專利名稱：火花塞及其制造方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及通過(guò)在內(nèi)燃機(jī)中產(chǎn)生電火花而使燃料著火的火花塞(點(diǎn)火火花塞)。
背景技術(shù)：
對(duì)于火花塞，公知有利用熱鉚合將主體件固定在用于保持中心電極的絕緣子(絕緣電瓷)的外周而成的火花塞(例如參照專利文獻(xiàn)1)。在熱鉚合過(guò)程中，對(duì)在內(nèi)部插入有絕緣子的主體件進(jìn)行加熱，在該狀態(tài)下，利用壓縮載荷使主體件塑性變形，從而將主體件固定于絕緣子。一般來(lái)說(shuō)，火花塞的主體件包括多邊形狀的工具卡合部，其與用于將火花塞安裝于發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋上的工具卡合；胴體部，其用于朝向發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋壓縮墊圈，在被熱鉚合于絕緣子的主體件的工具卡合部和胴體部之間，形成有利用熱鉚合向外周方向和內(nèi)周方向鼓出的槽部。專利文獻(xiàn)1 日本特開(kāi)2003-257583號(hào)公報(bào)近年來(lái)，作為解決改善內(nèi)燃機(jī)的燃料消耗、減少排氣的各種對(duì)策之一，正在研究火花塞的小徑化，但未充分考慮隨著火花塞的小型化而產(chǎn)生的主體件的強(qiáng)度降低。例如，主體件的從槽部到胴體部的徑向厚度變薄的部分會(huì)隨著熱鉚合時(shí)的熱影響所導(dǎo)致的硬度降低而使斷裂強(qiáng)度降低。因此，在以使火花塞小型化的縮小比率使主體件小型化的情況下，存在如下問(wèn)題有時(shí)無(wú)法充分地確保主體件中的槽部的斷裂強(qiáng)度，在槽部產(chǎn)生裂紋(crack)。
發(fā)明內(nèi)容
本發(fā)明就是鑒于上述問(wèn)題而做成的，其目的在于提供一種使主體件的斷裂強(qiáng)度提高的火花塞。本發(fā)明是為了解決上述問(wèn)題的至少一部分而做成的，能夠以如下實(shí)施方式或者技術(shù)方案來(lái)實(shí)現(xiàn)。[技術(shù)方案1]技術(shù)方案1的火花塞包括沿著軸線方向延伸的棒狀的中心電極； 設(shè)在上述中心電極的外周的絕緣子；設(shè)在上述絕緣子的外周的主體件，該主體件包括工具卡合部，其向外周方向伸出，與軸線正交的截面的形狀為多邊形狀；向外周方向伸出的胴體部；形成在上述工具卡合部和上述胴體部之間且向外周方向和內(nèi)周方向鼓出的槽部(該槽部是主體件的將工具卡合部和胴體部相連接的連接部，該連接部構(gòu)成形成在胴體部和工具卡合部之間的槽的底壁部，該連接部具有朝向外周方向和內(nèi)周方向鼓出的部位)，該火花塞的特征在于，將上述槽部的外徑最大的部分作為第1部分、將在從上述第1部分到上述胴體部之間的范圍內(nèi)的徑向厚度最薄的部分作為第2部分、將上述胴體部的徑向厚度與上述第1部分相同的部分作為第3部分時(shí)，在包含上述軸線在內(nèi)的截面中，上述第2部分的徑向厚度A與上述主體件的外側(cè)表面的自上述第2部分起延續(xù)到上述第3部分的部分的曲率半徑R之間的關(guān)系滿足RXA ^ 0. 20mm2。采用技術(shù)方案1的火花塞，能夠提高主體件的槽部的斷裂強(qiáng)度。[技術(shù)方案2]在技術(shù)方案1的火花塞中，上述槽部的上述第2部分的維氏硬度也可以比上述胴體部的維氏硬度低10%以上。采用技術(shù)方案2的火花塞，即使是槽部的硬度比胴體部的硬度低10%以上的主體件，也能夠充分地確保槽部的斷裂強(qiáng)度。[技術(shù)方案3]在技術(shù)方案1或者2的火花塞中，上述第2部分的截面系數(shù)Z2也可以為Z2 < 80mm3。采用技術(shù)方案3的火花塞，使第2部分的截面系數(shù)Z2比較小而實(shí)現(xiàn)小型化，并且能夠充分地確保主體件的槽部的斷裂強(qiáng)度。[技術(shù)方案4]在技術(shù)方案1 3中任一項(xiàng)所述的火花塞中，上述第2部分的截面系數(shù)Z2也可以為Z2 ^ 60mm3。采用技術(shù)方案3的火花塞，使第2部分的截面系數(shù)Z2比較小而實(shí)現(xiàn)小型化，并且能夠更充分地確保主體件的槽部的斷裂強(qiáng)度。[技術(shù)方案5]在技術(shù)方案1 4中任一項(xiàng)所述的火花塞中，上述第1部分的徑向厚度設(shè)為B時(shí)，滿足0.6彡(A/B) ( 1.0即可。采用技術(shù)方案5的火花塞，能夠抑制主體件的槽部的應(yīng)力集中，能夠進(jìn)一步提高槽部的斷裂強(qiáng)度。[技術(shù)方案6]在技術(shù)方案1 5中任一項(xiàng)所述的火花塞中，從上述第1部分到上述第2部分的范圍內(nèi)的維氏硬度的最大值與最小值之間的硬度差ΔΗν也可以為ΔΗν>100。 采用技術(shù)方案6的火花塞，即使是受到熱鉚合而在槽部產(chǎn)生由硬度差引起的應(yīng)變的主體件，也能夠充分確保槽部的斷裂強(qiáng)度。[技術(shù)方案7]在技術(shù)方案1 6中任一項(xiàng)所述的火花塞中，上述第1部分的截面系數(shù)Zl也可以為Zl ^ 170mm3。采用技術(shù)方案7的火花塞，使第1部分的截面系數(shù)Zl比較小而實(shí)現(xiàn)小型化，并且能夠充分地確保主體件的槽部的斷裂強(qiáng)度。[技術(shù)方案8]在技術(shù)方案1 7中任一項(xiàng)所述的火花塞中，也可以為 0. 5mm ^ A ^ 0. 6mm。采用技術(shù)方案8的火花塞，使第2部分的徑向厚度A比較薄而實(shí)現(xiàn)小型化，并且能夠充分地確保主體件的槽部的斷裂強(qiáng)度。[技術(shù)方案9]技術(shù)方案9是一種火花塞的制造方法，該火花塞包括沿著軸線方向延伸的棒狀的中心電極；設(shè)在上述中心電極的外周的絕緣子；設(shè)在上述絕緣子的外周的主體件，該主體件包括工具卡合部，其向外周方向伸出，與軸線正交的截面的形狀為多邊形狀；向外周方向伸出的胴體部；形成在上述工具卡合部和上述胴體部之間且向外周方向和內(nèi)周方向鼓出的槽部，該制造方法的特征在于，在將上述主體件組裝于上述絕緣子之前， 先在上述工具卡合部和上述胴體部之間將鼓出前的上述槽部成形為徑向厚度隨著從上述工具卡合部和上述胴體部朝向上述槽部的中央去而變薄的形狀，在利用熱鉚合將上述主體件接合于上述絕緣子時(shí)，使上述鼓出前的槽部向上述外周方向和上述內(nèi)周方向鼓出。采用技術(shù)方案9的火花塞的制造方法，能夠在熱鉚合時(shí)使槽部以平滑的形狀鼓出，能夠制造提高了主體件的槽部的斷裂強(qiáng)度的火花塞。[技術(shù)方案10]在技術(shù)方案9的火花塞的制造方法中，將上述工具卡合部的徑向厚度最薄的部分的80%的厚度設(shè)為C、將上述鼓出前的槽部的上述中央的徑向厚度設(shè)為D時(shí)， 也可以以滿足0.5彡(D/C)彡1.0的方式成形上述鼓出前的槽部。采用技術(shù)方案10的火花塞的制造方法，能夠制造提高了主體件的槽部的斷裂強(qiáng)度且提高了絕緣子與主體件之間的氣密性的火花塞。在技術(shù)方案10的火花塞的制造方法中，將從上述鼓出前的槽部的上述工具卡合部側(cè)的、徑向厚度為C的第4部分到上述鼓出前的槽部的上述胴體部側(cè)的、徑向厚度為C的第5部分的、沿著上述軸線方向的距離設(shè)為L(zhǎng)i，將上述鼓出前的槽部的上述工具卡合部側(cè)的、徑向厚度為(0.8XC)的第6部分與上述第4部分之間的、沿著上述軸線方向的距離設(shè)為L(zhǎng)2，將上述鼓出前的槽部的上述胴體部側(cè)的、徑向厚度為(0.8XC)的第7部分與上述第 5部分之間的、沿著上述軸線方向的距離設(shè)為L(zhǎng)3，也可以以滿足0.2彡(L2/L1) < 0. 5和 0. 2 ( (L3/L1) ( 0. 5的方式成形上述鼓出前的槽部。采用技術(shù)方案11的火花塞的制造方法，能夠制造充分地提高了主體件的槽部的斷裂強(qiáng)度的火花塞。本發(fā)明的實(shí)施方式不限于火花塞的實(shí)施方式，也能夠適用于例如火花塞的主體件、具有火花塞的內(nèi)燃機(jī)、火花塞的制造方法等各種實(shí)施方式。另外，本發(fā)明不被上述的實(shí)施方式有任何限制，當(dāng)然在不脫離本發(fā)明的主旨的范圍內(nèi)能夠以各種各樣的實(shí)施方式實(shí)施。
圖1是表示火花塞的局部剖視圖。圖2是放大表示主體件的局部的放大剖視圖。圖3是放大表示熱鉚合前的主體件的局部的放大剖視圖。圖4A是用于評(píng)價(jià)槽部的硬度降低和斷裂強(qiáng)度的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的工序圖。圖4B是表示圖4A的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的、槽部的硬度降低量與斷裂強(qiáng)度降低率之間的關(guān)系的說(shuō)明圖。圖5A是表示用于分析拐點(diǎn)部的厚度A = 0. 5mm時(shí)的RXA的值與槽部的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖5B是表示用于分析拐點(diǎn)部的厚度A = 0. 6mm時(shí)的RXA的值與槽部的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖5C是表示用于分析拐點(diǎn)部的厚度A = 0. 7mm時(shí)的RXA的值與槽部的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖5D是表示用于分析拐點(diǎn)部的厚度A = 0. 8mm時(shí)的RXA的值與槽部的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖6是表示用于分析槽部的徑向厚度的比率(A/B)與槽部的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖7是表示用于分析槽部的硬度差ΔΗν與槽部的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖8Α是表示用于分析槽部的硬度差ΔΗν = 100時(shí)的最外部的截面系數(shù)Zl與槽部的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖8Β是表示用于分析槽部的硬度差ΔΗν = 200時(shí)的最外部的截面系數(shù)Zl與槽部的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖8C是表示用于分析槽部的硬度差ΔΗν = 300時(shí)的最外部的截面系數(shù)Zl與槽部的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖9是表示用于分析槽部的拐點(diǎn)部的截面系數(shù)Ζ2與槽部的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖10是表示火花塞的制造工序的工序圖。圖11是放大表示熱鉚合前的主體件的局部的放大剖視圖。
圖12是表示用于分析槽部的厚度的比率(D/C)與氣密性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖13是表示用于分析槽部的長(zhǎng)度的比率(L2/L1)和(L3/L1)與槽部的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。
具體實(shí)施例方式A.實(shí)施例A-1.火花塞的結(jié)構(gòu)圖1是表示火花塞100的局部剖視圖。在圖1中，以作為火花塞100的軸心的軸線0-0為界，在一側(cè)圖示了火花塞100的外觀形狀，在另一側(cè)圖示了火花塞100的剖面形狀。火花塞100包括中心電極10、絕緣子20、主體件30、接地電極40。在本實(shí)施例中，火花塞100的軸線0-0也是中心電極10、絕緣子20、主體件30各構(gòu)件的軸心。在火花塞100中，沿著軸線0-0方向延伸的棒狀的中心電極10的外周利用絕緣子 20電絕緣。中心電極10的一端自絕緣子20的一端突出，中心電極10的另一端與絕緣子 20的另一端電連接。在絕緣子20的外周，以與中心電極10電絕緣的狀態(tài)利用熱鉚合固定有主體件30。主體件30與接地電極40電連接，在中心電極10與接地電極40之間形成有作為產(chǎn)生火花的間隙的火花隙。火花塞100以使主體件30螺紋連接于形成在內(nèi)燃機(jī)(未圖示)的發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋200上的安裝螺紋孔210的狀態(tài)安裝，在對(duì)中心電極10施加2萬(wàn) 3 萬(wàn)伏的高電壓時(shí)，在形成于中心電極10和接地電極40之間的火花隙產(chǎn)生火花?；鸹ㄈ?00的中心電極10是在被成形為有底筒狀的電極母材12的內(nèi)部埋設(shè)導(dǎo)熱性比電極母材12優(yōu)異的芯材14而成的棒狀的電極。在本實(shí)施例中，中心電極10以電極母材12的前端自絕緣子20的一端突出的狀態(tài)固定于絕緣子20，并且，中心電極10借助密封件16、陶瓷電阻17、密封件18、端子件19與絕緣子20的另一端電連接。在本實(shí)施例中，中心電極10的電極母材12由以hconel (注冊(cè)商標(biāo))為首的、以鎳為主要成分的鎳合金構(gòu)成， 中心電極10的芯材14由銅或者以銅為主要成分的合金構(gòu)成。火花塞100的接地電極40利用焊接接合于主體件30，是向與中心電極10的軸線 0-0交差的方向彎曲而與中心電極10的前端相對(duì)的電極。在本實(shí)施例中，接地電極40由以 Inconel (注冊(cè)商標(biāo))為首的、以鎳為主要成分的鎳合金構(gòu)成?；鸹ㄈ?00的絕緣子20是對(duì)以礬土為首的絕緣性陶瓷材料進(jìn)行燒制而形成的。絕緣子20是具有用于收容中心電極10的軸孔28的筒狀體，自中心電極10突出的一側(cè)起沿著軸線0-0依次設(shè)置有長(zhǎng)腿部22、第1電瓷胴體部24、電瓷凸緣部25、第2電瓷胴體部26。 絕緣子20的長(zhǎng)腿部22是外徑朝著中心電極10突出的一側(cè)變小的筒狀的部位。絕緣子20 的第1電瓷胴體部M是具有比長(zhǎng)腿部22大的外徑的筒狀的部位。絕緣子20的電瓷凸緣部25是具有比第1電瓷胴體部M還大的外徑的筒狀的部位。絕緣子20的第2電瓷胴體部26是具有比電瓷凸緣部25小的外徑的筒狀的部位，用于在主體件30和端子件19之間確保充分的絕緣距離。在本實(shí)施例中，火花塞100的主體件30是被鍍鎳了的低碳鋼制的構(gòu)件，但在其他實(shí)施方式中，既可以是被鍍鋅了的低碳鋼的構(gòu)件，也可以是無(wú)鍍層的鎳合金制的構(gòu)件。主體件30自中心電極10突出的一側(cè)起沿著軸線0-0依次具有端面31、安裝螺紋部32、胴體部34、槽部35、工具卡合部36、鉚合部(力〉J部)38。主體件30的端面31是形成在安裝螺紋部32的前端的空心圓狀的面，在端面31上接合有接地電極40，被絕緣子20的長(zhǎng)腿部22 包圍的中心電極10自端面31的中央突出。主體件30的安裝螺紋部32是在外周具有用于與發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋200的安裝螺紋孔210螺紋連接的螺紋牙的圓筒狀的部位。主體件30的鉚合部38與工具卡合部36相鄰地設(shè)置，該鉚合部38是在利用熱鉚合將主體件30固定于絕緣子20時(shí)被塑性加工為與絕緣子20的第2電瓷胴體部沈緊密接觸的部位。在主體件30 的鉚合部38與絕緣子20的電瓷凸緣部25之間的區(qū)域形成有用于填充滑石(talc)粉末的填充部63，填充部63被密封件62、64密封。主體件30的槽部35 (該槽部是主體件30的將胴體部34和工具卡合部36相連接的連接部，該連接部構(gòu)成形成在工具卡合部和胴體部之間的槽的底壁部，該連接部具有朝向外周方向和內(nèi)周方向鼓出的部位)形成在胴體部34與工具卡合部36之間，該槽部35是在利用熱鉚合將主體件30固定于絕緣子20時(shí)由于壓縮加工向外周方向和內(nèi)周方向鼓出的部位。主體件30的胴體部34與槽部35相鄰地設(shè)置，是比槽部35向外周方向伸出的凸緣狀部，用于朝向發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋200壓縮墊圈50。主體件30的工具卡合部36與槽部35相鄰地設(shè)置，是比槽部35向外周方向伸出的凸緣狀部，被成形為與用于將火花塞100安裝于發(fā)動(dòng)機(jī)缸蓋200上的工具(未圖示)卡合的多邊形狀。在本實(shí)施例中，工具卡合部36是六邊形狀，但在其他實(shí)施方式中，也可以是四邊形、八邊形等其他多邊形。工具卡合部36的相對(duì)的邊彼此之間的距離在本實(shí)施例為12mm(毫米)，但在其他實(shí)施方式中，也可以例如為9mm、 IOmm或者Ilmm等小于12mm的尺寸。圖2是放大表示主體件30的局部的放大剖視圖。圖2所示的主體件30的截面是通過(guò)軸線0-0的截面、即是包含軸線0-0在內(nèi)的截面，在圖2中，放大地圖示了主體件30的工具卡合部36、槽部35和胴體部34。主體件30的胴體部34具有等厚部348，主體件30的槽部35具有拐點(diǎn)部353、最外部355。槽部35的最外部355位于槽部35的軸線0-0方向的中央，是槽部35的外徑最大的第1部分。槽部35的拐點(diǎn)部353是徑向厚度在從槽部35 的最外部355到胴體部34的范圍內(nèi)最薄的第2部分。胴體部34的等厚部348是胴體部34 的徑向厚度與槽部35的最外部355相同的第3部分。從實(shí)現(xiàn)提高主體件30的槽部35的斷裂強(qiáng)度的觀點(diǎn)出發(fā)，在包含軸線0-0在內(nèi)的主體件30的截面中，優(yōu)選槽部35的拐點(diǎn)部358的徑向厚度A、與主體件30的外側(cè)表面的自槽部35的拐點(diǎn)部353起延續(xù)到胴體部34的等厚部348的部分的曲率半徑R之間的關(guān)系滿足“RXA彡0. 20mm2”，更優(yōu)選滿足“RXA彡0. 21mm2”。對(duì)于連結(jié)各種圓弧而成的線段所得到的主體件30的外側(cè)表面的形狀，曲率半徑R是主體件30的外側(cè)表面的形狀中的將拐點(diǎn)部353和等厚部348連接起來(lái)的區(qū)間中的形狀近似成的一個(gè)圓弧即近似圓弧Ca的半徑。從實(shí)現(xiàn)火花塞100的小型化的觀點(diǎn)出發(fā)，優(yōu)選槽部35的拐點(diǎn)部353的徑向厚度A為 0. 5mm ^ A ^ 0. 8mm,更優(yōu)選為0. 5mm < A < 0. 6mm。后面敘述與曲率半徑R和厚度A有關(guān)的評(píng)價(jià)值。從實(shí)現(xiàn)抑制主體件30的槽部35的應(yīng)力集中的觀點(diǎn)出發(fā)，優(yōu)選槽部35的拐點(diǎn)部353的徑向厚度A與槽部35的最外部355的徑向厚度B之間的關(guān)系滿足0. 6 < (A/ B) ( 1.0。后面敘述槽部35的徑向厚度的比率(A/B)的評(píng)價(jià)值。圖3是放大表示熱鉚合前的主體件30的局部的放大剖視圖。圖3所示的主體件
830的截面是通過(guò)軸線0-0的截面、即包含軸線0-0在內(nèi)的截面，在圖3中，放大地圖示了利用熱鉚合固定于絕緣子20之前的主體件30的工具卡合部36、槽部35和胴體部34。在本實(shí)施例中，熱鉚合前的主體件30的槽部35在利用熱鉚合形成有最外部355的部位具有槽部35的徑向厚度最薄的薄壁部356。槽部35的薄壁部356利用熱鉚合的壓縮加工向外周方向和內(nèi)周方向鼓出而成為最外部355。由于薄壁部356的厚度D比拐點(diǎn)部353的厚度A 和等厚部348的厚度B薄，因此能夠使熱鉚合的熱影響集中于薄壁部356，能夠避免壓縮加工所引起的鼓出到達(dá)拐點(diǎn)部353和等厚部348。因此，在本實(shí)施例中，將拐點(diǎn)部353和等厚部348連結(jié)起來(lái)的近似圓弧Ca的曲率半徑R在熱鉚合的前后相同。由此，主體件30的外側(cè)表面的形狀中的將拐點(diǎn)部353和最外部355連接起來(lái)的區(qū)間的形狀能夠由比較舒緩的曲線形成。結(jié)果，能夠提高主體件30的槽部35的斷裂強(qiáng)度。在熱鉚合后的主體件30中，槽部35的拐點(diǎn)部353的硬度受到熱鉚合的熱影響而低于熱鉚合前的強(qiáng)度，但在本實(shí)施例中，為了充分地確保主體件30的斷裂強(qiáng)度，槽部35的拐點(diǎn)部353的維氏硬度也可以比胴體部34的維氏硬度低10%以上。在此，對(duì)用于測(cè)量胴體部34的硬度和槽部35的硬度的測(cè)量方法進(jìn)行說(shuō)明。在胴體部34的硬度和槽部35的硬度的測(cè)量方法中，以通過(guò)軸線0-0的截面剖切熱鉚合后的主體件30，以試驗(yàn)載荷1. 96N(牛頓)測(cè)量了該切斷的主體件30的截面的維氏硬度。如圖2所示，作為維氏硬度的測(cè)量對(duì)象的多個(gè)測(cè)量點(diǎn)Mp沿著通過(guò)拐點(diǎn)部353的徑向厚度的中點(diǎn)Pe且與軸線0-0平行的測(cè)量基準(zhǔn)線Mc以0. Imm的間隔排列。在本實(shí)施例中，中點(diǎn)Pc是測(cè)量點(diǎn)Mp之一。對(duì)于胴體部34的維氏硬度，選擇多個(gè)測(cè)量點(diǎn)Mp中的、從胴體部34的等厚部348到與槽部35相反一側(cè)2mm 的部位的測(cè)量范圍Mb內(nèi)的硬度較低的三個(gè)測(cè)量點(diǎn)Mp，將上述三個(gè)測(cè)量點(diǎn)Mp的硬度的平均值作為胴體部34的硬度來(lái)進(jìn)行評(píng)價(jià)。對(duì)于槽部35的維氏硬度，選擇多個(gè)測(cè)量點(diǎn)Mp中的、 從胴體部；34的等厚部348到槽部35的最外部355的測(cè)量范圍Ma中的硬度較低的三個(gè)測(cè)量點(diǎn)Mp，將上述三個(gè)測(cè)量點(diǎn)Mp的硬度的平均值作為槽部35的硬度來(lái)進(jìn)行評(píng)價(jià)。另外，測(cè)量點(diǎn)Mp的間隔既可以大于0. Imm也可以小于0. 1mm。并且，用于硬度的計(jì)算的測(cè)量點(diǎn)Mp的個(gè)數(shù)不限于三個(gè)，既可以是兩個(gè)，也可以是四個(gè)以上。后面敘述與槽部35的硬度降低有關(guān)的評(píng)價(jià)值。在主體件30的從槽部35的拐點(diǎn)部353到最外部355的測(cè)量范圍Ma中的維氏硬度的最大值與最小值的硬度差ΔΗν也可以為ΔΗν> 100。在此，說(shuō)明硬度差ΔΗν的測(cè)量方法。在硬度差ΔΗν的測(cè)量方法中，與上述的用于測(cè)量胴體部34的硬度和槽部35的硬度的測(cè)量方法相同地，用從槽部35的拐點(diǎn)部353到最外部355的多個(gè)測(cè)量點(diǎn)Mp來(lái)測(cè)量維氏硬度。接著，將上述多個(gè)測(cè)量點(diǎn)Mp的硬度的最大值與最小值的差作為硬度差ΔΗν來(lái)進(jìn)行評(píng)價(jià)。另外，槽部35的從拐點(diǎn)部353到最外部355的硬度的最大值和最小值可以是一個(gè)測(cè)量點(diǎn)Mp的值，也可以是多個(gè)測(cè)量點(diǎn)Mp的平均值。后面敘述與槽部35的硬度差ΔΗν有關(guān)的評(píng)價(jià)值。從實(shí)現(xiàn)火花塞100的小型化的觀點(diǎn)出發(fā)，槽部35的最外部355的軸線0_0上的截面系數(shù)ζ 1優(yōu)選為Zl ( 170mm3,槽部35的拐點(diǎn)部353的軸線0-0上的截面系數(shù)Z2優(yōu)選為 Z2<80mm3。后面敘述截面系數(shù)Zl和截面系數(shù)Z2的評(píng)價(jià)值。另外，截面系數(shù)Zl根據(jù)下述的式1算出，截面系數(shù)Z2根據(jù)下述的式2算出。Il= {n /32) · [ {(d2)4- (dl)4} / (d2)]…(1)
Z2 = (π /32) · [ {(d4)4- (d3)4} / (d4) ]... (2)在此，式1的“dl”表示最外部355的內(nèi)徑、“d2”表示最外部355的外徑。式2的 “d3”表示拐點(diǎn)部353的內(nèi)徑、“d4”表示拐點(diǎn)部353的外徑。A-2.與槽部的硬度降低有關(guān)的評(píng)價(jià)值圖4A是評(píng)價(jià)槽部35的硬度降低和斷裂強(qiáng)度的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的工序圖。在圖4A的評(píng)價(jià)試驗(yàn)中，首先，準(zhǔn)備了以主體件30為模型的多個(gè)試樣90(工序P110)。本評(píng)價(jià)試驗(yàn)所用的試樣90是包括以胴體部34為模型的第1圓筒部94、以槽部35為模型的第2圓筒部95 的空心帶臺(tái)階的圓棒。在本評(píng)價(jià)試驗(yàn)的試樣90中，第2圓筒部95的徑向厚度為0.6mm，將第1圓筒部94和第2圓筒部95連結(jié)起來(lái)的連結(jié)部96的外側(cè)表面的曲率半徑R為0. 4mm。 接著，對(duì)上述多個(gè)試樣90的每一個(gè)以第2圓筒部95的硬度為各種硬度降低量的方式改變熱處理?xiàng)l件，對(duì)第2圓筒部95側(cè)的端部91進(jìn)行了加熱(工序P120)。在本評(píng)價(jià)試驗(yàn)中，以相同的熱處理?xiàng)l件對(duì)每?jī)蓚€(gè)試樣90進(jìn)行處理，將一個(gè)試樣90用于測(cè)量硬度降低量(工序 130)，將另一個(gè)試樣90用于測(cè)量斷裂強(qiáng)度(工序140)。在硬度降低量的測(cè)量(工序130)中，將加熱后的試樣90沿著軸心切斷，以試驗(yàn)載荷1.96N(牛頓)測(cè)量了該切斷形成的試樣90的截面的維氏硬度。維氏硬度的測(cè)量點(diǎn)包括用于測(cè)量第1圓筒部94的硬度的測(cè)量點(diǎn)Ml和用于測(cè)量第2圓筒部95的硬度的測(cè)量點(diǎn)M2。 上述測(cè)量點(diǎn)M1、M2位于通過(guò)第2圓筒部95的徑向厚度的中點(diǎn)且與試樣90的軸線平行的直線上，測(cè)量點(diǎn)Ml與自連結(jié)部96起向第1圓筒部94側(cè)2mm的位置相對(duì)應(yīng)，測(cè)量點(diǎn)M2與連結(jié)部96的圓弧在第2圓筒部95側(cè)中斷的位置相對(duì)應(yīng)。在斷裂強(qiáng)度的測(cè)量(工序140)中，在用第1圓筒部94側(cè)的端部99保持加熱后的試樣90的狀態(tài)下，自與試樣90的軸線正交的方向?qū)Φ?圓筒部95側(cè)的端部91施加載荷，對(duì)試樣90在連結(jié)部96處斷裂的斷裂載荷進(jìn)行測(cè)量。圖4B是表示作為圖4A的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的、槽部35的硬度降低量和斷裂強(qiáng)度降低率的關(guān)系的說(shuō)明圖。在圖4B中，將槽部35的硬度降低率設(shè)定為橫軸，將槽部35的斷裂強(qiáng)度降低率設(shè)定為縱軸，從而圖示了槽部35的硬度降低量和斷裂強(qiáng)度降低率之間的關(guān)系。 設(shè)定為圖4B的橫軸的槽部35的硬度降低率是采用在硬度降低量的測(cè)量(工序130)中測(cè)量的測(cè)量點(diǎn)Ml、M2的測(cè)量值計(jì)算出的，是以百分率表示測(cè)量點(diǎn)M2的硬度相對(duì)于測(cè)量點(diǎn)Ml 的硬度降低了的比例的值。設(shè)定為圖4B的縱軸的槽部35的斷裂強(qiáng)度降低率是根據(jù)在斷裂強(qiáng)度的測(cè)量(工序140)中測(cè)量的斷裂載荷的值，是表示以硬度降低量為0%時(shí)的斷裂載荷為基準(zhǔn)(1.0)的各斷裂載荷的倍率的值。如圖4B所示，在硬度降低率為5%時(shí)，斷裂強(qiáng)度降低比例只是0.97，但在硬度降低率為10%時(shí)，斷裂強(qiáng)度降低比例變?yōu)?. 90，硬度降低率為15%時(shí)的斷裂強(qiáng)度降低比例為 0. 50，硬度降低率為20%時(shí)的斷裂強(qiáng)度降低比例為0. 33。并且，硬度降低率超過(guò)25%時(shí)，斷裂強(qiáng)度降低比例降低到0. 20左右。因而，使主體件30的斷裂強(qiáng)度提高的對(duì)策在槽部35的硬度比胴體部34的硬度低10%以上的情況是有效的，并且，隨著槽部35的硬度降低量變大到15%以上、20%以上、25%以上，就更有效。A-3.與曲率半徑R和厚度A有關(guān)的評(píng)價(jià)值圖5A是表示用于分析拐點(diǎn)部353的厚度A = 0. 5mm時(shí)的RXA的值與槽部35的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖5B是表示用于分析拐點(diǎn)部353的厚度A = 0. 6mm時(shí)的RXA的值與槽部35的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖5C是表示用于分析拐點(diǎn)部353的厚度A = 0. 7mm時(shí)的RXA的值與槽部35的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖5D是表示用于分析拐點(diǎn)部353的厚度A =0. 8mm時(shí)的RXA的值與槽部35的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。 在圖5A 圖5D的評(píng)價(jià)試驗(yàn)中，制作了曲率半徑R不同的多個(gè)試樣，對(duì)這些試樣實(shí)施了基于日本工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)“JIS B8031(改正2006年12月20日)”的耐沖擊性試驗(yàn)。具體而言，在常溫和常濕的條件下，將試樣安裝在耐沖擊性試驗(yàn)裝置上，以每分鐘400次的比例施加了 60 分鐘的沖擊，之后對(duì)將主體件30的槽部35切斷而獲得的截面中有無(wú)裂紋(cack)進(jìn)行了分析。另外，圖5A 圖5D的評(píng)價(jià)試驗(yàn)使用了槽部35的硬度比胴體部34的硬度低20%的試樣。根據(jù)圖5A的評(píng)價(jià)試驗(yàn)可知，在厚度A為0. 5mm的情況下，在曲率半徑R為0. 50mm 以上、即滿足“RXA彡0. 20mm2”情況下，能夠抑制槽部35產(chǎn)生裂紋。根據(jù)圖5B的評(píng)價(jià)試驗(yàn)可知，在厚度A為0. 6mm的情況下，在曲率半徑R為0. 35mm以上、即滿足“RXA彡0. 21mm2” 情況下，能夠抑制槽部35產(chǎn)生裂紋。根據(jù)圖5C的評(píng)價(jià)試驗(yàn)可知，在厚度A為0. 7mm的情況下，在曲率半徑R為0. 30mm以上、即滿足“RXA彡0. 21mm2”情況下，能夠抑制槽部35產(chǎn)生裂紋。根據(jù)圖5D的評(píng)價(jià)試驗(yàn)可知，在厚度A為0. 8mm的情況下，在曲率半徑R為0. 25mm以上、即滿足“RX A彡0. 20mm2”情況下，能夠抑制槽部35產(chǎn)生裂紋?？梢哉J(rèn)為產(chǎn)生圖5A 圖5D的試驗(yàn)結(jié)果的原因在于，通過(guò)進(jìn)一步增大槽部35的拐點(diǎn)部353的厚度A、進(jìn)一步增大外側(cè)表面的自胴體部34的等厚部348起延續(xù)到槽部35的拐點(diǎn)部353的部分的曲率半徑R，相對(duì)于由于熱鉚合而硬度降低了的槽部35的拐點(diǎn)部353 的應(yīng)力集中得到緩和。因而，從實(shí)現(xiàn)提高主體件30的槽部35的斷裂強(qiáng)度的觀點(diǎn)出發(fā)，優(yōu)選曲率半徑R和厚度A的關(guān)系滿足“RX A彡0. 20mm2”，更優(yōu)選滿足“RX A彡0. 21mm2”。另外，從實(shí)現(xiàn)火花塞100的小型化的觀點(diǎn)出發(fā)，優(yōu)選槽部35的拐點(diǎn)部353的徑向厚度A為 0. 5mm ^ A ^ 0. 8mm,更優(yōu)選為 0. 5mm 彡 A 彡 0. 6mm。A-4.槽部的徑向厚度的比率(A/B)的評(píng)價(jià)值圖6是表示用于分析槽部35的徑向厚度的比率(A/B)與槽部35的耐沖擊性能的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。在圖6的評(píng)價(jià)試驗(yàn)中，制作了槽部35的徑向厚度的比率 (A/B)不同的多個(gè)試樣，對(duì)這些試樣實(shí)施了基于日本工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)“JIS B8031(改正2006年12 月20日)”的耐沖擊性試驗(yàn)。具體而言，對(duì)于同一形狀的兩個(gè)試樣，在常溫和常濕的條件下， 將試樣安裝在耐沖擊性試驗(yàn)裝置上，以每分鐘400次的比例對(duì)一個(gè)試樣施加了 60分鐘的沖擊，以每分鐘400次的比例對(duì)另一個(gè)試樣施加了 120分鐘的沖擊，之后，分析切斷主體件30 的槽部35而獲得的截面中有無(wú)裂紋。另外，圖6的評(píng)價(jià)試驗(yàn)中使用了“RXA ^ 0. 20mm2”的試樣。根據(jù)圖6的評(píng)價(jià)試驗(yàn)，在60分鐘的耐沖擊試驗(yàn)中，從“ (A/B) = 0. 4”到“ (A/B) =1.3”中的任一試樣的主體件30的槽部35均未產(chǎn)生裂紋。另外，在120分鐘的耐沖擊試驗(yàn)中，在“0.6彡(A/B) ( 1.0”的試樣中，在主體件30的槽部35未產(chǎn)生裂紋，但在“(A/ B) ( 0. 5”和“ (A/B)彡1. 1”的試樣中，在主體件30的槽部35產(chǎn)生了裂紋。120分鐘的耐沖擊試驗(yàn)的“ (A/B) ( 0. 5”的情況下的裂紋產(chǎn)生部位是相當(dāng)于將胴體部34和槽部35連接起來(lái)的拐點(diǎn)部353的部位，在120分鐘的耐沖擊試驗(yàn)的“ (A/B) ^ 1. 1”的情況下的裂紋產(chǎn)生部位是相當(dāng)于最外部355的位置的槽部35的中央部?？梢哉J(rèn)為產(chǎn)生圖6的試驗(yàn)結(jié)果的原因在于，在“ (A/B) ( 0. 5”的情況下，拐點(diǎn)部353的厚度A與最外部355的厚度B相比變得更薄，因此相對(duì)于拐點(diǎn)部353的應(yīng)力集中過(guò)大，在“(A/B) ^ 1. 1”的情況下，在熱鉚合時(shí)槽部35僅向外周方向鼓出，應(yīng)力集中在變得比拐點(diǎn)部353薄的槽部35的中央部。因而，從實(shí)現(xiàn)抑制主體件30的槽部35的應(yīng)力集中的觀點(diǎn)出發(fā)，優(yōu)選槽部35的拐點(diǎn)部353的徑向厚度A與槽部35的最外部355的徑向厚度B之間的關(guān)系滿足“0.6彡(A/B)彡1. 0”。A-5.與槽部35的硬度差Δ Hv有關(guān)的評(píng)價(jià)值圖7是表示用于分析槽部35的硬度差ΔΗν與槽部35的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。在圖7的評(píng)價(jià)試驗(yàn)中，制作了槽部35的硬度差ΔΗν為70 130中的不同的多個(gè)試樣，對(duì)這些試樣實(shí)施了基于日本工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)“JIS B 8031(改正2006年 12月20日)”的耐沖擊性試驗(yàn)。具體而言，在常溫和常濕的條件下，將試樣安裝在耐沖擊性試驗(yàn)裝置上，以每分鐘400次的比例施加沖擊，測(cè)量直到槽部35產(chǎn)生裂紋的耐久時(shí)間。另夕卜，圖7的評(píng)價(jià)試驗(yàn)使用了 “RXA = 0. 10”且“(A/B) = 0. 40”的試樣、“RXA = 0.40”且 “ (A/B) = 0. 70” 的試樣。根據(jù)圖7的評(píng)價(jià)試驗(yàn)，在“RXA = 0. 10”且“ (A/B) = 0. 40”的試樣中，隨著硬度差ΔHv變小，耐久時(shí)間變長(zhǎng)，但即使是“ ΔΗν = 70”的試樣，在60分鐘時(shí)也產(chǎn)生了裂紋?？梢哉J(rèn)為產(chǎn)生該結(jié)果的原因在于，最外部355的周邊部在熱鉚合時(shí)成為淬火狀態(tài)而硬化，拐點(diǎn)部353的周邊部在熱鉚合時(shí)受到熱影響而軟化，因此由于它們的硬度差，槽部35產(chǎn)生的應(yīng)變使耐沖擊性降低。另夕卜，在"RXA = O. 40”且“(Α/Β) =0.70”的試樣中，即使是120 分鐘的耐沖擊性試驗(yàn)，在硬度差ΔΗν為70 130的全部試樣中均未產(chǎn)生裂紋。特別是，將 "RXA = 0. 40”且“ (A/B) = 0. 70”的試樣的耐久時(shí)間與“RXA = 0. 10”且“ (A/B) = 0. 40” 的試樣的耐久時(shí)間相比，可知耐久時(shí)間的提高率在“ ΔΗν = 100”時(shí)飛躍地提高為6. 0倍以上，在“ΔΗν = 110”和“ΔΗν = 120”時(shí)飛躍地提高為8. 0倍以上，在“ Δ Hv = 130”時(shí)飛躍地提高為12. 0倍以上。因而，提高主體件30的斷裂強(qiáng)度的對(duì)策在槽部35的硬度差 ΔΗν為“ΔΗν彡100”的情況下是有效的，并且，隨著硬度差ΔΗν擴(kuò)大到“ΔΗν彡110”、 “ ΔΗν 彡 120”、“ ΔΗν 彡 130” 更有效。Α-6.槽部的最外部的截面系數(shù)Zl的評(píng)價(jià)值圖8Α是表示用于分析槽部35的硬度差ΔΗν = 100時(shí)的最外部355的截面系數(shù) Zl與槽部35的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖8Β是表示用于分析槽部35的硬度差ΔΗν = 200時(shí)的最外部355的截面系數(shù)Zl與槽部35的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。圖8C是表示用于分析槽部35的硬度差ΔΗν = 300時(shí)的最外部355的截面系數(shù)Zl與槽部35的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。在圖8Α 圖8C的評(píng)價(jià)試驗(yàn)中，制作了最外部355的截面系數(shù)Zl為150mm3 210mm3的不同的多個(gè)試樣，對(duì)這些試樣實(shí)施了基于日本工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)“JIS B8031(改正2006年12月20 日)”的耐沖擊性試驗(yàn)。具體而言，在常溫和常濕的條件下，將試樣安裝在耐沖擊性試驗(yàn)裝置上，以每分鐘400次的比例施加沖擊，測(cè)量了直到槽部35產(chǎn)生裂紋的耐久時(shí)間。另外，圖 8A 圖8C的評(píng)價(jià)試驗(yàn)使用了 “RXA = 0. 10”且“ (A/B) = 0. 40”的試樣、“RXA = 0. 40” 且 “(A/B) = 0.70” 的試樣。根據(jù)圖8A 圖8C的評(píng)價(jià)試驗(yàn)，在“RXA = 0. 10”且“ (A/B) = 0. 40”的試樣中，隨著最外部355的截面系數(shù)Z 1變大，耐久時(shí)間變長(zhǎng)，即使是“Z1 = 210mm3”的試樣也產(chǎn)生了裂紋?？梢哉J(rèn)為產(chǎn)生該結(jié)果的原因在于，即使在受到相同大小的扭矩的情況下，最外部355 的截面系數(shù)Z 1越變大，作用于槽部35的應(yīng)力越變小。另夕卜，在“RXA = 0. 40”且“(A/B) =0. 70”的試樣中，即使是120分鐘的耐沖擊性試驗(yàn)，最外部355的截面系數(shù)Zl為150mm3 210mm3的全部試樣均未產(chǎn)生裂紋。特別是，將“RX A = 0. 40”且“ (A/B) = 0. 70”的試樣的耐久時(shí)間與“RXA = 0. 10”且“ (A/B) = 0. 40”的試樣的耐久時(shí)間相比可知，耐久時(shí)間的提高率在“Z1 = 170mm3”時(shí)飛躍地提高為6.0倍以上，在“Z1 = 160mm3”時(shí)飛躍地提高為8.0 倍以上，在“Z1 = 150mm3”時(shí)飛躍地提高為10. 0倍以上。因而，使主體件30的斷裂強(qiáng)度提高的對(duì)策在最外部355的截面系數(shù)Zl為“Z1 ^ 170mm3”的情況下是有效的，并且，隨著最外部355的截面系數(shù)Zl變小為“Zl ( 160mm3"Zl ( 150mm3”更有效。A-7.槽部的拐點(diǎn)部的截面系數(shù)Zl的評(píng)價(jià)值圖9是表示用于分析槽部35的拐點(diǎn)部353的截面系數(shù)Z2與槽部35的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。在圖9的評(píng)價(jià)試驗(yàn)中，制作了拐點(diǎn)部353的截面系數(shù)Z2為50mm3 120mm3的不同的多個(gè)試樣，對(duì)這些試樣實(shí)施了基于日本工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)“ JIS B8031 (改正2006年12月20日)”的耐沖擊性試驗(yàn)。具體而言，在常溫和常濕的條件下，將試樣安裝在耐沖擊試驗(yàn)裝置上，以每分鐘400次的比例施加沖擊，測(cè)量了直到槽部35產(chǎn)生裂紋的耐久時(shí)間。另外，圖9的評(píng)價(jià)試驗(yàn)使用了“RXA = 0. 10”的試樣、“RXA = 0. 20”的試樣。根據(jù)圖9的評(píng)價(jià)試驗(yàn)，在“RXA = 0. 10”的試樣中，隨著拐點(diǎn)部353的截面系數(shù)Z2 變大，耐久時(shí)間變長(zhǎng)，但即使是“Z2= 120mm3”的試樣也產(chǎn)生了裂紋?？梢哉J(rèn)為產(chǎn)生該結(jié)果的原因在于，即使是在受到相同大小的扭矩的情況下，拐點(diǎn)部353的截面系數(shù)Z2越變大，作用于槽部35的應(yīng)力也越變小。另夕卜，在“RXA = 0. 20”的試樣中，即使是120分鐘的耐沖擊性試驗(yàn)，拐點(diǎn)部353的截面系數(shù)Z2為50mm3 120mm3的全部試樣均未產(chǎn)生裂紋。特別是， 將“RXA = 0. 20”的試樣的耐久時(shí)間與“RX A = 0. 10”的試樣的耐久時(shí)間相比可知，耐久時(shí)間的提高率在“Z2 = 80mm3”時(shí)飛躍地提高為12. 0倍以上，在“Z2 = 70mm3”時(shí)飛躍地提高為15.0倍以上，在“Z2 = 60mm3”時(shí)飛躍地提高為21. 8倍以上，在“Z2 = 50mm3”時(shí)飛躍地提高為24. 0倍以上。因而，使主體件30的斷裂強(qiáng)度提高的對(duì)策在拐點(diǎn)部353的截面系數(shù)Z2為“Z2 < 80mm3”的情況下是有效的，并且，在“Z2 < 70mm3”的情況下更有效，隨著拐點(diǎn)部353的截面系數(shù)Z2變小為“Z2 ( 60mm3”、“Z2 ( 50mm3”更有效。A-8.效果采用以上說(shuō)明的火花塞100，通過(guò)滿足“RX A彡0. 20mm2”，能夠提高主體件30的槽部35的斷裂強(qiáng)度。另外，即使是槽部35的硬度比胴體部34的硬度低10%以上的主體件30，也能夠充分地確保槽部35的斷裂強(qiáng)度。另外，槽部35的拐點(diǎn)部353的徑向厚度A 在“0. 5mm ^ A ^ 0. 6mm “的范圍內(nèi)比較薄而實(shí)現(xiàn)小型化，并且能夠充分地確保主體件30 的槽部35的斷裂強(qiáng)度。另外，對(duì)于槽部35的徑向厚度的比率(A/B)，通過(guò)滿足“0. 6 ( (A/ B) ^ 1.0”，主體件30的槽部35的應(yīng)力集中得到抑制，更能夠提高槽部35的斷裂強(qiáng)度。另外，即使從拐點(diǎn)部353到最外部355的范圍內(nèi)的維氏硬度的最大值與最小值的硬度差ΔHv 為100以上，也能夠充分地確保槽部35的斷裂強(qiáng)度。另外，槽部35的最外部355的截面系數(shù)Zl為170mm3以下，實(shí)現(xiàn)了小型化，并且能夠充分地確保主體件30的槽部35的斷裂強(qiáng)度。另外，槽部35的拐點(diǎn)部353的截面系數(shù)Z2為SOmm3以下，實(shí)現(xiàn)了小型化，并且能夠充分地確保主體件30的槽部35的斷裂強(qiáng)度。B-1.火花塞的制造方法圖10是表示火花塞100的制造工序P200的工序圖。在火花塞100的制造工序 P200中，首先，制造中心電極10、絕緣子20和主體件30等用于構(gòu)成火花塞100的各零件 (工序 P210、P220、P230)。在主體件30的制造工序中，利用沖壓加工和切削加工將所切斷的軟鋼材成形為主體件30的形狀(工序P232)。之后，將彎曲前的接地電極40焊接在軟鋼材的成形體上 (工序P234)，滾壓成形了安裝螺紋部32 (工序P236)。之后，經(jīng)由鍍鎳和鉻酸鹽光澤處理 (工序P238)，完成了主體件30。在制造了構(gòu)成火花塞100的各零件之后(工序P210、P220、P230)，將插入有中心電極10的絕緣子20插入到主體件30中(工序P270)。將絕緣子20插入到主體件30中之后(工序P270)，將主體件30的鉚合部38熱鉚合于絕緣子20而將主體件30和絕緣子20組裝起來(lái)。此時(shí)，使主體件30的槽部35向外周方向和內(nèi)周方向鼓出。熱鉚合了主體件30之后(工序P^O)，利用彎曲加工將接地電極40彎曲而在中心電極10與接地電極40之間形成火花隙(工序P290)，完成了火花塞100。圖11是放大表示鉚合前的主體件30的局部的放大剖視圖。圖11所示的主體件 30的截面與圖3相同。如圖11所示，熱鉚合的鼓出前的槽部35成形為徑向厚度隨著自工具卡合部36和胴體部34起朝向槽部35的中央即薄壁部356去而變薄的形狀。由此，能夠在熱鉚合時(shí)使槽部35以平滑的形狀鼓出，能夠制造提高了主體件30的槽部35的斷裂強(qiáng)度的火花塞100。工具卡合部36的薄壁部362是工具卡合部36的徑向厚度最薄的部分。槽部35 的第4部分394是比槽部35的薄壁部356靠工具卡合部36側(cè)的、徑向厚度為工具卡合部 36的薄壁部362的徑向厚度E的80%的厚度的部分。槽部35的第5部分395是比槽部35 的薄壁部356靠胴體部34側(cè)的、徑向厚度為工具卡合部36的薄壁部362的徑向厚度E的 80%的厚度的部分。在本說(shuō)明書(shū)的說(shuō)明中，槽部35的第4部分394和第5部分395的徑向厚度為C。槽部35的第6部分396位于薄壁部356和第4部分394之間，是比薄壁部356靠工具卡合部36側(cè)的、徑向厚度為第4部分394的徑向厚度C的80%的厚度的部分。槽部35 的第7部分397位于薄壁部356和第5部分395之間，是比薄壁部356靠胴體部34側(cè)的、 徑向厚度為第5部分395的徑向厚度C的80%的厚度的部分。從提高主體件30的槽部35的斷裂強(qiáng)度并且提高絕緣子20與主體件30之間的氣密性的觀點(diǎn)出發(fā)，優(yōu)選在主體件30的包含軸線0-0在內(nèi)的截面中，槽部35的第4部分394 的厚度C與薄壁部356的厚度D之間的關(guān)系滿足“0. 5 ( (D/C) ( 1. 0”。后面敘述槽部35 的徑向厚度的比率(D/C)的評(píng)價(jià)值。從提高主體件30的槽部35的斷裂強(qiáng)度的觀點(diǎn)出發(fā)，優(yōu)選在主體件30的包含軸線 0-0在內(nèi)的截面中，槽部35的從第4部分394到第5部分395的沿著軸線0-0的距離Ll與從第4部分394到上述第6部分396的沿著軸線0-0的距離L2之間的關(guān)系滿足“0. 2彡(L2/Li) ^ 0. 5”。后面敘述槽部35的沿著軸線0-0的長(zhǎng)度的比率(L2/L1)的評(píng)價(jià)值。從提高主體件30的槽部35的斷裂強(qiáng)度的觀點(diǎn)出發(fā)，優(yōu)選在主體件30的包含軸線 0-0在內(nèi)的截面中，槽部35的從第4部分394到第5部分395的沿著軸線0-0的距離Ll與從第5部分395到上述第7部分397的沿著軸線0-0的距離L3之間的關(guān)系滿足“0. 2 ( (L3/ Li) ( 0. 5”。后面敘述槽部35的沿著軸線0-0的長(zhǎng)度的比率(L3/L1)的評(píng)價(jià)值。B-2.槽部的厚度的比率(D/C)的評(píng)價(jià)值圖12是表示用于分析槽部35的厚度的比率(D/C)與氣密性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。在圖12的評(píng)價(jià)試驗(yàn)中，將使用比率(D/C)不同的各種主體件30制造成的多個(gè)火花塞100制作為試樣，對(duì)這些試樣實(shí)施了基于日本工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)“JIS B8031(改正2006年12月20日)”的氣密性試驗(yàn)。具體而言，將試樣暴露在溫度200°C、氣壓1. 5MPa 的氣氛氣體中，分析主體件30的鉚合部38有無(wú)泄漏。在本試驗(yàn)中，泄漏量為1. Oml/分鐘以下的情況判斷為無(wú)泄漏，在泄漏量超過(guò)1. Oml/分鐘的情況判斷為存在泄漏。根據(jù)圖12的評(píng)價(jià)試驗(yàn)可知，在比率(D/C)為“0.3”和“0.4”的情況下，主體件30 的鉚合部38產(chǎn)生泄漏，無(wú)法獲得充分的氣密性。相對(duì)于此，在比率(D/C)為“0.5”、“0.6”、 “0. 7”、“0· 8”、“0. 9”、“1. 0”的情況下，在主體件30的鉚合部38獲得充分的氣密性?？梢哉J(rèn)為產(chǎn)生圖12的試驗(yàn)結(jié)果的原因在于，在比率(D/C)過(guò)小時(shí)，在熱鉚合時(shí)，無(wú)法對(duì)槽部35的胴體部34側(cè)和工具卡合部36側(cè)施加充分的熱影響，無(wú)法使槽部35充分地鼓出，因此無(wú)法對(duì)主體件30的槽部35施加充分的殘留應(yīng)力。因而，從提高主體件30的槽部35的斷裂強(qiáng)度并且提高絕緣子20與主體件30之間的氣密性的觀點(diǎn)出發(fā)，優(yōu)選槽部35 的徑向厚度的比率(D/C)滿足“0. 5彡(D/C)彡1. 0”。B-3.槽部的長(zhǎng)度的比率(L2/L1)和(L3/L1)的評(píng)價(jià)值圖13是表示用于分析槽部35的長(zhǎng)度的比率(L2/L1)和(L3/L1)與槽部35的耐沖擊性能之間的關(guān)系的評(píng)價(jià)試驗(yàn)的結(jié)果的說(shuō)明圖。在圖13的評(píng)價(jià)試驗(yàn)中，將使用比率(L2/ Li)和(L3/L1)不同的各種主體件30制造成的多個(gè)火花塞100制作為試樣，對(duì)這些試樣實(shí)施了基于日本工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)“JIS B 8031(改正2006年12月20日)”的耐沖擊性試驗(yàn)。具體而言，在常溫和常濕的條件下，將試樣安裝在耐沖擊性試驗(yàn)裝置上，以每分鐘400次的比例施加了 60分鐘沖擊，分析在主體件30的切斷槽部35而獲得的截面中有無(wú)裂紋。另外，圖 13的評(píng)價(jià)試驗(yàn)所使用的主體件30的槽部35的厚度的比率(D/C)均為“0. 7”根據(jù)圖13的評(píng)價(jià)試驗(yàn)，在比率(L2/L1)和(L3/L1)中的至少一個(gè)為“0. 1”的情況下，主體件30的槽部35產(chǎn)生了裂紋。相對(duì)于此，在比率(L2/L1)和(L3/L1)為“0.2”、 “0. 3”、“0. 4”、“0. 5”的情況下，主體件30的槽部35未產(chǎn)生裂紋。可以認(rèn)為產(chǎn)生圖13的結(jié)果的原因在于，比率(L2/L1)和(L3/L1)過(guò)小時(shí)，無(wú)法充分確保外側(cè)表面的自鼓出后的槽部35起延續(xù)到胴體部34和工具卡合部36的部分的曲率半徑，因此應(yīng)力集中于槽部35的胴體部34側(cè)和工具卡合部36側(cè)。因而，從提高主體件 30的槽部35的斷裂強(qiáng)度的觀點(diǎn)出發(fā)，優(yōu)選槽部35的長(zhǎng)度的比率(L2/L1)和(L3/L1)滿足 “0. 2 彡(L2/L1)彡 0. 5” 和 “0. 2 彡(L3/L1)彡 0. 5” 中的至少一個(gè)。C.其他實(shí)施方式以上說(shuō)明了本發(fā)明的實(shí)施方式，但本發(fā)明并不被這樣的實(shí)施方式有任何限制，當(dāng)然在不脫離本發(fā)明的主旨的范圍內(nèi)能夠以各種實(shí)施方式實(shí)施。
權(quán)利要求
1.一種火花塞，其包括沿著軸線方向延伸的棒狀的中心電極； 設(shè)在上述中心電極的外周的絕緣子； 設(shè)在上述絕緣子的外周的主體件， 該主體件包括工具卡合部，其向外周方向伸出，與軸線正交的截面的形狀為多邊形狀； 向外周方向伸出的胴體部；形成在上述工具卡合部和上述胴體部之間且向外周方向和內(nèi)周方向鼓出的槽部，其特征在于，將上述槽部的外徑最大的部分作為第1部分、將在從上述第1部分到上述胴體部之間的范圍內(nèi)的徑向厚度最薄的部分作為第2部分、將上述胴體部的徑向厚度與上述第1部分相同的部分作為第3部分時(shí)，在包含上述軸線在內(nèi)的截面中，上述第2部分的徑向厚度A與上述主體件的外側(cè)表面的自上述第2部分起延續(xù)到上述第3部分處的部分的曲率半徑R之間的關(guān)系滿足 RXA 彡 0. 20mm2。
2.根據(jù)權(quán)利要求1所述的火花塞，其特征在于，上述槽部的上述第2部分的維氏硬度比上述胴體部的維氏硬度低10%以上。
3.根據(jù)權(quán)利要求1或2所述的火花塞，其特征在于， 上述第2部分的截面系數(shù)Z2為Z2 < 80mm3。
4.根據(jù)權(quán)利要求1 3中任一項(xiàng)所述的火花塞，其特征在于， 上述第2部分的截面系數(shù)Z2為Z2 < 60mm3。
5.根據(jù)權(quán)利要求1 4中任一項(xiàng)所述的火花塞，其特征在于，將上述第1部分的徑向厚度設(shè)為B時(shí)，滿足0. 6 ( (A/B) ( 1. 0。
6.根據(jù)權(quán)利要求1 5中任一項(xiàng)所述的火花塞，其特征在于，從上述第1部分到上述第2部分的范圍內(nèi)的維氏硬度的最大值與最小值之間的硬度差 Δ Hv 為 Δ Hv 彡 100。
7.根據(jù)權(quán)利要求1 6中任一項(xiàng)所述的火花塞，其特征在于， 上述第1部分的截面系數(shù)Zl為Zl < 170mm3。
8.根據(jù)權(quán)利要求1 7中任一項(xiàng)所述的火花塞，其特征在于， 0. 5mm ^ A ^ 0. 6mm。
9.一種火花塞的制造方法，該火花塞包括 沿著軸線方向延伸的棒狀的中心電極； 設(shè)在上述中心電極的外周的絕緣子； 設(shè)在上述絕緣子的外周的主體件， 該主體件包括工具卡合部，其向外周方向伸出，與軸線正交的截面的形狀為多邊形狀； 向外周方向伸出的胴體部；形成在上述工具卡合部和上述胴體部之間且向外周方向和內(nèi)周方向鼓出的槽部， 該火花塞的制造方法的特征在于，在將上述主體件組裝于上述絕緣子之前，先在上述工具卡合部和上述胴體部之間將鼓出前的上述槽部成形為徑向厚度隨著從上述工具卡合部和上述胴體部朝向上述槽部的中央去而變薄的形狀；利用熱鉚合將上述主體件接合于上述絕緣子時(shí)，使上述鼓出前的槽部向上述外周方向和上述內(nèi)周方向鼓出。
10.根據(jù)權(quán)利要求9所述的火花塞的制造方法，其特征在于，將上述工具卡合部的徑向厚度最薄的部分的80%的厚度設(shè)為C、上述鼓出前的槽部的上述中央的徑向厚度設(shè)為D時(shí)，以滿足0. 5 ^ (D/C) ^ 1. 0的方式成形上述鼓出前的槽部。
11.根據(jù)權(quán)利要求10所述的火花塞的制造方法，其特征在于，將從上述鼓出前的槽部的上述工具卡合部側(cè)的、徑向厚度為C的第4部分到上述鼓出前的槽部的上述胴體部側(cè)的、徑向厚度為C的第5部分的、沿著上述軸線方向的距離設(shè)為 Li,將上述鼓出前的槽部的上述工具卡合部側(cè)的、徑向厚度為(0.8XC)的第6部分與上述第4部分之間的、沿著上述軸線方向的距離設(shè)為L(zhǎng)2，將上述鼓出前的槽部的上述胴體部側(cè)的、徑向厚度為(0.8XC)的第7部分與上述第5 部分之間的、沿著上述軸線方向的距離設(shè)為L(zhǎng)3，以滿足0. 2彡(L2/L1)彡0. 5和0. 2彡(L3/L1)彡0. 5的方式成形上述鼓出前的槽部。
全文摘要
本發(fā)明的目的在于提供一種提高了主體件的斷裂強(qiáng)度的火花塞。在火花塞(100)的主體件(30)中，拐點(diǎn)部(353)的徑向厚度(A)與主體件(30)的外側(cè)表面的自拐點(diǎn)部(353)起延續(xù)到等厚部(348)處的部分的曲率半徑(R)之間的關(guān)系滿足R×A≥0.20mm2。
文檔編號(hào)H01T13/02GK102332682SQ20111015682
公開(kāi)日2012年1月25日 申請(qǐng)日期2011年6月10日 優(yōu)先權(quán)日2010年6月11日
發(fā)明者中村真衣, 鈴木彰 申請(qǐng)人:日本特殊陶業(yè)株式會(huì)社