本発明は、火花放電ギャップ付近の自己清浄を行うことができる内燃機関用のスパークプラグに関するものである。

従来、内燃機関には点火のためのスパークプラグが用いられている。 このスパークプラグでは、一般的には、中心電極が挿設された絶縁碍子を保持する主体金具の燃焼室側の先端部に接地電極を溶接して、接地電極の他端部を中心電極の先端部の先端面と対向させて、主火花放電ギャップを形成している。 そして、中心電極と接地電極との間で火花放電が行われ、両電極間に曝された混合気に着火することにより、火炎核が形成される。

ところで、燃焼室内に露出されるスパークプラグの絶縁碍子の表面上に、混合気の燃焼によって発生したカーボンが付着する、いわゆる汚損が発生することがある。 この汚損が進行して絶縁碍子表面の絶縁性が低下すると主体金具と絶縁碍子との間で放電してしまい、中心電極と接地電極との間で火花放電が行われなくなり失火の状態となる。 そこで、主体金具の先端面の内周側を絶縁碍子に向けて鍔状に突出させ、この突出部分（突出縁）と中心電極との間で補助火花放電ギャップ（補助スパークギャップ）を形成して火花放電が行われるようにした、いわゆる補助ギャップ型のスパークプラグが提案されている（例えば、特許文献１参照。）。

補助火花放電ギャップは、上記突出縁と絶縁碍子の先端部側面との間の気中放電間隙、および、中心電極と絶縁碍子先端部側面における気中放電間隙の起点との間の沿面放電間隙からなる。 通常時には、補助火花放電ギャップよりも間隙の狭い主火花放電ギャップにて火花放電が行われるが、汚損によって絶縁碍子表面の絶縁性が低下すると、主火花放電ギャップよりも狭く形成されている気中放電間隙において火花放電が行われる。 すると沿面放電間隙では絶縁碍子の表面上を火花が走り、付着したカーボンが焼き切られる。 このような自己清浄作用により絶縁碍子表面の絶縁性が復帰すると、再び主火花放電ギャップにて火花放電が行われるようになる。

しかし、このような補助ギャップ型のスパークプラグでは、主体金具の先端面の内周側が絶縁碍子に向けて突出されているので、主体金具の内周面と絶縁碍子の外周面との間には混合気が進入し辛くなる。 このため混合気による絶縁碍子の冷却効果が低下し、耐熱性が低下する虞があった。 さらに間隙の狭い気中放電間隙が主体金具の先端面の全周に渡って形成されているため、絶縁碍子と主体金具の先端面との間で燃料ブリッジが形成されてしまう虞があった。

そこで、絶縁碍子の先端面に複数個の棒状の補助接地電極を設けることで、絶縁碍子の外周全周にわたって補助接地電極が配置されないようにすることで、主体金具の内周面と絶縁碍子の外周面との間への混合気の進入を阻害しないようにしたスパークプラグを作製することは、燃料ブリッジの形成を防止し、耐熱性を向上する上で効果的である（例えば、特許文献２参照。）。

特開平９−１３９２７６号公報

特開昭４９−８５４２８号公報

しかしながら、特許文献２のスパークプラグでは、補助接地電極の大きさや補助火花放電ギャップの長さなど、主火花放電ギャップとの相互の関係を考慮した上での各寸法の規定がなされていない。 このため、気中放電間隙が短いと通常時にも補助火花放電ギャップにて火花放電が行われてしまう虞があり、気中放電間隙が長いと主体金具の先端面より後方にて、主体金具の内周面と絶縁碍子の外周面との間で火花放電が行われる、いわゆる横飛火が発生してしまう虞があった。 また、補助接地電極が大きいと着火時に成長する火炎核の熱を奪ってしまい、着火性の低下を招く虞があった。

本発明は、上記問題点を解決するためになされたものであり、補助接地電極の大きさや火花放電ギャップの長さを規定することで耐熱性、耐汚損性および着火性の向上を図ることができるスパークプラグを提供することを目的とする。

上記目的を達成するために、請求項１に係る発明のスパークプラグは、中心電極と、軸線方向に延びる軸孔を有し、前記中心電極を前記軸孔で保持する絶縁碍子と、自身の先端面より前記絶縁碍子の先端部を突出させた状態で、前記絶縁碍子の周囲を取り囲んで保持する主体金具と、一端が、前記主体金具の先端面に接合され、他端側の一側面が、前記中心電極の先端部の先端面に対向するように屈曲され、その対向面同士で第１火花放電ギャップを形成する第１接地電極と、一端が、前記主体金具の先端面に接合され、他端が、自身の先端と前記絶縁碍子表面との間で放電する気中放電間隙と、前記絶縁碍子表面上の前記気中放電間隙の起点と前記中心電極の先端部との間で前記絶縁碍子の表面を沿って放電する沿面放電間隙とからなる第２火花放電ギャップを形成する第２接地電極とを備え、前記気中放電間隙の長さよりも、前記第１火花放電ギャップの長さの方が長くなるように構成されたスパークプラグであって、前記第２接地電極は、少なくとも１本以上設けられ、前記一端から前記他端へと向かう方向が前記中心電極の軸線方向と直交し、かつ、前記気中放電間隙の長さと前記沿面放電間隙の０．５倍の長さとの和が、前記第１放電ギャップの１．４３倍の長さ以上となるように構成されている。

また、請求項２に係る発明のスパークプラグは、中心電極と、軸線方向に延びる軸孔を有し、前記中心電極を前記軸孔で保持する絶縁碍子と、自身の先端面より前記絶縁碍子の先端部を突出させた状態で、前記絶縁碍子の周囲を取り囲んで保持する主体金具と、一端が、前記主体金具の先端面に接合され、他端側の一側面が、前記中心電極の先端部の先端面に対向するように屈曲され、その対向面同士で第１火花放電ギャップを形成する第１接地電極と、一端が、前記主体金具の先端面に接合され、他端が、自身の先端と前記絶縁碍子表面との間で放電する気中放電間隙と、前記絶縁碍子表面上の前記気中放電間隙の起点と前記中心電極の先端部との間で前記絶縁碍子の表面を沿って放電する沿面放電間隙とからなる第２火花放電ギャップを形成する第２接地電極とを備え、前記気中放電間隙の長さよりも、前記第１火花放電ギャップの長さの方が長くなるように構成されたスパークプラグであって、前記第２接地電極は、少なくとも１本以上設けられ、前記一端から前記他端へと向かう方向が前記中心電極の軸線方向と直交するとともに、その他端の断面積が１ｍｍ ^２以下であり、かつ、前記気中放電間隙の長さが０．３ｍｍ以上となるように構成されている。

また、請求項３に係る発明のスパークプラグは、請求項１または２に記載の発明の構成に加え、前記主体金具は、その外周に、内燃機関のエンジンヘッドの取付孔に螺合するためのねじ部を備え、前記ねじ部の外径は、Ｍ１２以下であることを特徴とする。

また、請求項４に係る発明のスパークプラグは、請求項１乃至３のいずれかに記載の発明の構成に加え、前記第２接地電極は、棒状の貴金属チップから形成されている。

請求項１に係る発明のスパークプラグでは、第２火花放電ギャップの気中放電間隙の長さと沿面放電間隙の０．５倍の長さとの和が、第１火花放電ギャップの長さの１．４３倍以上に構成されている。 放電電圧を所定量増加させるのに必要な気中放電間隙の長さの増加分は、沿面放電間隙の長さの増加分の０．５倍に相当するため、これらの和を第１火花放電ギャップの長さの定数倍以上となるように構成すれば、通常の火花放電が行われる際に第２火花放電ギャップにおいて火花放電が行われてしまうことを防止することができる。 上記定数は、各間隙の相対的な大きさ関係より横飛火の発生を防止する上で最適な値を導き出せば、横飛火の発生を防止することができる。 本発明では評価試験に基づき上記定数を導き、１．４３を設定したことで、通常時には第１火花放電ギャップにて、汚損時には第２火花放電ギャップにて確実に火花放電が行われ、また横飛火の発生が防止される。 これにより、スパークプラグの自己清浄効果を高め、耐汚損性を向上することができる。

また、第２接地電極を主体金具の先端面に接合しており、その先端面より突出した絶縁碍子の側面に沿って配置されるものが第１接地電極のみとなるように構成している。 すると燃焼室内において、主体金具と絶縁碍子との間のクリアランスへの混合気の進入を阻害するものが少なくなるため、混合気による絶縁碍子の冷却効果が高められ、スパークプラグの耐熱性が向上する。 さらに、低温始動時に燃料ブリッジが形成されにくくなるため、スパークプラグの低温始動性を向上することができる。

また、請求項２に係る発明のスパークプラグでは、第２接地電極は、一端から他端へと向かう方向を中心電極の軸線方向と直交する方向とし、その他端の断面積を１ｍｍ ^２以下とした。 このため、着火時に発生した火炎核が第２接地電極に接触して奪われる熱量を少なくでき、スパークプラグの着火性を向上することができる。 なお、第２接地電極の他端の断面積が１ｍｍ ^２より大きくなると、第２接地電極による火炎核の消炎作用が大きくなり、スパークプラグの着火性が低下する。

また、気中放電間隙の長さを小さくすれば、汚損時に確実に気中放電間隙にて火花放電が行われるようにすることができ、横飛火を防止することができる。 一方で、気中放電間隙が狭くなるほど、着火時に発生する火炎核がその成長の早い段階で第２接地電極と接触することとなり、上記のように第２接地電極の占める体積を小さくすることによる着火性向上の効果が薄れるが、気中放電間隙の長さを０．３ｍｍ以上とすることで、スパークプラグの着火性を高め、さらに横飛火を防止し、汚損時に確実に第２火花放電ギャップにて火花放電が行われるようにすることができる。 これにより、スパークプラグの自己清浄効果を高め、耐汚損性を向上することができる。

また、第２接地電極を主体金具の先端面に接合しており、その先端面より突出した絶縁碍子の側面に沿って配置されるものが第１接地電極のみとなるように構成している。 すると燃焼室内において、主体金具と絶縁碍子との間のクリアランスへの混合気の進入を阻害するものが少なくなるため、混合気による絶縁碍子の冷却効果が高められ、スパークプラグの耐熱性が向上する。 さらに、低温始動時に燃料ブリッジが形成されにくくなるため、スパークプラグの低温始動性を向上することができる。

また、請求項３に係る発明のスパークプラグでは、請求項１または２に係る発明の効果に加え、ねじ部の外径がＭ１２以下のスパークプラグでは主体金具と絶縁碍子との間のクリアランスが絶対寸法として狭いため、混合気がクリアランスへ進入することによる絶縁碍子の冷却効果を阻害しないようにする必要がある。 そこで、本発明のスパークプラグでは、第２接地電極の一端から他端へと向かう方向を中心電極の軸線方向と直交する方向にした状態で第２接地電極を主体金具の先端面に接合した。 これにより、主体金具の先端面より突出した絶縁碍子の側面に沿って配置されるものが第１接地電極のみとなり、上記クリアランスへの混合気の進入が阻害されず、スパークプラグの耐熱性を向上することができる。 さらに、低温始動時に燃料ブリッジが形成されにくくなるため、スパークプラグの低温始動性を向上することができる。

また、請求項４に係る発明のスパークプラグでは、請求項１乃至３のいずれかに係る発明の効果に加え、第２接地電極を耐火花消耗性に優れる貴金属チップより形成したことで、第２接地電極をより小さく形成しても火花消耗しにくく、スパークプラグの耐久性を高めることができる。

以下、本発明を具体化したスパークプラグの一実施の形態について、図面を参照して説明する。 まず、図１〜図３を参照して、本実施の形態のスパークプラグの一例としてのスパークプラグ１００の構造について説明する。 図１は、スパークプラグ１００の部分断面図である。 図２は、スパークプラグ１００の先端部分を拡大した断面図である。 図３は、図２の二点鎖線Ａ−Ａ'においてスパークプラグ１００の先端部分を矢視方向から見た図である。 なお、図１において、スパークプラグ１００の軸線Ｏ方向を図面における上下方向とし、下側をスパークプラグ１００の先端側、上側を後端側として説明する。

図１に示すように、スパークプラグ１００は、概略、絶縁体を構成する絶縁碍子１０と、この絶縁碍子１０を保持する主体金具５０と、絶縁碍子１０内に軸線Ｏ方向に保持された中心電極２０と、主体金具５０の先端面５７に基部３２を溶接され、先端部３１の一側面が中心電極２０の先端部２２に対向する主接地電極３０と、主接地電極３０と同様に、基部６２側の一側面が主体金具５０の先端面５７に接合され、先端部６１が絶縁碍子１０の外周面に対向する補助接地電極６０と、絶縁碍子１０の後端部に設けられた端子金具４０とから構成されている。

まず、このスパークプラグ１００の絶縁碍子１０について説明する。 絶縁碍子１０は、周知のようにアルミナ等を焼成して形成され、軸線Ｏ方向に軸孔１２を有する筒状の絶縁部材である。 軸線Ｏ方向の略中央には外径が最も大きな鍔部１９が形成されており、これより後端側には後端側胴部１８が形成されている。 また、鍔部１９より先端側には後端側胴部１８より外径が小さな先端側胴部１７と、その先端側胴部１７よりも先端側で先端側胴部１７よりもさらに外径の小さな脚長部１３とが形成されている。 脚長部１３は先端側ほど縮径されており、スパークプラグ１００が図示外の内燃機関に組み付けられた際には、その燃焼室に曝される。 また、脚長部１３と先端側胴部１７との間は段部１５として形成されている。

次に、中心電極２０は、インコネル（商標名）６００または６０１等のＮｉ系合金等で形成され、内部に熱伝導性に優れる銅等からなる金属芯２３を有している。 中心電極２０の先端部２２は絶縁碍子１０の先端面から突出しており、先端側に向かって径小となるように形成されている。 図２に示すように、この先端部２２の外径は絶縁碍子１０の軸孔１２の内径よりも小さく構成され、軸孔１２の内周と先端部２２の外周との間に耐汚損性向上のための微少な間隙２５が形成されている。 その先端部２２の先端面には柱状の貴金属チップ９０が、柱軸を中心電極２０の軸線にあわせるようにして溶接されている。 また、中心電極２０は、軸孔１２の内部に設けられたシール体４およびセラミック抵抗３を経由して、後端側の端子金具４０に電気的に接続されている。 その端子金具４０には高圧ケーブル（図示外）がプラグキャップ（図示外）を介して接続され、高電圧が印加されるようになっている。

次いで、主接地電極３０について説明する。 主接地電極３０は耐腐食性の高い金属から構成され、一例として、インコネル（商標名）６００または６０１等のＮｉ系合金が用いられる。 この主接地電極３０は自身の長手方向の横断面が略長方形を有しており、一端（基部３２）が主体金具５０の先端面５７に溶接により接合されている。 また、主接地電極３０の他端（先端部３１）は、内面３３側が中心電極２０の先端部２２に対向するように屈曲されている。 この先端部３１の内面３３には中心電極２０の軸線にあわせて貴金属チップ９１が接合されており、対向する貴金属チップ９０との間で火花放電を行う主火花放電ギャップ（図２における間隙Ｂで示す部分）が形成される。 なお、主火花放電ギャップが、本発明における「第１火花放電ギャップ」に相当し、主接地電極３０が、本発明における「第１接地電極」に相当する。

次に、補助接地電極６０について説明する。 補助接地電極６０は断面が矩形で棒状のＩｒ合金からなる貴金属チップである。 図２に示すように、補助接地電極６０は中心電極２０の軸線Ｏと直交する方向を軸線方向とし、その他端（先端部６１）の先端面が絶縁碍子１０の脚長部１３の側面に対向した状態で、一端（基部６２）の一側面が主体金具５０の先端面５７に溶接されている。 本実施の形態では、図３に示すように補助接地電極６０は３つ設けられ、軸線Ｏを交点として互いに直交し、かつそれぞれが軸線Ｏにも直交する２直線が主体金具５０の先端面５７と交差する各位置に、主接地電極３０および３つの補助接地電極６０がそれぞれ配置されている。 なお、補助接地電極６０が、本発明における「第２接地電極」に相当する。

ここで、スパークプラグ１００の汚損時には、主火花放電ギャップで火花放電が行われず、中心電極２０と補助接地電極６０との間からなる補助火花放電ギャップにおいて火花放電が行われる。 図２に示すように、補助接地電極６０の先端部６１の先端面と絶縁碍子１０の脚長部１３の外周面との間は、気中放電間隙（図中間隙Ｃで示す部分）として構成され、主火花放電ギャップの間隙Ｂの長さよりも短く構成されている。 また、絶縁碍子１０側の気中放電間隙の起点（補助接地電極６０の先端部６１に対して絶縁碍子１０の脚長部１３の外周面から火花放電が行われる位置）から、絶縁碍子１０の表面に沿って中心電極２０に至るまで部分（図中間隙Ｄで示す部分）は、沿面放電間隙として構成されている。 すなわち補助火花放電ギャップは、気中放電間隙と沿面放電間隙とから構成される。 なお、補助火花放電ギャップが、本発明における「第２火花放電ギャップ」に相当する。

次に、主体金具５０について説明する。 図１に示すように主体金具５０は、図示外の内燃機関のエンジンヘッドにスパークプラグ１００を固定するための円筒状の金具であり、絶縁碍子１０を取り囲むようにして保持している。 このとき、絶縁碍子１０の脚長部１３の先端部分は主体金具５０の先端面５７よりも前方側（図１における下側）に突出されている。 主体金具５０は鉄系の材料より形成され、図示外のスパークプラグレンチが嵌合する工具係合部５１と、図示外の内燃機関上部に設けられたエンジンヘッドに螺合するねじ部５２とを備えている。 このねじ部５２の規格の一例としては、Ｍ１２が用いられる。

また、工具係合部５１より後端側には加締め部５３が設けられている。 そしてその加締め部５３を加締めることにより、主体金具５０内に形成された段部５６に環状のパッキン８０を介し絶縁碍子１０の段部１５が支持されて、主体金具５０と絶縁碍子１０とが一体にされる。 段部１５と段部５６との間の気密を保持し燃焼ガスの流出を防ぐことができるように加締めによる密閉を完全なものとするため、工具係合部５１から加締め部５３にかけての主体金具５０と絶縁碍子１０の後端側胴部１８との間に円環状のリング部材６，７が介在され、さらに両リング部材６，７の間にタルク（滑石）９の粉末が充填される。 また、工具係合部５１とねじ部５２との間には鍔部５４が形成されており、ねじ部５２の後端側近傍、すなわち鍔部５４の座面５５にはガスケット５が嵌挿されている。

このような構成のスパークプラグ１００において、主火花放電ギャップおよび補助火花放電ギャップの長さ関係に着目して規定することは、耐熱性、耐汚損性および着火性のさらなる向上を図る上で有効である。 そこで、本実施の形態のスパークプラグ１００では、着火性を向上することができるように、主火花放電ギャップと、補助火花放電ギャップを形成する気中放電間隙および沿面放電間隙との相対的な長さ関係を設定し、これを実現するため各部品の大きさや配置位置を規定した。

まず、図２に示す、主火花放電ギャップ（間隙Ｂ）、気中放電間隙（間隙Ｃ）および沿面放電間隙（間隙Ｄ）のそれぞれの長さ関係を、後述する評価試験の結果に基づき以下に規定した。
（間隙Ｃの長さ）＋（間隙Ｄの長さ）×０．５≧（間隙Ｂの長さ）×１．４３
すなわち、本実施の形態のスパークプラグ１００では、気中放電間隙の長さと沿面放電間隙の０．５倍の長さとの和が、主火花放電ギャップの１．４３倍の長さ以上となるように構成されている。 このように主火花放電ギャップと補助火花放電ギャップとの長さ関係を設定すれば、汚損時に積極的に補助火花放電ギャップにおいて火花放電が行われるようにし、自己清浄効果を高めることで、耐汚損性の向上を図ることができる。 一方、各間隙Ｂ，Ｃ，Ｄの関係が上記式を満たせない場合、通常時に補助火花放電ギャップにて火花放電が行われたり、横飛火が発生したりする虞がある。

また、本実施の形態では、棒状の補助接地電極６０の先端部６１において、軸線方向と直交する断面の面積を１ｍｍ ^２以下とし、かつ気中放電間隙（間隙Ｃ）の長さを０．３ｍｍ以上としている。 間隙Ｃの長さが０．３ｍｍ未満であると、補助接地電極６０と絶縁碍子１０との間で燃料ブリッジが形成されてしまう虞がある。 さらに、主体金具５０の内周と絶縁碍子１０の脚長部１３の外周との間に混合気が入り込みにくくなり、冷却効果を得られず耐熱性が低下する虞がある。 また、補助接地電極６０の先端部６１の断面積が１ｍｍ ^２より大きいと、補助接地電極６０の体積が大きくなってしまい、着火時に成長する火炎核の熱を奪うため着火性が低下する虞がある。

このように構成したスパークプラグについて本発明の効果を確認するため、以下に示す各評価試験を行った。

［実施例１］
まず、沿面放電間隙および気中放電間隙における放電電圧と大気圧との関係において評価試験を行った。 この評価試験では、沿面放電間隙（図２における間隙Ｄ）が１．０ｍｍとなるように主体金具の先端面に補助接地電極を接合したスパークプラグをチャンバー内に配置し、「０．２」，「０．４」，「０．６」，「０．８」，「１」（ＭＰａ）の各気圧下で放電電圧を測定した。 各気圧下における放電電圧は順に、「７」，「１０」，「１３」，「１５．５」，「１７．５」（ｋＶ）であった。 さらに、沿面放電間隙を１．１ｍｍとしたスパークプラグについても同様に上記各気圧下での放電電圧を測定したところ、上記各気圧下における放電電圧は順に、「７．５１」，「１０．５２」，「１３．４９」，「１５．９８」，「１８．０１」（ｋＶ）となった。 これをグラフ化したものを図４に示す

次いで、気中放電間隙についても同様の評価試験を行った。 気中放電間隙（図２における間隙Ｃ）が０．５ｍｍとなるように主体金具の先端面に補助接地電極を接合したスパークプラグをチャンバー内に配置し、上記同様「０．２」，「０．４」，「０．６」，「０．８」，「１」（ＭＰａ）の各気圧下で放電電圧を測定した。 各気圧下における放電電圧は順に、「９」，「１４」，「１９．０２」，「２３．９」，「２６．５」（ｋＶ）であった。 さらに、気中放電間隙を０．６ｍｍとしたスパークプラグについても同様に上記各気圧下での放電電圧を測定したところ、順に、「１０．０１」，「１５．１」，「２０．０４」，「２５．０４」，「２７．４９」（ｋＶ）となった。 これをグラフ化したものを図５に示す。

この評価試験の結果、どの気圧下においても一様に、沿面放電間隙が０．１ｍｍ広くなると放電電圧が約０．５ｋＶ高くなることがわかった。 同様に、気中放電間隙が０．１ｍｍ広くなると放電電圧が約１．０ｋＶ高くなることがわかった。 従って、放電電圧を１ｋＶ高くするには、沿面放電間隙であれば、その長さを０．２ｍｍ広げるとよいが、気中放電間隙であれば、その長さを沿面放電間隙の０．５倍の０．１ｍｍ広げればよいことがわかった。

［実施例２］
次に、スパークプラグの耐熱性について評価試験を行った。 この評価試験では、図６に示すように、本実施の形態のスパークプラグ１００と、その比較対象としての４種のスパークプラグを用い、同条件にて試験を行った。 平行電極型のスパークプラグとは、自己清浄作用を有しない一般的なスパークプラグである。 ４極セミ沿面型のスパークプラグとは、主体金具の先端面に４つの接地電極を設け、それぞれの先端部を中心電極に向けて折り曲げた形状とすることで、常時、自己清浄が行われるようにしたスパークプラグである。 ３極ハイブリッド型のスパークプラグとは、平行電極型のスパークプラグの主体金具の先端面に２つの補助接地電極を接合し、各補助接地電極の先端部を、４極セミ沿面型と同様に中心電極に向けて折り曲げた形状とすることで、汚損時に補助接地電極による自己清浄作用をもたせたスパークプラグである。 補助ギャップ型のスパークプラグとは、平行電極型のスパークプラグの主体金具の先端面を内側に延長し、絶縁碍子との距離を近づけることで、汚損時に自己清浄が行われやすくしたスパークプラグである。

耐熱性の評価試験では、上記各種のスパークプラグをそれぞれ排気量１６００ｃｃの４気筒ガソリンエンジンに組み付け、５５００ｒｐｍＷＯＴ（Wide Open Throttleの略称で、スロットル全開を意味する。）で駆動した。 そして、スパークプラグの点火時期を進めていったときに、プレイグニッション（過早着火）が発生した進角（点火時期）を測定した。 その結果、本実施の形態のスパークプラグでは、プレイグニッション発生進角が４５°ＢＴＤＣであった。 また、比較例としての平行電極型，４極セミ沿面型，３極ハイブリッド型，補助ギャップ型の各スパークプラグのプレイグニッション発生進角はそれぞれ、「４５」，「３５」，「３８」，「３５」（°ＢＴＤＣ）であった。 これをグラフ化したものを図７に示す。

この評価試験の結果、本実施の形態のスパークプラグは、平行電極型のスパークプラグと同様に、他のスパークプラグと比べプレイグニッションの発生温度が高く、プレイグニッションが発生しにくいことが確認された。 ４極セミ沿面型および３極ハイブリッド型のスパークプラグでは、補助接地電極が大きく、絶縁碍子の先端部を囲うように配置され、その先端部が中心電極側に曲折している。 このため燃焼室内において、混合気が主体金具と絶縁碍子との間のクリアランスに入り込みにくい。 また、補助ギャップ型のスパークプラグも同様に、主体金具の先端面が中心電極側に突出されていることから上記クリアランスに混合気が入り込みにくい。 このため、これらのスパークプラグでは混合気による冷却効果を十分に得られず、クリアランス内に熱が籠もりやすくなり平行接地電極型のスパークプラグと比べ耐熱性が低くなる。 しかし、本実施の形態のスパークプラグでは、補助接地電極の大きさ、および気中放電間隙の長さを規定したことにより、絶縁碍子の先端部に沿って配置されるのが主接地電極のみであり、上記クリアランスへの混合気の進入を阻害しにくい構成となっている。 これにより、本実施の形態のスパークプラグでは、平行電極型のスパークプラグと同等の耐熱性を得られたことが確認できた。

［実施例３］
次に、スパークプラグの耐汚損性について評価試験を行った。 この評価試験では、耐熱性の評価試験（実施例２）で説明した図６に示す４種のスパークプラグを本実施の形態のスパークプラグ１００との比較例として用い、同条件にて試験を行った。

耐汚損性の評価試験では、排気量１８００ｃｃの４気筒直噴式ガソリンエンジンに各スパークプラグを組み付け、室温−１０℃の試験室においてＪＩＳ規格Ｄ１６０６で規定されているプレデリバリ汚損試験を行った。 具体的にはエンジンを始動させ、空ぶかしを数回行った後に３速３５ｋｍ／ｈで４０秒駆動し、アイドリングを９０秒行ってから再度３速３５ｋｍ／ｈで４０秒駆動してエンジンを停止する。 そして冷却水の温度が室温となるまで完全冷却を行い、再度エンジンを始動させて空ぶかしし、１速１５ｋｍ／ｈで１５秒駆動とエンジン停止３０秒を２回、再び１速１５ｋｍ／ｈで再度１５秒駆動してエンジンを停止する。 この一連のテストパターンを１サイクルとして、複数サイクル繰り返し試験を行った。 そして各サイクルが終了する度にスパークプラグの主体金具と接続端子との間の絶縁抵抗値を測定し、その値が１０ＭΩを下回ったときのサイクル数を確認した。

その結果、本実施の形態のスパークプラグでは、１０サイクル以上絶縁性が失われなかった。 また、平行電極型，４極セミ沿面型，３極ハイブリッド型のスパークプラグでは、それぞれ「４」，「９」，「８」サイクル目に絶縁性が失われた。 そして、補助ギャップ型のスパークプラグでは、１０サイクル以上絶縁性が失われなかった。 これをグラフ化したものを図８に示す。

この耐汚損性の評価試験の結果より、４極セミ沿面型および３極ハイブリッド型のスパークプラグでは、自己清浄を行えない平行電極型のスパークプラグと比べ始動可能なサイクル数が大きく耐汚損性の面において良好であるが、補助ギャップ型および本実施の形態のスパークプラグでは、さらに耐汚損性の面において有利であることがわかる。 図６に示すように、４極セミ沿面型および３極ハイブリッド型のスパークプラグでは、補助接地電極の先端部の対向する絶縁碍子の先端部において気中放電間隙および沿面放電間隙が形成されるが、本実施の形態のスパークプラグでは、それらのスパークプラグより沿面放電間隙が長く形成されている。 つまり気中放電間隙の形成位置は、４極セミ沿面型および３極ハイブリッド型のスパークプラグと比べ中心電極から離れており、非汚損時に補助接地電極と中心電極との間で飛火しにくくなるため、気中放電間隙の長さをより小さくすることができる。 これにより、主体金具内で絶縁碍子に火花放電が発生する、いわゆる横飛火を抑制することができ、スパークプラグの汚損時に、確実に、補助火花放電ギャップにて火花放電を発生させて自己清浄することができる。

［実施例４］
次いで、スパークプラグの着火性について評価試験を行った。 この評価試験では、本実施の形態のスパークプラグの補助接地電極として、その軸線方向と直交する断面の面積が「０．６４」，「１．００」，「１．４４」，「３．５０」，「４．５０」（ｍｍ ^２ ）の５種類のものを用意した。 そして、各種ごとに気中放電間隙の長さが「０．１」〜「０．７」（ｍｍ）となるようにスパークプラグの主体金具の先端面に補助接地電極を接合し、それぞれ７つのサンプルを作製した。 これら各サンプルを、排気量２０００ｃｃの６気筒ガソリンエンジンに組み付けて始動し、吸気圧−５５０ｍｍＨｇ、７５０ｒｐｍでアイドリング走行を行った。 そしてスパークプラグの点火時期を進めていき、失火等が生じない安定燃焼限界を測定した。

その結果、補助接地電極の断面積が０．６４ｍｍ ^２である場合の安定燃焼限界は、気中放電間隙の長さが「０．１」，「０．２」，「０．３」，「０．４」，「０．５」，「０．６」，「０．７」（ｍｍ）のそれぞれにおいて、「２３」，「２５」，「４２」，「４５」，「４８」，「５０」，「５２」（°ＢＴＤＣ）であった。 同様に、補助接地電極の断面積が１．００ｍｍ ^２である場合、上記各気中放電間隙の長さに対する安定燃焼限界はそれぞれ、「２２」，「２４」，「４０」，「４４」，「４７．５」，「５０」，「５２」（°ＢＴＤＣ）となった。 補助接地電極の断面積が１．４４ｍｍ ^２である場合、上記各気中放電間隙の長さに対する安定燃焼限界はそれぞれ、「２２」，「２３」，「２８．３」，「４０．１」，「４５」，「４９」，「５２」（°ＢＴＤＣ）となった。 補助接地電極の断面積が３．５０ｍｍ ^２である場合、上記各気中放電間隙の長さに対する安定燃焼限界はそれぞれ、「２２」，「２２．５」，「２５」，「２７」，「３０」，「３５」，「４０」（°ＢＴＤＣ）となった。 補助接地電極の断面積が４．５０ｍｍ ^２である場合、上記各気中放電間隙の長さに対する安定燃焼限界はそれぞれ、「２２」，「２２．５」，「２４」，「２６」，「２８．５」，「３２．５」，「３６」（°ＢＴＤＣ）となった。 これをグラフ化したものを図９に示す。 なお、図９において、安定燃焼限界をAdv.Limitと表記した。

この着火性の評価試験の結果より、補助接地電極の断面積（軸線と直交する断面の面積）が小さいほど着火性が向上することがわかる。 これは、混合気に点火することにより発生した火炎核が補助接地電極に接触して熱が奪われる消炎作用が、接触する補助接地電極の体積が小さいほど低減することによる。 また、気中放電間隙の長さが大きいほど着火性が向上することがわかる。 これは、火炎核の成長過程において、気中放電間隙の長さが大きいほど補助接地電極に接触するまでに火炎核が成長することができることによる。 実施例３において、気中放電間隙の長さが小さいほどスパークプラグの耐汚損性が向上すると説明したが、本評価試験の結果に基づくと、補助接地電極の断面積が１ｍｍ ^２以下であり、かつ、気中放電間隙の長さが０．３ｍｍ以上となるようにすれば、着火性において良好であることがわかった。

［実施例５］
次に、スパークプラグの低温始動性について評価試験を行った。 この評価試験では、耐熱性の評価試験（実施例２）で説明した図６に示す４種のスパークプラグを本実施の形態のスパークプラグ１００との比較例として用い、同条件にて試験を行った。

低温始動性の評価試験では、上記各種のスパークプラグをそれぞれ排気量１８００ｃｃの４気筒直噴式ガソリンエンジンに組み付け、室温−３０℃の試験室において、エンジン始動後ギアをＮに入れた状態で１５秒維持し、ギアをＤに入れ１５秒駆動した後にエンジンを停止し、冷却水の温度が室温となるまで完全冷却を行った。 これを１サイクルとして複数サイクル繰り返し試験を行い、エンジンが始動できなくなるまでのサイクル数を確認した。

その結果、本実施の形態のスパークプラグでは、１１サイクルまでエンジンを始動させることができた。 また、平行電極型，４極セミ沿面型，３極ハイブリッド型，補助ギャップ型のスパークプラグでは、それぞれ「１２」，「６」，「７」，「３」サイクルまでエンジンを始動させることができた。 これをグラフ化したものを図１０に示す。

この低温始動性の評価試験の結果より、補助ギャップ型のスパークプラグでは、主体金具の先端面全体が絶縁碍子に向かって突出されているので、その先端面と絶縁碍子との間の距離が短く、エンジンの始動時に未気化の混合気が付着すると燃料ブリッジが形成されやすく、始動不能に陥りやすいことがわかる。 ４極セミ沿面型や３極ハイブリッド型のスパークプラグでは、補助接地電極が主体金具の先端面より露出した絶縁碍子の先端部を取り囲むように配置されており、補助ギャップ型のスパークプラグに次いで燃料ブリッジが形成されやすい。 しかし、補助接地電極のない平行電極型のスパークプラグでは燃料ブリッジが形成されにくく、上記各スパークプラグと比べ低温始動性の面において良好である。 本実施の形態のスパークプラグでは、補助接地電極が小さく絶縁碍子に対して対向する部位が少ないため、低温始動性の面において平行電極型のスパークプラグとほぼ同等の性能を示すことがわかった。

［実施例６］
次に、横飛火の発生についての評価試験を行った。 まず、主火花放電ギャップ，気中放電間隙，沿面放電間隙の長さをそれぞれ「１．１」，「０．３」，「１．５」（ｍｍ）となるように調整した本実施の形態のスパークプラグを作製した。 そしてこのスパークプラグをチャンバー内に配置し、「０．２」，「０．４」，「０．６」，「０．８」，「１」（ＭＰａ）の各気圧下で横飛火の発生を測定し、その発生回数から発生率を求めた。 各気圧下における横飛火の発生率は、それぞれ「１４」，「３１．７」，「４８」，「５９．５」，「６０」（％）であった。 これをグラフ化したものを図１１に示す。 これより、チャンバー内の気圧が上がれば横飛火の発生率が上がり、０．８ＭＰａ以上であれば横飛火の発生を評価するうえで十分な環境が得られるとして以下の試験を行った。

そこで、チャンバー内の気圧を０．８ＭＰａに設定して、主火花放電ギャップの長さを１．１ｍｍとしたスパークプラグにおいて、気中放電間隙の長さおよび沿面放電間隙の長さと横飛火の発生率との関係について試験を行った。 この試験では、本実施の形態のスパークプラグの主体金具の先端面に補助接地電極を接合する際に、両者間に中間部材を配置させ、沿面放電間隙の長さが「１．０」，「１．５」，「２．０」，「２．５」（ｍｍ）、気中放電間隙の長さが「０．１」〜「０．９」（ｍｍ）の各組合せとなるように調整し、スパークプラグのサンプルを作製した。 なお、この中間部材とは主接地電極と同材質からなる金属部材であり、主体金具の先端面に溶接し、この中間部材を介して補助接地電極が主体金具と導通状態となるように接合したものであり、この中間部材の軸線Ｏ方向長さを調整することによって上記各沿面放電間隙の長さを調整している。

沿面放電間隙の長さが１．０ｍｍである場合、気中放電間隙の長さを「０．１」，「０．２」，「０．３」，「０．４」，「０．５」，「０．６」，「０．７」，「０．８」，「０．９」（ｍｍ）としたスパークプラグの横飛火の発生率はそれぞれ、「９９」，「９８」，「９５」，「８７．３」，「６０」，「４０」，「２０」，「８」，「０」（％）となった。 同様に、沿面放電間隙の長さが１．５ｍｍである場合、気中放電間隙の長さを「０．１」，「０．２」，「０．３」，「０．４」，「０．５」，「０．６」，「０．７」（ｍｍ）としたスパークプラグの横飛火の発生率はそれぞれ、「９８」，「８０」，「５９」，「３５」，「１８」，「３」，「０」（％）となった。 沿面放電間隙の長さが２．０ｍｍである場合、気中放電間隙の長さを「０．１」，「０．２」，「０．３」，「０．４」（ｍｍ）としたスパークプラグの横飛火の発生率はそれぞれ、「４５」，「２２．４」，「９」，「０」（％）となった。 そして沿面放電間隙の長さが２．５ｍｍである場合、気中放電間隙の長さを「０．１」，「０．２」（ｍｍ）としたスパークプラグの横飛火の発生率はそれぞれ、「４」，「０」（％）となった。 これをグラフ化したものを図１２に示す。

これより、沿面放電間隙の長さがそれぞれ「１．０」，「１．５」，「２．０」，「２．５」（ｍｍ）である場合に、横飛火が発生しなくなる気中放電間隙の長さはそれぞれ「０．９」，「０．７」，「０．４」，「０．２」（ｍｍ）であることがわかった。 なお、図示しないが、主火花放電ギャップの長さを「１．３」，「０．９」，「０．７」（ｍｍ）とした場合についてもそれぞれ同様の評価試験を行い、横飛火が発生しなくなる場合の沿面放電間隙の長さと気中放電間隙の長さとの関係について確認した（表１）。

一方で、沿面放電間隙の長さを１．５ｍｍとしたスパークプラグにおいて、主火花放電ギャップの長さおよび気中放電間隙の長さと横飛火の発生率との関係について試験を行った。 この試験では、上記同様、主火花放電ギャップの長さが「０．７」，「０．９」，「１．１」，「１．３」（ｍｍ）、気中放電間隙の長さが「０．１」〜「１」（ｍｍ）の各組合せとなるように調整したスパークプラグのサンプルを作製した。

主火花放電ギャップの長さが１．３ｍｍである場合、気中放電間隙の長さを「０．１」，「０．２」，「０．３」，「０．４」，「０．５」，「０．６」，「０．７」，「０．８」，「０．９」，「１」（ｍｍ）としたスパークプラグの横飛火の発生率はそれぞれ、「１００」，「９９」，「９８」，「８４」，「６３．６」，「４８」，「３１．１」，「１９」，「９」，「０」（％）となった。 同様に、主火花放電ギャップの長さが１．１ｍｍである場合、気中放電間隙の長さを「０．１」，「０．２」，「０．３」，「０．４」，「０．５」，「０．６」，「０．７」（ｍｍ）としたスパークプラグの横飛火の発生率はそれぞれ、「９８」，「８０」，「５９」，「３５」，「１８」，「３」，「０」（％）となった。 主火花放電ギャップの長さが０．９ｍｍである場合、気中放電間隙の長さを「０．１」，「０．２」，「０．３」，「０．４」，「０．５」（ｍｍ）としたスパークプラグの横飛火の発生率はそれぞれ、「５１」，「３０」，「１２」，「２」，「０」（％）であった。 そして主火花放電ギャップの長さが０．７ｍｍである場合、気中放電間隙の長さを「０．１」，「０．２」（ｍｍ）としたスパークプラグの横飛火の発生率はそれぞれ、「１１」，「０」（％）であった。 これをグラフ化したものを図１３に示す。

これより、主火花放電ギャップの長さがそれぞれ「１．３」，「１．１」，「０．９」，「０．７」（ｍｍ）である場合に、横飛火が発生しなくなる気中放電間隙の長さはそれぞれ「１」，「０．７」，「０．５」，「０．２」（ｍｍ）であることがわかった。 なお、図示しないが、沿面放電間隙の長さを「１．０」，「２．０」，「２．５」（ｍｍ）とした場合についてもそれぞれ同様の評価試験を行い、横飛火が発生しなくなる場合の主火花放電ギャップの長さと気中放電間隙の長さとの関係について確認した（表１）。

そして、上記評価試験の結果をもとに、横飛火が発生しなくなる場合の主火花放電ギャップ、沿面放電間隙、および気中放電間隙のそれぞれの長さの関係をまとめたところ、以下に示す表が得られた。

次に、実施例１および実施例６の評価試験の結果に基づき、上記した以下の関係式を導いた。
（気中放電間隙の長さ）＋（沿面放電間隙の長さ）×０．５≧（主火花放電ギャップの長さ）×Ｋ （ただしＫは定数とする。）
実施例１より、放電電圧を所定量増加させる場合、沿面放電間隙の長さの増加分の０．５倍と、気中放電間隙の長さの増加分とがほぼ同じ放電電圧の増加分に相当することを確認している。 よってこれらの和が、主火花放電ギャップの長さのＫ倍以上となれば、横飛火は発生しないといえる。 そこで、表１の各値を上記式に代入し定数Ｋの値を求めたところ、主火花放電ギャップが０．７ｍｍ、沿面放電間隙が１．０ｍｍ、気中放電間隙が０．５ｍｍであるときに最も大きい値、１．４３をとることがわかった。

なお、本発明は各種の変形が可能なことはいうまでもない。 例えば、本実施の形態では補助接地電極６０は３本設けたが、１本であっても、４本であってもよく、少なくとも１本以上設けられていればよい。 例えば図１４に示すスパークプラグ２００のように、軸線Ｏを交点として互いに直交し、かつそれぞれが軸線Ｏにも直交する２直線が主体金具５０の先端面５７と交差する各位置に４つの補助接地電極２６０を配置させ、そのうちの２本の中間位置に、主接地電極３０を配置させてもよいし、またこの場合であっても、補助接地電極２６０は４本に限られるものでもない。 なお、補助接地電極は主接地電極と軸線Ｏ方向に重なる位置にあってはならないわけでもない。

また、補助接地電極６０はＩｒ合金から形成したが、Ｐｔ合金から形成してもよいし、Ｒｈ合金から形成してもよい。 また、補助接地電極６０は断面が矩形の棒状であるとしたが、断面の形状は長方形であっても円形であってもよく、あるいは多角形であってもよい。 また、補助接地電極６０の先端部６１の断面積を１ｍｍ ^２以下としたが、これは、基部６２の断面積が必ずしも１ｍｍ ^２以下でないことを意味する。 すなわち、基部６２から先端部６１にかけての形状をテーパー状に形成してもよいし、段状に形成してもよい。

また、本実施の形態では、ねじ部５２の規格の一例としてその外径をＭ１２としたが、本発明の効果はＭ１２以下の小径のスパークプラグにおいて奏功することができる。 このような小径のスパークプラグでは、主体金具の内周と絶縁碍子の外周との間のクリアランスが必然的に小さくなるが、本実施の形態のスパークプラグ１００であれば、補助接地電極が絶縁碍子を取り囲むような配置となっていないので、燃焼室内にて混合気がクリアランスに入り込むのを阻害しにくくなり、混合気による冷却効果を低下させず、スパークプラグの耐熱性を向上させることができる。

本発明は内燃機関用のスパークプラグに適用することができる。

スパークプラグ１００の部分断面図である。

スパークプラグ１００の先端部分を拡大した断面図である。

図２の二点鎖線Ａ−Ａ'においてスパークプラグ１００の先端部分を矢視方向から見た図である。

沿面放電間隙における放電電圧と大気圧との関係を示すグラフである。

気中放電間隙における放電電圧と大気圧との関係を示すグラフである。

本実施の形態のスパークプラグと、評価試験の比較例としてのスパークプラグとの違いを示す図である。

耐熱性についての評価試験の結果を示すグラフである。

耐汚損性についての評価試験の結果を示すグラフである。

着火性についての評価試験の結果を示すグラフである。

低温始動性についての評価試験の結果を示すグラフである。

横飛火の発生についての評価試験の結果を示すグラフである。

横飛火の発生についての評価試験の結果を示すグラフである。

横飛火の発生についての評価試験の結果を示すグラフである。

変形例としてのスパークプラグ２００の先端部分を軸線方向先端側より見た図である。

符号の説明

１０ 絶縁碍子 １２ 軸孔 ２０ 中心電極 ２２ 先端部 ３０ 主接地電極 ３１ 先端部 ３２ 基部 ３３ 内面 ５０ 主体金具 ５２ ねじ部 ５７ 先端面 ６０ 補助接地電極 ６１ 先端部 ６２ 基部１００ スパークプラグ