0. 10”且“ (A/B) = 0. 40”的试样、“RXA = 0. 40” 且 “(A/B) = 0.70” 的试样。根据图8A 图8C的评价试验，在“RXA = 0. 10”且“ (A/B) = 0. 40”的试样中，随着最外部355的截面系数Z 1变大，耐久时间变长，即使是“Z1 = 210mm3”的试样也产生了裂纹。可以认为产生该结果的原因在于，即使在受到相同大小的扭矩的情况下，最外部355 的截面系数Z 1越变大，作用于槽部35的应力越变小。另夕卜，在“RXA = 0. 40”且“(A/B) =0. 70”的试样中，即使是120分钟的耐冲击性试验，最外部355的截面系数Zl为150mm3 210mm3的全部试样均未产生裂纹。特别是，将“RX A = 0. 40”且“ (A/B) = 0. 70”的试样的耐久时间与“RXA = 0. 10”且“ (A/B) = 0. 40”的试样的耐久时间相比可知，耐久时间的提高率在“Z1 = 170mm3”时飞跃地提高为6.0倍以上，在“Z1 = 160mm3”时飞跃地提高为8.0 倍以上，在“Z1 = 150mm3”时飞跃地提高为10. 0倍以上。因而，使主体件30的断裂强度提高的对策在最外部355的截面系数Zl为“Z1 ^ 170mm3”的情况下是有效的，并且，随着最外部355的截面系数Zl变小为“Zl ( 160mm3"Zl ( 150mm3”更有效。A-7.槽部的拐点部的截面系数Zl的评价值图9是表示用于分析槽部35的拐点部353的截面系数Z2与槽部35的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。在图9的评价试验中，制作了拐点部353的截面系数Z2为50mm3 120mm3的不同的多个试样，对这些试样实施了基于日本工业标准“ JIS B8031 (改正2006年12月20日)”的耐冲击性试验。具体而言，在常温和常湿的条件下，将试样安装在耐冲击试验装置上，以每分钟400次的比例施加冲击，测量了直到槽部35产生裂纹的耐久时间。另外，图9的评价试验使用了“RXA = 0. 10”的试样、“RXA = 0. 20”的试样。根据图9的评价试验，在“RXA = 0. 10”的试样中，随着拐点部353的截面系数Z2 变大，耐久时间变长，但即使是“Z2= 120mm3”的试样也产生了裂纹。可以认为产生该结果的原因在于，即使是在受到相同大小的扭矩的情况下，拐点部353的截面系数Z2越变大，作用于槽部35的应力也越变小。另夕卜，在“RXA = 0. 20”的试样中，即使是120分钟的耐冲击性试验，拐点部353的截面系数Z2为50mm3 120mm3的全部试样均未产生裂纹。特别是， 将“RXA = 0. 20”的试样的耐久时间与“RX A = 0. 10”的试样的耐久时间相比可知，耐久时间的提高率在“Z2 = 80mm3”时飞跃地提高为12. 0倍以上，在“Z2 = 70mm3”时飞跃地提高为15.0倍以上，在“Z2 = 60mm3”时飞跃地提高为21. 8倍以上，在“Z2 = 50mm3”时飞跃地提高为24. 0倍以上。因而，使主体件30的断裂强度提高的对策在拐点部353的截面系数Z2为“Z2 < 80mm3”的情况下是有效的，并且，在“Z2 < 70mm3”的情况下更有效，随着拐点部353的截面系数Z2变小为“Z2 ( 60mm3”、“Z2 ( 50mm3”更有效。A-8.效果采用以上说明的火花塞100，通过满足“RX A彡0. 20mm2”，能够提高主体件30的槽部35的断裂强度。另外，即使是槽部35的硬度比胴体部34的硬度低10%以上的主体件30，也能够充分地确保槽部35的断裂强度。另外，槽部35的拐点部353的径向厚度A 在“0. 5mm ^ A ^ 0. 6mm “的范围内比较薄而实现小型化，并且能够充分地确保主体件30 的槽部35的断裂强度。另外，对于槽部35的径向厚度的比率(A/B)，通过满足“0. 6 ( (A/ B) ^ 1.0”，主体件30的槽部35的应力集中得到抑制，更能够提高槽部35的断裂强度。另外，即使从拐点部353到最外部355的范围内的维氏硬度的最大值与最小值的硬度差ΔHv 为100以上，也能够充分地确保槽部35的断裂强度。另外，槽部35的最外部355的截面系数Zl为170mm3以下，实现了小型化，并且能够充分地确保主体件30的槽部35的断裂强度。另外，槽部35的拐点部353的截面系数Z2为SOmm3以下，实现了小型化，并且能够充分地确保主体件30的槽部35的断裂强度。B-1.火花塞的制造方法图10是表示火花塞100的制造工序P200的工序图。在火花塞100的制造工序 P200中，首先，制造中心电极10、绝缘子20和主体件30等用于构成火花塞100的各零件 (工序 P210、P220、P230)。在主体件30的制造工序中，利用冲压加工和切削加工将所切断的软钢材成形为主体件30的形状(工序P232)。之后，将弯曲前的接地电极40焊接在软钢材的成形体上 (工序P234)，滚压成形了安装螺纹部32 (工序P236)。之后，经由镀镍和铬酸盐光泽处理 (工序P238)，完成了主体件30。在制造了构成火花塞100的各零件之后(工序P210、P220、P230)，将插入有中心电极10的绝缘子20插入到主体件30中(工序P270)。将绝缘子20插入到主体件30中之后(工序P270)，将主体件30的铆合部38热铆合于绝缘子20而将主体件30和绝缘子20组装起来。此时，使主体件30的槽部35向外周方向和内周方向鼓出。热铆合了主体件30之后(工序P^O)，利用弯曲加工将接地电极40弯曲而在中心电极10与接地电极40之间形成火花隙(工序P290)，完成了火花塞100。图11是放大表示铆合前的主体件30的局部的放大剖视图。图11所示的主体件 30的截面与图3相同。如图11所示，热铆合的鼓出前的槽部35成形为径向厚度随着自工具卡合部36和胴体部34起朝向槽部35的中央即薄壁部356去而变薄的形状。由此，能够在热铆合时使槽部35以平滑的形状鼓出，能够制造提高了主体件30的槽部35的断裂强度的火花塞100。工具卡合部36的薄壁部362是工具卡合部36的径向厚度最薄的部分。槽部35 的第4部分394是比槽部35的薄壁部356靠工具卡合部36侧的、径向厚度为工具卡合部 36的薄壁部362的径向厚度E的80%的厚度的部分。槽部35的第5部分395是比槽部35 的薄壁部356靠胴体部34侧的、径向厚度为工具卡合部36的薄壁部362的径向厚度E的 80%的厚度的部分。在本说明书的说明中，槽部35的第4部分394和第5部分395的径向厚度为C。槽部35的第6部分396位于薄壁部356和第4部分394之间，是比薄壁部356靠工具卡合部36侧的、径向厚度为第4部分394的径向厚度C的80%的厚度的部分。槽部35 的第7部分397位于薄壁部356和第5部分395之间，是比薄壁部356靠胴体部34侧的、 径向厚度为第5部分395的径向厚度C的80%的厚度的部分。从提高主体件30的槽部35的断裂强度并且提高绝缘子20与主体件30之间的气密性的观点出发，优选在主体件30的包含轴线0-0在内的截面中，槽部35的第4部分394 的厚度C与薄壁部356的厚度D之间的关系满足“0. 5 ( (D/C) ( 1. 0”。后面叙述槽部35 的径向厚度的比率(D/C)的评价值。从提高主体件30的槽部35的断裂强度的观点出发，优选在主体件30的包含轴线 0-0在内的截面中，槽部35的从第4部分394到第5部分395的沿着轴线0-0的距离Ll与从第4部分394到上述第6部分396的沿着轴线0-0的距离L2之间的关系满足“0. 2彡(L2/Li) ^ 0. 5”。后面叙述槽部35的沿着轴线0-0的长度的比率(L2/L1)的评价值。从提高主体件30的槽部35的断裂强度的观点出发，优选在主体件30的包含轴线 0-0在内的截面中，槽部35的从第4部分394到第5部分395的沿着轴线0-0的距离Ll与从第5部分395到上述第7部分397的沿着轴线0-0的距离L3之间的关系满足“0. 2 ( (L3/ Li) ( 0. 5”。后面叙述槽部35的沿着轴线0-0的长度的比率(L3/L1)的评价值。B-2.槽部的厚度的比率(D/C)的评价值图12是表示用于分析槽部35的厚度的比率(D/C)与气密性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。在图12的评价试验中，将使用比率(D/C)不同的各种主体件30制造成的多个火花塞100制作为试样，对这些试样实施了基于日本工业标准“JIS B8031(改正2006年12月20日)”的气密性试验。具体而言，将试样暴露在温度200°C、气压1. 5MPa 的气氛气体中，分析主体件30的铆合部38有无泄漏。在本试验中，泄漏量为1. Oml/分钟以下的情况判断为无泄漏，在泄漏量超过1. Oml/分钟的情况判断为存在泄漏。根据图12的评价试验可知，在比率(D/C)为“0.3”和“0.4”的情况下，主体件30 的铆合部38产生泄漏，无法获得充分的气密性。相对于此，在比率(D/C)为“0.5”、“0.6”、 “0. 7”、“0· 8”、“0. 9”、“1. 0”的情况下，在主体件30的铆合部38获得充分的气密性。可以认为产生图12的试验结果的原因在于，在比率(D/C)过小时，在热铆合时，无法对槽部35的胴体部34侧和工具卡合部36侧施加充分的热影响，无法使槽部35充分地鼓出，因此无法对主体件30的槽部35施加充分的残留应力。因而，从提高主体件30的槽部35的断裂强度并且提高绝缘子20与主体件30之间的气密性的观点出发，优选槽部35 的径向厚度的比率(D/C)满足“0. 5彡(D/C)彡1. 0”。B-3.槽部的长度的比率(L2/L1)和(L3/L1)的评价值图13是表示用于分析槽部35的长度的比率(L2/L1)和(L3/L1)与槽部35的耐冲击性能之间的关系的评价试验的结果的说明图。在图13的评价试验中，将使用比率(L2/ Li)和(L3/L1)不同的各种主体件30制造成的多个火花塞100制作为试样，对这些试样实施了基于日本工业标准“JIS B 8031(改正2006年12月20日)”的耐冲击性试验。具体而言，在常温和常湿的条件下，将试样安装在耐冲击性试验装置上，以每分钟400次的比例施加了 60分钟冲击，分析在主体件30的切断槽部35而获得的截面中有无裂纹。另外，图 13的评价试验所使用的主体件30的槽部35的厚度的比率(D/C)均为“0. 7”根据图13的评价试验，在比率(L2/L1)和(L3/L1)中的至少一个为“0. 1”的情况下，主体件30的槽部35产生了裂纹。相对于此，在比率(L2/L1)和(L3/L1)为“0.2”、 “0. 3”、“0. 4”、“0. 5”的情况下，主体件30的槽部35未产生裂纹。可以认为产生图13的结果的原因在于，比率(L2/L1)和(L3/L1)过小时，无法充分确保外侧表面的自鼓出后的槽部35起延续到胴体部34和工具卡合部36的部分的曲率半径，因此应力集中于槽部35的胴体部34侧和工具卡合部36侧。因而，从提高主体件 30的槽部35的断裂强度的观点出发，优选槽部35的长度的比率(L2/L1)和(L3/L1)满足 “0. 2 彡(L2/L1)彡 0. 5” 和 “0. 2 彡(L3/L1)彡 0. 5” 中的至少一个。C.其他实施方式以上说明了本发明的实施方式，但本发明并不被这样的实施方式有任何限制，当然在不脱离本发明的主旨的范围内能够以各种实施方式实施。
权利要求
1.一种火花塞，其包括沿着轴线方向延伸的棒状的中心电极； 设在上述中心电极的外周的绝缘子； 设在上述绝缘子的外周的主体件， 该主体件包括工具卡合部，其向外周方向伸出，与轴线正交的截面的形状为多边形状； 向外周方向伸出的胴体部；形成在上述工具卡合部和上述胴体部之间且向外周方向和内周方向鼓出的槽部，其特征在于，将上述槽部的外径最大的部分作为第1部分、将在从上述第1部分到上述胴体部之间的范围内的径向厚度最薄的部分作为第2部分、将上述胴体部的径向厚度与上述第1部分相同的部分作为第3部分时，在包含上述轴线在内的截面中，上述第2部分的径向厚度A与上述主体件的外侧表面的自上述第2部分起延续到上述第3部分处的部分的曲率半径R之间的关系满足 RXA 彡 0. 20mm2。
2.根据权利要求1所述的火花塞，其特征在于，上述槽部的上述第2部分的维氏硬度比上述胴体部的维氏硬度低10%以上。
3.根据权利要求1或2所述的火花塞，其特征在于， 上述第2部分的截面系数Z2为Z2 < 80mm3。
4.根据权利要求1 3中任一项所述的火花塞，其特征在于， 上述第2部分的截面系数Z2为Z2 < 60mm3。
5.根据权利要求1 4中任一项所述的火花塞，其特征在于，将上述第1部分的径向厚度设为B时，满足0. 6 ( (A/B) ( 1. 0。
6.根据权利要求1 5中任一项所述的火花塞，其特征在于，从上述第1部分到上述第2部分的范围内的维氏硬度的最大值与最小值之间的硬度差 Δ Hv 为 Δ Hv 彡 100。
7.根据权利要求1 6中任一项所述的火花塞，其特征在于， 上述第1部分的截面系数Zl为Zl < 170mm3。
8.根据权利要求1 7中任一项所述的火花塞，其特征在于， 0. 5mm ^ A ^ 0. 6mm。
9.一种火花塞的制造方法，该火花塞包括 沿着轴线方向延伸的棒状的中心电极； 设在上述中心电极的外周的绝缘子； 设在上述绝缘子的外周的主体件， 该主体件包括工具卡合部，其向外周方向伸出，与轴线正交的截面的形状为多边形状； 向外周方向伸出的胴体部；形成在上述工具卡合部和上述胴体部之间且向外周方向和内周方向鼓出的槽部， 该火花塞的制造方法的特征在于，在将上述主体件组装于上述绝缘子之前，先在上述工具卡合部和上述胴体部之间将鼓出前的上述槽部成形为径向厚度随着从上述工具卡合部和上述胴体部朝向上述槽部的中央去而变薄的形状；利用热铆合将上述主体件接合于上述绝缘子时，使上述鼓出前的槽部向上述外周方向和上述内周方向鼓出。
10.根据权利要求9所述的火花塞的制造方法，其特征在于，将上述工具卡合部的径向厚度最薄的部分的80%的厚度设为C、上述鼓出前的槽部的上述中央的径向厚度设为D时，以满足0. 5 ^ (D/C) ^ 1. 0的方式成形上述鼓出前的槽部。
11.根据权利要求10所述的火花塞的制造方法，其特征在于，将从上述鼓出前的槽部的上述工具卡合部侧的、径向厚度为C的第4部分到上述鼓出前的槽部的上述胴体部侧的、径向厚度为C的第5部分的、沿着上述轴线方向的距离设为 Li,将上述鼓出前的槽部的上述工具卡合部侧的、径向厚度为(0.8XC)的第6部分与上述第4部分之间的、沿着上述轴线方向的距离设为L2，将上述鼓出前的槽部的上述胴体部侧的、径向厚度为(0.8XC)的第7部分与上述第5 部分之间的、沿着上述轴线方向的距离设为L3，以满足0. 2彡(L2/L1)彡0. 5和0. 2彡(L3/L1)彡0. 5的方式成形上述鼓出前的槽部。
全文摘要
本发明的目的在于提供一种提高了主体件的断裂强度的火花塞。在火花塞(100)的主体件(30)中，拐点部(353)的径向厚度(A)与主体件(30)的外侧表面的自拐点部(353)起延续到等厚部(348)处的部分的曲率半径(R)之间的关系满足R×A≥0.20mm2。
文档编号H01T13/02GK102332682SQ20111015682
公开日2012年1月25日 申请日期2011年6月10日 优先权日2010年6月11日
发明者中村真衣, 铃木彰 申请人:日本特殊陶业株式会社