JP4291484B2 - Spark plug and method of manufacturing spark plug - Google Patents

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、スパークプラグ及びその製造方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
上述のようなスパークプラグにおいては、耐火花消耗性向上のために電極の先端にＰｔを主体とするチップを溶接して発火部を形成したタイプのものが使用されている。しかしながら、近年は、耐火花消耗性をさらに向上させるために、Ｐｔに代えてＩｒを主成分とするチップにて発火部を構成したスパークプラグが、例えば特開昭６３−２５７１９３号、特開平３−１４７５号、特開平５−５４９５３号、特開平９−７７３３号、特開平１０−３２０７６号、特開平１０−７４５７５号、特開平１０−２２０５２号等に各種提案されている。
【０００３】
しかしながら近年では、内燃機関の高性能化により燃焼室内の温度も高くなる傾向にあり、また着火性向上のために、スパークプラグの発火部を燃焼室内部に突き出させるタイプのエンジンも多く使用されるようになってきている。また、最近では、自動車エンジンのメンテナンスフリー化対策の一環として、スパークプラグ無交換による例えば１６万ｋｍ以上連続走行等、以前の状況からは想像もつかないような苛酷な要望も出されるようになってきている。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
Ｉｒ系のチップを使用した場合、耐久性は大幅に改善されるが、Ｉｒは高温で酸化揮発しやすい性質を有していることから、長時間の高速走行を繰返してある温度以上に上昇すると、急激に発火部が消耗し、火花ギャップ間隔が拡大してしまう欠点がある。これを解決するために、特開平９−７７３３号、特開平１０−３２０７６号、特開平１０−７４５７５号及び特開平１０−２２０５２号の各公報には、ＩｒにＲｈやＰｔを添加して発火部の耐酸化性を向上させる方法が提案されている。しかしながら、さらに高温で厳しい使用環境での耐久性や、あるいは着火性向上のため中心電極先端の発火部を厚くするなど、発火部温度がさらに高温化する設計が求められる状況下においては、必ずしも十分な効果が得られているとはいい難い。
【０００５】
本発明の課題は、Ｉｒ系チップの接合により発火部を形成したスパークプラグにおいて、発火部の耐酸化消耗性に極めて優れたスパークプラグと、その製造方法とを提供することにある。
【０００６】
【課題を解決するための手段及び作用・効果】
本発明のスパークプラグは、中心電極と、その中心電極の外側に設けられた絶縁体と、その絶縁体の外側に設けられた主体金具と、中心電極と対向するように配置された接地電極と、それら中心電極と接地電極との少なくとも一方に固着されて火花放電ギャップを形成する発火部とを備え、その発火部が、Ｉｒを主成分とし、かつ炭素含有量が４０ｐｐｍ以下であるＩｒ系金属又は該Ｉｒ系金属を主成分とする複合材料により構成されることを特徴とする。
【０００７】
また、上記スパークプラグを製造するための本発明の方法は、前記火花放電ギャップに対応する位置において前記中心電極と前記接地電極との少なくとも一方に、Ｉｒを主成分とし、かつ炭素含有量が４０ｐｐｍ以下のＩｒ系金属又は該Ｉｒ系金属を主成分とする複合材料からなるチップを溶接することにより、該チップに基づく発火部を形成するとともに、
前記溶接に先立って、前記チップ又は該チップを製造するためのチップ素材を、前記Ｉｒ系金属中の炭素成分を除去するために、減圧雰囲気又は水素雰囲気にて脱炭素熱処理し、
前記脱炭素熱処理の雰囲気は、酸素分圧が２．７×１０ ^−２ Ｐａ以下の減圧雰囲気、又は酸素分圧が２．７×１０ ^−２ Ｐａ以下であって水素分圧が５×１０ ^４ Ｐａ以上の水素雰囲気であり、
前記脱炭素熱処理の温度が１６１０℃以上２０００℃以下の範囲にて調整されることを特徴とする。
【０００８】
なお、本明細書でいう「発火部」とは、接合されたチップのうち、溶接による組成変動の影響を受けていない部分（例えば、溶接により接地電極ないし中心電極の材料と合金化した部分を除く残余の部分）を指すものとする。
【０００９】
従来よりＩｒ系金属にて発火部を構成したスパークプラグにおいては、その耐酸化性の改善は、Ｒｈ等の適当な合金元素の添加により行う試みが主になされてきた。それは確かに有効な手法ではあるが、本発明者らは、積極的に添加される合金元素成分の配合量以外に、原料等から混入する不純物元素の含有量について鋭意検討を行った結果、Ｉｒ系金属からなる発火部の高温での耐酸化性が、微量に含有される不純物炭素の影響を大きく受けるとともに、その含有量レベルを重量含有率にて４０ｐｐｍ以下に制御することで、発火部の耐酸化消耗性が顕著に改善されることを見い出し、本発明を完成するに至ったのである。
【００１０】
発火部を構成するＩｒ系金属中の炭素含有量が４０ｐｐｍを超えると、炭素含有量低減に伴う発火部の耐酸化消耗性改善効果が顕著でなくなり、特に、合金成分添加等による酸化消耗抑制を考慮しない場合には、発火部の高温での酸化消耗が著しくなり、耐久性が低下することにつながる。Ｉｒ系金属中の炭素含有量は、望ましくは２０ｐｐｍ以下、より望ましくは１０ｐｐｍ以下、さらに望ましくは５ｐｐｍ以下とするのがよい。
【００１１】
発火部を形成するためのチップ又はこれを製造するためのチップ素材は、Ｉｒ系金属の原料を溶解・凝固することにより製造される溶解材としてもよいし、Ｉｒ系金属を主体とする原料粉末を所定の形状に成形後これを焼結して得られる焼結材としてもよい。チップ素材は、所定の加工を施すことにより、これをチップとなすことができる。ここでいう「加工」とは、圧延、鍛造、線引き（伸線）、切削、切断（放電加工を含む）及び打抜きの少なくともいずれかを単独で、又は複数を組み合わせてなされるものを意味するものとする。この場合、圧延、鍛造、あるいは打抜き等の加工は、合金を所定の温度に昇温して行ういわゆる熱間加工（あるいは温間加工）により行うことができる。その加工温度は合金組成にもよるが、例えば７００℃以上とするのがよい。例えば溶解材を熱間圧延により板状に加工し、さらにその板材を熱間打抜き加工により所定の形状に打ち抜いてチップを形成するようにすれば、チップの製造効率が著しく改善され、チップの製造単価を大幅に低減することができる。なお、溶解合金を熱間圧延又は熱間鍛造により線状あるいはロッド状に加工した後、これを長さ方向に所定長に切断してチップを形成する方法も可能である。
【００１２】
チップ又は該チップを製造するためのチップ素材は、その炭素含有量を小さくする方法として、不純物炭素含有量の極力小さいものを使用することが当然に考えられる。しかしながら、高純度の原料は高価であり、また、溶解時における坩堝等の炭素源などから不可避的に混入する炭素により、汚染される可能性がある場合には、たとえ高純度の原料を使用しても炭素含有量レベルを所期の値にまで低減できない可能性もある。
【００１３】
そこで、チップ又は該チップを製造するためのチップ素材の炭素含有量が、意に反して４０ｐｐｍを超える値にまで高くなってしまった場合は、溶接に先立って減圧雰囲気又は水素雰囲気にてこれを脱炭素熱処理することが、そのＩｒ系金属中の炭素成分を除去ないし減少させる上で非常に有効である。また、溶解材の場合は、溶湯を水素（あるいは水素とアルゴン等の不活性ガスとからなる水素含有ガス）中にて保持したり、水素又は水素含有ガスを溶湯中に吹き込んだりする方法も有効である。
【００１４】
一方、焼結材においては、例えば成形体を製造するための、Ｉｒ系金属の原料粉末中の炭素含有量レベルが高い場合、その成型前に上記の原料粉末を、炭素成分除去のために、減圧雰囲気又は水素雰囲気にて粉末脱炭素熱処理することができる。また、焼結材を使用する場合は、その焼結を、減圧雰囲気又は水素雰囲気にてＩｒ系金属の脱炭素処理を兼ねた焼結処理（以下、脱炭素焼結処理という）とすることもできる。なお、粉末脱炭素熱処理あるいは脱炭素焼結処理終了時に、原料粉末中の炭素含有量レベルが４０ｐｐｍ以下となっていてもよいし、仮にこの段階で４０ｐｐｍを超えている場合でも、その後、前述の脱炭素熱処理を施して、最終的に得られるチップあるいはチップ素材の炭素含有量レベルを４０ｐｐｍ以下とすればよい。
【００１５】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を図面を用いて説明する。
図１及び図２に示す本発明の一例たるスパークプラグ１００は、筒状の主体金具１、先端部２１が突出するようにその主体金具１の内側に嵌め込まれた絶縁体２、先端に形成された貴金属発火部（以下、単に発火部ともいう）３１を突出させた状態で絶縁体２の内側に設けられた中心電極３、及び主体金具１に一端が溶接等により結合されるとともに他端側が側方に曲げ返されて、その側面が中心電極３の先端部と対向するように配置された接地電極４等を備えている。また、接地電極４には上記発火部３１に対向する発火部３２が形成されており、それら発火部３１と、対向する発火部３２との間の隙間が火花放電ギャップｇとされている。
【００１６】
絶縁体２は、例えばアルミナあるいは窒化アルミニウム等のセラミック焼結体により構成され、その内部には自身の軸方向に沿って中心電極３を嵌め込むための孔部６を有している。また、主体金具１は、低炭素鋼等の金属により円筒状に形成されており、スパークプラグ１００のハウジングを構成するとともに、その外周面には、プラグ１００を図示しないエンジンブロックに取り付けるためのねじ部７が形成されている。
【００１７】
中心電極３及び接地電極４のチップ被固着面形成部位、この実施例では少なくともその表層部がＮｉ又はＦｅを主成分とする耐熱合金にて構成されている（なお、本明細書において「主成分」とは、最も重量含有率の高い成分を意味し、必ずしも「５０重量％以上を占める成分」を意味するものではない）。Ｎｉ又はＦｅを主成分とする耐熱合金としては、次のようものが使用可能である。
▲１▼Ｎｉ基耐熱合金：本明細書では、Ｎｉを４０〜８５重量％含有し、残部の主体が、Ｃｒ、Ｃｏ、Ｍｏ、Ｗ、Ｎｂ、Ａｌ、Ｔｉ及びＦｅの１種又は２種以上からなる耐熱合金を総称する。具体的には、次のようなものが使用できる（いずれも商品名；なお、合金組成については、文献（改訂３版金属データブック（丸善）；ｐ１３８）に記載されているので、詳細な説明は行わない）：
ASTROLOY、CABOT 214、D-979、HASTELLOY C22、HASTELLOY C276、HASTELLOY G30、HASTELLOY S、HASTELLOY X、HAYNES 230、INCONEL 587、INCONEL 597、INCONEL 600、INCONEL 601、INCONEL 617、INCONEL 625、INCONEL 706、INCONEL 718、INCONEL X750、KSN、M-252、NIMONIC 75、NIMONIC 80A、NIMONIC 90、NIMONIC 105、NIMONIC 115、NIMONIC 263、NIMONIC 942、NIMONIC PE11、NIMONIC PE16、NIMONIC PK33、PYROMET 860、RENE 41、RENE 95、SSS 113MA、UDIMET 400、UDIMET 500、UDIMET 520、UDIMET 630、UDIMET 700、UDIMET 710、UDIMET 720、UNITEP AF2-1 DA6、WASPALOY。
【００１８】
▲２▼Ｆｅ基耐熱合金：本明細書では、Ｆｅを２０〜６０重量％含有し、残部の主体が、Ｃｒ、Ｃｏ、Ｍｏ、Ｗ、Ｎｂ、Ａｌ、Ｔｉ及びＮｉの１種又は２種以上からなる耐熱合金を総称する。具体的には、次のようなものが使用できる（いずれも商品名；なお、合金組成については、文献（改訂３版金属データブック（丸善）、ｐ１３８）に記載されているので、詳細な説明は行わない）；
A-286、ALLOY 901、DISCALOY、HAYNES 556、INCOLOY 800、INCOLOY 801、INCOLOY 802、INCOLOY 807、INCOLOY 825、INCOLOY 903、INCOLOY 907、INCOLOY 909、N-155、PYROMET CTX-1、PYROMET CTX-3、S-590、V-57、PYROMET CTX-1、16-25-6、17-14CuMo、19-9DL、20-Cb3。
【００１９】
一方、上記発火部３１及び対向する発火部３２は、Ｉｒを主成分とする金属（Ｉｒ系金属）を主体に構成されている。該Ｉｒ系金属からなる発火部３１，３２は、いずれもその炭素含有量が、重量含有率にて４０ｐｐｍ以下、望ましくは２０ｐｐｍ以下、より望ましくは１０ｐｐｍ以下、さらに望ましくは５ｐｐｍ以下とされている。これにより、中心電極３の温度が上昇しやすい環境下においても、発火部３１，３２の耐消耗性を良好なものとすることができ、かつＩｒ成分の酸化・揮発により減耗が極めて効果的に抑制される。また、上記のような耐熱合金に対する溶接性も良好である。なお、発火部３１及び対向する発火部３２のいずれか一方を省略する構成としてもよい。この場合には、発火部３１と、発火部を有さない接地電極４の側面との間、又は対向する発火部３２と、発火部を有さない中心電極３の先端面との間で火花放電ギャップｇが形成されることとなる。また、接地電極４側の、対向する発火部３２は、例えばＰｔを主体とする貴金属など、Ｉｒ系金属以外の貴金属にて構成してもよい。
【００２０】
発火部３１，３２を構成するＩｒ系金属には、添加金属元素成分としてＰｔ、Ｒｈ、Ｒｕ、Ｒｅ、Ｎｂ及びＨｆの少なくとも１種を含有させることができる。これにより、発火部３１，３２の高温での耐酸化消耗性がさらに改善される。ただし、本発明においては、発火部３１，３２を構成するＩｒ系金属中の炭素含有量を前述のレベルにまで低減することによる酸化消耗抑制の効果が大きいため、添加金属元素成分の含有量をそれほど増加させなくとも、発火部の酸化・揮発抑制は相当顕著となる。このことは、添加金属元素成分が、例えば、Ｐｔ、Ｒｈ、Ｒｕ、Ｒｅ等、高価な貴金属である場合に、その添加量を削減できる点において有利である。この観点においては、Ｉｒ系金属は、Ｉｒの含有量を８５重量％以上とし、残部を実質的に上記の添加金属元素成分とすることが望ましい。
【００２１】
発火部３１，３２を構成するＩｒ系金属としては、例えば次のようなものを使用できる。
（１）Ｉｒを主体としてＲｈを１〜５０重量％（ただし５０重量％は含まない）の範囲で含有する合金を使用する。該合金の使用により、高温でのＩｒ成分の酸化・揮発による発火部の消耗がさらに効果的に抑制され、ひいては、より耐久性に優れたスパークプラグが実現される。
【００２２】
上記合金中のＲｈの含有量が１重量％未満になると、Ｒｈ添加によるＩｒの酸化・揮発の抑制効果が顕著でなくなる。一方、Ｒｈの含有量が５０重量％以上になると合金の融点が低下し、プラグの耐久性が同様に低下する。
【００２３】
ここで、合金中のＲｈの含有量は上記範囲内において多くなるほど、発火部３１，３２の酸化・揮発抑制効果は高められる。この観点において、酸化・揮発抑制効果が最も顕著となるのは、Ｒｈ含有量が７〜３０重量％、より望ましくは１５〜２５重量％、最も望ましくは１８〜２２重量％においてである。しかしながら、本発明においては、発火部３１，３２を構成するＩｒ系金属中の炭素含有量を前述のレベルにまで低減することによる酸化消耗抑制効果が大きいため、Ｒｈの含有量が比較的小さくとも、Ｉｒ系金属により発火部を構成した従来のスパークプラグと比較して遜色ない、あるいはそれ以上の酸化・揮発効果が達成される。その結果、高価なＲｈの含有量を削減しつつも、発火部３１あるいは３２の耐酸化消耗性をに優れたスパークプラグが実現可能となる。例えば、前述のようにＩｒ系金属中のＩｒの含有量を８５重量％以上となす場合、Ｒｈの含有量は、望ましくは１〜１５重量％、さらに望ましくは３〜１０重量％の範囲にて調整することが望ましい。
【００２４】
（２）Ｉｒを主体としてＰｔを１〜５０重量％の範囲で含有する合金を使用する。該合金の使用により、高温でのＩｒ成分の酸化・揮発による発火部の消耗がさらに効果的に抑制され、ひいてはより耐久性に優れたスパークプラグが実現される。なお、上記合金中のＰｔの含有量が１重量％未満になるとＩｒの酸化・揮発の抑制効果が不十分となり、発火部が消耗しやすくなるためプラグの耐久性が低下する。一方、Ｐｔの含有量が５０重量％以上になると合金の融点が低下し、プラグの耐久性が同様に低下する。例えば、前述のようにＩｒ系金属中のＩｒの含有量を８５重量％以上となす場合、Ｐｔの含有量は、望ましくは１〜１５重量％、さらに望ましくは３〜１０重量％の範囲にて調整することが望ましい。
【００２５】
（３）Ｉｒを主成分とし、Ｎｂを０．５重量％以上含有する合金を使用する。該合金を使用することにより、高温でのＩｒ成分の酸化・揮発による消耗がさらに効果的に抑制され、ひいては、より耐久性に優れたスパークプラグが実現される。合金中のＮｂの含有量が０．５重量％未満になると、Ｎｂ添加によるＩｒの酸化・揮発の抑制効果が顕著でなくなる。Ｎｂの含有量は、望ましくは１重量％以上、さらに望ましくは５重量％以上とするのがよい。
【００２６】
この場合、さらに望ましくは、ＮｂをＩｒに対する固溶限以下の範囲で含有する合金を使用するのがよい。ＮｂがＩｒに対する固溶限を超えて含有された場合、Ｉｒ_３Ｎｂ等の脆弱な金属間化合物が形成され、発火部の耐久性や耐衝撃性に問題を生ずる場合がある。例えば、室温におけるＮｂのＩｒに対する固溶限は約６重量％であることから、Ｎｂを単独含有させる場合には、それぞれ上記値よりも小さい含有量に設定することが望ましいといえる。ただし、上記金属間化合物の形成量が一定以下で、発火部の耐久性等に及ぼす影響が小さい場合には、Ｎｂの含有量が上記固溶限を多少超えた値となっていても差しつかえない。以上から、例えばＮｂを単独で含有させる場合、その含有量を７重量％以下、望ましくは６重量％以下とするのがよい。
【００２７】
（４）Ｉｒを主体としてＲｈを０．１〜３０重量％の範囲で含有し、さらにＲｕ及びＲｅの少なくともいずれかを合計で０．１〜１７重量％の範囲で含有する合金を使用する。これにより、高温でのＩｒ成分の酸化・揮発による発火部の消耗がさらに効果的に抑制され、ひいてはより耐久性に優れたスパークプラグが実現される。Ｒｈの含有量が０．１重量％未満になるとＩｒの酸化・揮発の抑制効果が不十分となり、発火部が消耗しやすくなるためプラグの耐消耗性が確保できなくなる。一方、Ｒｈの含有量が３０重量％を超えると、ＲｅないしＲｕを含有する合金の融点が低下して耐火花消耗性が損なわれ、プラグの耐久性が同様に確保できなくなる。それ故、Ｒｈの含有量は上記範囲で調整される。
【００２８】
一方、ＲｕないしＲｅの合計含有量が０．１重量％未満になると、これら元素の添加によるＩｒの酸化・揮発による消耗を抑制する効果が不十分となる。また、ＲｕないしＲｅの合計含有量が１７重量％を超えると、発火部が却って火花消耗しやすくなり、プラグの十分な耐久性が確保できなくなる。それ故、Ｒｕ及びＲｅの合計含有量は上記範囲で調整され、望ましくは０．１〜１３重量％、さらに望ましくは０．５〜１０重量％の範囲で調整するのがよい。なお、Ｒｕ及びＲｅはいずれか一方のみを単独で添加しても、両者を複合して添加してもいずれでもよい。
【００２９】
ＲｕないしＲｅが合金中に含有されることにより発火部の耐消耗性が改善される原因の一つとして、例えばこれら成分の添加により、合金表面に高温で安定かつ緻密な酸化物皮膜が形成され、単体の酸化物では揮発性が非常に高かったＩｒが、該酸化物皮膜中に固定されることが推測される。そして、この酸化物皮膜が一種の不動態皮膜として作用し、Ｉｒ成分の酸化進行を抑制するものと考えられる。また、Ｒｈを添加しない状態では、ＲｕないしＲｅを添加しても合金の高温での耐酸化揮発性はそれほど改善されないことから、上記酸化物皮膜はＩｒ−（Ｒｕ，Ｒｅ）−Ｒｈ系等の複合酸化物であり、これが緻密性ないし合金表面に対する密着性においてＩｒ−（Ｒｕ，Ｒｅ）系の酸化物皮膜より優れたものとなっていることも考えられる。
【００３０】
なお、ＲｕないしＲｅの合計含有量が増え過ぎると、Ｉｒ酸化物の揮発よりはむしろ下記のような機構により火花消耗が進行するようになるものと推測される。すなわち、形成される酸化物皮膜の緻密性あるいは合金表面に対する密着力が低下し、該合計含有量が１７重量％を超えると特にその影響が顕著となる。そして、スパークプラグの火花放電の衝撃が繰り返し加わると、形成されている酸化物皮膜が剥がれ落ちやすくなり、それによって新たな金属面が露出して火花消耗が進行しやすくなるものと考えられる。
【００３１】
また、Ｒｕ及び／又はＲｅの添加により、さらに次のような重要な効果を達成することができる。すなわち、Ｒｕ及び／又はＲｅを合金中に含有させることにより、Ｉｒ−Ｒｈ二元合金を使用する場合と比較して、Ｒｈ含有量を大幅に削減しても耐消耗性を十分に確保でき、ひいては高性能のスパークプラグをより安価に構成できるようになる。この場合、Ｒｈの含有量は０．１〜３重量％、より望ましくは０．１〜１重量％となっているのがよい。
【００３２】
（５）Ｉｒを主体としてＰｔ、Ｒｅ及びＰｄの少なくともいずれかを合計で１〜３０重量％の範囲で含有し、さらにＲｈを１〜４９重量％の範囲で含有した合金を使用する。Ｉｒを主体として上記範囲のＰｔ、ＲｅないしＰｄを含有する合金により構成することで、高温でのＩｒ成分の酸化・揮発による消耗が効果的に抑制さるとともに、合金がさらに上記範囲のＲｈを含有することにより、その加工性が劇的に改善される。チップとしては、原料を所定の組成となるように配合・溶解して得られる溶解合金に対し所定の加工を施して形成されたものが使用できる。なお、ここでいう「加工」とは、圧延、鍛造、切削、切断及び打抜きの少なくともいずれかを単独で、又は複数を組み合わせてなされるものを意味するものとする。
【００３３】
Ｒｈの含有量が１重量％未満になると、合金の加工性改善効果が十分に達成できなくなり、例えば加工中に割れやクラックなどが生じやすくなって、チップを製造する際の材料歩留まりの低下につながる。また、熱間打抜き加工等によりチップを製造する場合は、打抜き刃等の工具の消耗あるいは損傷が生じやすくなり、製造効率が低下する。一方、４９重量％を越えると合金の融点が低下し、プラグの耐久性低下を招く。それ故、Ｒｈの含有量は前述の範囲で調整するのがよく、望ましくは２〜２０重量％の範囲で調整するのがよい。特に、ＰｄないしＰｔの合計含有量が５重量％以上である場合には合金がさらに脆くなり、所定量以上のＲｈを添加しないと、加工によるチップ製造が極めて困難となる。この場合、Ｒｈは２重量％以上、望ましくは５重量％以上、さらに望ましくは１０重量％以上添加するのがよい。なお、Ｒｈの含有量が３重量％以上である場合には、Ｒｈは加工性の改善だけでなく、高温でのＩｒ成分の酸化・揮発の抑制に対しても効果を生ずる場合がある。
【００３４】
ＰｔないしＰｄの合計含有量が１重量％未満になるとＩｒの酸化・揮発の抑制効果が不十分となり、チップが消耗しやすくなるためプラグの耐久性が低下する。一方、含有量が３０重量％以上になると合金の融点が低下し、プラグの耐久性が同様に低下したり（例えばＰｄ単独添加の場合）、あるいは高価なＰｔないしＰｄの含有量が増大してチップの材料コストが増大する割には、チップの消耗抑制効果がそれほど期待できなくなる問題が生ずる。以上のことから、ＰｔないしＰｄの合計含有量は前述の範囲で調整するのがよく、望ましくは３〜２０重量％の範囲で調整するのがよい。
【００３５】
以下、本発明のスパークプラグの製造方法の実施例について説明する。
すなわち、図９に示すように、中心電極３の先端面３ｓに上記発火部３１(図１)を構成する合金組成からなる円板状のチップ３１’を重ね合わせ、さらにその接合面外縁部に沿ってレーザー溶接により全周レーザー溶接部（以下、単に溶接部ともいう）１０を形成してこれを固着することにより発火部３１が形成される。また、対向する発火部３２（図１）は、発火部３１に対応する位置において接地電極４にチップ３２’（図１２）を位置合わせし、その接合面外縁部に沿って同様に溶接部２０を形成してこれを固着することにより形成される。
【００３６】
これらチップ３１’，３２’（以下、チップ３１，３２を総称する場合は、符号「１５０」を用いる場合がある）は、所定の組成となるように各合金成分を配合・溶解することにより得られる溶解材を、例えば熱間圧延により板材に加工し、その板材を熱間打抜き加工により所定のチップ形状に打ち抜いて形成したものや、合金を熱間圧延、熱間鍛造あるいは熱間伸線により線状あるいはロッド状の素材に加工した後、これを長さ方向に所定長に切断して形成したものを使用できる。また、アトマイズ法等により球状に成形したものも使用できる。上記チップ１５０は、例えば直径ｄcが０．４〜１．２ｍｍ、厚さｔcが０．５〜１．５ｍｍのものを使用する。結果として、例えば図７（ａ）に示すように、発火部３１の外径Ｄも同様の寸法を有するものとなる。
【００３７】
図３に示すように、チップ１５０あるいはチップ１５０を製造するためのチップ素材３００あるいは２１０等は、溶接に先立って減圧雰囲気又は水素雰囲気にて脱炭素熱処理することが、これを構成するＩｒ系金属中の炭素成分を除去する上で有効である。図３（ａ）は、板材３００を、同（ｂ）はロッド状素材２１０、さらに同（ｃ）は、チップ１５０に加工した状態にて、熱処理炉ＦＫ内にて脱炭素熱処理する例を示している。
【００３８】
この脱炭素熱処理の望ましい条件は、以下の通りである。まず、脱炭素熱処理の雰囲気は、酸素分圧が２．７×１０^−２Ｐａ以下の減圧雰囲気、又は酸素分圧が２．７×１０^−２Ｐａ以下であって水素分圧が５×１０^４Ｐａ以上の水素雰囲気とすることが望ましい。減圧雰囲気中にて行う場合、酸素分圧が２７×１０^３Ｐａを超えると、Ｉｒ系金属中のＩｒ成分が酸化・揮発等により目減りしてしまう恐れがある。該酸素分圧は、より望ましくは１．４×１０^−２Ｐａ以下とするのがよい。
【００３９】
また、脱炭素効果は、水素雰囲気中での脱炭素熱処理においてより顕著である。雰囲気ガスとしては、水素ガス、あるいは水素とアルゴン等の不活性ガスとからなる水素含有ガスを使用できる。ただし、雰囲気ガス中の水素分圧が５×１０^４Ｐａ未満では、十分な脱炭素効果が期待できない。また、水素分圧が１.２×１０^５Ｐａを超えると設備を含めて処理コストの高騰を招くことがある。なお、水素分圧はより望ましくは大気圧よりも高く設定するのがよい。このようにすると、炉内の水素は必ず炉外へ漏れ出す方向に流れることから、処理進行に伴う炉内雰囲気の変動を抑制することができる。
【００４０】
次に、脱炭素熱処理の温度は、１２００〜２０００℃の範囲にて調整するのがよい。温度が１２００℃未満では、十分な脱炭素効果が達成できなくなる。他方、温度が２０００℃を超えると、Ｉｒ系金属の軟化あるいは溶融が避けがたくなり、処理中のチップあるいはチップ素材の溶着や変形を招く。脱炭素熱処理の温度は、より望ましくは、１４００〜１９５０℃の範囲にて調整するのがよい。
【００４１】
また、チップ又はチップ素材中のＩｒ系金属からの脱炭素は、脱炭素熱処理の保持時間とともに進行する。従って、最終的に４０ｐｐｍ以下の炭素含有量となるように、その保持時間は十分に長く設定する必要がある。しかしながら、その必要十分な熱処理保持時間は、脱炭素熱処理温度及びその雰囲気によって相違するほか、脱炭素熱処理前の炭素含有量レベルによっても異なってくる。当然に、熱処理前にて炭素含有量レベルの高いものは熱処理保持時間も長く設定する必要が生ずる。しかしながら、１つの目安として、上記のレベルまで炭素含有量を減少させるには、最低でも１時間程度は脱炭素熱処理の温度の保持することが望ましいといえる。また、熱処理温度が低い場合は、脱炭素速度は小さくなり、逆に高い場合は脱炭素速度が大きくなる。従って、同じ量の脱炭素を行う場合は、熱処理温度が高いほど、脱炭素処理の時間も短くすることができる。この場合、脱炭素熱処理の温度をＴC（℃）、熱処理保持時間をｔh（時間）とすれば、ＴC≧１２００であって、ＴC×ｔhが１９５０以上確保されていることが、上記のレベルまで炭素含有量を減少させる上で望ましいといえる。
【００４２】
また、チップ又はチップ素材の炭素含有量は、脱炭素熱処理前にて１２０ｐｐｍ以下であることが望ましい。脱炭素熱処理前にて、チップ又はチップ素材の炭素含有量が１２０ｐｐｍを超えていると、脱炭素熱処理の保持時間を相当長時間に設定しても、最終的に４０ｐｐｍ以下の炭素含有量を確保することが困難な場合がある。
【００４３】
チップ又はチップ素材を上記のように脱炭素熱処理する方法は、溶解材及び後述する焼結材のいずれにおいても有効である。焼結材の場合、成形助剤（例えば、結合剤あるいは潤滑剤）として各種有機添加剤を添加することがあるが、その有機添加剤が炭素源となって、得られるチップ又はチップ素材中の炭素含有量が増大する場合がある。しかしながら、これを上記のように脱炭素熱処理することにより、その炭素含有量を減少させ、ひいては耐酸化消耗性に優れた発火部を得ることがでる。
【００４４】
次に、図４に示すように、チップ１５０（あるいはチップ素材１３５）は、Ｉｒ系金属を主体とする原料粉末を所定の形状に成形後これを焼結して得られる焼結材としてもよい。図４（ａ）では、まず、Ｉｒ系金属粉末を主体とする原料粉末Ｐをプレス等により成型して成形体１４０となし、（ｂ）に示すようにこれを焼結炉ＦＳ内にて焼結して、チップ１５０とする例を示している。また、図４（ｃ）に示すように、ロッド状の粉末成形体１３０を作り、これを焼結してロッド状の焼結素材１３５を作り、さらに（ｄ）に示すようにこれを所定長さに切断してチップ１５０とすることもできる。いずれの場合も、成型前の段階で原料粉末Ｐに対し、減圧雰囲気又は水素雰囲気にて粉末脱炭素熱処理を施すことができるほか、焼結を減圧雰囲気又は水素雰囲気にて行うことにより、脱炭素を図ることも可能である（脱炭素焼結処理）。
【００４５】
粉末脱炭素熱処理は、酸素分圧が２．７×１０^−２Ｐａ以下の減圧雰囲気、又は酸素分圧が２７×１０^３Ｐａ以下であって水素分圧が５×１０^４Ｐａ以上の水素雰囲気にて、温度１２００〜２０００℃の範囲にて行うことが望ましい。減圧雰囲気中にて行う場合、酸素分圧が２．７×１０^−２Ｐａを超えると、原料粉末中のＩｒ成分が酸化・揮発等により目減りしてしまう恐れがある。該酸素分圧は、より望ましくは１．４×１０^−２Ｐａ以下とするのがよい。また、水素雰囲気中にて行う場合は、その水素分圧が５×１０^４Ｐａ未満では、十分な脱炭素効果が期待できない。また、水素分圧が１.２×１０^５Ｐａを超えると設備を含めて処理コストの高騰を招くことがある。なお、水素分圧はより望ましくは大気圧よりも高く設定するのがよい。このようにすると、炉内の水素は必ず炉外へ漏れ出す方向に流れることから、処理進行に伴う炉内雰囲気の変動を抑制することができる。また、粉末脱炭素熱処理の温度が１２００℃未満では、十分な脱炭素効果が達成できなくなる。他方、温度が２０００℃を超えると、Ｉｒ系金属の軟化あるいは溶融が避けがたくなり、粉末粒子が溶着・凝集して成型に使用できなくなる。粉末脱炭素熱処理の温度は、より望ましくは、１４００〜１９００℃の範囲にて調整するのがよい。
【００４６】
また、脱炭素焼結処理は、酸素分圧が２．７×１０^−２Ｐａ以下の減圧雰囲気、又は酸素分圧が２７×１０^３Ｐａ以下であって水素分圧が５×１０^４Ｐａ以上の水素雰囲気にて、温度１４００〜２０００℃の範囲にて行うことが望ましい。減圧雰囲気中にて焼結を行う場合、酸素分圧が２．７×１０^−２Ｐａを超えると、原料粉末中のＩｒ成分が酸化・揮発等により目減りしてしまう恐れがある。該酸素分圧は、より望ましくは１．４×１０^−２Ｐａ以下とするのがよい。また、水素雰囲気中にて行う場合は、その水素分圧が５×１０^４Ｐａ未満では、十分な脱炭素効果が期待できず、水素分圧が１.２×１０^５Ｐａを超えると設備を含めて処理コストの高騰を招くことがある。なお、水素分圧はより望ましくは大気圧よりも高く設定するのがよい。このようにすると、炉内の水素は必ず炉外へ漏れ出す方向に流れることから、処理進行に伴う炉内雰囲気の変動を抑制することができる。次に、脱炭素焼結処理の温度が１４００℃未満では、焼結が不能であり、また、十分な脱炭素効果が必ずしも達成できなくなる場合がある。他方、温度が２０００℃を超えると、Ｉｒ系金属の軟化あるいは溶融が避けがたくなり、得られるチップあるいはチップ素材の溶着や変形を招く。脱炭素焼結処理の温度は、より望ましくは、１４００〜１９５０℃の範囲にて調整するのがよい。また、脱炭素熱処理温度での保持時間は０．５〜５時間の範囲とするのがよい。保持時間が０．５時間未満では十分な脱炭素効果が期待できず、５時間を超えると焼結時間の長大化による製造効率の低下を招く。また、粉末に有機結合剤が添加されている場合に、その炭素成分の粉末を構成するＩｒ金属中への拡散が進行して、金属中の炭素含有量の増大を招く場合がある。さらに、焼結体の結晶粒子が過度にオストワルト成長して強度不足につながることもある。
【００４７】
次に、溶接方法の一例について説明する。なお、上記の発火部３１，３２を形成するための溶接方法は概ね同じであるので、中心電極３側の発火部３１を中心に、以下に詳しく説明する。図９（ａ）に示すように、中心電極３の先端面３ｓをチップ被固着面として、ここにチップ３１’を重ね合わせて重ね合せ組立体７０を作り、その重ね合せ組立体７０に対し、チップ３１’とチップ被固着面とにまたがる全周レーザー溶接部１０をチップ外周面に沿って形成する。このとき、レーザー溶接の光源として、１パルス当りのエネルギーが１．５〜６Ｊ、パルス長が１〜１０ミリ秒、パルス発生周波数が２〜２０パルス／秒のパルス状レーザー光源（例えばＹＡＧレーザー光源）５０を使用する。前述の大きさのチップ３１’を使用して上記の条件にて形成される全周レーザー溶接部１０は、図６に示すように、チップ３１’とチップ被固着面との重ね合わせ方向において平面視したときの外周最大寸法ｄmaxが２．０ｍｍ未満であり、かつチップ３１’の厚さ方向において放電面３１ａに到達しないものとされる。なお、外周最大寸法ｄmaxは０．４ｍｍ以上であることが望ましい。ｄmaxが０．４ｍｍ未満になると、レーザー光を相当に絞っても均一な溶接部を形成することが困難になり、正常な発火部形成に支障を来たす場合がある。
【００４８】
電極素材として使用される前述の各種耐熱合金は、８００℃における熱伝導率が概ね３０Ｗ／ｍ・Ｋ以下と小さく、レーザー溶接時に畜熱しやすい性質がある。しかしながら、１パルス当りのエネルギーが１．５〜６Ｊ、パルス長が１〜１０ミリ秒のレーザー光を使用することにより、従来の方法と比較してはるかに大きいパルス発生周波数である２〜２０パルス／秒を採用しても、均一性の高い全周溶接部１０を形成できる。具体的には、チップのチップ被固着面への重ね合せ方向、この場合、チップ３１’あるいは中心電極３の中心軸線Ｏの方向における、全周レーザー溶接部１０の最小幅ｌminと最大幅ｌmaxとの比ｌmin／ｌmaxが０．７以上（望ましくは０．９以上）とすることができる。
【００４９】
なお、図８（ａ）には、中心軸線Ｏと同軸の円筒面（放電面３１ａの外径に等しい直径を有する）にレーザー溶接部１０を投影したときの、その投影像の展開図を示しており、上記のｌmin及びｌmaxを示している。また、中心軸線Ｏの方向において、放電面３１ａの外縁ＴＬからレーザー溶接部１０の放電面３１ａに対して近い側の縁までの最小距離ｈminは、ＴＬからレーザー溶接部１０の放電面３１ａに対して近い側の各縁の積分中心線ＵＣmまでの距離を平均発火部厚さｈavとして、ｈmin／ｈavが同様に０．７以上となっていることが望ましい。これにより、例えばｈminとなる位置（多くの場合、溶接部１０が最も広幅（ｌmax）となる位置）において、貴金属発火部が少し消耗しただけで溶接部の放電面への露出が発生し、着火ミス等を生ずる不具合が効果的に防止される。
【００５０】
また、中心電極３の先端面に固着されている発火部３１は、前述の通りＩｒ系金属中の炭素含有量レベルを低くすることにより、耐酸化消耗性が格段に向上している。そこで、より温度上昇しやすい態様として、中心電極３の軸線方向における厚さを０．４〜１．０ｍｍ程度まで大きくしても、酸化消耗が効果的に抑制され、ひいては発火部３１の寿命を伸ばすことができる。この場合、発火部３１の厚さは、図８のｈminにより表す。
【００５１】
次に、溶接部１０は、図７（ａ）に示すように、溶接部１０の中心軸線Ｏを挟んだ両側部分が半径方向においてつながらない場合（この場合、溶接部１０はドーナツ状の形態を呈する）は、溶接後においてチップ厚さｔcを、その軸断面から実測することが可能である。しかし、同図（ｂ）に示すように、半径方向に両側の溶接部がつながってしまう場合（溶接部１０は円板状の形態を呈する）は、図８（ａ）に示すように、溶接部１０の幅方向両側縁の積分中心線ＵＣm，ＬＣmの中間位置に基準線ＣＭを設定し、その基準線ＣＭと放電面３１ａの外縁ＴＬとの距離Ｈをチップ厚さｔcとして推定する。
【００５２】
ここで、チップ径ｄcは、スパークプラグに要求される耐久性や着火性能等に応じて、０．４〜１．２ｍｍの範囲にて適宜設定されるが、チップは一般に高価なのでなるべくその使用量を削減するために、その厚さｔcは前述の通り０．５〜１．５ｍｍと比較的小さく設定されるのがよい。また、平均発火部厚さｈavについては、０．２〜１．０ｍｍとするのがよい。この理由としては、ｈavが０．２ｍｍ未満になると貴金属発火部が少し消耗しただけで溶接部の放電面への露出が発生し、スパークプラグの耐久性を低下させる場合があるからである。一方、ｈavが１．０ｍｍを超えると、ギャップ拡大によりスパークプラグの寿命が到来したときに、チップが相当量残留した状態にてスパークプラグが交換されることとなるので、無駄が多くなるからである。これを前提とすれば、例えば、溶接後においてもチップ厚さｔcが確認可能な場合、平均発火部厚さｈavとチップ厚さｔcに対する比ｈav／ｔcは、概ね０．１３〜２．０となっていることが望ましいといえる。ただし、図８（ｂ）に示すように、チップ３１’の放電面と反対側の縁が、溶接部１０よりも基端側に突出して位置するような場合にあっては、ｈav／ｔcが０．２〜１．０となっていても、寿命到来とは無関係に、その突出部分が全て無駄になってしまう問題を生ずることとなる。
【００５３】
一方、チップの中心電極からの耐剥離性を向上させるために、ＵＣmとＬＣmとの距離を平均溶接部幅ｌavとして、該ｌavを０．４ｍｍ以上とすることが望ましい。また、同様の観点において、図８（ｃ）に示すように溶接部の中心軸線を挟んだ両側部分が半径方向においてつながらない場合は、ｔc−ｈavが０．２ｍｍ以上となっていることが望ましい。他方、図８（ｄ）に示すように、半径方向の両側部分がつながってしまう場合には、中心電極３の軸線方向において、放電面３１ａから、溶接部１０と発火部３１との接合面上において溶接部１０が最も薄肉となる位置までの寸法をｔc2、同じく溶接部１０と中心電極３との接合面上において溶接部１０が最も薄肉となる位置までの寸法をｔc3として、ｔc3−ｔc2が０．２ｍｍ以上となっていることが望ましい。
【００５４】
夲実施例のように、チップ３１’が円板状に形成されている場合、図９（ｂ）に示すように、該チップ３１と中心電極３との重ね合せ組立体７０を、レーザー光源５０に対しチップ中心軸線Ｏの周りにおいて相対的に回転させながら、チップ外周面に向けてパルス状レーザー光ＬＢを照射する方法が、上記のような全周レーザー溶接部を均一に形成する方法として合理的である。この場合、組立体７０又はレーザー光源５０の一方のみを回転させるようにしてもよいし、双方ともに（例えば互いに逆方向に）回転させることも可能である。
【００５５】
この場合、その回転速度は以下のように調整することが望ましい。まず、重ね合せ組立体７０とレーザー光源５０との相対回転速度は、レーザー光源５０を１つのみ使用する場合は、１０ｒｐｍ以上（望ましくは１２ｒｐｍ以上）とするのがよい。全周溶接を行うためには、組立体７０とレーザー光源５０とを最低１周分は相対回転させなければならないが、その相対回転速度が１０ｒｐｍ未満になると、１周分の溶接時間ひいては１個のスパークプラグを製造するためのピースタイムが長くなり、従来方法に対して必ずしも優位性を生ずるものとはならなくなる場合がある。
【００５６】
一方、相対回転速度の上限値であるが、重ね合せ組立体７０を回転させる場合は、溶接時に生ずる溶融金属の遠心力による変形や飛散を防止するために、最大でも２４０ｒｐｍ（秒速４回転）程度に留めるのがよい。他方、溶接部１０に付加される遠心力は、外周最大寸法ｄmaxに略比例して大きくなり、回転角速度に対してはその２乗に略比例して大きくなると考えられるので、これを考慮した場合、重ね合せ組立体７０の回転速度は、
Ｖmax＝５π（２／ｄmax）１／２（単位：ラジアン／秒）‥‥▲１▼
で定まる値Ｖmax未満に設定することが望ましい（ただし、ｄmaxの単位はｍｍ）。
【００５７】
上記▲１▼式によれば、ｄmaxが小さくなるほどＶmaxは大きく取れることになる。例えば、ｄmax＝２．０ｍｍとすればＶmaxはおよそ１５０ｒｐｍとなるが、ｄmax＝１．５ｍｍではＶmax＝１７３ｒｐｍであり、ｄmax＝０．７ｍｍではＶmax＝２５３ｒｐｍである。また、組立体７０とレーザー光源５０との双方を回転させて、所期の相対回転数を形成する場合、中心電極側の回転速度を増やすことができれば、その分、若干複雑にならざるを得ないレーザー光源５０側の機構の回転速度を減ずる（あるいは非回転とする）ことができ、ひいてはレーザー光源５０側の機構単純化あるいは回転負担軽減を行うことが可能となる。
【００５８】
なお、▲１▼式によれば、概ねｄmax ＜０．７８ｍｍでは、Ｖmaxは前記した望ましい上限値である２４０ｒｐｍよりも大きくなる。ただし、本発明者の検討によれば、上記のような小径のチップの場合でも、１パルス当り１．５〜６Ｊのエネルギーのレーザー光を用いて周方向に完全に連なる溶接部１０を形成するには、１周に対して最低でも５つ分のパルス溶接ビードを形成しなければならない。２４０ｒｐｍは秒速４回転であり、前記したパルス発生周波数の上限値である２０パルス／秒を用いても、１秒当りに５パルスがやっと打てる程度である。従って、これよりも回転速度が大きくなると、溶接ビード１０ｄが周方向に間欠形成される形となり、１回転の間に周方向に連なるパルス溶接ビードを形成完了できなくなる場合がある。従って、式▲１▼の観点からは２４０ｒｐｍを超える回転速度が可能であっても、やはり２４０ｒｐｍ程度に回転速度を留めておいたほうが有利であるともいえる。ただし、２回転目以降の溶接を行うことが許される場合は、溶接ビード１０ｄの形成角度位相をずらせることにより、周方向に連なる溶接部１０を形成することができる。
【００５９】
他方、レーザー光源５０の側を回転させる場合には、レーザー光線の照射位置ブレ等の発生を抑制するために、その回転速度を９０ｒｐｍ以下に設定するのがよい。
【００６０】
なお、チップ３１’の厚さｔcが上記のように小さい場合、放電面３１ａにかからないように溶接部１０を形成するために、パルス状レーザー光ＬＢを斜め上方から照射することが有効である。具体的には、図９（ｂ）及び（ｃ）に示すように、レーザー光ＬＢのスポット内にチップ被固着面（この場合、中心電極３の先端面）とチップ外周面との交差縁Ｑが入り、かつチップ被固着面に対する照射角度θが０゜〜６０゜の範囲（例えば４５゜）となるように重ね合せ組立体７０にパルス状レーザー光ＬＢを照射することが望ましい。
【００６１】
チップ３１’のチップ被固着面に対する位置決め固定を行いやすくするために、図９（ｄ）に示すように、チップ外形形状に対応した位置決め用凹部３ａをチップ被固着面に形成し、その位置決め用凹部３ａ内にチップ３１’を嵌め込んで重ね合せ組立体７０を作ることもできる。この場合、溶接接合を確実に行うには、その凹部３ａの開口周縁とチップ外周面との交差縁Ｑに向けてパルス状レーザー光ＬＢを照射するのがよい。
【００６２】
次に、脱炭素熱処理のために、高温に長時間保持したＩｒ系金属のチップあるいはチップ素材は、結晶成長が進行して結晶粒が粗大化していることが多い。この場合、結晶粒が粗大化し過ぎていると、急加熱・急冷却が繰り返されるレーザー溶接により、例えば図９に示すように、チップ３１’を接合して発火部３１を形成する際に、粒界割れ等によりチップ３１’が破壊してしまう場合がある。従って、これを考慮して、発火部３１（ひいてはチップ３１’）を構成するＩｒ系金属の平均粒径は１００μｍ以下としておくことが望ましい。なお、５μｍ未満の平均粒径は、製造工程上の制約から実現困難か、あるいは実現できても極めて高コストとなるため現実的でないことが多い。なお、本明細書においては、材料の研磨表面上で観察される結晶粒の外形線に対し、その外形線と接しかつ結晶粒内を横切らないように２本の平行線を、その結晶粒との位置関係を変えながら各種引いたときの、上記平行線間の距離の最大値として定義し、平均粒径とは、そうして求めた多数の結晶粒の粒径の平均値を意味するものとする。
【００６３】
なお、結晶粒微細化のための具体的な手法としては、脱炭素熱処理後のチップ又はチップ素材を、加工及び熱処理する方法がある。例えば、板材の場合は、最終的に所望する寸法（例えば板厚ｔF）よりも若干大きい寸法（板厚ｔP）まで圧延等により加工し、次いで脱炭素熱処理を行う。これにより、結晶粒は粗大化するが、これを再び熱間加工すること、例えば、図５に示すように熱間圧延することにより、いわゆる動的再結晶現象を利用して結晶粒の微細化を図ることができる。この加工により、最終的に所望する寸法（例えば板厚ｔF）が得られるようにしておけば、さらに能率的である。他方、冷間あるいは温間加工によりチップ又はチップ素材内に欠陥を導入し、これを焼鈍することにより回復・再結晶させて結晶粒の微細化を図るようにしてもよい。
【００６４】
また、チップを構成する材料には、元素周期律表の３Ａ族（いわゆる希土類元素）又は４Ａ族（Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆ）に属する金属元素の酸化物（複合酸化物を含む）のいずれかを０．１〜１５重量％の範囲内で含有させることができる。これにより、酸化物粒子が結晶粒界をピンニングすることから、脱炭素熱処理時（あるいは脱炭素焼結処理時）の結晶粒成長が抑制され、上記したような結晶粒の粗大化を防止することができる。また、添加金属元素成分、特にＩｒ、Ｒｕ、Ｒｅの酸化・揮発による消耗がさらに効果的に抑制される。上記酸化物の含有量が０．１重量％未満になると、当該酸化物添加による結晶粒粗大化抑制効果あるいは添加金属元素成分の酸化・揮発防止効果が十分に期待できなくなる場合がある。一方、酸化物の含有量が１５重量％を超えると、チップの耐熱衝撃性が却って損なわれてしまうことがある。なお、上記酸化物としては、Ｙ_２Ｏ_３が好適に使用されるが、このほかにもＬａ_２Ｏ_３、ＴｈＯ_２、ＺｒＯ_２等を好ましく使用することができる。なお、酸化物以外にも炭化物、窒化物及びホウ化物等の無機物質粒子を含有させることもできるが、この場合、無機物質粒子のマトリックスをなすＩｒ系金属相中の炭素含有量が４０ｐｐｍ以下になっている必要がある。
【００６５】
次に、発火部３１，３２を構成するＩｒ系金属において、その添加金属元素成分の濃度分布に縞状の濃淡を生じている場合、図２（ｂ）に示すように、その濃淡縞Ｊの方向を、例えば発火部３１，３２における電圧印加方向（すなわち放電方向）とほぼ平行となるように、当該発火部３１，３２を形成することができる（以下、平行態様という）。これによれば、次のような効果が達成される。
▲１▼縞状の濃淡分布が生ずる場合、その濃淡縞Ｊの方向に合金結晶方位の指向性が生じやすくなる。例えば、添加金属元素成分の濃度差の大きい領域同士は、熱膨張率にも差があり、発火部３１，３２に冷熱サイクルが繰り返されると、濃淡縞Ｊに沿った剥離により発火部３１，３２の消耗が進むことがある。また、濃淡縞Ｊの境界付近での局部的な腐食により剥離が進行することも考えられる。しかしながら、いずれにしろ、図２（ｄ）に示すように、この剥離は上記平行態様では濃淡縞Ｊの向きである電圧印加方向、すなわち火花放電ギャップｇの間隔方向に生ずる形になるので、残っている発火部３１，３２の合金結晶はギャップ間隔方向の寸法を比較的維持しやすい。従って、多少の消耗が進行しても火花放電ギャップｇの間隔が変化しにくい利点がある。なお、濃淡縞Ｊの方向に延びる合金結晶組織が、板状ではなく繊維状を呈していると、剥離の進行も鈍くなるので、一層有利であるといえる。
【００６６】
▲２▼接地電極側面が中心電極先端面と対向する、いわゆる平行型スパークプラグの場合においては、図２（ｃ）に示すように、中心電極３の軸線方向に発火部３１の濃淡縞Ｊの方向が一致する形となり、合金結晶の方位もこの向きに揃いやすくなる。その結果、発火部３１は中心電極３の軸線方向の伝熱性が良好となり、発火部の熱引き特性改善に寄与する。また、発火部３１は、長手方向に上記濃淡縞とともに繊維状の結晶粒が成長したロッド状の合金（回転鍛造加工あるいは伸線加工により容易に製造できる）を、放電加工等によりいわば輪切りにしてチップを製造でき、例えばチップ製造時に無駄が生じにくく、製造歩留まりを向上できる。
【００６７】
他方、図２（ｃ）に示すように、上記濃淡縞Ｊの方向を、例えば発火部３１，３２における電圧印加方向（すなわち放電方向）とほぼ直交するように当該発火部３１，３２を形成すすることもできる（以下、直交態様という）。この場合、上記平行態様に特有の効果は期待できないが、代わって発火部３１，３２の消耗自体が抑制され、火花放電ギャップ幅の増加抑制効果がさらに向上する。すなわち、濃淡縞Ｊの方向が放電電圧の印加方向とは交差する形になるので、濃淡縞Ｊの境界が発火面３１ａにほとんど露出しなくなる。その結果、濃淡縞境界付近の局部腐食による剥離が抑制され、発火部３１，３２の消耗が進行しにくくなるものと推測される。
【００６８】
【実験例】
本発明の効果を確認するために、以下の実験を行った。
（実験例１）
Ｉｒ金属（炭素含有量１２０ｐｐｍ）に対し、所定量のＰｔ金属（炭素含有量９０ｐｐｍ）を配合・溶解することにより、Ｉｒ−５重量％Ｐｔの組成を有する合金を作製した。この合金に対し、温度７００℃で熱間圧延を行い、厚さ０．５mmの板材に加工した。次いで、上記得られた板材を熱間打抜き加工（加工温度１７００℃）することにより、直径０．７mm、厚さ０．５mmの円板状のチップを得た。この段階でのチップの炭素含有量は約１００ｐｐｍであった。なお、Ｉｒ金属中の炭素含有量は、酸素気流中にて試料を燃焼させながら、その燃焼ガスを赤外線吸光法にて分析することにより測定した。分析装置は堀場製作所（株）製、ＥＭＩＡ−５１０・５２０を用い、検量線は日本鉄鋼協会のＪＳＳ１２０２−２の低炭素鋼標準サンプルを使用して作成した。また、測定は、チップ試料の加熱時の酸化を防止するために、Ｓｎカプセルに封入した状態で行った（チップ重量約０．４ｇに対し、カプセル重量約１ｇ）。なお、Ｓｎカプセルは、炭素含有量が１６ｐｐｍ以下であることが予め判明しているものを使用した。
【００６９】
続いて、上記のチップを各種条件にて脱炭素熱処理し、熱処理後のチップ中の炭素含有量を上記と同様の方法により分析した。図１０は、熱処理温度を１０４０〜２１００℃の範囲内で各種設定し、熱処理時間は１〜５時間の範囲内にて各種設定した。また、熱処理は、炉内を真空度７．０×１０^−３Ｐａまで排気した後、水素ガス（純度９９．９９％）を導入し、その流量調整により水素ガス分圧を大気圧（１．０６×１０^５Ｐａ）に調整して行った。結果を図１０に示す。
【００７０】
すなわち、熱処理温度ＴC（℃）が高温になるほど、また、熱処理時間ｔh（時間）が長くなるほど炭素含有量が減少しており、特にＴC×ｔhが１９５０以上を満足する条件にて、炭素含有量が１０ｐｐｍ以下まで減少していることがわかる。なお、熱処理温度ＴCが２０００℃を超える条件では、チップの変形が生じていた。
【００７１】
上記の各種処理後のチップを、大気中にて１０５０℃で２０時間保持した後、各試験片の重量減少を測定することにより、耐酸化性の評価を行った。その結果を図１１に示す。すなわち、脱炭素熱処理の条件調整により炭素含有量を４０ｐｐｍ以下としたチップは、耐酸化性が格段に向上しており、特に炭素含有量が２０ｐｐｍ以下あるいは１０ｐｐｍ以下では極めて良好な結果が得られていることがわかる。
【００７２】
次に、図１２は、熱処理温度を１８００℃に、熱処理時間を５時間に固定設定するとともに、炉内の真空度を調整することにより、マスフローメーターで測定した酸素分圧が０．７〜２７×１０^−２Ｐａに調整し、さらに水素ガスを導入して水素ガス分圧を大気圧とした場合と、同じく水素ガスを導入しなかった場合とで、それぞれ脱炭素熱処理した場合の結果を示す。図中のグラフは、上記と同様の方法により行った耐酸化性の評価結果であり、表は、熱処理後におけるチップ中の炭素含有量の分析値を示している。水素を導入した場合の方が酸素分圧を若干高くしても脱炭素がよく進行しており、最終的な到達炭素含有量レベルも低くなっている。また、これに対応して耐酸化性も、到達炭素含有量レベルが低いほど良好となっていることがわかる。
【００７３】
（実験例２）
Ｉｒ金属（炭素含有量１２０ｐｐｍ）に対し、所定量のＰｔ金属（炭素含有量９０ｐｐｍ）又はＲｈ金属（炭素含有量８０ｐｐｍ）を配合・溶解することにより、Ｉｒ−５重量％Ｐｔ、Ｉｒ−１０重量％Ｒｈ及びＩｒ−２０重量％Ｒｈの組成を有する合金を作製した。なお、得られるインゴット中の炭素含有量が各種値となるように、溶解時にグラファイト粉末を適量配合した。この合金を、実験例１と同様の条件によりチップに加工し（直径０．７mm、厚さ０．５mmの円板状）、チップの炭素含有量を測定したところ、９０〜１１０ｐｐｍの各種値となっていた。
【００７４】
続いて、上記のチップを、熱処理温度を１８００℃に固定し、熱処理時間を５時間に固定設定して脱炭素熱処理した。なお、熱処理は、炉内を真空度１．４×１０^−２Ｐａまで排気した後、水素ガス（純度９９．９９％）を導入し、その流量調整により水素ガス分圧を大気圧に調整して行った。熱処理後のチップ中の炭素含有量を上記と同様の方法により分析したところ、含有炭素量は０．５〜５０ｐｐｍの各種値となっていた。
【００７５】
上記のチップを用いて、図１に示すスパークプラグ１００の発火部３１及び対向する発火部３２を、火花放電ギャップｇの幅が１．１mmとなるように形成するとともに、実機による耐火花消耗性試験を行った。すなわち、プラグを６気筒ガソリンエンジン（ＤＯＨＣ、排気量２５００cc）に取り付け、スロットル全開状態、エンジン回転数５５００ｒｐｍにて２００時間運転を行ない、火花放電ギャップｇの拡大量を測定した。図１３は、チップ中の炭素含有量に対し、耐久後のギャップ増加量をプロットしたグラフである。いずれの合金でチップを形成した場合でも、炭素含有量を４０ｐｐｍ以下としたものでは、ギャップ増加量が小さく耐酸化性が格段に向上しており、特に炭素含有量が２０ｐｐｍ以下あるいは１０ｐｐｍ以下では、極めて良好な結果が得られていることがわかる。
【００７６】
（実験例３）
所定量のＩｒ金属（炭素含有量１２０ｐｐｍ）及びＰｔ金属（炭素含有量９０ｐｐｍ）を配合・溶解することにより、Ｉｒ−５重量％Ｐｔの組成を有する母材金属合金を作製し、メノウ製のボール及びポットを用いてボールミル粉砕（溶媒：エタノール）することにより、平均粒径３μｍとなるように粉末化した。これに、平均粒径７μｍのＹ_２Ｏ_３粉末を１．７重量％配合し、さらに溶媒としての水と結合剤としてのポリビニルアルコール（ＰＶＡ）を加えて混合した後、乾燥して成型用素地粉末とし、これを所定の円板形状に成形して焼結することにより金属−酸化物複合材料のチップを作成した。なお、焼結は、大気圧水素雰囲気にて１９５０℃で１時間行った。また、得られた焼結材チップの形状は直径０．７mm、厚さ０．５mmの円板状である。
【００７７】
このチップに対し、熱処理温度を１０００〜２０００℃の各種値とし（常温から各熱処理温度までの昇温は１時間にて行った）、熱処理時間を１０時間に固定設定するとともに、炉内の真空度を１．４×１０^−２Ｐａに調整し、さらに水素ガスを導入して水素ガス分圧を大気圧とした雰囲気中で脱炭素熱処理を施し、実施例１と同様の方法により耐酸化性の評価を行った。図１４中のグラフは、その評価結果を示すものであり、表は、チップ中の熱処理後の炭素含有量の分析値を示している。すなわち、脱炭素熱処理の条件調整により炭素含有量を４０ｐｐｍ以下としたチップは、耐酸化性が格段に向上しており、特に炭素含有量が２０ｐｐｍ以下あるいは１０ｐｐｍ以下では極めて良好な結果が得られていることがわかる。
【００７８】
（実施例４）
所定量のＩｒ金属（炭素含有量１２０ｐｐｍ）及びＰｔ金属（炭素含有量９０ｐｐｍ）を配合・溶解することにより、Ｉｒ−５重量％Ｐｔの組成を有する母材金属合金を作製し、メノウ製のボール及びポットを用いてボールミル粉砕（溶媒：エタノール）することにより、平均粒径３μｍとなるように粉末化した。次いでこの粉末に対し、熱処理温度を４００〜９００℃の各種値とし、熱処理時間を１０時間に固定設定するとともに、炉内の真空度を１．４×１０^−２Ｐａに調整し、さらに水素ガスを導入して水素ガス分圧を大気圧とした雰囲気中にて粉末脱炭素熱処理した。そして、処理後の粉末に溶媒としての水と結合剤としてのポリビニルアルコール（ＰＶＡ）を加えて混合した後、乾燥して成型用素地粉末とし、これを所定の円板形状に成形して焼結することによりＩｒ−５重量％Ｐｔの組成を有するチップを作成した。なお、焼結は、大気圧水素雰囲気にて１９５０℃で１時間行った。また、得られた焼結材チップの形状は直径０．７mm、厚さ０．５mmの円板状である。
【００７９】
得られたチップに対し、実施例１と同様の方法により耐酸化性の評価を行った。図１５中のグラフは、その評価結果を示すものであり、表は、チップ中の熱処理後の炭素含有量の分析値を示している。すなわち、脱炭素熱処理の条件調整により炭素含有量を４０ｐｐｍ以下としたチップは、耐酸化性が格段に向上しており、特に炭素含有量が２０ｐｐｍ以下あるいは１０ｐｐｍ以下では極めて良好な結果が得られていることがわかる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明のスパークプラグの一実施例を示す正面部分断面図。
【図２】その要部を示す拡大断面図。
【図３】発火部形成用のチップ又はチップ素材の脱炭素熱処理方法の例を示す模式図。
【図４】脱炭素焼結処理を行うチップ又はチップ素材の製造方法の例を示す模式図。
【図５】チップ素材の組織を加工熱処理により微細化する工程を示す模式図。
【図６】図１のスパークプラグの中心電極先端部の拡大斜視図及び先端面側平面図。
【図７】図２の縦断面図及びその変形例の縦断面図。
【図８】全周溶接部の展開説明図。
【図９】図１のスパークプラグの中心電極側発火部の製造工程説明図。
【図１０】実験例１において、脱炭素熱処理条件と処理後のチップ中の炭素含有量との関係を示すグラフ。
【図１１】脱炭素熱処理条件と処理後のチップ中の炭素含有量、及び対応する耐酸化試験の結果を示す図。
【図１２】脱炭素熱処理の雰囲気と処理後のチップ中の炭素含有量、及び対応する耐酸化試験の結果を示す図。
【図１３】実験例２の実機耐久試験の結果を示すグラフ。
【図１４】実験例３において、脱炭素熱処理の雰囲気と処理後のチップ中の炭素含有量、及び対応する耐酸化試験の結果を示す図。
【図１５】実験例３において、粉末脱炭素熱処理の雰囲気と処理後のチップ中の炭素含有量、及び対応する耐酸化試験の結果を示す図。
【符号の説明】
１ 主体金具
２ 絶縁体
３ 中心電極
４ 接地電極
３１ 発火部
３１’ チップ
３２ 対向する発火部
ｇ 火花放電ギャップ[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a spark plug and a manufacturing method thereof.
[0002]
[Prior art]
In the spark plug as described above, a type in which an ignition part is formed by welding a tip mainly made of Pt to the tip of an electrode is used in order to improve spark wear resistance. However, in recent years, in order to further improve the spark wear resistance, a spark plug in which an ignition part is constituted by a chip mainly composed of Ir instead of Pt is disclosed in, for example, Japanese Patent Laid-Open Nos. 63-257193 and 3 Various proposals are made in JP-A-1475, JP-A-5-54953, JP-A-9-7733, JP-A-10-32076, JP-A-10-74575, JP-A-10-22052, and the like.
[0003]
However, in recent years, the temperature in the combustion chamber tends to increase due to the high performance of the internal combustion engine, and in order to improve the ignitability, many types of engines in which the ignition portion of the spark plug protrudes into the combustion chamber are also used. It has become like this. Recently, as part of measures to make maintenance free for automobile engines, severe demands that cannot be imagined from the previous situation, such as continuous running over 160,000 km without replacement of spark plugs, have come to be issued. ing.
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
When Ir-based chips are used, the durability is greatly improved. However, since Ir has the property of being easily oxidized and volatilized at a high temperature, if it is repeatedly run for a long time at a high temperature, it will rise above a certain temperature. There is a drawback that the ignition part is rapidly consumed and the spark gap interval is enlarged. In order to solve this problem, JP-A-9-7733, JP-A-10-32076, JP-A-10-74575, and JP-A-10-22052 disclose ignition by adding Rh or Pt to Ir. A method for improving the oxidation resistance of the part has been proposed. However, it is not always sufficient in situations where a design that further increases the temperature of the ignition part is required, such as increasing the ignition part at the tip of the center electrode in order to improve durability in harsh usage environments at higher temperatures, or to improve ignitability. It is hard to say that a good effect has been obtained.
[0005]
SUMMARY OF THE INVENTION An object of the present invention is to provide a spark plug in which an ignition portion is formed by joining Ir-based chips, and a spark plug that is extremely excellent in oxidation resistance consumption of the ignition portion, and a method for manufacturing the spark plug.
[0006]
[Means for solving the problems and actions / effects]
The spark plug of the present invention includes a center electrode, an insulator provided outside the center electrode, a metal shell provided outside the insulator, and a ground electrode disposed so as to face the center electrode. And an ignition part that is fixed to at least one of the center electrode and the ground electrode to form a spark discharge gap, the ignition part having Ir as a main component and a carbon content of 40 ppm or less. Or it is comprised by the composite material which has this Ir type metal as a main component.
[0007]
  Further, the method of the present invention for producing the spark plug is as follows:AboveAt the position corresponding to the spark discharge gapAboveWith the center electrodeAboveBased on the tip by welding a tip made of an Ir-based metal having Ir as a main component and a carbon content of 40 ppm or less or a composite material containing the Ir-based metal as a main component to at least one of the ground electrode Form an ignition partWith
Prior to the welding, the tip or the tip material for producing the tip is subjected to a decarbonization heat treatment in a reduced-pressure atmosphere or a hydrogen atmosphere in order to remove a carbon component in the Ir-based metal,
The atmosphere of the decarbonizing heat treatment has an oxygen partial pressure of 2.7 × 10. ^-2 A reduced pressure atmosphere of Pa or less or an oxygen partial pressure of 2.7 × 10 ^-2 Pa or less and hydrogen partial pressure is 5 × 10 ⁴ A hydrogen atmosphere of Pa or higher,
The temperature of the decarbonizing heat treatment is adjusted in a range of 1610 ° C. or more and 2000 ° C. or less.It is characterized by that.
[0008]
As used herein, the term “ignition part” refers to a part of a joined chip that is not affected by compositional variation due to welding (for example, a part that is alloyed with the material of the ground electrode or the center electrode by welding). The remaining part).
[0009]
Conventionally, in a spark plug in which an ignition part is made of an Ir-based metal, attempts have been made mainly to improve the oxidation resistance by adding an appropriate alloy element such as Rh. Although it is certainly an effective technique, the present inventors have conducted intensive studies on the content of impurity elements mixed from raw materials and the like in addition to the amount of alloy element components to be actively added. The oxidation resistance at high temperature of the ignition part made of a metallic metal is greatly affected by the impurity carbon contained in a trace amount, and the content level is controlled to 40 ppm or less by weight content, thereby The inventors have found that the oxidation wear resistance is remarkably improved, and have completed the present invention.
[0010]
If the carbon content in the Ir-based metal constituting the ignition part exceeds 40 ppm, the effect of improving the oxidation resistance and wear resistance of the ignition part due to the reduction of the carbon content is not significant, and in particular, the suppression of oxidation consumption due to the addition of alloy components, etc. If not taken into account, the exhaustion of the ignition part at a high temperature becomes significant, leading to a decrease in durability. The carbon content in the Ir-based metal is desirably 20 ppm or less, more desirably 10 ppm or less, and further desirably 5 ppm or less.
[0011]
The chip for forming the ignition part or the chip material for manufacturing the chip may be a melting material manufactured by melting and solidifying an Ir-based metal material, or a raw material powder mainly composed of an Ir-based metal. It is good also as a sintered material obtained by shape | molding this into a predetermined shape and sintering this. The chip material can be made into a chip by applying predetermined processing. “Processing” as used herein means what is made by rolling, forging, wire drawing (drawing), cutting, cutting (including electric discharge machining), or punching alone or in combination. And In this case, processing such as rolling, forging, or punching can be performed by so-called hot processing (or warm processing) performed by raising the temperature of the alloy to a predetermined temperature. The processing temperature depends on the alloy composition, but is preferably 700 ° C. or higher, for example. For example, if the molten material is processed into a plate shape by hot rolling, and then the plate material is punched into a predetermined shape by hot punching to form a chip, the chip manufacturing efficiency is remarkably improved, and the chip manufacturing is performed. Unit price can be greatly reduced. It is also possible to form a chip by processing the molten alloy into a linear or rod shape by hot rolling or hot forging and then cutting it into a predetermined length in the length direction.
[0012]
As a method of reducing the carbon content of the chip or a chip material for manufacturing the chip, it is naturally considered to use a chip material having as little impurity carbon content as possible. However, high-purity raw materials are expensive, and high-purity raw materials are used even if there is a possibility of contamination by carbon inevitably mixed from a carbon source such as a crucible during melting. However, there is a possibility that the carbon content level cannot be reduced to the expected value.
[0013]
Therefore, when the carbon content of the chip or the chip material for manufacturing the chip is unexpectedly increased to a value exceeding 40 ppm, this is performed in a reduced-pressure atmosphere or a hydrogen atmosphere prior to welding. The decarbonization heat treatment is very effective in removing or reducing the carbon component in the Ir-based metal. In the case of a melting material, it is also effective to hold the molten metal in hydrogen (or a hydrogen-containing gas composed of hydrogen and an inert gas such as argon) or blow hydrogen or hydrogen-containing gas into the molten metal. It is.
[0014]
On the other hand, in the sintered material, when the carbon content level in the Ir-based metal raw material powder, for example, for producing a molded body is high, the raw material powder before the molding is used to remove the carbon component, Powder decarbonization heat treatment can be performed in a reduced-pressure atmosphere or a hydrogen atmosphere. In addition, when using a sintered material, the sintering may be a sintering process (hereinafter referred to as a decarbonized sintering process) that also serves as a decarbonizing process for an Ir-based metal in a reduced pressure atmosphere or a hydrogen atmosphere. it can. Note that at the end of the powder decarbonization heat treatment or decarbonization sintering process, the carbon content level in the raw material powder may be 40 ppm or less, and even if this level exceeds 40 ppm, What is necessary is just to give the carbon content level of the chip | tip or chip | tip raw material finally obtained to 40 ppm or less by performing a decarbonization heat processing.
[0015]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings.
A spark plug 100 as an example of the present invention shown in FIG. 1 and FIG. 2 is formed at a distal end of a tubular metal shell 1, an insulator 2 fitted inside the metal shell 1 so that a tip portion 21 protrudes. One end of the noble metal ignition part (hereinafter also simply referred to as the ignition part) 31 is connected to the center electrode 3 and the metal shell 1 provided inside the insulator 2 by welding or the like, and the other end side is A ground electrode 4 or the like is provided that is bent back to the side and disposed so that the side surface faces the tip of the center electrode 3. Further, the ground electrode 4 is formed with an ignition part 32 that faces the ignition part 31, and a gap between the ignition part 31 and the opposing ignition part 32 is a spark discharge gap g.
[0016]
The insulator 2 is made of a ceramic sintered body such as alumina or aluminum nitride, for example, and has a hole 6 for fitting the center electrode 3 along its own axial direction. The metal shell 1 is formed in a cylindrical shape from a metal such as low carbon steel, and constitutes a housing of the spark plug 100, and a screw for attaching the plug 100 to an engine block (not shown) on its outer peripheral surface. Part 7 is formed.
[0017]
The chip adherent surface forming portion of the center electrode 3 and the ground electrode 4, in this embodiment, at least the surface layer portion thereof is made of a heat-resistant alloy containing Ni or Fe as a main component. "Means the component with the highest weight content, and does not necessarily mean" the component occupying 50% by weight or more "). As the heat-resistant alloy containing Ni or Fe as a main component, the following can be used.
(1) Ni-base heat-resistant alloy: In this specification, Ni is contained in an amount of 40 to 85% by weight, and the main component of the balance is one or more of Cr, Co, Mo, W, Nb, Al, Ti and Fe. The heat-resistant alloy consisting of Specifically, the following can be used (all are trade names; the alloy composition is described in the literature (Revised 3rd edition Metal Data Book (Maruzen); p138)). Do not do):
ASTROLOY, CABOT 214, D-979, HASTELLOY C22, HASTELLOY C276, HASTELLOY G30, HASTELLOY S, HASTELLOY X, HAYNES 230, INCONEL 587, INCONEL 597, INCONEL 600, INCONEL 601, INCONEL 617, INCONEL 706, INCONEL 706, INCONEL 706 , INCONEL X750, KSN, M-252, NIMONIC 75, NIMONIC 80A, NIMONIC 90, NIMONIC 105, NIMONIC 115, NIMONIC 263, NIMONIC 942, NIMONIC PE11, NIMONIC PE16, NIMONIC PK33, PYROMET 860, RENE 41, RENE 95, SSS 113MA, UDIMET 400, UDIMET 500, UDIMET 520, UDIMET 630, UDIMET 700, UDIMET 710, UDIMET 720, UNITEP AF2-1 DA6, WASPALOY.
[0018]
(2) Fe-based heat-resistant alloy: In the present specification, Fe is contained in an amount of 20 to 60% by weight, and the balance is mainly one or more of Cr, Co, Mo, W, Nb, Al, Ti and Ni. The heat-resistant alloy consisting of Specifically, the following can be used (all are trade names; the alloy composition is described in the literature (Revised 3rd edition Metal Data Book (Maruzen), p138)). Do not do);
A-286, ALLOY 901, DISCALOY, HAYNES 556, INCOLOY 800, INCOLOY 801, INCOLOY 802, INCOLOY 807, INCOLOY 825, INCOLOY 903, INCOLOY 907, INCOLOY 909, N-155, PYROMET CTX-1, PYROMET CTX-3, S-590, V-57, PYROMET CTX-1, 16-25-6, 17-14CuMo, 19-9DL, 20-Cb3.
[0019]
On the other hand, the ignition part 31 and the opposing ignition part 32 are mainly composed of a metal containing Ir as a main component (Ir-based metal). The ignition parts 31 and 32 made of the Ir-based metal each have a carbon content of 40 ppm or less, desirably 20 ppm or less, more desirably 10 ppm or less, and even more desirably 5 ppm or less in terms of weight content. As a result, even in an environment where the temperature of the center electrode 3 is likely to rise, it is possible to improve the wear resistance of the ignition parts 31 and 32 and to reduce the wear extremely effectively due to oxidation and volatilization of the Ir component. It is suppressed. Moreover, the weldability with respect to the above heat-resistant alloys is also favorable. In addition, it is good also as a structure which abbreviate | omits any one of the ignition part 31 and the opposing ignition part 32. FIG. In this case, a spark occurs between the ignition part 31 and the side surface of the ground electrode 4 that does not have the ignition part, or between the opposing ignition part 32 and the front end surface of the center electrode 3 that does not have the ignition part. A discharge gap g is formed. Further, the opposing ignition part 32 on the ground electrode 4 side may be composed of a noble metal other than an Ir-based metal, such as a noble metal mainly composed of Pt.
[0020]
The Ir metal constituting the ignition parts 31 and 32 can contain at least one of Pt, Rh, Ru, Re, Nb, and Hf as an additive metal element component. Thereby, the oxidation consumption resistance at high temperature of the ignition parts 31 and 32 is further improved. However, in the present invention, since the effect of suppressing oxidative consumption by reducing the carbon content in the Ir-based metal constituting the ignition parts 31 and 32 to the aforementioned level is great, the content of the additive metal element component is reduced. Even if it is not increased so much, the oxidation and volatilization suppression of the ignition part becomes considerably remarkable. This is advantageous in that the added amount can be reduced when the added metal element component is an expensive noble metal such as Pt, Rh, Ru, or Re. In this respect, it is desirable that the Ir-based metal has an Ir content of 85% by weight or more, and the balance is substantially the above-described additive metal element component.
[0021]
For example, the following materials can be used as the Ir-based metal constituting the ignition parts 31 and 32.
(1) An alloy containing Ir as a main component and containing Rh in the range of 1 to 50% by weight (but not including 50% by weight) is used. By using the alloy, the consumption of the ignition part due to the oxidation and volatilization of the Ir component at a high temperature is further effectively suppressed, and as a result, a spark plug having higher durability is realized.
[0022]
When the Rh content in the alloy is less than 1% by weight, the effect of suppressing Ir oxidation and volatilization due to the addition of Rh is not significant. On the other hand, when the Rh content is 50% by weight or more, the melting point of the alloy is lowered, and the durability of the plug is similarly lowered.
[0023]
Here, as the content of Rh in the alloy increases within the above range, the oxidation / volatilization suppressing effect of the ignition parts 31 and 32 is enhanced. In this respect, the effect of suppressing oxidation and volatilization is most prominent when the Rh content is 7 to 30% by weight, more preferably 15 to 25% by weight, and most preferably 18 to 22% by weight. However, in the present invention, the effect of suppressing oxidation consumption by reducing the carbon content in the Ir-based metal constituting the ignition parts 31 and 32 to the aforementioned level is great, so even if the Rh content is relatively small. Compared with the conventional spark plug in which the ignition portion is made of Ir-based metal, an oxidation / volatilization effect that is equal to or higher than that is achieved. As a result, it is possible to realize a spark plug excellent in oxidation resistance and wear resistance of the ignition part 31 or 32 while reducing the content of expensive Rh. For example, when the Ir content in the Ir-based metal is 85 wt% or more as described above, the Rh content is desirably 1 to 15 wt%, more desirably 3 to 10 wt%. It is desirable to adjust.
[0024]
(2) An alloy mainly containing Ir and containing Pt in the range of 1 to 50% by weight is used. By using the alloy, consumption of the ignition part due to oxidation and volatilization of the Ir component at high temperature is further effectively suppressed, and as a result, a spark plug having higher durability is realized. When the Pt content in the alloy is less than 1% by weight, the effect of suppressing Ir oxidation and volatilization becomes insufficient, and the ignition part is easily consumed, so that the durability of the plug is lowered. On the other hand, when the Pt content is 50% by weight or more, the melting point of the alloy is lowered, and the durability of the plug is similarly lowered. For example, when the Ir content in the Ir-based metal is 85% by weight or more as described above, the Pt content is desirably 1 to 15% by weight, and more desirably 3 to 10% by weight. It is desirable to adjust.
[0025]
(3) An alloy containing Ir as a main component and containing 0.5% by weight or more of Nb is used. By using the alloy, consumption due to oxidation and volatilization of the Ir component at a high temperature is further effectively suppressed, and as a result, a spark plug having higher durability is realized. When the Nb content in the alloy is less than 0.5% by weight, the effect of suppressing Ir oxidation and volatilization by adding Nb becomes insignificant. The Nb content is desirably 1% by weight or more, and more desirably 5% by weight or more.
[0026]
In this case, it is more preferable to use an alloy containing Nb in a range below the solid solubility limit with respect to Ir. When Nb is contained exceeding the solid solubility limit with respect to Ir, Ir₃A brittle intermetallic compound such as Nb is formed, which may cause problems in durability and impact resistance of the ignition part. For example, since the solid solubility limit of Nb with respect to Ir at room temperature is about 6% by weight, when Nb is contained alone, it can be said that it is desirable to set the content to be smaller than the above values. However, if the formation amount of the intermetallic compound is below a certain level and the effect on the durability of the ignition part is small, the Nb content may be a value slightly exceeding the solid solubility limit. Absent. From the above, when Nb is contained alone, for example, the content is 7% by weight or less, preferably 6% by weight or less.
[0027]
(4) An alloy containing Ir as a main component and containing Rh in a range of 0.1 to 30% by weight and further containing at least one of Ru and Re in a range of 0.1 to 17% by weight in total is used. Thereby, consumption of the ignition part due to oxidation and volatilization of the Ir component at a high temperature is further effectively suppressed, and as a result, a spark plug having higher durability is realized. When the Rh content is less than 0.1% by weight, the effect of suppressing the oxidation and volatilization of Ir becomes insufficient, and the ignition part is easily consumed, so that the wear resistance of the plug cannot be secured. On the other hand, if the content of Rh exceeds 30% by weight, the melting point of the alloy containing Re or Ru is lowered, and the spark wear resistance is impaired, so that the durability of the plug cannot be ensured. Therefore, the content of Rh is adjusted within the above range.
[0028]
On the other hand, when the total content of Ru or Re is less than 0.1% by weight, the effect of suppressing consumption due to oxidation and volatilization of Ir due to the addition of these elements becomes insufficient. On the other hand, if the total content of Ru or Re exceeds 17% by weight, the ignition part tends to wear out and sparks are easily consumed, and sufficient durability of the plug cannot be ensured. Therefore, the total content of Ru and Re is adjusted within the above range, preferably 0.1 to 13% by weight, more preferably 0.5 to 10% by weight. Note that only one of Ru and Re may be added alone, or both may be added in combination.
[0029]
One of the reasons why Ru or Re is contained in the alloy improves the wear resistance of the ignition part. For example, by adding these components, a stable and dense oxide film is formed on the alloy surface at a high temperature. It is estimated that Ir, which is very volatile with a single oxide, is fixed in the oxide film. And it is thought that this oxide film acts as a kind of passive film and suppresses the progress of oxidation of the Ir component. In addition, in the state where Rh is not added, even if Ru or Re is added, the oxidation volatility at high temperatures of the alloy is not improved so much. Therefore, the oxide film is made of Ir- (Ru, Re) -Rh system or the like. It is also considered that this is a composite oxide, which is superior to an Ir- (Ru, Re) -based oxide film in terms of denseness or adhesion to the alloy surface.
[0030]
If the total content of Ru or Re is excessively increased, it is presumed that spark consumption proceeds by the following mechanism rather than volatilization of Ir oxide. In other words, the influence of the denseness of the oxide film to be formed or the adhesion to the alloy surface decreases, and the total content exceeds 17% by weight. And, when the impact of spark discharge of the spark plug is repeatedly applied, it is considered that the formed oxide film is easily peeled off, whereby a new metal surface is exposed and spark consumption is likely to proceed.
[0031]
Further, the following important effects can be achieved by addition of Ru and / or Re. That is, by including Ru and / or Re in the alloy, it is possible to sufficiently ensure wear resistance even when the Rh content is significantly reduced as compared with the case of using an Ir—Rh binary alloy, As a result, a high-performance spark plug can be configured at a lower cost. In this case, the content of Rh is preferably 0.1 to 3% by weight, more preferably 0.1 to 1% by weight.
[0032]
(5) Use an alloy mainly containing Ir and containing at least one of Pt, Re, and Pd in a range of 1 to 30% by weight and further containing Rh in a range of 1 to 49% by weight. Constituting with an alloy containing Pt, Re, or Pd in the above range mainly composed of Ir effectively suppresses consumption due to oxidation and volatilization of the Ir component at a high temperature, and the alloy further contains Rh in the above range. By doing so, the processability is dramatically improved. As the chip, a chip formed by subjecting a molten alloy obtained by blending and melting raw materials to have a predetermined composition to a predetermined process can be used. In addition, "processing" here shall mean what is made by at least one of rolling, forging, cutting, cutting, and punching alone or in combination.
[0033]
When the Rh content is less than 1% by weight, the effect of improving the workability of the alloy cannot be sufficiently achieved, and for example, cracks and cracks are likely to occur during processing, resulting in a decrease in material yield when manufacturing chips. Connected. In addition, when a chip is manufactured by hot punching or the like, wear or damage of a tool such as a punching blade is likely to occur, resulting in a decrease in manufacturing efficiency. On the other hand, if it exceeds 49% by weight, the melting point of the alloy is lowered and the durability of the plug is lowered. Therefore, the content of Rh is preferably adjusted within the above-described range, and is preferably adjusted within a range of 2 to 20% by weight. In particular, when the total content of Pd to Pt is 5% by weight or more, the alloy becomes further brittle, and unless a predetermined amount or more of Rh is added, chip manufacturing by processing becomes extremely difficult. In this case, Rh is added in an amount of 2% by weight or more, desirably 5% by weight or more, and more desirably 10% by weight or more. When the content of Rh is 3% by weight or more, Rh may not only improve workability but also have an effect on the suppression of oxidation and volatilization of Ir components at high temperatures.
[0034]
If the total content of Pt or Pd is less than 1% by weight, the effect of suppressing Ir oxidation and volatilization becomes insufficient, and the chip is easily consumed, so that the durability of the plug is lowered. On the other hand, when the content exceeds 30% by weight, the melting point of the alloy decreases, the durability of the plug also decreases (for example, when Pd alone is added), or the content of expensive Pt or Pd increases. Although the material cost of the chip increases, there arises a problem that the chip consumption suppressing effect cannot be expected so much. In view of the above, the total content of Pt to Pd is preferably adjusted in the above range, and preferably in the range of 3 to 20% by weight.
[0035]
Examples of the spark plug manufacturing method of the present invention will be described below.
That is, as shown in FIG. 9, a disc-shaped chip 31 ′ made of an alloy composition constituting the ignition portion 31 (FIG. 1) is superposed on the tip surface 3s of the center electrode 3, and further on the outer edge of the joint surface. The ignition part 31 is formed by forming an all-around laser welded part (hereinafter also simply referred to as a welded part) 10 by laser welding and fixing it. Further, the opposing ignition part 32 (FIG. 1) aligns the tip 32 ′ (FIG. 12) with the ground electrode 4 at a position corresponding to the ignition part 31, and similarly welds 20 along the outer edge of the joint surface. And are fixed to each other.
[0036]
These chips 31 ′ and 32 ′ (hereinafter, when the chips 31 and 32 are generically referred to, the symbol “150” may be used) are obtained by blending and dissolving each alloy component so as to have a predetermined composition. For example, the molten material is processed into a plate material by hot rolling, and the plate material is formed by punching into a predetermined chip shape by hot punching, or an alloy is hot rolled, hot forged, or hot drawn. After processing into a linear or rod-shaped material, a material formed by cutting it into a predetermined length in the length direction can be used. Moreover, what was shape | molded spherically by the atomizing method etc. can also be used. As the chip 150, for example, a chip having a diameter dc of 0.4 to 1.2 mm and a thickness tc of 0.5 to 1.5 mm is used. As a result, for example, as shown in FIG. 7A, the outer diameter D of the ignition portion 31 also has the same dimensions.
[0037]
As shown in FIG. 3, the chip 150 or the chip material 300 or 210 for manufacturing the chip 150 is subjected to a decarbonizing heat treatment in a reduced-pressure atmosphere or a hydrogen atmosphere prior to welding. It is effective in removing the carbon component therein. FIG. 3A shows an example of decarbonizing heat treatment in the heat treatment furnace FK in a state where the plate material 300 is processed into the rod-shaped material 210 and further FIG. 3C is processed into the chip 150. ing.
[0038]
Desirable conditions for this decarbonization heat treatment are as follows. First, the decarbonization heat treatment atmosphere has an oxygen partial pressure of 2.7 × 10.^-2A reduced pressure atmosphere of Pa or less or an oxygen partial pressure of 2.7 × 10^-2Pa or less and hydrogen partial pressure is 5 × 10⁴A hydrogen atmosphere of Pa or higher is desirable. When performed in a reduced pressure atmosphere, the oxygen partial pressure is 27 × 10³If it exceeds Pa, the Ir component in the Ir-based metal may be reduced by oxidation or volatilization. The oxygen partial pressure is more desirably 1.4 × 10.^-2It is good to set it as Pa or less.
[0039]
Further, the decarbonizing effect is more remarkable in the decarbonizing heat treatment in a hydrogen atmosphere. As the atmospheric gas, hydrogen gas or a hydrogen-containing gas composed of hydrogen and an inert gas such as argon can be used. However, the hydrogen partial pressure in the atmospheric gas is 5 × 10⁴If it is less than Pa, a sufficient decarbonizing effect cannot be expected. The hydrogen partial pressure is 1.2 × 10⁵When Pa is exceeded, the processing cost including equipment may increase. The hydrogen partial pressure is more desirably set higher than the atmospheric pressure. In this way, hydrogen in the furnace always flows in the direction of leaking out of the furnace, so that fluctuations in the furnace atmosphere as the process proceeds can be suppressed.
[0040]
Next, the temperature of the decarbonizing heat treatment is preferably adjusted in the range of 1200 to 2000 ° C. When the temperature is lower than 1200 ° C., a sufficient decarbonizing effect cannot be achieved. On the other hand, when the temperature exceeds 2000 ° C., it is difficult to soften or melt the Ir-based metal, which causes welding or deformation of the chip or chip material being processed. More desirably, the temperature of the decarbonizing heat treatment is adjusted in the range of 1400 to 1950 ° C.
[0041]
Further, the decarbonization from the Ir-based metal in the chip or the chip material proceeds with the holding time of the decarbonization heat treatment. Therefore, it is necessary to set the holding time sufficiently long so that the final carbon content is 40 ppm or less. However, the necessary and sufficient heat treatment holding time varies depending on the decarbonization heat treatment temperature and the atmosphere, and also on the carbon content level before the decarbonization heat treatment. Naturally, it is necessary to set the heat treatment holding time longer for those having a high carbon content level before the heat treatment. However, as a guideline, in order to reduce the carbon content to the above level, it can be said that it is desirable to maintain the temperature of the decarbonizing heat treatment for at least about 1 hour. Further, when the heat treatment temperature is low, the decarbonization rate decreases, and conversely, when the heat treatment temperature is high, the decarbonization rate increases. Therefore, when performing the same amount of decarbonization, the higher the heat treatment temperature, the shorter the decarbonization time. In this case, assuming that the temperature of the decarbonization heat treatment is TC (° C.) and the heat treatment holding time is th (hours), TC ≧ 1200, and TC × thh is 1950 or more. It can be said that it is desirable to reduce the carbon content.
[0042]
The carbon content of the chip or chip material is desirably 120 ppm or less before the decarbonization heat treatment. If the carbon content of the chip or chip material exceeds 120 ppm before the decarbonizing heat treatment, the carbon content of 40 ppm or less is finally secured even if the holding time of the decarbonizing heat treatment is set to a considerably long time. It may be difficult to do.
[0043]
The method of decarbonizing the chip or the chip material as described above is effective for both the melting material and the sintered material described later. In the case of a sintered material, various organic additives may be added as a molding aid (for example, a binder or a lubricant). The organic additive serves as a carbon source, and the resulting chip or chip material contains The carbon content may increase. However, by subjecting this to a decarbonization heat treatment as described above, the carbon content can be reduced, and as a result, an ignition part having excellent oxidation resistance and wear resistance can be obtained.
[0044]
Next, as shown in FIG. 4, the chip 150 (or the chip material 135) may be a sintered material obtained by forming a raw material powder mainly composed of an Ir-based metal into a predetermined shape and then sintering it. . In FIG. 4A, first, a raw material powder P mainly composed of an Ir-based metal powder is formed by pressing or the like to form a compact 140, which is sintered in a sintering furnace FS as shown in FIG. As a result, an example of a chip 150 is shown. Further, as shown in FIG. 4 (c), a rod-shaped powder compact 130 is formed, and this is sintered to form a rod-shaped sintered material 135. Further, as shown in FIG. It can also be cut into chips 150. In any case, the raw material powder P can be subjected to a powder decarbonization heat treatment in a reduced pressure atmosphere or a hydrogen atmosphere at a stage before molding, and decarbonization can be performed by performing sintering in a reduced pressure atmosphere or a hydrogen atmosphere. It is also possible to achieve (decarbonization sintering treatment).
[0045]
In the powder decarbonization heat treatment, the oxygen partial pressure is 2.7 × 10^-2A reduced pressure atmosphere of Pa or less or an oxygen partial pressure of 27 × 10³Pa or less and hydrogen partial pressure is 5 × 10⁴It is desirable to carry out at a temperature of 1200 to 2000 ° C. in a hydrogen atmosphere of Pa or higher. When performed in a reduced pressure atmosphere, the oxygen partial pressure is 2.7 × 10^-2If it exceeds Pa, the Ir component in the raw material powder may be reduced by oxidation, volatilization or the like. The oxygen partial pressure is more desirably 1.4 × 10.^-2It is good to set it as Pa or less. Moreover, when performing in a hydrogen atmosphere, the hydrogen partial pressure is 5 × 10 5.⁴If it is less than Pa, a sufficient decarbonizing effect cannot be expected. The hydrogen partial pressure is 1.2 × 10⁵When Pa is exceeded, the processing cost including equipment may increase. The hydrogen partial pressure is more desirably set higher than the atmospheric pressure. In this way, hydrogen in the furnace always flows in the direction of leaking out of the furnace, so that fluctuations in the furnace atmosphere as the process proceeds can be suppressed. Further, if the temperature of the powder decarbonizing heat treatment is less than 1200 ° C., a sufficient decarbonizing effect cannot be achieved. On the other hand, when the temperature exceeds 2000 ° C., it becomes difficult to soften or melt the Ir-based metal, and the powder particles are welded and aggregated and cannot be used for molding. The temperature of the powder decarbonization heat treatment is more desirably adjusted in the range of 1400 to 1900 ° C.
[0046]
Further, the decarbonization sintering treatment has an oxygen partial pressure of 2.7 × 10.^-2A reduced pressure atmosphere of Pa or less or an oxygen partial pressure of 27 × 10³Pa or less and hydrogen partial pressure is 5 × 10⁴It is desirable to carry out in the range of 1400-2000 degreeC in hydrogen atmosphere of Pa or more. When sintering in a reduced pressure atmosphere, the oxygen partial pressure is 2.7 × 10^-2If it exceeds Pa, the Ir component in the raw material powder may be reduced by oxidation, volatilization or the like. The oxygen partial pressure is more desirably 1.4 × 10.^-2It is good to set it as Pa or less. Moreover, when performing in a hydrogen atmosphere, the hydrogen partial pressure is 5 × 10 5.⁴If it is less than Pa, a sufficient decarbonizing effect cannot be expected, and the hydrogen partial pressure is 1.2 × 10.⁵When Pa is exceeded, the processing cost including equipment may increase. The hydrogen partial pressure is more desirably set higher than the atmospheric pressure. In this way, hydrogen in the furnace always flows in the direction of leaking out of the furnace, so that fluctuations in the furnace atmosphere as the process proceeds can be suppressed. Next, when the temperature of the decarbonization sintering process is less than 1400 ° C., sintering is impossible and a sufficient decarbonization effect may not always be achieved. On the other hand, if the temperature exceeds 2000 ° C., it is difficult to avoid the softening or melting of the Ir-based metal, resulting in welding or deformation of the resulting chip or chip material. More desirably, the temperature of the decarbonization sintering treatment is adjusted in the range of 1400 to 1950 ° C. The holding time at the decarbonizing heat treatment temperature is preferably in the range of 0.5 to 5 hours. If the holding time is less than 0.5 hours, a sufficient decarbonizing effect cannot be expected, and if it exceeds 5 hours, the production efficiency is lowered due to the longer sintering time. In addition, when an organic binder is added to the powder, diffusion of the carbon component into the Ir metal constituting the powder may progress, leading to an increase in the carbon content in the metal. Furthermore, the crystal grains of the sintered body may grow excessively by Ostwald, leading to insufficient strength.
[0047]
Next, an example of a welding method will be described. In addition, since the welding method for forming said ignition parts 31 and 32 is substantially the same, it demonstrates in detail below centering on the ignition part 31 by the side of the center electrode 3. FIG. As shown in FIG. 9 (a), the tip surface 3s of the center electrode 3 is used as a chip fixing surface, and a chip 31 'is overlapped thereon to form an overlapping assembly 70. With respect to the overlapping assembly 70, An all-around laser welded portion 10 that extends over the tip 31 ′ and the tip-fixed surface is formed along the tip outer peripheral surface. At this time, as a laser welding light source, a pulsed laser light source (for example, a YAG laser light source) having an energy per pulse of 1.5 to 6 J, a pulse length of 1 to 10 milliseconds, and a pulse generation frequency of 2 to 20 pulses / second. ) 50 is used. As shown in FIG. 6, the all-around laser welded portion 10 formed using the above-described size tip 31 ′ is flat in the overlapping direction of the tip 31 ′ and the tip-fixed surface. The maximum outer peripheral dimension dmax when viewed is less than 2.0 mm, and does not reach the discharge surface 31a in the thickness direction of the chip 31 ′. In addition, it is desirable that the outer peripheral maximum dimension dmax is 0.4 mm or more. If dmax is less than 0.4 mm, it is difficult to form a uniform weld even if the laser beam is considerably reduced, and this may hinder the formation of a normal ignition part.
[0048]
The above-mentioned various heat-resistant alloys used as electrode materials have a low thermal conductivity of about 30 W / m · K or less at 800 ° C., and have the property of being easily heated during laser welding. However, by using a laser beam having an energy per pulse of 1.5 to 6 J and a pulse length of 1 to 10 milliseconds, 2 to 20 pulses, which is a much higher pulse generation frequency than the conventional method. / Sec can be used to form the all-around welded portion 10 with high uniformity. Specifically, the minimum width lmin and the maximum width lmax of the all-around laser welded portion 10 in the direction in which the chip is overlapped with the chip fixing surface, in this case, in the direction of the center axis O of the chip 31 ′ or the center electrode 3 The ratio lmin / lmax can be 0.7 or more (preferably 0.9 or more).
[0049]
FIG. 8A shows a developed view of the projected image when the laser weld 10 is projected onto a cylindrical surface coaxial with the central axis O (having a diameter equal to the outer diameter of the discharge surface 31a). The above lmin and lmax are shown. Further, in the direction of the central axis O, the minimum distance hmin from the outer edge TL of the discharge surface 31a to the edge closer to the discharge surface 31a of the laser weld 10 is TL to the discharge surface 31a of the laser weld 10. It is desirable that hmin / hav be 0.7 or more similarly, assuming that the distance to the integration center line UCm of each edge on the near side is the average ignition portion thickness hav. As a result, for example, at the position where hmin is reached (in many cases, the position where the welded portion 10 is the widest (lmax)), the precious metal ignition portion is only slightly consumed and exposure to the discharge surface of the welded portion occurs, and ignition occurs. Problems that cause mistakes and the like are effectively prevented.
[0050]
In addition, the ignition portion 31 fixed to the tip surface of the center electrode 3 has a markedly improved resistance to oxidation by reducing the carbon content level in the Ir-based metal as described above. Therefore, as a mode in which the temperature is more likely to rise, even if the thickness of the central electrode 3 in the axial direction is increased to about 0.4 to 1.0 mm, oxidation consumption is effectively suppressed, and consequently the life of the ignition part 31 is increased. Can be stretched. In this case, the thickness of the ignition part 31 is represented by hmin in FIG.
[0051]
Next, as shown in FIG. 7A, the welded portion 10 has a donut-like shape when both side portions sandwiching the central axis O of the welded portion 10 are not connected in the radial direction (in this case, the welded portion 10 has a donut shape). ) Can measure the chip thickness tc from the axial cross section after welding. However, as shown in FIG. 8B, when the welded portions on both sides are connected in the radial direction (the welded portion 10 has a disk shape), as shown in FIG. A reference line CM is set at an intermediate position between the integral center lines UCm and LCm on both side edges of the part 10 and the distance H between the reference line CM and the outer edge TL of the discharge surface 31a is estimated as the chip thickness tc.
[0052]
Here, the tip diameter dc is appropriately set in the range of 0.4 to 1.2 mm according to the durability and ignition performance required for the spark plug. However, since the tip is generally expensive, the amount of use thereof is as much as possible. In order to reduce the thickness, the thickness tc is preferably set to a relatively small value of 0.5 to 1.5 mm as described above. The average ignition part thickness hav is preferably 0.2 to 1.0 mm. The reason for this is that when hav is less than 0.2 mm, the precious metal ignition part is only slightly consumed and exposure to the discharge surface of the welded part occurs, which may reduce the durability of the spark plug. On the other hand, if hav exceeds 1.0 mm, when the life of the spark plug is reached due to the gap expansion, the spark plug is replaced with a considerable amount of chips remaining, which increases waste. is there. Assuming this, for example, when the chip thickness tc can be confirmed even after welding, the ratio hav / tc to the average ignition portion thickness hav and the chip thickness tc is approximately 0.13 to 2.0. It can be said that it is desirable. However, as shown in FIG. 8B, in the case where the edge on the side opposite to the discharge surface of the tip 31 ′ is located so as to protrude to the base end side from the welded portion 10, hav / tc is Even if it is 0.2 to 1.0, regardless of the arrival of the lifetime, there will be a problem that all the protruding portions are wasted.
[0053]
On the other hand, in order to improve the peel resistance from the center electrode of the tip, it is desirable that the distance between UCm and LCm is the average weld width lav and that lav is 0.4 mm or more. From the same point of view, when the both side portions sandwiching the central axis of the welded portion are not connected in the radial direction as shown in FIG. 8C, tc-hav is preferably 0.2 mm or more. On the other hand, as shown in FIG. 8D, when both side portions in the radial direction are connected to each other, on the joint surface between the welded portion 10 and the ignition portion 31 from the discharge surface 31a in the axial direction of the center electrode 3. Tc3−tc2 where tc2 is the dimension up to the position where the weld 10 is the thinnest and tc3 is the dimension until the position where the weld 10 is the thinnest on the joint surface between the weld 10 and the center electrode 3 It is desirable that it be 0.2 mm or more.
[0054]
When the chip 31 ′ is formed in a disk shape as in the embodiment, as shown in FIG. 9B, the overlapping assembly 70 of the chip 31 and the center electrode 3 is replaced with a laser light source 50. On the other hand, the method of irradiating the pulsed laser beam LB toward the outer peripheral surface of the chip while rotating relatively around the chip center axis O is a reasonable method for uniformly forming the entire laser welding part as described above. Is. In this case, only one of the assembly 70 or the laser light source 50 may be rotated, or both may be rotated (for example, in directions opposite to each other).
[0055]
In this case, it is desirable to adjust the rotational speed as follows. First, the relative rotational speed of the overlapping assembly 70 and the laser light source 50 is preferably 10 rpm or more (preferably 12 rpm or more) when only one laser light source 50 is used. In order to perform all-around welding, the assembly 70 and the laser light source 50 must be rotated relative to each other for at least one turn. When the relative rotation speed is less than 10 rpm, the welding time for one turn and therefore one piece is required. In some cases, the piece time for manufacturing the spark plug becomes longer and does not necessarily give an advantage over the conventional method.
[0056]
On the other hand, although it is the upper limit value of the relative rotational speed, when the overlapping assembly 70 is rotated, in order to prevent deformation and scattering due to the centrifugal force of the molten metal generated during welding, the maximum is about 240 rpm (four rotations per second). It is better to keep it on. On the other hand, the centrifugal force applied to the welded portion 10 increases substantially in proportion to the outer peripheral maximum dimension dmax, and is considered to increase substantially in proportion to the square of the rotational angular velocity. The rotational speed of the overlay assembly 70 is:
Vmax = 5π (2 / dmax) 1/2 (unit: radians / second) (1)
It is desirable to set it below the value Vmax determined by (however, the unit of dmax is mm).
[0057]
According to the above formula (1), Vmax can be increased as dmax decreases. For example, when dmax = 2.0 mm, Vmax is approximately 150 rpm, but when dmax = 1.5 mm, Vmax = 173 rpm, and when dmax = 0.7 mm, Vmax = 253 rpm. Further, when both the assembly 70 and the laser light source 50 are rotated to form an intended relative rotational speed, if the rotational speed on the center electrode side can be increased, the amount of the rotational speed must be slightly complicated. The rotational speed of the mechanism on the laser light source 50 side that is not present can be reduced (or non-rotated), and as a result, the mechanism on the laser light source 50 side can be simplified or the rotation burden can be reduced.
[0058]
According to the formula (1), when dmax <0.78 mm, Vmax is larger than the above-described desirable upper limit of 240 rpm. However, according to the study of the present inventor, even in the case of the small-diameter chip as described above, the welded portion 10 that is completely continuous in the circumferential direction is formed using a laser beam having an energy of 1.5 to 6 J per pulse. In this case, at least five pulse weld beads must be formed for one turn. 240 rpm is 4 revolutions per second, and even when 20 pulses / second, which is the upper limit value of the pulse generation frequency described above, is used, 5 pulses can be finally hit per second. Therefore, if the rotational speed becomes higher than this, the weld bead 10d is intermittently formed in the circumferential direction, and it may be impossible to complete the formation of the pulse weld bead continuous in the circumferential direction during one rotation. Therefore, from the viewpoint of the formula (1), even if a rotational speed exceeding 240 rpm is possible, it can be said that it is advantageous to keep the rotational speed at about 240 rpm. However, when it is permitted to perform welding after the second rotation, the welded portion 10 that is continuous in the circumferential direction can be formed by shifting the formation angle phase of the weld bead 10d.
[0059]
On the other hand, when the laser light source 50 side is rotated, the rotation speed is preferably set to 90 rpm or less in order to suppress the occurrence of laser beam irradiation position blurring and the like.
[0060]
When the thickness tc of the tip 31 'is small as described above, it is effective to irradiate the pulsed laser beam LB obliquely from above in order to form the welded portion 10 so as not to reach the discharge surface 31a. Specifically, as shown in FIGS. 9B and 9C, the intersection edge Q between the chip fixed surface (in this case, the front end surface of the center electrode 3) and the chip outer peripheral surface within the spot of the laser beam LB. It is desirable to irradiate the overlapping assembly 70 with the pulsed laser light LB so that the irradiation angle θ with respect to the chip adherence surface is in the range of 0 ° to 60 ° (for example, 45 °).
[0061]
In order to facilitate positioning and fixing of the chip 31 ′ to the chip fixing surface, as shown in FIG. 9D, a positioning recess 3 a corresponding to the outer shape of the chip is formed on the chip fixing surface, and the positioning is performed. It is also possible to make the overlapping assembly 70 by fitting the chip 31 ′ into the recess 3 a. In this case, in order to perform welding joint reliably, it is preferable to irradiate the pulsed laser beam LB toward the intersection edge Q between the opening peripheral edge of the recess 3a and the chip outer peripheral surface.
[0062]
Next, Ir-based metal chips or chip materials that have been kept at a high temperature for a long time due to a decarbonizing heat treatment often have crystal grains that are coarsened due to crystal growth. In this case, when the crystal grains are excessively coarsened, when the ignition portion 31 is formed by joining the tip 31 ′ by laser welding in which rapid heating and rapid cooling are repeated, for example, as shown in FIG. There is a case where the chip 31 ′ is destroyed due to a boundary crack or the like. Therefore, in consideration of this, it is desirable that the average particle diameter of the Ir-based metal constituting the ignition portion 31 (and thus the tip 31 ') be 100 μm or less. An average particle size of less than 5 μm is often not practical because it is difficult to realize due to restrictions in the manufacturing process, or even if it can be realized, the cost is extremely high. Note that in this specification, two parallel lines that are in contact with the outer shape line and do not cross the crystal grain with respect to the outer shape line of the crystal grain observed on the polished surface of the material, Is defined as the maximum value of the distance between the parallel lines when variously drawn while changing the positional relationship, and the average grain size means the average value of the grain sizes of the many crystal grains thus obtained And
[0063]
As a specific method for crystal grain refinement, there is a method of processing and heat-treating the chip or chip material after the decarbonization heat treatment. For example, in the case of a plate material, it is processed by rolling or the like to a size (plate thickness tP) slightly larger than a final desired size (for example, plate thickness tF), and then decarbonized heat treatment is performed. As a result, the crystal grains become coarse, but by reworking them again, for example, by hot rolling as shown in FIG. 5, the so-called dynamic recrystallization phenomenon is used to refine the grains. Can be achieved. If the desired dimensions (for example, plate thickness tF) are finally obtained by this processing, it is more efficient. On the other hand, defects may be introduced into the chip or the chip material by cold or warm working, and the defects may be annealed to be recovered and recrystallized to refine crystal grains.
[0064]
  In addition, the material constituting the chip is a group 3A (so-called rare earth element) of the periodic table of elements.OrOxides of metal elements belonging to Group 4A (Ti, Zr, Hf) (including complex oxides)One ofIn the range of 0.1 to 15% by weight. As a result, since the oxide particles pin the crystal grain boundaries, the crystal grain growth during the decarbonization heat treatment (or during the decarbonization sintering process) is suppressed, and the coarsening of the crystal grains as described above is prevented. Can do. Further, consumption due to oxidation and volatilization of the additive metal element components, particularly Ir, Ru, and Re, is further effectively suppressed. When the content of the oxide is less than 0.1% by weight, the effect of suppressing the coarsening of grains by the addition of the oxide or the effect of preventing the oxidation and volatilization of the added metal element component may not be sufficiently expected. On the other hand, if the oxide content exceeds 15% by weight, the thermal shock resistance of the chip may be impaired. As the oxide, Y₂O₃Is preferably used, but in addition to this, La₂O₃, ThO₂, ZrO₂Etc. can be preferably used. In addition to oxides, inorganic material particles such as carbides, nitrides and borides can also be included. In this case, the carbon content in the Ir-based metal phase forming the matrix of the inorganic material particles is 40 ppm or less. It needs to be.
[0065]
Next, in the Ir-based metal constituting the ignition parts 31 and 32, when the concentration distribution of the added metal element component has a stripe-like density, as shown in FIG. The ignition parts 31 and 32 can be formed so that the direction is substantially parallel to, for example, the voltage application direction (that is, the discharge direction) in the ignition parts 31 and 32 (hereinafter referred to as a parallel mode). According to this, the following effects are achieved.
{Circle around (1)} When a stripe-like density distribution occurs, the directivity of the alloy crystal orientation tends to occur in the direction of the density stripe J. For example, regions having a large concentration difference of the additive metal element component also have a difference in thermal expansion coefficient, and when the thermal cycle is repeated in the ignition parts 31 and 32, the ignition parts 31 and 32 are caused by peeling along the light and shade stripe J. May wear out. It is also conceivable that peeling progresses due to local corrosion near the boundary of the light and shade stripe J. However, in any case, as shown in FIG. 2 (d), this separation occurs in the voltage application direction which is the direction of the gray stripe J in the parallel mode, that is, in the interval direction of the spark discharge gap g. The alloy crystals of the ignition portions 31 and 32 are relatively easy to maintain the dimension in the gap interval direction. Accordingly, there is an advantage that the spark discharge gap g is unlikely to change even if a certain amount of wear proceeds. In addition, if the alloy crystal structure extending in the direction of the light and shade stripe J is not in the form of a plate but in the form of a fiber, it can be said that it is more advantageous because the progress of peeling becomes slow.
[0066]
(2) In the case of a so-called parallel type spark plug in which the side surface of the ground electrode is opposed to the front end surface of the center electrode, as shown in FIG. The directions are matched, and the orientation of the alloy crystal is easily aligned in this direction. As a result, the ignition part 31 has good heat conductivity in the axial direction of the center electrode 3 and contributes to the improvement of the heat extraction characteristics of the ignition part. In addition, the ignition portion 31 is formed by cutting a rod-shaped alloy (which can be easily manufactured by rotary forging or wire drawing) into a ring by electrical discharge machining or the like, in which fibrous crystal grains are grown along with the above-described light and dark stripes in the longitudinal direction. Chips can be manufactured. For example, waste is hardly generated during chip manufacturing, and the manufacturing yield can be improved.
[0067]
On the other hand, as shown in FIG. 2 (c), the firing portions 31, 32 are formed so that the direction of the gray stripe J is substantially orthogonal to the voltage application direction (ie, the discharge direction) in the firing portions 31, 32, for example. (Hereinafter referred to as an orthogonal aspect). In this case, although the effect peculiar to the said parallel aspect cannot be expected, the consumption itself of the ignition parts 31 and 32 is suppressed instead, and the increase suppression effect of a spark discharge gap width improves further. That is, since the direction of the gray stripe J intersects with the direction in which the discharge voltage is applied, the boundary of the gray stripe J is hardly exposed on the ignition surface 31a. As a result, it is presumed that peeling due to local corrosion near the boundary between light and shade stripes is suppressed, and that the ignition parts 31 and 32 are less likely to progress.
[0068]
[Experimental example]
In order to confirm the effect of the present invention, the following experiment was conducted.
(Experimental example 1)
An alloy having a composition of Ir-5 wt% Pt was prepared by blending and dissolving a predetermined amount of Pt metal (carbon content 90 ppm) to Ir metal (carbon content 120 ppm). This alloy was hot-rolled at a temperature of 700 ° C. and processed into a plate having a thickness of 0.5 mm. Next, the obtained plate material was hot punched (processing temperature 1700 ° C.) to obtain a disk-shaped chip having a diameter of 0.7 mm and a thickness of 0.5 mm. The carbon content of the chip at this stage was about 100 ppm. The carbon content in the Ir metal was measured by analyzing the combustion gas by infrared absorption while burning the sample in an oxygen stream. The analytical apparatus used was Horiba Seisakusho Co., Ltd., EMIA-510 / 520, and the calibration curve was prepared using the JSS1202-2 low carbon steel standard sample of the Japan Iron and Steel Institute. The measurement was performed in a state of being enclosed in a Sn capsule in order to prevent oxidation during heating of the chip sample (the capsule weight is about 1 g with respect to the chip weight of about 0.4 g). In addition, as the Sn capsule, a carbon capsule whose carbon content was previously found to be 16 ppm or less was used.
[0069]
Subsequently, the above chip was subjected to a decarbonizing heat treatment under various conditions, and the carbon content in the chip after the heat treatment was analyzed by the same method as described above. In FIG. 10, various heat treatment temperatures were set within a range of 1040 to 2100 ° C., and various heat treatment times were set within a range of 1 to 5 hours. Also, the heat treatment is performed in the furnace with a degree of vacuum of 7.0 × 10.^-3After exhausting to Pa, hydrogen gas (purity 99.99%) was introduced, and the hydrogen gas partial pressure was adjusted to atmospheric pressure (1.06 × 10 6 by adjusting the flow rate thereof.⁵Pa). The results are shown in FIG.
[0070]
That is, the carbon content decreases as the heat treatment temperature TC (° C.) becomes higher and as the heat treatment time th (hour) becomes longer. In particular, the carbon content under the condition that TC × th satisfies 1950 or more. It can be seen that is reduced to 10 ppm or less. Note that the chip was deformed under the condition that the heat treatment temperature TC exceeded 2000 ° C.
[0071]
The chips after the above-described various treatments were held at 1050 ° C. for 20 hours in the air, and then the oxidation resistance was evaluated by measuring the weight loss of each test piece. The result is shown in FIG. That is, the chip having a carbon content of 40 ppm or less by adjusting the conditions of the decarbonizing heat treatment has greatly improved oxidation resistance, and particularly good results are obtained when the carbon content is 20 ppm or less or 10 ppm or less. I understand that.
[0072]
Next, in FIG. 12, the heat treatment temperature is fixed at 1800 ° C., the heat treatment time is fixedly set at 5 hours, and the oxygen partial pressure measured with a mass flow meter is adjusted to 0.7 to 27 by adjusting the degree of vacuum in the furnace. × 10^-2The results are shown in the case of decarbonizing heat treatment when the hydrogen gas partial pressure is adjusted to Pa and hydrogen gas partial pressure is set to atmospheric pressure, and when hydrogen gas is not introduced. The graph in the figure shows the evaluation results of the oxidation resistance performed by the same method as described above, and the table shows the analytical value of the carbon content in the chip after the heat treatment. In the case of introducing hydrogen, decarbonization progresses well even if the oxygen partial pressure is slightly increased, and the final carbon content level is also low. Correspondingly, it can be seen that the lower the ultimate carbon content level, the better the oxidation resistance.
[0073]
(Experimental example 2)
By blending and dissolving a predetermined amount of Pt metal (carbon content 90 ppm) or Rh metal (carbon content 80 ppm) to Ir metal (carbon content 120 ppm), Ir-5 wt% Pt, Ir-10 weight An alloy having a composition of% Rh and Ir-20 wt% Rh was prepared. In addition, an appropriate amount of graphite powder was blended at the time of dissolution so that the carbon content in the obtained ingot would be various values. This alloy was processed into a chip under the same conditions as in Experimental Example 1 (a disk shape having a diameter of 0.7 mm and a thickness of 0.5 mm), and the carbon content of the chip was measured. It was.
[0074]
Subsequently, the chip was subjected to decarbonization heat treatment with the heat treatment temperature fixed at 1800 ° C. and the heat treatment time fixed at 5 hours. In the heat treatment, the degree of vacuum in the furnace is 1.4 × 10.^-2After exhausting to Pa, hydrogen gas (purity 99.99%) was introduced, and the hydrogen gas partial pressure was adjusted to atmospheric pressure by adjusting the flow rate. When the carbon content in the chip after heat treatment was analyzed by the same method as described above, the carbon content was various values of 0.5 to 50 ppm.
[0075]
Using the above chip, the sparking portion 31 and the opposing firing portion 32 of the spark plug 100 shown in FIG. 1 are formed so that the spark discharge gap g has a width of 1.1 mm, and the spark wear resistance by the actual machine A test was conducted. That is, the plug was attached to a 6-cylinder gasoline engine (DOHC, displacement of 2500 cc), the throttle was fully opened, and the engine was operated for 200 hours at an engine speed of 5500 rpm, and the amount of expansion of the spark discharge gap g was measured. FIG. 13 is a graph plotting the gap increase after endurance against the carbon content in the chip. Even when the chip is formed with any alloy, when the carbon content is 40 ppm or less, the gap increase is small and the oxidation resistance is remarkably improved. Especially when the carbon content is 20 ppm or less or 10 ppm or less, It can be seen that very good results are obtained.
[0076]
(Experimental example 3)
A base metal alloy having a composition of Ir-5 wt% Pt was prepared by blending and dissolving a predetermined amount of Ir metal (carbon content 120 ppm) and Pt metal (carbon content 90 ppm). And it was pulverized so that it might become an average particle diameter of 3 micrometers by ball-milling (solvent: ethanol) using a pot. In addition, Y having an average particle diameter of 7 μm₂O₃After blending 1.7% by weight of the powder, water as a solvent and polyvinyl alcohol (PVA) as a binder are added and mixed, and then dried to form a molding powder, which is molded into a predetermined disc shape. Then, a metal-oxide composite material chip was prepared by sintering. Sintering was performed at 1950 ° C. for 1 hour in an atmospheric hydrogen atmosphere. The obtained sintered material chip has a disk shape with a diameter of 0.7 mm and a thickness of 0.5 mm.
[0077]
For this chip, the heat treatment temperature was various values of 1000 to 2000 ° C. (the temperature was raised from room temperature to each heat treatment temperature in 1 hour), the heat treatment time was fixed at 10 hours, and the vacuum in the furnace Degree 1.4 × 10^-2The decarbonization heat treatment was performed in an atmosphere adjusted to Pa and further introduced with hydrogen gas and the partial pressure of hydrogen gas being atmospheric pressure, and the oxidation resistance was evaluated by the same method as in Example 1. The graph in FIG. 14 shows the evaluation result, and the table shows the analysis value of the carbon content after heat treatment in the chip. That is, the chip having a carbon content of 40 ppm or less by adjusting the conditions of the decarbonizing heat treatment has greatly improved oxidation resistance, and particularly good results are obtained when the carbon content is 20 ppm or less or 10 ppm or less. I understand that.
[0078]
(Example 4)
A base metal alloy having a composition of Ir-5 wt% Pt was prepared by blending and dissolving a predetermined amount of Ir metal (carbon content: 120 ppm) and Pt metal (carbon content: 90 ppm). And it was pulverized so that it might become an average particle diameter of 3 micrometers by ball-milling (solvent: ethanol) using a pot. Next, with respect to this powder, the heat treatment temperature is set to various values of 400 to 900 ° C., the heat treatment time is fixedly set to 10 hours, and the degree of vacuum in the furnace is set to 1.4 × 10 6.^-2The powder was decarburized and heat-treated in an atmosphere adjusted to Pa and further introduced with hydrogen gas to make the hydrogen gas partial pressure atmospheric pressure. Then, water as a solvent and polyvinyl alcohol (PVA) as a binder are added to the treated powder and mixed, then dried to form a green powder for molding, which is molded into a predetermined disc shape and sintered. As a result, a chip having a composition of Ir-5 wt% Pt was produced. Sintering was performed at 1950 ° C. for 1 hour in an atmospheric hydrogen atmosphere. The obtained sintered material chip has a disk shape with a diameter of 0.7 mm and a thickness of 0.5 mm.
[0079]
The obtained chip was evaluated for oxidation resistance by the same method as in Example 1. The graph in FIG. 15 shows the evaluation result, and the table shows the analysis value of the carbon content after heat treatment in the chip. That is, the chip having a carbon content of 40 ppm or less by adjusting the conditions of the decarbonizing heat treatment has greatly improved oxidation resistance, and particularly good results are obtained when the carbon content is 20 ppm or less or 10 ppm or less. I understand that.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a partial front sectional view showing an embodiment of a spark plug according to the present invention.
FIG. 2 is an enlarged sectional view showing the main part.
FIG. 3 is a schematic diagram showing an example of a decarbonizing heat treatment method for a chip for forming an ignition part or a chip material.
FIG. 4 is a schematic view showing an example of a manufacturing method of a chip or chip material that performs a decarbonized sintering process.
FIG. 5 is a schematic diagram showing a process of refining the structure of a chip material by a thermomechanical treatment.
6 is an enlarged perspective view and a plan view of the front end side of the center electrode front end portion of the spark plug of FIG.
7 is a longitudinal sectional view of FIG. 2 and a longitudinal sectional view of a modified example thereof.
FIG. 8 is a development explanatory view of an all-around welded portion.
9 is a manufacturing process explanatory diagram of a center electrode side ignition portion of the spark plug of FIG. 1;
10 is a graph showing the relationship between decarbonization heat treatment conditions and the carbon content in the chip after treatment in Experimental Example 1. FIG.
FIG. 11 is a diagram showing the decarbonization heat treatment conditions, the carbon content in the chip after the treatment, and the results of the corresponding oxidation resistance test.
FIG. 12 is a diagram showing the atmosphere of the decarbonizing heat treatment, the carbon content in the chip after the treatment, and the results of the corresponding oxidation resistance test.
13 is a graph showing the results of an actual machine durability test of Experimental Example 2. FIG.
14 is a diagram showing the atmosphere of decarbonization heat treatment, the carbon content in the chip after the treatment, and the results of the corresponding oxidation resistance test in Experimental Example 3. FIG.
15 is a graph showing the atmosphere of powder decarbonization heat treatment, the carbon content in the chip after the treatment, and the results of the corresponding oxidation resistance test in Experimental Example 3. FIG.
[Explanation of symbols]
1 metal shell
2 Insulator
3 Center electrode
4 Ground electrode
31 ignition part
31 'chip
32 Opposing firing parts
g Spark discharge gap

Claims (17)

中心電極と、その中心電極の外側に設けられた絶縁体と、その絶縁体の外側に設けられた主体金具と、前記中心電極と対向するように配置される接地電極と、それら中心電極と接地電極との少なくとも一方に固着されて火花放電ギャップを形成する発火部とを備え、
前記発火部が、Ｉｒを主成分とし、かつ炭素含有量が４０ｐｐｍ以下であるＩｒ系金属又は該Ｉｒ系金属を主成分とする複合材料により構成されることを特徴とするスパークプラグ。A center electrode, an insulator provided outside the center electrode, a metal shell provided outside the insulator, a ground electrode disposed so as to face the center electrode, and the center electrode and the ground An ignition part fixed to at least one of the electrodes and forming a spark discharge gap,
The spark plug is composed of an Ir-based metal whose main component is Ir and a carbon content of 40 ppm or less or a composite material whose main component is the Ir-based metal. 前記Ｉｒ系金属中の炭素含有量が２０ｐｐｍ以下である請求項１記載のスパークプラグ。  The spark plug according to claim 1, wherein a carbon content in the Ir-based metal is 20 ppm or less. 前記Ｉｒ系金属中の炭素含有量が１０ｐｐｍ以下である請求項１記載のスパークプラグ。  The spark plug according to claim 1, wherein a carbon content in the Ir-based metal is 10 ppm or less. 前記Ｉｒ系金属は、添加金属元素成分としてＰｔ、Ｒｈ、Ｒｕ、Ｒｅ、Ｎｂ及びＨｆの少なくとも１種を含有するものである請求項１ないし３のいずれかに記載のスパークプラグ。  The spark plug according to any one of claims 1 to 3, wherein the Ir-based metal contains at least one of Pt, Rh, Ru, Re, Nb, and Hf as an additive metal element component. 前記Ｉｒ系金属は、Ｐｔを１〜５０重量％の範囲で含有するものである請求項４記載のスパークプラグ。  The spark plug according to claim 4, wherein the Ir-based metal contains Pt in a range of 1 to 50% by weight. 前記Ｉｒ系金属は、Ｉｒの含有量が８５重量％以上である請求項４又は５に記載のスパークプラグ。  The spark plug according to claim 4 or 5, wherein the Ir-based metal has an Ir content of 85 wt% or more. 前記Ｉｒ系金属は、Ｐｔを１〜１５重量％の範囲にて含有する請求項６記載のスパークプラグ。  The spark plug according to claim 6, wherein the Ir-based metal contains Pt in a range of 1 to 15% by weight. 前記発火部は、元素周期律表の３Ａ族又は４Ａ族に属する金属元素の酸化物（複合酸化物を含む）のいずれかを０．１〜１５重量％の範囲内で含有するものである請求項１ないし７のいずれかに記載のスパークプラグ。The ignition part contains any of oxides (including complex oxides) of metal elements belonging to Group 3A or Group 4A of the Periodic Table of Elements within a range of 0.1 to 15% by weight. Item 8. The spark plug according to any one of Items 1 to 7. 前記発火部を構成する材料の平均粒径が５〜１００μｍである請求項１ないし８のいずれかに記載のスパークプラグ。  The spark plug according to any one of claims 1 to 8, wherein an average particle diameter of a material constituting the ignition portion is 5 to 100 µm. 請求項１ないし請求項９のいずれか１項に記載のスパークプラグを製造するために、
前記火花放電ギャップに対応する位置において前記中心電極と前記接地電極との少なくとも一方に、Ｉｒを主成分とし、かつ炭素含有量が４０ｐｐｍ以下のＩｒ系金属又は該Ｉｒ系金属を主成分とする複合材料からなるチップを溶接することにより、該チップに基づく発火部を形成するとともに、
前記溶接に先立って、前記チップ又は該チップを製造するためのチップ素材を、前記Ｉｒ系金属中の炭素成分を除去するために、減圧雰囲気又は水素雰囲気にて脱炭素熱処理し、
前記脱炭素熱処理の雰囲気は、酸素分圧が２．７×１０ ^−２ Ｐａ以下の減圧雰囲気、又は酸素分圧が２．７×１０ ^−２ Ｐａ以下であって水素分圧が５×１０ ^４ Ｐａ以上の水素雰囲気であり、
前記脱炭素熱処理の温度が１６１０℃以上２０００℃以下の範囲にて調整されることを特徴とするスパークプラグの製造方法。 In order to manufacture the spark plug according to any one of claims 1 to 9,
At least one of said center electrode and said ground electrode at a position corresponding to the spark discharge gap, a main component Ir, and the carbon content is mainly the following Ir-based metal or the Ir-based metal 40ppm composite By welding a tip made of material, and forming an ignition portion based on the tip ,
Prior to the welding, the tip or the tip material for producing the tip is subjected to a decarbonization heat treatment in a reduced-pressure atmosphere or a hydrogen atmosphere in order to remove a carbon component in the Ir-based metal,
The atmosphere of the decarburization heat treatment, the oxygen partial pressure of 2.7 × ¹⁰ -2 Pa or less of vacuum atmosphere, or an oxygen partial pressure of 2.7 × ¹⁰ -2 A is Pa or less hydrogen partial pressure 5 × 10 ⁴ A hydrogen atmosphere of Pa or higher,
The spark plug manufacturing method is characterized in that a temperature of the decarbonizing heat treatment is adjusted in a range of 1610 ° C. or more and 2000 ° C. or less . 前記チップ又は前記チップ素材の炭素含有量は、前記脱炭素熱処理前にて１２０ｐｐｍ以下である請求項１０記載のスパークプラグの製造方法。 The spark plug manufacturing method according to claim 10, wherein a carbon content of the chip or the chip material is 120 ppm or less before the decarbonizing heat treatment . 前記脱炭素熱処理後の前記チップ素材を、結晶粒微細化のために加工及び熱処理する請求項１０又は請求項１１に記載のスパークプラグの製造方法。 The spark plug manufacturing method according to claim 10 or 11, wherein the chip material after the decarbonizing heat treatment is processed and heat-treated for crystal grain refinement . 前記チップ素材は、前記Ｉｒ系金属の原料を溶解・凝固することにより製造される溶解材である請求項１０ないし請求項１２のいずれか１項に記載のスパークプラグの製造方法。 The spark plug manufacturing method according to any one of claims 10 to 12, wherein the chip material is a melting material manufactured by melting and solidifying the Ir-based metal raw material . 前記チップ又は前記チップ素材は、Ｉｒ系金属を主体とする原料粉末を所定の形状に成形後、これを焼結して得られるものである請求項１０ないし１２のいずれか１項に記載のスパークプラグの製造方法。 The spark according to any one of claims 10 to 12, wherein the chip or the chip material is obtained by forming a raw material powder mainly composed of an Ir-based metal into a predetermined shape and then sintering the powder. Plug manufacturing method. 前記成型前に前記原料粉末を、炭素成分を除去するために、減圧雰囲気又は水素雰囲気にて粉末脱炭素熱処理する請求項１４記載のスパークプラグの製造方法。 The spark plug manufacturing method according to claim 14, wherein the raw material powder is subjected to powder decarbonization heat treatment in a reduced pressure atmosphere or a hydrogen atmosphere in order to remove a carbon component before the molding . 前記粉末脱炭素熱処理は、酸素分圧が２．７×１０ ^−２ Ｐａ以下の減圧雰囲気、又は酸素分圧が２．７×１０ ^−２ Ｐａ以下であって水素分圧が５×１０ ^４ Ｐａ以上の水素雰囲気にて、温度１２００〜２０００℃の範囲にて行われる請求項１５記載のスパークプラグの製造方法。 The powder decarbonization heat treatment, following the reduced-pressure atmosphere of oxygen partial pressure of 2.7 × ¹⁰ -2 Pa, or oxygen partial pressure 2.7 × ¹⁰ -2 Pa or less was hydrogen partial pressure of 5 × ¹⁰ 4 Pa The method for producing a spark plug according to claim 15, which is performed in the above hydrogen atmosphere at a temperature in the range of 1200 to 2000 ° C. 前記焼結を、酸素分圧が２．７×１０ ^−２ Ｐａ以下の減圧雰囲気、又は酸素分圧が２．７×１０ ^−２ Ｐａ以下であって水素分圧が５×１０ ^４ Ｐａ以上の水素雰囲気にて、温度１４００〜２０００℃の範囲にて０．５〜５時間行う請求項１４ないし１６のいずれかに記載のスパークプラグの製造方法。 The sintering is performed under a reduced pressure atmosphere having an oxygen partial pressure of 2.7 × 10 ⁻² Pa or lower, or an oxygen partial pressure of 2.7 × 10 ⁻² Pa or lower and a hydrogen partial pressure of 5 × 10 ⁴ Pa or higher. The spark plug manufacturing method according to any one of claims 14 to 16, wherein the spark plug is performed in a hydrogen atmosphere at a temperature of 1400 to 2000 ° C for 0.5 to 5 hours .

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