JP5048855B2 - スパークプラグおよびその製造方法 - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関において電気的に火花を発生させることによって燃料に着火させるスパークプラグ（点火プラグ）に関する。

スパークプラグには、中心電極を保持する絶縁碍子の外周に主体金具を熱カシメによって固定したものが知られている（例えば、特許文献１を参照）。熱カシメでは、絶縁碍子を内部に挿入した主体金具を加熱し、その状態で主体金具を圧縮荷重で塑性変形させることによって、絶縁碍子に主体金具を固定する。一般的に、スパークプラグの主体金具は、スパークプラグをエンジンヘッドに取り付けるための工具に係合する多角形状の工具係合部と、エンジンヘッドに向けてガスケットを圧縮する胴部とを備え、絶縁碍子に熱カシメされた主体金具における工具係合部と胴部との間には、熱カシメによって外周方向および内周方向に膨出した溝部が形成される。

特開２００３−２５７５８３号公報

近年、内燃機関の燃費改善や排出ガス低減を解決する種々の対策の一つとして、スパークプラグの小径化が検討されているが、スパークプラグの小型化に伴う主体金具の強度低下について十分な考慮がなされていなかった。例えば、主体金具における溝部から胴部にかけて径方向の厚さが薄くなる部分は、熱カシメ時の熱影響による硬度低下に伴って破断強度が低下してしまう。そのため、スパークプラグを小型化する縮小比率で主体金具をそのまま小型化した場合、主体金具における溝部の破断強度を十分に確保できず、溝部に割れ（クラック）が発生してしまう場合があるという問題があった。

本発明は、上記した課題を踏まえ、主体金具の破断強度を向上させたスパークプラグを提供することを目的とする。

本発明は、上述の課題の少なくとも一部を解決するためになされたものであり、以下の形態または適用例として実現することが可能である。

［適用例１］ 適用例１のスパークプラグは、軸線方向に延びた棒状の中心電極と、前記中心電極の外周に設けられた絶縁碍子と、前記絶縁碍子の外周に設けられた主体金具であって、外周方向に張り出し軸直交断面形状が多角形状の工具係合部と、外周方向に張り出した胴部と、前記工具係合部および前記胴部の間に形成され外周方向および内周方向に膨出した溝部とを含む主体金具とを備えるスパークプラグであって、前記溝部において外径が最も大きい部分を第１部分とし、前記第１部分から前記胴部にかけて径方向の厚さが最も薄い部分を第２部分とし、前記胴部において前記第１部分と径方向の厚さが同じ部分を第３部分としたとき、前記軸線を含む断面において、前記第２部分の径方向の厚さＡと、前記第２部分から前記第３部分へと続く前記主体金具の外側表面の曲率半径Ｒとの関係は、Ｒ×Ａ≧０．２１ｍｍ²を満たすことを特徴とする。適用例１のスパークプラグによれば、主体金具における溝部の破断強度を向上させることができる。

［適用例２］ 適用例１のスパークプラグにおいて、前記溝部における前記第２部分のビッカース硬度は、前記胴部のビッカース硬度より１０％以上低くても良い。適用例２のスパークプラグによれば、溝部の硬度が胴部の硬度より１０％以上低い主体金具であっても溝部の破断強度を十分に確保することができる。

［適用例３］ 適用例１または適用例２のスパークプラグにおいて、前記第２部分における断面係数Ｚ２は、Ｚ２≦８０ｍｍ³であっても良い。適用例３のスパークプラグによれば、第２部分における断面係数Ｚ２を比較的に小さくして小型化を図りながら、主体金具における溝部の破断強度を十分に確保することができる。

［適用例４］ 適用例１ないし適用例３のいずれかのスパークプラグにおいて、前記第２部分における断面係数Ｚ２は、Ｚ２≦６０ｍｍ³であっても良い。適用例３のスパークプラグによれば、第２部分における断面係数Ｚ２を比較的に小さくして小型化を図りながら、主体金具における溝部の破断強度をより一層十分に確保することができる。

［適用例５］ 適用例１ないし適用例４のいずれかのスパークプラグにおいて、前記第１部分の径方向の厚さをＢとしたとき、０．６≦（Ａ／Ｂ）≦１．０を満たすと良い。適用例５のスパークプラグによれば、主体金具の溝部における応力集中が抑制され、溝部の破断強度を更に向上させることができる。

［適用例６］ 適用例１ないし適用例５のいずれかのスパークプラグにおいて、前記第１部分から前記第２部分までの範囲におけるビッカース硬度の最大値と最小値との硬度差ΔＨｖは、ΔＨｖ≧１００であっても良い。適用例６のスパークプラグによれば、熱カシメを受けて硬度差による歪みが溝部に生じた主体金具であっても溝部の破断強度を十分に確保することができる。

［適用例７］ 適用例１ないし適用例６のいずれかのスパークプラグにおいて、前記第１部分における断面係数Ｚ１は、Ｚ１≦１７０ｍｍ³であっても良い。適用例７のスパークプラグによれば、第１部分における断面係数Ｚ１を比較的に小さくして小型化を図りながら、主体金具における溝部の破断強度を十分に確保することができる。

［適用例８］ 適用例１ないし適用例７のいずれかのスパークプラグにおいて、０．５ｍｍ≦Ａ≦０．６ｍｍであっても良い。適用例８のスパークプラグによれば、第２部分の径方向の厚さＡを比較的に薄くして小型化を図りながら、主体金具における溝部の破断強度を十分に確保することができる。

［適用例９］ 適用例９のスパークプラグの製造方法は、軸線方向に延びた棒状の中心電極と、前記中心電極の外周に設けられた絶縁碍子と、前記絶縁碍子の外周に設けられた主体金具であって、外周方向に張り出し軸直交断面形状が多角形状の工具係合部と、外周方向に張り出した胴部と、前記工具係合部および前記胴部の間に形成され外周方向および内周方向に膨出した溝部とを含む主体金具とを備えるスパークプラグの製造方法であって、前記絶縁碍子に対する前記主体金具の組み付けに先立って、前記工具係合部と前記胴部との間に膨出前の前記溝部を、前記工具係合部および前記胴部から前記溝部の中央に向かうに連れて径方向の厚さが薄くなる形状に成形し、熱カシメによって前記主体金具を前記絶縁碍子に接合する際、前記膨出前の溝部を前記外周方向および前記内周方向に膨出させることを特徴とする。適用例９のスパークプラグの製造方法によれば、熱カシメ時に溝部を滑らかな形状で膨出させることができ、主体金具における溝部の破断強度を向上させたスパークプラグを製造することができる。

［適用例１０］ 適用例９のスパークプラグの製造方法において、前記工具係合部における径方向の厚さが最も薄い部分の８０％の厚さをＣとし、前記膨出前の溝部における前記中央の径方向の厚さをＤとしたとき、０．５≦（Ｄ／Ｃ）≦１．０を満たすように、前記膨出前の溝部を成形しても良い。適用例１０のスパークプラグの製造方法によれば、主体金具における溝部の破断強度を向上させつつ、絶縁碍子と主体金具との間の気密性を向上させたスパークプラグを製造することができる。

［適用例１１］ 適用例１０のスパークプラグの製造方法において、前記膨出前の溝部における前記工具係合部側で径方向の厚さがＣとなる第４部分から、前記膨出前の溝部における前記胴部側で径方向の厚さがＣとなる第５部分までの前記軸線方向に沿った距離をＬ１とし、前記膨出前の溝部における前記工具係合部側で径方向の厚さが（０．８×Ｃ）となる第６部分と前記第４部分との間の前記軸線方向に沿った距離をＬ２とし、前記膨出前の溝部における前記胴部側で径方向の厚さが（０．８×Ｃ）となる第７部分と前記第５部分との間の前記軸線方向に沿った距離をＬ３としたとき、０．２≦（Ｌ２／Ｌ１）≦０．５、および０．２≦（Ｌ３／Ｌ１）≦０．５を満たすように、前記膨出前の溝部を成形しても良い。適用例１１のスパークプラグの製造方法によれば、主体金具における溝部の破断強度を十分に向上させたスパークプラグを製造することができる。

本発明の形態は、スパークプラグの形態に限るものではなく、例えば、スパークプラグの主体金具、スパークプラグを備える内燃機関、スパークプラグの製造方法などの種々の形態に適用することも可能である。また、本発明は、前述の形態に何ら限定されるものではなく、本発明の趣旨を逸脱しない範囲内において様々な形態で実施し得ることは勿論である。

スパークプラグを示す部分断面図である。 主体金具の一部を拡大して示す拡大断面図である。 熱カシメ前の主体金具の一部を拡大して示す拡大断面図である。 溝部の硬度低下および破断強度を評価する評価試験の工程図である。 図４Ａの評価試験の結果として溝部の硬度低下量と破断強度低下率との関係を示す説明図である。 変曲部の厚さＡ＝０．５ｍｍの場合におけるＲ×Ａの値と溝部の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。 変曲部の厚さＡ＝０．６ｍｍの場合におけるＲ×Ａの値と溝部の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。 変曲部の厚さＡ＝０．７ｍｍの場合におけるＲ×Ａの値と溝部の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。 変曲部の厚さＡ＝０．８ｍｍの場合におけるＲ×Ａの値と溝部の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。 溝部における径方向の厚さの比率（Ａ／Ｂ）と溝部の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。 溝部の硬度差ΔＨｖと溝部の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。 溝部の硬度差ΔＨｖ＝１００の場合における最外部の断面係数Ｚ１と溝部の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。 溝部の硬度差ΔＨｖ＝２００の場合における最外部の断面係数Ｚ１と溝部の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。 溝部の硬度差ΔＨｖ＝３００の場合における最外部の断面係数Ｚ１と溝部の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。 溝部における変曲部の断面係数Ｚ２と溝部の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。 スパークプラグの製造工程を示す工程図である。 熱カシメ前の主体金具の一部を拡大して示す拡大断面図である。 溝部における厚さの比率（Ｄ／Ｃ）と気密性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。 溝部における長さの比率（Ｌ２／Ｌ１）および（Ｌ３／Ｌ１）と溝部の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。

Ａ．実施例：
Ａ−１．スパークプラグの構成：
図１は、スパークプラグ１００を示す部分断面図である。図１には、スパークプラグ１００の軸心である軸線Ｏ−Ｏを境界として、一方にスパークプラグ１００の外観形状を図示し、他方にスパークプラグ１００の断面形状を図示した。スパークプラグ１００は、中心電極１０と、絶縁碍子２０と、主体金具３０と、接地電極４０とを備える。本実施例では、スパークプラグ１００の軸線Ｏ−Ｏは、中心電極１０、絶縁碍子２０、主体金具３０の各部材の軸心でもある。

スパークプラグ１００において、軸線Ｏ−Ｏ方向に延びた棒状の中心電極１０の外周は、絶縁碍子２０によって電気的に絶縁されている。中心電極１０の一端は、絶縁碍子２０の一端から突出し、中心電極１０の他端は、絶縁碍子２０の他端へと電気的に接続されている。絶縁碍子２０の外周には、中心電極１０から電気的に絶縁された状態で主体金具３０が熱カシメによって固定されている。主体金具３０には接地電極４０が電気的に接続され、中心電極１０と接地電極４０との間には、火花を発生させる隙間である火花ギャップが形成される。スパークプラグ１００は、内燃機関（図示しない）のエンジンヘッド２００に形成された取付ネジ孔２１０に主体金具３０を螺合させた状態で取り付けられ、２万〜３万ボルトの高電圧が中心電極１０に印加されると、中心電極１０と接地電極４０との間に形成された火花ギャップに火花を発生させる。

スパークプラグ１００の中心電極１０は、有底筒状に成形された電極母材１２の内部に、電極母材１２よりも熱伝導性に優れる芯材１４を埋設した棒状の電極である。本実施例では、中心電極１０は、電極母材１２の先端が絶縁碍子２０の一端から突出する状態で絶縁碍子２０に固定されると共に、シール体１６、セラミック抵抗１７、シール体１８、端子金具１９を介して絶縁碍子２０の他端へと電気的に接続される。本実施例では、中心電極１０の電極母材１２は、インコネル（登録商標）を始めとするニッケルを主成分とするニッケル合金から成り、中心電極１０の芯材１４は、銅または銅を主成分とする合金から成る。

スパークプラグ１００の接地電極４０は、溶接によって主体金具３０に接合され、中心電極１０の軸線Ｏ−Ｏに交差する方向に屈曲して中心電極１０の先端に対向する電極である。本実施例では、接地電極４０は、インコネル（登録商標）を始めとするニッケルを主成分とするニッケル合金から成る。

スパークプラグ１００の絶縁碍子２０は、アルミナを始めとする絶縁性セラミックス材料を焼成して形成される。絶縁碍子２０は、中心電極１０を収容する軸孔２８を有する筒状体であり、中心電極１０が突出する側から軸線Ｏ−Ｏに沿って順に、脚長部２２と、第１碍子胴部２４と、碍子鍔部２５と、第２碍子胴部２６とを備える。絶縁碍子２０の脚長部２２は、中心電極１０が突出する側に向けて外径が小さくなる筒状の部位である。絶縁碍子２０の第１碍子胴部２４は、脚長部２２よりも大きな外径を有する筒状の部位である。絶縁碍子２０の碍子鍔部２５は、第１碍子胴部２４よりも更に大きな外径を有する筒状の部位である。絶縁碍子２０の第２碍子胴部２６は、碍子鍔部２５よりも小さな外径を有する筒状の部位であり、主体金具３０と端子金具１９との間に十分な絶縁距離を確保する。

スパークプラグ１００の主体金具３０は、本実施例では、ニッケルメッキされた低炭素鋼製の部材であるが、他の実施形態において、亜鉛メッキされた低炭素鋼製の部材であっても良いし、無メッキのニッケル合金製の部材であっても良い。主体金具３０は、中心電極１０が突出する側から軸線Ｏ−Ｏに沿って順に、端面３１と、取付ネジ部３２と、胴部３４と、溝部３５と、工具係合部３６と、カシメ部３８とを備える。主体金具３０の端面３１は、取付ネジ部３２の先端に形成された中空円状の面であり、端面３１には、接地電極４０が接合され、端面３１の中央からは、絶縁碍子２０の脚長部２２に包まれた中心電極１０が突出する。主体金具３０の取付ネジ部３２は、エンジンヘッド２００の取付ネジ孔２１０に螺合するネジ山を外周に有する円筒状の部位である。主体金具３０のカシメ部３８は、工具係合部３６に隣接して設けられ、主体金具３０を絶縁碍子２０に熱カシメによって固定する際に、絶縁碍子２０の第２碍子胴部２６に密着するように塑性加工された部位である。主体金具３０のカシメ部３８と、絶縁碍子２０の碍子鍔部２５との間の領域には、粉末のタルク（滑石）を充填した充填部６３が形成され、充填部６３は、パッキン６２，６４で封止されている。

主体金具３０の溝部３５は、胴部３４と工具係合部３６との間に形成され、主体金具３０を絶縁碍子２０に熱カシメによって固定する際に、圧縮加工により外周方向および内周方向に膨出した部位である。主体金具３０の胴部３４は、溝部３５に隣接して設けられ、溝部３５よりも外周方向に張り出した鍔状部であり、エンジンヘッド２００に向けてガスケット５０を圧縮する。主体金具３０の工具係合部３６は、溝部３５に隣接して設けられ、溝部３５よりも外周方向に張り出した鍔状部であり、スパークプラグ１００をエンジンヘッド２００に取り付けるための工具（図示しない）に係合する多角形状に成形されている。本実施例では、工具係合部３６は六角形状であるが、他の実施形態において、四角形や八角形など他の多角形であっても良い。工具係合部３６において対向する辺同士の間の距離は、本実施例では１２ｍｍ（ミリメートル）であるが、他の実施形態において、例えば、９ｍｍ、１０ｍｍまたは１１ｍｍなど、１２ｍｍよりも小さくても良い。

図２は、主体金具３０の一部を拡大して示す拡大断面図である。図２に示す主体金具３０の断面は、軸線Ｏ−Ｏを通る断面、すなわち軸線Ｏ−Ｏを含む断面であり、図２には、主体金具３０の工具係合部３６、溝部３５および胴部３４を拡大して図示した。主体金具３０の胴部３４は、等厚部３４８を備え、主体金具３０の溝部３５は、変曲部３５３と、最外部３５５とを備える。溝部３５の最外部３５５は、溝部３５における軸線Ｏ−Ｏ方向の中央に位置し、溝部３５において外径が最も大きい第１部分である。溝部３５の変曲部３５３は、溝部３５の最外部３５５から胴部３４にかけて径方向の厚さが最も薄い第２部分である。胴部３４の等厚部３４８は、胴部３４において溝部３５の最外部３５５と径方向の厚さが同じ第３部分である。

主体金具３０における溝部３５の破断強度の向上を図る観点から、軸線Ｏ−Ｏを含む主体金具３０の断面において、溝部３５における変曲部３５３の径方向の厚さＡと、溝部３５の変曲部３５３から胴部３４の等厚部３４８へと続く主体金具３０の外側表面の曲率半径Ｒとの関係は、「Ｒ×Ａ≧０．２０ｍｍ²」を満たすことが好ましく、「Ｒ×Ａ≧０．２１ｍｍ²」を満たすことが更に好ましい。種々の円弧を連結した線分として捉えることができる主体金具３０の外側表面の形状に対して、曲率半径Ｒは、主体金具３０の外側表面の形状のうち変曲部３５３と等厚部３４８とを結ぶ区間における形状を近似した単一の円弧である近似円弧Ｃａの半径である。スパークプラグ１００の小型化を図る観点から、溝部３５における変曲部３５３の径方向の厚さＡは、０．５ｍｍ≦Ａ≦０．８ｍｍであることが好ましく、０．５ｍｍ≦Ａ≦０．６ｍｍであることが更に好ましい。曲率半径Ｒおよび厚さＡに関する評価値については後述する。

主体金具３０の溝部３５における応力集中の抑制を図る観点から、溝部３５における変曲部３５３の径方向の厚さＡと、溝部３５における最外部３５５の径方向の厚さＢとの関係は、０．６≦（Ａ／Ｂ）≦１．０を満たすことが好ましい。溝部３５における径方向の厚さの比率（Ａ／Ｂ）の評価値については後述する。

図３は、熱カシメ前の主体金具３０の一部を拡大して示す拡大断面図である。図３に示す主体金具３０の断面は、軸線Ｏ−Ｏを通る断面、すなわち軸線Ｏ−Ｏを含む断面であり、図３には、絶縁碍子２０に熱カシメによって固定される前における主体金具３０の工具係合部３６、溝部３５および胴部３４を拡大して図示した。本実施例では、熱カシメ前の主体金具３０における溝部３５は、熱カシメによって最外部３５５が形成される部位に、溝部３５において径方向の厚さが最も薄い薄肉部３５６を備える。溝部３５の薄肉部３５６は、熱カシメにおける圧縮加工により外周方向および内周方向に膨出して最外部３５５となる。薄肉部３５６の厚さＤは、変曲部３５３の厚さＡおよび等厚部３４８の厚さＢよりも薄いことから、熱カシメにおける熱影響を薄肉部３５６に集中させ、圧縮加工による膨出が変曲部３５３および等厚部３４８にまで至ることを回避することができる。そのため、本実施例では、変曲部３５３と等厚部３４８とを結ぶ近似円弧Ｃａの曲率半径Ｒは、熱カシメの前後で同じである。これによって、主体金具３０の外側表面の形状のうち変曲部３５３と最外部３５５とを結ぶ区間の形状を比較的に緩やかな曲線で形成することができる。その結果、主体金具３０における溝部３５の破断強度を向上させることができる。

熱カシメ後の主体金具３０では、溝部３５における変曲部３５３の硬度が、熱カシメの熱影響によって熱カシメ前よりも低下するが、本実施例では、主体金具３０の破断強度が十分に確保されるため、溝部３５における変曲部３５３のビッカース硬度は、胴部３４のビッカース硬度より１０％以上低くても良い。ここで、胴部３４の硬度および溝部３５の硬度を測定する測定手法について説明する。胴部３４の硬度および溝部３５の硬度の測定手法では、熱カシメ後の主体金具３０を軸線Ｏ−Ｏを通る断面で切断し、その切断した主体金具３０の断面におけるビッカース硬度を試験荷重１．９６Ｎ（ニュートン）で測定する。図２に示すように、ビッカース硬度の測定対象である複数の測定点Ｍｐは、変曲部３５３における径方向の厚さの中点Ｐｃを通り軸線Ｏ−Ｏに平行する測定基準線Ｍｃに沿って０．１ｍｍ間隔で並ぶ。本実施例では、中点Ｐｃは測定点Ｍｐの一つである。胴部３４のビッカース硬度については、複数の測定点Ｍｐのうち、胴部３４の等厚部３４８から溝部３５とは反対側に２ｍｍの部位までの測定範囲Ｍｂにおいて硬度が低い三つの測定点Ｍｐを選び、これら三つの測定点Ｍｐにおける硬度の平均値を胴部３４の硬度として評価する。溝部３５のビッカース硬度については、複数の測定点Ｍｐのうち、胴部３４の等厚部３４８から溝部３５の最外部３５５までの測定範囲Ｍａにおいて硬度が低い三つの測定点Ｍｐを選び、これら三つの測定点Ｍｐにおける硬度の平均値を溝部３５の硬度として評価する。なお、測定点Ｍｐの間隔は２ｍｍよりも大きくても小さくでも良い。また、硬度の算出に用いる測定点Ｍｐの個数は、三つに限らず、二つであっても良いし、四つ以上であっても良い。溝部３５の硬度低下に関する評価値については後述する。

主体金具３０における溝部３５の変曲部３５３から最外部３５５までの測定範囲Ｍａにおけるビッカース硬度の最大値と最小値との硬度差ΔＨｖは、ΔＨｖ≧１００であっても良い。ここで、硬度差ΔＨｖの測定手法について説明する。硬度差ΔＨｖの測定手法では、前述した胴部３４の硬度および溝部３５の硬度を測定する測定手法と同様に、溝部３５の変曲部３５３から最外部３５５までの複数の測定点Ｍｐでビッカース硬度を測定する。次に、これら複数の測定点Ｍｐにおける硬度の最大値と最小値との差を硬度差ΔＨｖとして評価する。なお、溝部３５の変曲部３５３から最外部３５５までの硬度の最大値および最小値の各々は、一つの測定点Ｍｐの値であっても良いし、複数の測定点Ｍｐの平均値であっても良い。溝部３５における硬度差ΔＨｖに関する評価値については後述する。

スパークプラグ１００の小型化を図る観点から、溝部３５の最外部３５５における軸線Ｏ−Ｏに関する断面係数Ｚ１は、Ｚ１≦１７０ｍｍ³であることが好ましく、溝部３５の変曲部３５３における軸線Ｏ−Ｏに関する断面係数Ｚ２は、Ｚ２≦８０ｍｍ³であることが好ましい。断面係数Ｚ１および断面係数Ｚ２の評価値については後述する。なお、断面係数Ｚ１は、次の数式１に基づいて算出され、断面係数Ｚ２は、次の数式２に基づいて算出される。

Ｚ１＝（π／３２）・［｛（ｄ２）⁴−（ｄ１）⁴｝／（ｄ２）］ …（１）
Ｚ２＝（π／３２）・［｛（ｄ４）⁴−（ｄ３）⁴｝／（ｄ４）］ …（２）

ここで、数式１の「ｄ１」は最外部３５５における内径を示し、「ｄ２」は最外部３５５における外径を示す。数式２の「ｄ３」は変曲部３５３における内径を示し、「ｄ４」は変曲部３５３における外径を示す。

Ａ−２．溝部の硬度低下に関する評価値：
図４Ａは、溝部３５の硬度低下および破断強度を評価する評価試験の工程図である。図４Ａの評価試験では、まず、主体金具３０を模した複数の試料９０を用意した（工程Ｐ１１０）。本評価試験に用いた試料９０は、胴部３４を模した第１円筒部９４と、溝部３５を模した第２円筒部９５とを備える中空段付き丸棒である。本評価試験の試料９０では、第２円筒部９５における径方向の厚さは０．６ｍｍであり、第１円筒部９４と第２円筒部９５とを結ぶ連結部９６における外側表面の曲率半径Ｒは０．４ｍｍである。次に、これら複数の試料９０の各々に対して、第２円筒部９５の硬度が種々の硬度低下量となるように熱処理条件を変更して、第２円筒部９５側の端部９１を加熱した（工程Ｐ１２０）。本評価試験では、同じ熱処理条件毎に二つの試料９０を処理し、一方の試料９０を硬度低下量の測定（工程１３０）に用い、他方の試料９０を破断強度の測定（工程１４０）に用いた。

硬度低下量の測定（工程１３０）では、加熱後の試料９０を軸心に沿って切断し、その切断した試料９０の断面におけるビッカース硬度を試験荷重１．９６Ｎ（ニュートン）で測定した。ビッカース硬度の測定点は、第１円筒部９４の硬度を測定した測定点Ｍ１と、第２円筒部９５の硬度を測定した測定点Ｍ２とを含む。これらの測定点Ｍ１，Ｍ２は、第２円筒部９５の径方向の厚さの中点を通り試料９０の軸線に平行する直線上に位置し、測定点Ｍ１は、連結部９６から第１円筒部９４側に２ｍｍの位置に対応し、測定点Ｍ２は、連結部９６の円弧が第２円筒部９５側で途切れる位置に対応する。破断強度の測定（工程１４０）では、加熱後の試料９０を第１円筒部９４側の端部９９で保持した状態で、第２円筒部９５側の端部９１に対して試料９０の軸線に直交する方向から荷重を加え、試料９０が連結部９６で破断する破断荷重を測定した。

図４Ｂは、図４Ａの評価試験の結果として溝部３５の硬度低下量と破断強度低下率との関係を示す説明図である。図４Ｂでは、溝部３５の硬度低下率を横軸に設定し、溝部３５の破断強度低下率を縦軸に設定することによって、溝部３５の硬度低下量と破断強度低下率との関係を図示した。図４Ｂの横軸に設定した溝部３５の硬度低下率は、硬度低下量の測定（工程１３０）で測定した測定点Ｍ１，Ｍ２の測定値を用いて算出され、測定点Ｍ１の硬度に対して測定点Ｍ２の硬度が低下した割合を百分率で示す値である。図４Ｂの縦軸に設定した溝部３５の破断強度低下率は、破断強度の測定（工程１４０）で測定した破断荷重に基づく値であり、硬度低下量が０％である場合の破断荷重を基準（１．０）とした各破断荷重の倍率を示す値である。

図４Ｂに示すように、硬度低下率が５％では破断強度低下割合は０．９７に止まるが、硬度低下率が１０％で破断強度低下割合は０．９０となり、硬度低下率が１５％である場合の破断強度低下割合は０．５０となり、硬度低下率が２０％である場合の破断強度低下割合は０．３３となってしまう。更に、硬度低下率が２５％を超えると破断強度低下割合は０．２０程度にまで低下してしまう。したがって、主体金具３０の破断強度を向上させる対策は、溝部３５の硬度が胴部３４の硬度より１０％以上低い場合に効果的であり、更に１５％以上、２０％以上、２５％以上へと溝部３５の硬度低下量が大きくなるに連れて一層効果的である。

Ａ−３．曲率半径Ｒおよび厚さＡに関する評価値：
図５Ａは、変曲部３５３の厚さＡ＝０．５ｍｍの場合におけるＲ×Ａの値と溝部３５の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図５Ｂは、変曲部３５３の厚さＡ＝０．６ｍｍの場合におけるＲ×Ａの値と溝部３５の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図５Ｃは、変曲部３５３の厚さＡ＝０．７ｍｍの場合におけるＲ×Ａの値と溝部３５の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図５Ｄは、変曲部３５３の厚さＡ＝０．８ｍｍの場合におけるＲ×Ａの値と溝部３５の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図５Ａ〜図５Ｄの評価試験では、曲率半径Ｒが異なる複数の試料を作成し、これらの試料に対して「ＪＩＳ Ｂ８０３１」に準拠する耐衝撃性試験を実施した。具体的には、常温および常湿の条件で、試料を耐衝撃性試験装置に取り付け、毎分４００回の割合で６０分間衝撃を加えた後、主体金具３０の溝部３５を切断した断面における割れ（クラック）の有無を調べた。なお、図５Ａ〜図５Ｄの評価試験には、溝部３５の硬度が胴部３４の硬度より２０％低い試料を使用した。

図５Ａの評価試験によれば、厚さＡ＝０．５ｍｍの場合には、曲率半径Ｒが０．５０ｍｍ以上、すなわち「Ｒ×Ａ≧０．２０ｍｍ²」を満たす場合に溝部３５の割れ発生を抑制できることが分かった。図５Ｂの評価試験によれば、厚さＡ＝０．６ｍｍの場合には、曲率半径Ｒが０．３５ｍｍ以上、すなわち「Ｒ×Ａ≧０．２１ｍｍ²」を満たす場合に溝部３５の割れ発生を抑制できることが分かった。図５Ｃの評価試験によれば、厚さＡ＝０．７ｍｍの場合には、曲率半径Ｒが０．３０ｍｍ以上、すなわち「Ｒ×Ａ≧０．２１ｍｍ²」を満たす場合に溝部３５の割れ発生を抑制できることが分かった。図５Ｄの評価試験によれば、厚さＡ＝０．８ｍｍの場合には、曲率半径Ｒが０．２５ｍｍ以上、すなわち「Ｒ×Ａ≧０．２０ｍｍ²」を満たす場合に溝部３５の割れ発生を抑制できることが分かった。

図５Ａ〜図５Ｄの試験結果は、溝部３５における変曲部３５３の厚さＡをより大きく、胴部３４の等厚部３４８から溝部３５の変曲部３５３へと続く外側表面の曲率半径Ｒをより大きくすることで、熱カシメにより硬度が低下した溝部３５の変曲部３５３に対する応力集中が緩和されることに起因すると考えられる。したがって、主体金具３０における溝部３５の破断強度の向上を図る観点から、曲率半径Ｒおよび厚さＡの関係は、「Ｒ×Ａ≧０．２０ｍｍ²」を満たすことが好ましく、「Ｒ×Ａ≧０．２１ｍｍ²」を満たすことが更に好ましい。また、スパークプラグ１００の小型化を図る観点から、溝部３５における変曲部３５３の径方向の厚さＡは、０．５ｍｍ≦Ａ≦０．８ｍｍであることが好ましく、０．５ｍｍ≦Ａ≦０．６ｍｍであることが更に好ましい。

Ａ−４．溝部における径方向の厚さの比率（Ａ／Ｂ）の評価値：
図６は、溝部３５における径方向の厚さの比率（Ａ／Ｂ）と溝部３５の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図６の評価試験では、溝部３５における径方向の厚さの比率（Ａ／Ｂ）が異なる複数の試料を作成し、これらの試料に対して「ＪＩＳ Ｂ８０３１」に準拠する耐衝撃性試験を実施した。具体的には、同一形状の二つの試料に対して、常温および常湿の条件で、試料を耐衝撃性試験装置に取り付け、一方の試料に対しては毎分４００回の割合で６０分間衝撃を加え、他方の試料に対しては毎分４００回の割合で１２０分間衝撃を加えた後、主体金具３０の溝部３５を切断した断面における割れの有無を調べた。なお、図６の評価試験には、「Ｒ×Ａ≧０．２０ｍｍ²」の試料を試料した。

図６の評価試験によれば、６０分間の耐衝撃試験では、「（Ａ／Ｂ）＝０．４」から「（Ａ／Ｂ）＝１．３」のいずれの試料においても主体金具３０の溝部３５に割れが発生しなかった。また、１２０分間の耐衝撃試験では、「０．６≦（Ａ／Ｂ）≦１．０」の試料において主体金具３０の溝部３５に割れが発生しなかったが、「（Ａ／Ｂ）≦０．５」および「（Ａ／Ｂ）≧１．１」の試料において主体金具３０の溝部３５に割れが発生した。１２０分間の耐衝撃試験による「（Ａ／Ｂ）≦０．５」の場合の割れ発生部位は、胴部３４と溝部３５とが接続する変曲部３５３に相当する部位であり、１２０分間の耐衝撃試験による「（Ａ／Ｂ）≧１．１」の場合の割れ発生部位は、最外部３５５の位置に相当する溝部３５の中央部であった。図６の試験結果は、「（Ａ／Ｂ）≦０．５」では、変曲部３５３の厚さＡが最外部３５５の厚さＢに比べてより薄肉になるため変曲部３５３に対する応力集中が過大になることに起因し、「（Ａ／Ｂ）≧１．１」では、熱カシメ時に溝部３５が外周方向のみに膨らみ変曲部３５３よりも薄肉になった溝部３５の中央部に応力が集中することに起因すると考えられる。したがって、主体金具３０の溝部３５における応力集中の抑制を図る観点から、溝部３５における変曲部３５３の径方向の厚さＡと、溝部３５における最外部３５５の径方向の厚さＢとの関係は、「０．６≦（Ａ／Ｂ）≦１．０」を満たすことが好ましい。

Ａ−５．溝部３５の硬度差ΔＨｖに関する評価値：
図７は、溝部３５の硬度差ΔＨｖと溝部３５の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図７の評価試験では、溝部３５における硬度差ΔＨｖが７０から１３０までの異なる複数の試料を作成し、これらの試料に対して「ＪＩＳ Ｂ８０３１」に準拠する耐衝撃性試験を実施した。具体的には、常温および常湿の条件で、試料を耐衝撃性試験装置に取り付け、毎分４００回の割合で衝撃を加え、溝部３５に割れが発生するまでの耐久時間を計測した。なお、図７の評価試験には、「Ｒ×Ａ＝０．１０」かつ「（Ａ／Ｂ）＝０．４０」の試料と、「Ｒ×Ａ＝０．４０」かつ「（Ａ／Ｂ）＝０．７０」の試料とを使用した。

図７の評価試験によれば、「Ｒ×Ａ＝０．１０」かつ「（Ａ／Ｂ）＝０．４０」の試料では、硬度差ΔＨｖが小さくなるに連れて耐久時間が長くなるが、「ΔＨｖ＝７０」の試料であっても６０分で割れが発生した。この結果は、最外部３５５の周辺部が熱カシメ時に焼入れ状態となって硬化し、変曲部３５３の周辺部が熱カシメ時に熱影響により軟化することから、これらの硬度差により溝部３５に生じた歪みが耐衝撃性を低下させることに起因すると考えられる。また、「Ｒ×Ａ＝０．４０」かつ「（Ａ／Ｂ）＝０．７０」の試料では、１２０分間の耐衝撃性試験であっても、硬度差ΔＨｖが７０から１３０までの試料の全てにおいて割れが発生しなかった。特に、「Ｒ×Ａ＝０．４０」かつ「（Ａ／Ｂ）＝０．７０」の試料における耐久時間を、「Ｒ×Ａ＝０．１０」かつ「（Ａ／Ｂ）＝０．４０」の試料における耐久時間と対比すると、耐久時間の向上率が、「ΔＨｖ＝１００」では６．０倍以上、「ΔＨｖ＝１１０」および「ΔＨｖ＝１２０」では８．０倍以上、「ΔＨｖ＝１３０」では１２．０倍以上と飛躍的に向上することが分かった。したがって、主体金具３０の破断強度を向上させる対策は、溝部３５の硬度差ΔＨｖが、「ΔＨｖ≧１００」である場合に効果的であり、更に、「ΔＨｖ≧１１０」、「ΔＨｖ≧１２０」、「ΔＨｖ≧１３０」へと硬度差ΔＨｖが拡大するに連れて一層効果的である。

Ａ−６．溝部の最外部における断面係数Ｚ１の評価値：
図８Ａは、溝部３５の硬度差ΔＨｖ＝１００の場合における最外部３５５の断面係数Ｚ１と溝部３５の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図８Ｂは、溝部３５の硬度差ΔＨｖ＝２００の場合における最外部３５５の断面係数Ｚ１と溝部３５の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図８Ｃは、溝部３５の硬度差ΔＨｖ＝３００の場合における最外部３５５の断面係数Ｚ１と溝部３５の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図８Ａ〜図８Ｃの評価試験では、最外部３５５の断面係数Ｚ１が１５０ｍｍ³から２１０ｍｍ³までの異なる複数の試料を作成し、これらの試料に対して「ＪＩＳ Ｂ８０３１」に準拠する耐衝撃性試験を実施した。具体的には、常温および常湿の条件で、試料を耐衝撃性試験装置に取り付け、毎分４００回の割合で衝撃を加え、溝部３５に割れが発生するまでの耐久時間を計測した。なお、図８Ａ〜図８Ｃの評価試験には、「Ｒ×Ａ＝０．１０」かつ「（Ａ／Ｂ）＝０．４０」の試料と、「Ｒ×Ａ＝０．４０」かつ「（Ａ／Ｂ）＝０．７０」の試料とを使用した。

図８Ａ〜図８Ｃの評価試験によれば、「Ｒ×Ａ＝０．１０」かつ「（Ａ／Ｂ）＝０．４０」の試料では、最外部３５５の断面係数Ｚ１が大きくなるに連れて耐久時間が長くなるが、「Ｚ１＝２１０ｍｍ³」の試料であっても割れが発生した。この結果は、同じ大きさのモーメントを受けた場合でも、最外部３５５の断面係数Ｚ１が大きくなるほど、溝部３５に作用する応力が小さくなることに起因すると考えられる。また、「Ｒ×Ａ＝０．４０」かつ「（Ａ／Ｂ）＝０．７０」の試料では、１２０分間の耐衝撃性試験であっても、最外部３５５の断面係数Ｚ１が１５０ｍｍ³から２１０ｍｍ³までの試料の全てにおいて割れが発生しなかった。特に、「Ｒ×Ａ＝０．４０」かつ「（Ａ／Ｂ）＝０．７０」の試料における耐久時間を、「Ｒ×Ａ＝０．１０」かつ「（Ａ／Ｂ）＝０．４０」の試料における耐久時間と対比すると、耐久時間の向上率が、「Ｚ１＝１７０ｍｍ³」では６．０倍以上、「Ｚ１＝１６０ｍｍ³」では８．０倍以上、「Ｚ１＝１５０ｍｍ³」では１０．０倍以上と飛躍的に向上することが分かった。したがって、主体金具３０の破断強度を向上させる対策は、最外部３５５の断面係数Ｚ１が、「Ｚ１≦１７０ｍｍ³」である場合に効果的であり、更に、「Ｚ１≦１６０ｍｍ³」、「Ｚ１≦１５０ｍｍ³」へと最外部３５５の断面係数Ｚ１が小さくなるに連れて一層効果的である。

Ａ−７．溝部の変曲部における断面係数Ｚ１の評価値：
図９は、溝部３５における変曲部３５３の断面係数Ｚ２と溝部３５の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図９の評価試験では、変曲部３５３の断面係数Ｚ２が５０ｍｍ³から１２０ｍｍ³までの異なる複数の試料を作成し、これらの試料に対して「ＪＩＳ Ｂ８０３１」に準拠する耐衝撃性試験を実施した。具体的には、常温および常湿の条件で、試料を耐衝撃性試験装置に取り付け、毎分４００回の割合で衝撃を加え、溝部３５に割れが発生するまでの耐久時間を計測した。なお、図９の評価試験には、「Ｒ×Ａ＝０．１０」の試料と、「Ｒ×Ａ＝０．２０」の試料とを使用した。

図９の評価試験によれば、Ｒ×Ａ＝０．１０」の試料では、変曲部３５３の断面係数Ｚ２が大きくなるに連れて耐久時間が長くなるが、「Ｚ２＝１２０ｍｍ³」の試料であっても割れが発生した。この結果は、同じ大きさのモーメントを受けた場合でも、変曲部３５３の断面係数Ｚ２が大きくなるほど、溝部３５に作用する応力が小さくなることに起因すると考えられる。また、「Ｒ×Ａ＝０．２０」の試料では、１２０分間の耐衝撃性試験であっても、変曲部３５３の断面係数Ｚ２が５０ｍｍ³から１２０ｍｍ³までの試料の全てにおいて割れが発生しなかった。特に、「Ｒ×Ａ＝０．２０」の試料における耐久時間を、「Ｒ×Ａ＝０．１０」の試料における耐久時間と対比すると、耐久時間の向上率が、「Ｚ２＝８０ｍｍ³」では１２．０倍以上、「Ｚ２＝７０ｍｍ³」では１５．０倍以上、「Ｚ２＝６０ｍｍ³」では２１．８倍以上、「Ｚ２＝５０ｍｍ³」では２４．０倍以上と飛躍的に向上することが分かった。したがって、主体金具３０の破断強度を向上させる対策は、変曲部３５３の断面係数Ｚ２が、「Ｚ２≦８０ｍｍ³」である場合に効果的であり、更に、「Ｚ２≦７０ｍｍ³」である場合により効果的であり、「Ｚ２≦６０ｍｍ³」、「Ｚ２≦５０ｍｍ³」へと変曲部３５３の断面係数Ｚ２が小さくなるに連れて一層効果的である。

Ａ−８．効果：
以上説明したスパークプラグ１００によれば、「Ｒ×Ａ≧０．２０ｍｍ²」を満たすことによって主体金具３０における溝部３５の破断強度を向上させることができる。また、溝部３５の硬度が胴部３４の硬度より１０％以上低い主体金具３０であっても溝部３５の破断強度を十分に確保することができる。また、溝部３５における変曲部３５３の径方向の厚さＡを「０．５ｍｍ≦Ａ≦０．６ｍｍ」の範囲で比較的に薄くして小型化を図りながら、主体金具３０における溝部３５の破断強度を十分に確保することができる。また、溝部３５における径方向の厚さの比率（Ａ／Ｂ）について「０．６≦（Ａ／Ｂ）≦１．０」を満たすことによって、主体金具３０の溝部３５における応力集中が抑制され、溝部３５の破断強度を更に向上させることができる。また、変曲部３５３から最外部３５５までの範囲におけるビッカース硬度の最大値と最小値との硬度差ΔＨｖが１００以上であっても溝部３５の破断強度を十分に確保することができる。また、溝部３５における最外部３５５の断面係数Ｚ１を１７０ｍｍ³以下にして小型化を図りながら、主体金具３０における溝部３５の破断強度を十分に確保することができる。また、溝部３５における変曲部３５３の断面係数Ｚ２を８０ｍｍ³以下にして小型化を図りながら、主体金具３０における溝部３５の破断強度を十分に確保することができる。

Ｂ−１．スパークプラグの製造方法：
図１０は、スパークプラグ１００の製造工程Ｐ２００を示す工程図である。スパークプラグ１００の製造工程Ｐ２００では、まず、中心電極１０、絶縁碍子２０および主体金具３０など、スパークプラグ１００を構成する各部品を製造する（工程Ｐ２１０，Ｐ２２０，Ｐ２３０）。

主体金具３０の製造工程Ｐ２３０では、切断した軟鋼材をプレス加工および切削加工によって主体金具３０の形状に成形する（工程Ｐ２３２）。その後、軟鋼材の成形体に屈曲前の接地電極４０を溶接し（工程Ｐ２３４）、取付ネジ部３２を転造する（工程Ｐ２３６）。その後、ニッケルメッキおよびクロメート処理を経て（工程Ｐ２３８）、主体金具３０が完成する。

スパークプラグ１００を構成する各部品を製造した後（工程Ｐ２１０，Ｐ２２０，Ｐ２３０）、中心電極１０を挿入した絶縁碍子２０を主体金具３０に挿入する（工程Ｐ２７０）。

絶縁碍子２０を主体金具３０に挿入した後（工程Ｐ２７０）、主体金具３０のカシメ部３８を絶縁碍子２０に熱カシメして主体金具３０と絶縁碍子２０とを組み付ける。その際、主体金具３０の溝部３５を外周方向および内周方向に膨出させる。

主体金具３０を熱カシメした後（工程Ｐ２８０）、曲げ加工によって接地電極４０を曲げて中心電極１０と接地電極４０との間に火花ギャップを形成すると（工程Ｐ２９０）、スパークプラグ１００が完成する。

図１１は、熱カシメ前の主体金具３０の一部を拡大して示す拡大断面図である。図１１に示す主体金具３０の断面は、図３と同様である。図１１に示すように、熱カシメによる膨出前の溝部３５は、工具係合部３６および胴部３４から、溝部３５の中央である薄肉部３５６に向かうに連れて径方向の厚さが薄くなる形状に成形されている。これによって、熱カシメ時に溝部３５を滑らかな形状で膨出させることができ、主体金具３０における溝部３５の破断強度を向上させたスパークプラグ１００を製造することができる。

工具係合部３６の薄肉部３６２は、工具係合部３６において径方向の厚さが最も薄い部分である。溝部３５の第４部分３９４は、溝部３５の薄肉部３５６よりも工具係合部３６側で、その径方向の厚さが工具係合部３６の薄肉部３６２の径方向の厚さＥに対して８０％の厚さになる部分である。溝部３５の第５部分３９５は、溝部３５の薄肉部３５６よりも胴部３４側で、その径方向の厚さが工具係合部３６の薄肉部３６２の径方向の厚さＥに対して８０％の厚さになる部分である。本明細書の説明では、溝部３５の第４部分３９４および第５部分３９５の径方向の厚さをＣとする。

溝部３５の第６部分３９６は、薄肉部３５６と第４部分３９４との間に位置し、薄肉部３５６よりも工具係合部３６側で、その径方向の厚さが第４部分３９４の径方向の厚さＣに対して８０％の厚さになる部分である。溝部３５の第７部分３９７は、薄肉部３５６と第５部分３９５との間に位置し、薄肉部３５６よりも胴部３４側で、その径方向の厚さが第５部分３９５の径方向の厚さＣに対して８０％の厚さになる部分である。

主体金具３０における溝部３５の破断強度を向上させつつ、絶縁碍子２０と主体金具３０との間の気密性の向上を図る観点から、軸線Ｏ−Ｏを含む主体金具３０の断面において、溝部３５における第４部分３９４の厚さＣと薄肉部３５６の厚さＤとの関係は、「０．５≦（Ｄ／Ｃ）≦１．０」を満たすことが好ましい。溝部３５における径方向の厚さの比率（Ｄ／Ｃ）の評価値については後述する。

主体金具３０における溝部３５の破断強度の向上を図る観点から、軸線Ｏ−Ｏを含む主体金具３０の断面において、溝部３５における第４部分３９４から第５部分３９５までの軸線Ｏ−Ｏに沿った距離Ｌ１と、第４部分３９４から前記第６部分３９６までの軸線Ｏ−Ｏに沿った距離Ｌ２との関係は、「０．２≦（Ｌ２／Ｌ１）≦０．５」を満たすことが好ましい。溝部３５における軸線Ｏ−Ｏに沿った長さの比率（Ｌ２／Ｌ１）の評価値については後述する。

主体金具３０における溝部３５の破断強度の向上を図る観点から、軸線Ｏ−Ｏを含む主体金具３０の断面において、溝部３５における第４部分３９４から第５部分３９５までの軸線Ｏ−Ｏに沿った距離Ｌ１と、第５部分３９５から前記第７部分３９７までの軸線Ｏ−Ｏに沿った距離Ｌ３との関係は、「０．２≦（Ｌ３／Ｌ１）≦０．５」を満たすことが好ましい。溝部３５における軸線Ｏ−Ｏに沿った長さの比率（Ｌ３／Ｌ１）の評価値については後述する。

Ｂ−２．溝部における厚さの比率（Ｄ／Ｃ）の評価値：
図１２は、溝部３５における厚さの比率（Ｄ／Ｃ）と気密性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図１２の評価試験では、比率（Ｄ／Ｃ）が異なる種々の主体金具３０を用いて製造した複数のスパークプラグ１００を試料として作成し、これらの試料に対して「ＪＩＳ Ｂ８０３１」に準拠する気密性試験を実施した。具体的には、温度２００℃、気圧１．５ＭＰａの雰囲気に試料を曝し、主体金具３０のカシメ部３８における漏洩の有無を調べた。本試験では、漏洩量が１．０ｍｌ／分以下の場合には漏洩無しと判定し、漏洩量が１．０ｍｌ／分を超える場合には漏洩有りと判定した。

図１２の評価試験によれば、比率（Ｄ／Ｃ）が「０．３」および「０．４」の場合には、主体金具３０のカシメ部３８に漏洩が発生し、十分な気密性を得ることができないことが分かった。これに対して、比率（Ｄ／Ｃ）が「０．５」、「０．６」、「０．７」、「０．８」、「０．９」および「１．０」の場合には、主体金具３０のカシメ部３８において十分な気密性を得ることができることが分かった。

図１２の試験結果は、比率（Ｄ／Ｃ）を小さくし過ぎると、熱カシメの際に、溝部３５における胴部３４側および工具係合部３６側に十分な熱影響を与えられず、溝部３５を十分に膨出させることができないため、主体金具３０の溝部３５に十分な残留応力を与えることができないことに起因すると考えられる。したがって、主体金具３０における溝部３５の破断強度を向上させつつ、絶縁碍子２０と主体金具３０との間の気密性の向上を図る観点から、溝部３５における径方向の厚さの比率（Ｄ／Ｃ）は、「０．５≦（Ｄ／Ｃ）≦１．０」を満たすことが好ましい。

Ｂ−３．溝部における長さの比率（Ｌ２／Ｌ１）および（Ｌ３／Ｌ１）の評価値：
図１３は、溝部３５における長さの比率（Ｌ２／Ｌ１）および（Ｌ３／Ｌ１）と溝部３５の耐衝撃性能との関係を調べた評価試験の結果を示す説明図である。図１３の評価試験では、比率（Ｌ２／Ｌ１）および（Ｌ３／Ｌ１）が異なる種々の主体金具３０を用いて製造した複数のスパークプラグ１００を試料として作成し、これらの試料に対して「ＪＩＳ Ｂ８０３１」に準拠する耐衝撃性試験を実施した。具体的には、常温および常湿の条件で、試料を耐衝撃性試験装置に取り付け、毎分４００回の割合で６０分間衝撃を加え、主体金具３０の溝部３５を切断した断面における割れの有無を調べた。なお、図１３の評価試験に用いた主体金具３０の溝部３５における厚さの比率（Ｄ／Ｃ）は、いずれも「０．７」である。

図１３の評価試験によれば、比率（Ｌ２／Ｌ１）および（Ｌ３／Ｌ１）の少なくとも一方が「０．１」の場合には、主体金具３０の溝部３５に割れが発生した。これに対して、比率（Ｌ２／Ｌ１）および（Ｌ３／Ｌ１）が「０．２」、「０．３」、「０．４」、「０．５」の場合には、主体金具３０の溝部３５に割れが発生しなかった。

図１３の結果は、比率（Ｌ２／Ｌ１）および（Ｌ３／Ｌ１）を小さくし過ぎると、膨出後の溝部３５から胴部３４および工具係合部３６へと続く外側表面の曲率半径を十分に確保できないため、溝部３５における胴部３４側および工具係合部３６側に応力が集中することに起因すると考えられる。したがって、主体金具３０における溝部３５の破断強度の向上を図る観点から、溝部３５における長さの比率（Ｌ２／Ｌ１）および（Ｌ３／Ｌ１）は、「０．２≦（Ｌ２／Ｌ１）≦０．５」および「０．２≦（Ｌ３／Ｌ１）≦０．５」の少なくとも一方を満たすことが好ましい。

Ｃ．他の実施形態：
以上、本発明の実施の形態について説明したが、本発明はこうした実施の形態に何ら限定されるものではなく、本発明の趣旨を逸脱しない範囲内において様々な形態で実施し得ることは勿論である。

１０…中心電極
１２…電極母材
１４…芯材
１６…シール体
１７…セラミック抵抗
１８…シール体
１９…端子金具
２０…絶縁碍子
２２…脚長部
２４…第１碍子胴部
２５…碍子鍔部
２６…第２碍子胴部
２８…軸孔
３０…主体金具
３１…端面
３２…取付ネジ部
３４…胴部
３５…溝部
３６…工具係合部
３８…カシメ部
４０…接地電極
５０…ガスケット
６２，６４…パッキン
６３…充填部
９０…試料
９１…端部
９４…第１円筒部
９５…第２円筒部
９６…連結部
９９…端部
１００…スパークプラグ
２００…エンジンヘッド
２１０…取付ネジ孔
３４８…等厚部
３５３…変曲部
３５５…最外部
３５６…薄肉部
３６２…薄肉部
３９４…第４部分
３９５…第５部分
３９６…第６部分
３９７…第７部分
Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄ，Ｅ…厚さ
Ｌ１，Ｌ２，Ｌ３…長さ
Ｃａ…近似円弧
Ｒ…曲率半径
Ｐｃ…中点
Ｍ１…測定点
Ｍ２…測定点
Ｍａ…測定範囲
Ｍｂ…測定範囲
Ｍｃ…測定基準線
Ｍｐ…測定点
Ｏ−Ｏ…軸線

Claims (11)

1. 軸線方向に延びた棒状の中心電極と、
   前記中心電極の外周に設けられた絶縁碍子と、
   前記絶縁碍子の外周に設けられた主体金具であって、
   外周方向に張り出し軸直交断面形状が多角形状の工具係合部と、
   外周方向に張り出した胴部と、
   前記工具係合部および前記胴部の間に形成され外周方向および内周方向に膨出した溝部と
   を含む主体金具と
   を備えるスパークプラグであって、
   前記溝部において外径が最も大きい部分を第１部分とし、前記第１部分から前記胴部にかけて径方向の厚さが最も薄い部分を第２部分とし、前記胴部において前記第１部分と径方向の厚さが同じ部分を第３部分としたとき、
   前記軸線を含む断面において、前記第２部分の径方向の厚さＡと、前記第２部分から前記第３部分へと続く前記主体金具の外側表面の曲率半径Ｒとの関係は、Ｒ×Ａ≧０．２１ｍｍ²を満たすことを特徴とするスパークプラグ。
2. 前記溝部における前記第２部分のビッカース硬度は、前記胴部のビッカース硬度より１０％以上低いことを特徴とする請求項１に記載のスパークプラグ。
3. 請求項１または請求項２に記載のスパークプラグであって、前記第２部分における断面係数Ｚ２は、Ｚ２≦８０ｍｍ³であることを特徴とするスパークプラグ。
4. 請求項１ないし請求項３のいずれか一項に記載のスパークプラグであって、前記第２部分における断面係数Ｚ２は、Ｚ２≦６０ｍｍ³であることを特徴とするスパークプラグ。
5. 請求項１ないし請求項４のいずれか一項に記載のスパークプラグであって、前記第１部分の径方向の厚さをＢとしたとき、０．６≦（Ａ／Ｂ）≦１．０を満たすことを特徴とするスパークプラグ。
6. 請求項１ないし請求項５のいずれか一項に記載のスパークプラグであって、前記第１部分から前記第２部分までの範囲におけるビッカース硬度の最大値と最小値との硬度差ΔＨｖは、ΔＨｖ≧１００であることを特徴とするスパークプラグ。
7. 請求項１ないし請求項６のいずれか一項に記載のスパークプラグであって、前記第１部分における断面係数Ｚ１は、Ｚ１≦１７０ｍｍ³であることを特徴とするスパークプラグ。
8. 請求項１ないし請求項７のいずれか一項に記載のスパークプラグであって、０．５ｍｍ≦Ａ≦０．６ｍｍであることを特徴とするスパークプラグ。
9. 軸線方向に延びた棒状の中心電極と、
   前記中心電極の外周に設けられた絶縁碍子と、
   前記絶縁碍子の外周に設けられた主体金具であって、
   外周方向に張り出し軸直交断面形状が多角形状の工具係合部と、
   外周方向に張り出した胴部と、
   前記工具係合部および前記胴部の間に形成され外周方向および内周方向に膨出した溝部と
   を含む主体金具と
   を備えるスパークプラグの製造方法であって、
   前記絶縁碍子に対する前記主体金具の組み付けに先立って、前記工具係合部と前記胴部との間に膨出前の前記溝部を、前記工具係合部および前記胴部から前記溝部の中央に向かうに連れて径方向の厚さが薄くなる形状に成形し、
   熱カシメによって前記主体金具を前記絶縁碍子に接合する際、前記膨出前の溝部を前記外周方向および前記内周方向に膨出させることを特徴とするスパークプラグの製造方法。
10. 請求項９に記載のスパークプラグの製造方法であって、前記工具係合部における径方向の厚さが最も薄い部分の８０％の厚さをＣとし、前記膨出前の溝部における前記中央の径方向の厚さをＤとしたとき、０．５≦（Ｄ／Ｃ）≦１．０を満たすように、前記膨出前の溝部を成形することを特徴とするスパークプラグの製造方法。
11. 請求項１０に記載のスパークプラグの製造方法であって、
    前記膨出前の溝部における前記工具係合部側で径方向の厚さがＣとなる第４部分から、前記膨出前の溝部における前記胴部側で径方向の厚さがＣとなる第５部分までの前記軸線方向に沿った距離をＬ１とし、
    前記膨出前の溝部における前記工具係合部側で径方向の厚さが（０．８×Ｃ）となる第６部分と前記第４部分との間の前記軸線方向に沿った距離をＬ２とし、
    前記膨出前の溝部における前記胴部側で径方向の厚さが（０．８×Ｃ）となる第７部分と前記第５部分との間の前記軸線方向に沿った距離をＬ３としたとき、
    ０．２≦（Ｌ２／Ｌ１）≦０．５、および０．２≦（Ｌ３／Ｌ１）≦０．５を満たすように、前記膨出前の溝部を成形することを特徴とするスパークプラグの製造方法。

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