火花塞用密封構件及火花塞的製作方法

2023-06-02 21:19:11

專利名稱：：火花塞用密封構件及火花塞的製作方法
技術領域：
：本發明涉及一種火花塞，更特別地，涉及一種設置在安裝於內燃機的安裝孔上的火花塞的金屬殼的周圍、從而密封通過安裝孔的空氣洩漏的火花塞用密封構件。
背景技術：
：通過將形成在金屬殼的外周上的螺紋牙(screwridge)擰入形成在內燃機的內燃機缸蓋的安裝孔上的內螺紋中而將傳統的火花塞安裝到內燃機上。該火花塞包括設置在金屬殼的外周上以防止通過安裝孔的來自燃燒室的空氣洩漏的環狀密封構件(墊圈)。傳統的墊圏由環狀冷軋帶(下文中被稱為"Fe")形成。環狀帶沿徑向折回，以便呈現例如"S"形截面。當將火花塞擰入安裝孔中時，將墊圈夾在金屬殼的突出部與安裝孔的開口周緣部之間、壓縮該墊圏並且使該墊圈變形，從而在金屬殼的突出部與安裝孔的開口周緣部之間提供密封，並且在墊圈上作用軸向力(由於通過緊固火花塞引起的壓縮產生的沿軸向的反作用力)。結果，密封通過安裝孔的來自燃燒室的空氣洩漏。近年來，隨著內燃機的小型化以及高性能化，發動機的振動趨於增加，並且燃燒室中的溫度趨於上升。由於由傳統的Fe製成的墊圏在由發動機的驅動和停止期間的加熱和冷卻循環《1起的蠕變方面具有較低的耐久性，因此，安裝在發動機上的火花塞趨於變松，從而導致軸向力的劣化。因此，採用剛性比Fe的剛性高並且不容易產生蠕變改性的不鏽鋼製成的墊圏，以確保燃燒室的氣密性(例如，參見日本特開2004-134120號公報)。然而，隨著內燃機的小型化，火花塞也已經小型化。由於該火花塞的金屬殼形成得更細長並且其耐久性變低，因此在安裝火花塞時推薦的緊固力矩也被設定得低。由於由不鏽鋼製成的具有高剛性的墊圏不容易塑性變形，因此當緊固力矩低時，不能獲得緊固火花塞之後的足夠的軸向力。結果，燃燒室中的氣密性變得不足。另一方面，當增加緊固力矩以使墊圈充分地塑性變形時，施加到由於其小型化而具有低耐久性的金屬殼的螺紋頸狀部的應力增加，這可能造成火花塞的破裂等。為了解決或者至少減少上述問題實現了本發明，並且本發明的目的是提供一種火花塞以及能夠以低的緊固力矩提供足夠的軸向力的火花塞用密封構件。
發明內容根據本發明的第一方面的火花塞用密封構件由一塊環狀板材形成，該環狀板材由奧氏體不鏽鋼或者鐵素體不鏽鋼製成並且沿徑向折回以形成至少兩層以上的^=反材沿軸向重疊的區域，在筒狀火花塞的金屬殼的外周的周圍設置密封構件，該筒狀火花塞具有螺紋牙，其中，當將金屬殼擰入內燃機的安裝孔中時，在布置在金屬殼的外周上並且從金屬殼的外周向外突出的環狀突出部與安裝孔的開口周緣部之間沿軸向壓縮密封構件，從而在突出部與開口周緣部之間提供密封，在公稱直徑是M12的金屬殼的周圍設置密封構件，在將密封構件安裝到內燃機上之前，密封構件滿足以下關係0.2≤1[mm]≤0.5;2≤n≤5;以及1.1L≤x≤1.45L...(1)，其中，在沿軸向具有最多重疊層的區域中，用"n"表示構成密封構件的板材的層數，用"1"[mm]表示板材的平均厚度，用"L"[mm]表示在設置最多重疊層的區域中，各層板材的總厚度，即各層的組合厚度，用"x"[mm]表示密封構件在被壓縮前沿軸向的厚度。根據第二方面的火花塞用密封構件由一塊環狀板材形成，該環狀板材由奧氏體不鏽鋼或者鐵素體不鏽鋼製成並且沿徑向折回以形成至少兩層以上的板材沿軸向重疊的區域，在筒狀火花塞的金屬殼的外周的周圍設置密封構件，該筒狀火花塞具有螺紋牙，其中，當將金屬殼擰入內燃機的安裝孔中時，在布置在金屬殼的外周上並且從金屬殼的外周向外突出的環狀突出部與安裝孔的開口周緣部之間沿軸向壓縮密封構件，從而在突出部與開口周緣部之間提供密封，其中，在公稱直徑是M10的金屬殼的周圍設置密封構件，在將密封構件安裝到內燃機上之前，密封構件滿足以下關係formulaseeoriginaldocumentpage7其中，在沿軸向具有最多重疊層的區域中，用"n"表示構成密封構件的板材的層數，用"1"[mm]表示板材的平均厚度，用"L"[mm]表示在設置最多重疊層的區域中，各層板材的總厚度，即各層的組合厚度，用"x"[mm]表示密封構件在被壓縮前沿軸向的厚度。除了第一或者第二方面，在根據本發明的第三方面的火花塞用密封構件中，彎曲部通過自身折回而用作連接板材的沿軸向的一對重疊部的部分，其中，在多個彎曲部中的一個彎曲部中，用彎曲部中的最小曲率半徑"R"表示最小部分的曲率半徑，並且密封構件滿足以下關係0.2<Rl<0.8…(3);0.05<R2<0.2...(4);以及R1〉R2…(5)，其中，當比較多個彎曲部的所有最小曲率半徑"R"時，用最小曲率半徑Rl[mm]表示具有最大的最小曲率半徑的第一彎曲部的最小曲率半徑"R"，並且用最小曲率半徑R2[mm]表示具有最小的最小曲率半徑的第二彎曲部的最小曲率半徑"R"。除了第三方面，在根據本發明的第四方面的火花塞用密封構件中，該密封構件滿足以下關係t2<tl…(6)其中，用tl[mm]表示在第一彎曲部的具有最小曲率半徑Rl的區域中的板材的厚度，並且用t2[mm]表示在第二彎曲部的具有最小曲率半徑R2的區域中的板材的厚度。根據本發明的第五方面的火花塞，其中，該火花塞包括根據上述方面中的任一方面的密封構件。本發明的效果由於根據第一方面的火花塞用密封構件由奧氏體不鏽鋼或者鐵素體不鏽鋼製成，因此與通常使用的由冷軋鋼帶製成的密封構件相比，該密封構件具有高剛性，並且對於由發動機的驅動和停止期間的加熱和冷卻循環引起的蠕變，該密封構件也具有高耐久性。當在公稱直徑為M12的火花塞上設置該密封構件時，規定密封構件的沿軸向的整體厚度"x"滿足關係(1)。也就是說，由於該密封構件的沿軸向的厚度"x"比通常使用的密封構件的厚度小，因此在彈性變形下或者在剛達到彈性變形的極限並且開始塑性變形之後構成密封構件的板材可以被牢固地聯結在一起。在火花塞的緊固力矩與作用在密封構件上的軸向力之間的關係中，隨著緊固力矩增加，密封構件發生彈性變形，並且軸向力也上升。當密封構件達到彈性變形的極限並且開始塑性變形時，軸向力趨於保持不變(即軸向力不損失)。然而，根據第一方面的密封構件，因為在彈性變形時或者在剛開始塑性變形之後板材被牢固地聯結在一起，因此軸向力可以繼續上升。當密封構件的厚度"x"大於1.45L時，相對於緊固力矩的軸向力趨於比作用在通常使用的由冷軋鋼帶製成的密封構件上的軸向力小。此外，在金屬殼的周圍設置密封構件之後，整個密封構件或者密封構件的位於內孔側的一部分稍微變形，從而形成用於防止密封構件脫落的向內突出區域。當密封構件的厚度"x"小於1.1L時，突出區域不太可能具有用於防止密封構件脫落的足夠尺寸。由於根據第二方面的火花塞用密封構件由奧氏體不鏽鋼或者鐵素體不鏽鋼製成，因此與通常使用的由冷軋鋼帶製成的密封構件相比，該密封構件具有高剛性，並且對於由於發動機的驅動和停止期間的加熱和冷卻循環引起的蠕變，該密封材料也具有高耐久性。當在公稱直徑為M10以下的火花塞上設置該密封構件時，規定密封構件的沿軸向的整體厚度"x"滿足關係(2)。也就是說，由於該密封構件的沿軸向的厚度"x"比通常使用的密封構件的厚度小，因此在彈性變形時或者在剛達到彈性變形的極限之後並且開始塑性變形時構成密封構件的板材可以被牢固地聯結在一起。在火花塞的緊固力矩與作用在密封構件上的軸向力之間的關係中，隨著緊固力矩增加，密封構件發生彈性變形，並且軸向力也上升。當密封構件達到彈性變形的極限並且開始塑性變形時，軸向力趨於保持不變。然而，根據第二方面的密封構件，因為在彈性變形時或者在剛開始塑性變形之後板材被牢固地聯結在一起，因此軸向力可以繼續上升。當密封構件的厚度"x"大於1.4L時，相對於緊固力矩的軸向力趨於比作用在通常使用的由冷軋鋼帶製成的密封構件上的軸向力小。此外，在金屬殼的周圍設置密封構件之後，整個密封構件或者密封構件的位於內孔側的一部分稍孩吏變形，從而形成用於防止密封構件脫落的向內突出區域。當密封構件的厚度"x，，小於1.1L時，突出區域不太可能具有用於防止密封構件脫落的足夠尺寸。密封構件的第一彎曲部具有最大的最小曲率半徑R1。通過向密封構件施加緊固力矩產生的彈性變形量或者在達到彈性變形的極限後產生的塑性變形量根據最小曲率半徑R1而變化。因此，在最小曲率半徑R1的尺寸與軸向力之間存在關聯。從而，當向密封構件施加特定的壓縮力時，可以通過改變最小曲率半徑R1的尺寸來調整密封構件的變形量。此外，可以通過改變密封構件的變形量來調整作用在密封構件上的軸向力。當在安裝時利用通常釆用的轉角(90度-270度)而不用力矩扳手緊固火花塞時，向密封構件施加的壓縮力的範圍落在特定的範圍內。從而，根據壓縮力的特定範圍調整最小曲率半徑R1的尺寸，從而可以獲得預定的軸向力。根據第三方面，由於最小曲率半徑Rl滿足上述關係(3),因此，當利用上述轉角安裝火花塞時，作用在密封構件上的軸向力可以提供充分的密封效果。根據本發明的第三方面，由於具有最小的最小曲率半徑R2的第二彎曲部的最小曲率半徑R2滿足上述關係(4),因此在壓縮時平穩地進行第二彎曲部的彈性變形和塑性變形，從而構成密封構件的各層板材可以被牢固地聯結在一起。從而，當形成由不鏽鋼製成並且具有高剛性的密封構件時，如果使必須比第一彎曲部彎曲得更多的第二彎曲部的厚度t2比第一彎曲部的厚度tl薄，則可以提高密封構件的可加工性。根據第五方面的火花塞，即使火花塞的尺寸較小或者較細長，也可以使用根據上述方面中的任一方面的密封構件提供充分的密封效果。圖l是示出安裝在內燃機缸蓋150上的火花塞100的局部剖視圖。圖2是示出安裝在內燃機缸蓋150上的火花塞100的墊圈80的放大剖視圖。圖3是示出塾圏80在被壓縮變形前的沿圓周方向的剖視圖。圖4是示出緊固力矩與軸向力之間的關係的圖。圖5是示出墊圏的整體厚度與墊圈脫落的次數之間的關係的圖。圖6是示出墊圈的整體厚度與軸向力之間的關係的圖。圖7是示出墊圏的整體厚度與軸向力之間的關係的圖。圖8是示出墊圈的整體厚度與軸向力之間的關係的圖。圖9是示出墊圈的整體厚度與軸向力之間的關係的圖。圖IO是示出墊圈的整體厚度與軸向力之間的關係的圖。圖ll是示出由最小曲率半徑R1的差異導致的轉角與軸向力之間的關係的圖。圖12是示出可以獲得10kN的軸向力的最小曲率半徑R1與轉角之間的關係的圖。附圖標記的說明50:金屬殼54:突出部80:墊圈81:區域82:區域83:彎曲部84:區域85:區域86:彎曲部87:區域88:區域89:彎曲部100:火花塞150:內燃才幾缸蓋155:安裝孔156:開口周緣部具體實施方式下文中，將參照實現本發明的火花塞和該火花塞的製造方法的實施例。首先，將參照圖1至圖3說明設置墊圈80作為根據本發明的密封構件的例子的火花塞100的構造。圖l是示出安裝在內燃機缸蓋150上的火花塞100的局部剖視圖。圖2是示出安裝在內燃機缸蓋150上的火花塞IOO的墊圏80的放大剖視圖。圖3是示出墊圈80在被壓縮變形前的沿圓周方向的剖視圖。另外，在圖l中，火花塞100的軸線"0"方向被認為是圖中的上下方向。圖的下側被認為是火花塞100的前端側，而圖的上側被認為是火花塞100的後端側。如圖l所示，火花塞100包括絕緣體IO,其中具有軸孔12,在軸孔12的前端側中布置中心電極20,並且在後端側布置金屬端子接頭40;以及金屬殼50,其沿圓周方向保持並且徑向包圍絕緣體10的圓周。此外，接地電極30被接合到金屬殼50的前端面57，並且接地電極30的前端部31被彎曲成面對中心電極20。現在將說明絕緣體IO。圓筒狀絕緣體10包括沿軸線"0"方向延伸的軸孔12。絕緣體IO由如通常已知的燒結氧化鋁等製成。在絕緣體10的沿軸線"0"方向的大致中央區域形成具有最大外徑的凸緣部19。在相對於凸緣部19的後端側(圖l中的上側)形成後端側主體部18。在相對於凸緣部19的前端側(圖1中的下側)形成外徑比後端側主體部18的外徑小的前端側主體部17。在相對於前端側主體部17的前端側形成外徑比前端側主體部17的外徑小的長腿部13。長腿部13的直徑朝向前端側逐漸變細。當火花塞100被安裝在內燃機缸蓋150上時，長腿部13暴露於燃燒室151。在長腿部13與前端側主體部17之間形成臺階部15。接著，將說明中心電極20。中心電極20由如INCONEL(商標名稱)600或者601等鎳系合金等製成，在該中心電極20中設置有由具有優異的導熱性的銅等製成的金屬芯23。中心電極20的前端部21從絕^彖體10的前端面突出並且朝向前端側逐漸變細。由貴金屬製成的電極頭90被接合到前端部21的前端面，以改進耐火花電蝕性。此外，通過均設置在軸孔12內的導電密封材料4和陶資電阻3使中心電極20與後端側的金屬端子接頭40電連接。點火線圈(未示出)被連接到金屬端子接頭40以施加高電壓。接著，將說明接地電極30。接地電極30由具有優異的耐腐蝕性的金屬構成。作為一個例子，使用如INCONEL(商標名稱)600或者601等鎳系合金。當從縱向截面觀察時，接地電極30具有大致矩形形狀。將接地電極30的基端部32焊接到金屬殼50的前端面57。接地電極30的前端部、即自由端部31被彎曲成使得其一側面面對中心電極20的前端部21。接著，將說明金屬殼50。金屬殼50是用於將火花塞100固定到內燃機的內燃機缸蓋150的筒狀金屬配件。在金屬殼50中保持絕緣體IO，使絕緣體10包圍從後端側主體部18的一部分到長腿部13的區域。金屬殼50由低碳鋼材料製成，並且包括被布置成與火花塞扳手(未示出)接合的工具接合部51以及具有螺紋牙的接頭螺紋部52，該螺紋牙用於與設置在內燃機缸蓋150的安裝孔155上的內螺紋接合。注意，根據規定接頭螺紋部52的螺紋牙的公稱直徑是M12的標準製造本實施例的金屬殼50。在金屬殼50的工具接合部51與接頭螺紋部52之間形成凸緣狀突出部54。接頭螺紋部52與突出部54之間的區域被稱為螺紋頸狀部55,該螺紋頸狀部55的外徑比突出部54的外徑和接頭螺紋部52的外徑小。當火花塞100被安裝在內燃機缸蓋150上時，在螺紋頸狀部55的周圍設置稍後將更詳細地說明的墊圈80,從而密封通過安裝孔155的來自燃燒室151的空氣洩漏。此外，在相對於金屬殼50的工具接合部51的後端側形成薄彎邊部53。與彎邊部53類似，在突出部54與工具接合部51之間形成薄壓曲部58。在金屬殼50的內周面與絕緣體10的後端側主體部18的形成工具接合部51和彎邊部53的鄰近區域的外周面之間存在環狀環構件6、7。此外，在環構件6、7之間布置滑石粉9。通過使彎邊部53向內彎邊而通過環構件6、7和滑石粉9對絕緣體10施加朝向金屬殼50的前端側的壓力。從而，在接頭螺紋部52中，金屬殼50的臺階部56向內突出並且通過環狀密封墊8支撐絕緣體10的臺階部15,從而使金屬殼50與絕緣體10成一體。此時，由密封墊8保持金屬殼50與絕緣體10之間的氣密性，從而防止燃燒氣體流出。壓曲部58被形成為在彎邊加工時在壓縮力的作用下向外變形。結果，滑石粉9的沿軸線"0"方向的壓縮長度變長，並且可靠地保持氣密性。接著，將說明墊圈80。通過將由奧氏體不鏽鋼或者鐵素體不鏽鋼製成的環狀^1材沿徑向折回而形成圖2和圖3中示出的墊圏80。當火花塞100被安裝在內燃機缸蓋150上時，在安裝孔155的開口周緣部156與金屬殼50的突出部54之間壓縮墊圈80並且使墊圈80變形，從而密封通過安裝孔155的來自燃燒室151的空氣洩漏。圖2示出墊圏80在被壓縮變形後的截面形狀，圖3示出墊圏80在變形前的截面形狀。墊圏80具有至少兩層以上的板材沿軸線"0"方向重疊的區域。儘管未示出，被壓縮前的墊圏80的內徑稍大於接頭螺紋部52的外徑。當在火花塞100上設置墊圏80時，從金屬殼50的前端側將墊圈80裝配在螺紋頸狀部55上。當由突出部54壓縮墊圈80時，整個墊圈80或者墊圈80的位於內孔側的一部分稍微變形，從而形成相對於金屬殼50的螺紋牙的頂端向內突出的區域。因此，防止墊圈^Mv螺紋頸狀部55脫落。圏80的材料，從而即使緊固力矩隨著火花塞IOO的小型化和直徑的減小而減小，也能獲得足夠的軸向力以密封來自燃燒室151的空氣洩漏。作為例子並且不是限制性的，可以採用根據以下日本工業標準(JIS)序號的不鏽鋼(SUS)作為墊圏80的材料。作為奧氏體不鏽鋼的例子，可以提及SUS201、SUS202、SUS301、SUS301J、SUS302、SUS302B、SUS304、SUS304L、SUS304N1、SUS304N2、SUS304LN、SUS305、SUS309S、SUS310S、SUS316、SUS316L、SUS316N、SUS316LN、SUS316J1、SUS316J1L、SUS317、SUS317L、SUS317J1、SUS321、SUS347以及SUSXM15J1。作為鐵素體不4秀4岡的例子，可以才是及SUS405、SUS410L、SUS429、SUS430、SUS430LX、SUS430JIL、SUS434、SUS436L、SUS436JIL、SUS444、SUS445J1、SUS445J2、SUS447J1以及SIJSXM27。與通常使用的由Fe製成的墊圈相比，由該不鏽鋼製成的墊圏80具有較高的剛性，並且對於由發動機的驅動和停止期間的加熱和冷卻循環產生的蠕變，該墊圏80具有較高的耐久性。當安裝該火花塞100時，在金屬殼50的突出部54與安裝孔155的開口周緣部156之間壓縮墊圈80並且使墊圈80變形，從而在金屬殼50的突出部54與安裝孔155的開口周緣部156之間提供牢固的聯結以及更好的密封效果。從而，當使用上述奧氏體不鏽鋼或者鐵素體不鏽鋼時，構成墊圏80的板材的平均厚度優選是0.2mm至0.5mm。當板材的平均厚度小於0.2mm時，當安裝火花塞100時，墊圈80在較小的壓縮力的作用下變形。從而，不太可能獲得具有適當範圍的緊固力矩的足夠的軸向力。另一方面，當板材的平均厚度超過0.5mm時，用於使墊圏80變形的壓縮力必須增加。當用增加的壓縮力緊固火花塞100時，很可能導致金屬殼50的螺紋頸狀部55損壞或者導致接頭螺紋部52的螺紋牙變形。注意，平均厚度意味著在板材的各點(例如IO個不同的部位)處測量的板材的平均厚度。在JISB8031中，根據火花塞的尺寸(公稱直徑)確定當在內燃機缸蓋上安裝火花塞時推薦的緊固力矩。隨著火花塞的公稱直徑變小，緊固力矩減小。在公稱直徑不超過M12的火花塞100中，當用由上述不鏽鋼(SUS)中的一種製成的墊圈80代替由傳統的Fe製成的墊圈時，緊固時作用在墊圈80上的軸向力比作用在由Fe製成的墊圈上的軸向力小。將參照圖4說明該情況。當將其上具有墊圈的火花塞安裝到內燃機缸蓋上時，在初始階段隨著緊固力矩的增加墊圈產生彈性變形，並且作用在墊圈上的軸向力增加。如圖4所示，由於由不鏽鋼製成的墊圏(用雙點劃線示出)比由Fe製成的墊圈(用實線示出)具有更高的剛性，因此隨著緊固力矩的增加，在達到彈性變形的極限後墊圈開始塑性變形(即屈服)時的緊固力矩更大。即使在發生屈服期間緊固力矩增加，僅墊圏的塑性變形量變大，並且軸向力保持不變(軸向力不損失)。當進一步增加緊固力矩時，每個重疊的板材沿軸向牢固地聯結在一起，並且不太可能引起進一步的塑性變形。然後，軸向力再次開始上升。由於剛性比由不鏽鋼製成的墊圈的剛性低的由Fe製成的墊圏趨於在較低的緊固力矩下產生塑性變形，因此，在發生屈服的狀態下的緊固力矩的範圍(在下文中被稱為"屈服範圍")比由不鏽鋼製成的墊圏的緊固力矩的範圍窄。在公稱直徑是M12的火花塞中，根據JISB8031推薦的緊固力矩是15-25N.m(牛頓'米)。然而，在該範圍中，作用在由不鏽鋼製成的墊圈上的軸向力比作用在由Fe製成的墊圈上的軸向力小。也就是說，由不鏽鋼製成的墊圏需要更高的緊固力矩，以獲得與作用在由Fe製成的墊圏上的軸向力相等的軸向力。根據本實施例的墊圈80(圖4中的單點劃線所示)由蠕變耐久性和剛性比Fe的蠕變耐久性和剛性高的不鏽鋼製成。此外，通過減小屈服範圍，對於緊固力矩，墊圈80可以獲得與作用在由Fe製成的墊圏上的軸向力相等的軸向力。更特別地，即使隨著緊固力矩的增加在彈性變形時或者在剛開始塑性變形之後各重疊板材被牢固地聯結在一起，也設計變形前(緊固前)墊圏80的整體厚度，以保持軸向力的穩定增加。如圖3所示，在沿軸線"0"方向具有最多重疊層的區域(最多重疊區域)中用"n"表示構成墊圈80的板材的層數。例如，圖3中的墊圏80示出在沿軸線"0"方向的單點劃線"P"上構成墊圈80的板材的最多層數一即層數是4。用"1"[mm]表示板材的平均厚度，用"L"[mm]表示在最多重疊區域中，各層板材的總厚度，用"x"[mm]表示墊圈80的沿軸線"0"方向的整體厚度。在規定墊圏80的整體厚度"x"[mm]的情況下，假設與軸線"0"垂直的兩個^[叚想平面。墊圈80呈其圓周沿圓周方向延伸的環狀。使這些假想平面沿著整個圓周與塾圈80的沿軸線"0"方向的兩側接觸。在該狀態下，4支想平面之間的距離被認為是墊圈80的整體厚度"x"。如上所述，根據形成在金屬殼50的接頭螺紋部52上的螺紋牙的公稱直徑確定安裝火花塞時的緊固力矩的可接受的範圍。如下所述，根據螺紋牙的公稱直徑，墊圏80具有不同的規格，以在緊固力矩的可接受的範圍內獲得足夠的軸向力。根據本實施例的墊圈80,當在公稱直徑是M12的金屬殼50的周圍設置墊圏80時，墊圏80滿足以下關係0.2<l《0.5;2"《5;以及1.1L<x《1.45L...(1)。另一方面，當在公稱直徑是M10以下的金屬殼的周圍設置墊圈時，墊圈滿足以下關係0.2<K0.5;2《n《5;以及1.1L《x<1.4L…(2)。如上所述，在火花塞100的製造過程中，在螺紋頸狀部55的周圍設置墊圈80之後，整個墊圈80或者墊圈80的位於內孔側的一部分稍孩i變形，,人而形成相對於初始形成的內孔的向內突出部。結果，防止墊圏80從螺紋頸狀部55脫落。關於形成突出部，當"x"小於1.1L時，不太可能獲得防止墊圏80從螺紋頸狀部55脫落的足夠的突出量。這通過稍後將說明的第一實施例的結果來證實。另一方面，當"x"增大時，構成墊圈的板材層之間的間隙變寬。由於彈性變形量和塑性變形量變大，因此圖4中示出的屈服範圍擴大，要求該彈性變形量和塑性變形量二者使得這些層在壓縮時被牢固地聯結在一起。當用推薦的緊固力矩將火花塞安裝在安裝孔上時，當金屬殼的公稱直徑是M12時，"x"優選是1.45L以下。此外，當金屬殼的公稱直徑是M10時，"x"優選是1.4L以下。當墊圈的整體厚度"x"超過上述值的上限時，作用在該墊圏上的軸向力變得比作用在設置於火花塞上的由Fe製成的傳統墊圈上的軸向力小。這通過稍後將說明的第二至第六實施例的結果來證實。如圖3所示，在本實施例中，規定墊圈80的每個彎曲部83、86、89的曲率半徑。在墊圏的沿其圓周方向的截面中，彎曲部通過自身折回來連接構成墊圈的板材的沿軸線"0"方向的一對重疊區域。更特別地，彎曲部83通過自身折回來連接板材的區域81和區域82，這兩個區域都位於沿軸線"0"方向延伸的單點劃線"Q"上。彎曲部86通過自身折回來連接板材的區域84和區域85,這兩個區域都位於沿軸線"0"方向延伸的單點劃線"S，，上。此外，彎曲部89通過自身折回來連接板材的區域87和區域88,這兩個區域都位於沿軸線"0"方向延伸的單點劃線"P"上。接著，在每個彎曲部83、86和89中，在圓周截面中的折回部的內側的輪廓的曲率半徑中，每個最小部分的曲率半徑(圖3中的用虛線示出的圓的半徑)用作最小曲率半徑"R"。此外，比較彎曲部83、86和89的每個最小曲率半徑"R",彎曲部83的最小曲率半徑"R"用作最大的最小曲率半徑Rl[mm],彎曲部86的最小曲率半徑"R"用作最小的最小曲率半徑R2[mm]。此時，在本實施例中，滿足以下關係0.2<Rl<0.8;…(3)0.05<R2<0.2;...(4)以及R1〉R2…(5)。注意，在本發明中，彎曲部83被稱為"第一彎曲部"，彎曲部86被稱為"第二彎曲部"。當在安裝孔155上安裝火花塞100時，必須使用力矩扳手以用推薦的緊固力矩緊固火花塞。然而，當未提供力矩扳手時，可以通過在緊固時調整轉角來獲得所需的軸向力。更特別地，可以通過在使墊圏80與安裝孔155的開口周緣部156接觸後以預定的轉角緊固火花塞IOO來獲得用推薦的緊固力矩緊固火花塞IOO的情況所需的軸向力。由於彎曲部83具有最大的最小曲率半徑R1(即R1〉R2),因此當墊圏80被壓縮時彎曲部83極大地影響墊圈80的變形量。也就是說，通過增加緊固力矩導致的墊圏80的彈性變形的狀態或者達到彈性變形的極限後導致的墊圈80的塑性變形的狀態根據彎曲部83的最小曲率半徑R1而不同。因此，緊固時的轉角與獲得的軸向力之間存在關聯。從而，當向墊圏80施加特定的壓縮力時，可以利用最小曲率半徑Rl的尺寸調整墊圈80的變形量。此外，可以利用墊圏80的變形量來調整作用在墊圏80上的軸向力。也就是說，當利用通常採用的轉角(90度至270度)緊固火花塞100時，施加到墊圈80的壓縮力落在特定的範圍內，並且可以根據壓縮力的該特定範圍調整最小曲率半徑R1的尺寸，以獲得預定的軸向力。因此，在本實施例中，彎曲部83的最小曲率半徑R1被設定為大於等於0.2mm且小於等於0.8mm。根據第七實施例的結果(稍後將說明)，只要彎曲部83的最小曲率半徑R1落在上述範圍內，當利用通常採用的轉角(90度至270度)緊固火花塞時可以獲得10kN(千牛)的軸向力，該軸向力是用於防止由於發動機的振動等導致火花塞鬆開的最小力。與彎曲部83不同，彎曲部86具有最小的最小曲率半徑R2。從而，彎曲部86的彈性變形和塑性變形的平滑性影響當構成墊圈的各層板材被牢固地聯結在一起時的緊密貼附性。在本實施例中，彎曲部86的最小曲率半徑R2被設定為大於等於0.05mm且小於等於0.2mm。當彎曲部86的最小曲率半徑R2小於0.05mm時，在壓縮墊圈80時很可能發生破裂。此外，當彎曲部86的最小曲率半徑R2大於0.2mm時，在壓縮墊圏80時各板材不能充分地聯結在一起，並且根據第八實施例的結果(稍後將說明)發現由於發動機的振動等很可能發生火花塞的鬆開。在本實施例中，滿足以下關係t2〈tl...(6)其中，在彎曲部83中，曲率半徑作為最小曲率半徑R1的部分中的板材的厚度被設定為"tl"[mm]，在彎曲部86中，曲率半徑作為最小曲率半徑R2的部分中的板材的厚度被設定為"t2，，[mm]。如上所述，在製造期間，具有比彎曲部83的最小曲率半徑Rl小的最小曲率半徑R2的彎曲部86必須彎曲得比彎曲部83大。當考慮由不鏽鋼製成的墊圈80的可加工性時，優選使較大彎曲部86的厚度t2比彎曲部83的厚度tl薄。從而，當剛性比由Fe製成的傳統墊圏的剛性高的由不鏽鋼製成的墊圏80用於火花塞100時，通過進行各種估定確定墊圏80的尺寸，以獲得與通過由Fe製成的墊圈獲得的密封效果類似的密封效果。第一實施例首先，進行用於確定墊圈的整體厚度"x"的下限的估定試驗。在該試驗中，不鏽鋼板形成為平均厚度"1"是0.3mm的環狀，並且製備多個如此形成的板材。如圖3所示，使用模具對每塊板材進行彎曲加工，使得在沿軸線"0"方向具有最多重疊層的區域中板材的層數"n"是4。此時，調整模具，使得彎曲加工後的墊圈的整體厚度"x"均落在1.0L至1.65L的範圍內。生產用於M12的厚度均為"x"的50個樣品。在試驗用的每個火花塞上設置如此形成的樣品。為了防止墊圈脫落，形成墊圈的位於內孔側的一部分稍微變形的向內突出區域。然後，使具有該墊圈樣品的每個火花塞振動，並且計算墊圏脫落的次數。在圖5中用圖示出試驗結果。如圖5所示，在厚度"x"大於等於1.1L的樣品中，在振動試驗中不存在脫落的墊圈。然而，在厚度"x"小於1.1L的樣品中，所有墊圈都脫落。從而，為了使突出區域具有用於防止墊圈脫落的足夠的尺寸，確認整體厚度"x"應該大於等於l.lL。第二實施例接著，進行用於確認墊圈的整體厚度"x"的上限的估定試驗。與第一實施例類似，在本實施例中，製備構成塾圈並且由不鏽鋼(SUS)製成的平均厚度"1"為0.3mm的多個板材。然後，對這些板材進行彎曲加工，使得在沿軸線"0"方向具有最多重疊層的區域中板材的層數"n"是4。使彎曲加工後的墊圈的整體厚度"x"落在1.0L至1.85L的範圍內。製備用於M12的多個墊圈樣品。此外，為了比較，使用由Fe製成的平均厚度為0.3mm的板材生產具有與上述樣品的形狀相同的形狀並且整體厚度是1.8L(2.16mm)的墊圏樣品。在試驗用的每個火花塞上分別設置如此製造的樣品，並且利用20N.m的緊固力矩將這些火花塞安裝到由與內燃機缸蓋的材料相同的材料製成的鋁襯套(bushing)上。然後，測量作用到墊圈上的軸向力。在鋁襯套中，利用數控加工在棒材料的安裝孔上形成與根據JISB8031的公稱直徑是M12的火花塞接合的內螺紋。此外，使用夾在鋁襯套的開口周緣部與墊圏之間的測壓元件來電檢測緊固火花塞後的壓縮力，來測量軸向力。在圖6中用圖示出試驗結果。如上所述，與由Fe製成的墊圏相比，由不鏽鋼製成的墊圏在塑性變形方面具有高的耐力，並且用20N.m的緊固力矩產生的軸向力小(參照圖4)。如圖6所示，隨著墊圈的整體厚度"x"增加，作用在墊圈上的軸向力變小。在具有傳統尺寸(形狀)的Fe制墊圈(整體厚度是1.8L)中，在緊固力矩是20N.m時獲得大約9.5kN的軸向力。另一方面，在由不鏽鋼製成的墊圏中，僅獲得大約4.8kN的軸向力。為了使由不鏽鋼製成的墊圈獲得與作用在由Fe製成的傳統墊圈上的軸向力相等的軸向力，確定整體厚度"x"應該小於等於1.45L。第三實施例接著，與第二實施例類似，在用於公稱直徑為M12的火花塞的墊圈上進行估定試驗。與上述情況類似，在該估定試驗中，製備由不鏽鋼製成並且滿足以下條件的用於M12火花塞的多個墊圏樣品。構成墊圏的板材的平均厚度"1"是0.4mm,並且在沿軸線"0"方向具有最多重疊層的區域中板材的層數"n"是3。使彎曲加工後的墊圈的整體厚度"x"落在1.0L至1.85L的範圍內。此外，為了比較，使用由Fe製成的平均厚度是0.4mm的板材生產具有與上述樣品的形狀相同的形狀並且整體厚度是1.8L(2.16mm)的墊圏樣品。當用與第二實施例相同的方法進行估定試驗時，如圖7所示，確認最多重疊層是3的墊圏表現出與在第二實施例中估定的重疊層是4的墊圈相同的趨勢。為了使由不鏽鋼製成的墊圏獲得與作用在由Fe製成的傳統墊圏上的軸向力相等的軸向力，確定整體厚度"x"應該小於等於1.45L。第四實施例此外，與第二實施例類似，在用於公稱直徑為M12的火花塞的墊圏上進行估定試驗。與上述情況類似，在該估定試驗中，製備由不鏽鋼製成並且滿足以下條件的用於M12火花塞的多個墊圈樣品。構成墊圈的板材的平均厚度"1"是0.25mm，並且在沿軸線"0"方向具有最多重疊層的區域中板材的層數"n"是5。使彎曲加工後墊圏的整體厚度"x"落在1.0L至1.85L的範圍內。此外，為了比較，使用由Fe製成的平均厚度是0.25mm的板材生產具有與上述樣品的形狀相同的形狀並且整體厚度是1.8L(2.25mm)的墊圏樣品。當用與第二實施例相同的方法進行估定試驗時，如圖8所示，確認最多重疊層是5的墊圈表現出與在第二實施例中估定的重疊層是4的墊圏相同的趨勢。為了使由不鏽鋼製成的墊圈獲得與作用在由Fe製成的傳統墊圏上的軸向力相等的軸向力，確定整體厚度"x"應該小於等於1.45L。第五實施例類似地，進行用於確認用於公稱直徑為M10的墊圈的整體厚度"x"的上限的估定試驗。在該估定試驗中，製備由不鏽構成墊圈的板材的平均厚度'T，是0.3mm,並且在沿軸線"0"方向具有最多重疊層的區域中板材的層數"n"是4。使彎曲加工後的墊圏的整體厚度"x，，落在1.0L至1.85L的範圍內。此外，為了比較，使用由Fe製成的平均厚度是0.3mm的板材生產具有與上述樣品的形狀相同的形狀並且整體厚度是1.8L(2.16mm)的墊圈樣品。與第二實施例類似，用12.5N.m的緊固力矩在鋁襯套上安裝每個樣品，從而對作用在每個樣品上的軸向力進行估定。圖9示出估定試驗的結果。隨著用於M10的墊圈的整體厚度"x"增加，作用在墊圏上的軸向力有變小的趨勢。為了使由不鏽鋼製成的用於M10的墊圈獲得與作用在由Fe製成的傳統墊圈上的軸向力相等的軸向力，確定整體厚度"x"應該小於等於1.4L。第六實施例類似地，在用於公稱直徑為M8的墊圏上進行估定試驗。在該估定試驗中，製備由不鏽鋼製成並且滿足以下條件的用於M8火花塞的多個墊圈樣品。構成墊圈的板材的平均厚度"1"是0.4mm，並且在沿軸線"0"方向具有最多重疊層的區域中板材的層數"n，，是3。使彎曲加工後的墊圏的整體厚度"x"落在1.0L至1.85L的範圍內。此外，為了比較，使用由Fe製成的平均厚度是0.4mm的板材製造具有與上述樣品的形狀相同的形狀並且整體厚度是1.8L(2.16mm)的墊圏樣品。與第二實施例類似，用10N.m的緊固力矩在鋁村套上安裝每個樣品，從而對作用在每個樣品上的軸向力進行估定。圖IO示出估定試驗的結果。隨著用於M8的墊圏的整體厚度"x"增加，作用在墊圏上的軸向力有變小的趨勢。為了使由不鏽鋼製成的用於M8的墊圏獲得與作用在由Fe製成的傳統墊圏上的軸向力相等的軸向力，確定整體厚度"x"應該小於等於1.4L。第七實施例接著，進行用於規定彎曲部的最大的最小曲率半徑R1的尺寸的估定試驗。如上所述，當利用壓縮力使墊圏變形時，具有最大的最小曲率半徑R1的彎曲部的最小曲率半徑R1的尺寸極大地影響整個墊圈的變形量，並且還影響作用在墊圈上的軸向力。如圖4的圖中的單點劃線所示，滿足公式(l)的墊圏幾乎4還表現出緊固力矩和軸向力大部分成比例。從而，根據在將火花塞安裝到安裝孔時的轉角與作用在墊圈上的軸向力之間的關係，對最大的最小曲率半徑R1的尺寸進行估定試驗。在該估定試驗中，製備由不鏽鋼製成並且滿足以下條件的用於M12火花塞的多個墊圏樣品。構成墊圈的板材的平均厚度"1"是0.3mm,並且在沿軸線"0"方向具有最多重疊層的區域中板材的層數"n"是4。最小曲率半徑Rl落在O.lmm至l.Omm的範圍內，並且彎曲加工後的墊圈的整體厚度"x"是1.33L(1.6mm)。在用於估定試驗的每個火花塞上設置每個樣品。在每類墊圈中，利用30度至360度的範圍的轉角將火花塞安裝在鋁襯套上。然後，用與第二實施例相同的方法測量作用在墊圏上的軸向力。在圖ll中用圖示出估定試驗的結果。如圖ll所示，根據估定試驗的結果，儘管係數根據最小曲率半徑R1的尺寸而變化，但是確認轉角與軸向力之間存在比例關係。因為防止火花塞由於發動機的振動等造成鬆開的必要軸向力是10kN，因此可以從圖ll中的比例線(用實線示出)推知獲得10kN的軸向力時的轉角。在圖12中用圖示出轉角與最小曲率半徑R1之間的關係。通常，採用直觀上公認的90度至270度(1/4一3/4圈)的範圍的角度作為在緊固火花塞時的轉角。基於圖12中的圖，算出落在90度至270度的轉角範圍內的最小曲率半徑R1的值。然後，確定優選的最小曲率半徑Rl是0.2mm至0.8mm。第八實施例下面，進行用於規定彎曲部的最小的最小曲率半徑R2的尺寸的估定試驗。如上所述，具有最小曲率半徑R2的彎曲部的彈性變形和塑性變形的平滑性影響當構成墊圏的板材被牢固地聯結在一起時的緊密貼附性。從而，製備由不鏽鋼製成並且滿足以下條件的用於公稱直徑為M12的火花塞的多個墊圈樣品。構成墊圏的板材的平均厚度'T，是0.3mm，並且在沿軸線"0"方向具有最多重疊層的區域中板材的層數"n"是4。使最小曲率半徑R2落在0.03mm至0.25mm的範圍內，並且使彎曲加工後的墊圈的整體厚度"x"是1.33L(1.6mm)。由於在最小曲率半徑R2是0.03mm的樣品中觀察到彎曲部中的破裂，因此這些樣品被標記為表示不具有可成形性的x。從估定試驗排除這些樣品。在用於試驗的火花塞上分別設置每個樣品，並且用20N.m的緊固力矩將這些火花塞安裝在鋁襯套上，從而進行根據ISO11565的振動試驗。更特別地，在安裝火花塞的200度時加熱鋁襯套的狀態下，沿軸向以及與軸向垂直的方向向火花塞施加加速度為30G士2G、頻率為50-500Hz以及掃描頻率為1octave/min的振動8小時。在振動試驗後，測量移走金屬殼所需的力矩大小(反抗力矩)。當反抗力矩大於等於10N.m(緊固時的50%以上)時，其被標記為表示具有良好的防松性的O。另一方面，當反抗力矩小於10N.m時，其被標記為表示具有低防松性的x。表l中示出該估定試驗的結果。表ltableseeoriginaldocumentpage27tableseeoriginaldocumentpage28如表l所示，最小曲率半徑R2是0.05mm至0.20mm的墊圏表現出良好的防松性。然而，最小曲率半徑R2是0.25mm的墊圏在防松性上出現問題。通過該試驗結果確定最小曲率半徑R2為0.05mm至0.20mm是有效的。以上說明了本發明的具體實施例。應該理解，本實施例僅是為了示例而說明，在不背離本發明的精神和範圍的情況下，本領域的技術人員可以對本發明進行多種修改或變型。所有的變型和修改例都包含在要求保護的本發明或者其等同的範圍內。例如，在彎曲加工前的環狀板材的狀態下，墊圈80可以是在其厚度上具有傾斜的板材，或者可以是具有均勻厚度的材料。儘管上面說明了具有最多重疊層"n"是4的區域的墊圈80，但是層數可以落在2至5的範圍內。在本實施例中，說明了在公稱直徑是M12的火花塞100上設置的墊圈80。然而，同樣適用於在公稱直徑是M10或者M8的火花塞上設置的墊圏。權利要求1.一種筒狀火花塞用密封構件，所述筒狀火花塞具有將被擰入到內燃機中的安裝孔中的具有螺紋牙的金屬殼(50)，所述密封構件(80)包括一塊由奧氏體不鏽鋼或者鐵素體不鏽鋼製成的環狀板材，所述環狀板材沿徑向折回以形成至少兩層以上的所述板材沿軸向重疊的區域，所述密封構件的尺寸被設計成使得該密封構件被布置在所述筒狀火花塞的所述金屬殼(50)的外周的周圍，其中，所述密封構件(80)的尺寸被設計成當將所述金屬殼(50)擰入內燃機的安裝孔(155)中時，在布置在所述金屬殼(50)的外周上並且從所述金屬殼(50)的外周向外突出的環狀突出部(54)與所述內燃機中的所述安裝孔(155)的開口周緣部(156)之間沿所述軸向壓縮所述密封構件(80)，從而在所述突出部(54)與所述開口周緣部(156)之間提供密封，其中，在公稱直徑是M12的所述金屬殼(50)的周圍設置所述密封構件(80)，在將所述密封構件(80)安裝到所述內燃機上之前，所述密封構件(80)滿足以下關係0.2≤l[mm]≤0.5；2≤n≤5；以及1.1L≤x≤1.45L…(1)，其中，在沿所述軸向具有最多重疊層的區域中，用「n」表示構成所述密封構件(80)的所述板材的層數，用「l」[mm]表示所述板材的平均厚度，用「L」[mm]表示在設置所述最多重疊層的所述區域中，各層所述板材的總厚度，並且用「x」[mm]表示所述密封構件在被壓縮前沿所述軸向的厚度。2.—種筒狀火花塞用密封構件，所述筒狀火花塞具有將被檸入到內燃機中的安裝孔中的具有螺紋牙的金屬殼(50),所述密封構件(80)包括一塊由奧氏體不鏽鋼或者鐵素體不鏽鋼製成的環狀板材，所述環狀板材沿徑向折回以形成至少兩層以上的所述板材沿軸向重疊的區域，所述密封構件(80)的尺寸被設計成使得該密封構件被布置在所述筒狀火花塞的所述金屬殼(50)的外周的周圍，其中，所述密封構件(80)的尺寸被設計成當將所述金屬殼(50)擰入內燃機的安裝孔(155)中時，在布置在所述金屬殼(50)的外周上並且從所述金屬殼(50)的外周向外突出的環狀突出部(54)與所述內燃機中的所述安裝孔(155)的開口周緣部(156)之間沿所述軸向壓縮所述密封構件(80),從而在所述突出部(54)與所述開口周緣部(156)之間提供密封，其中，在公稱直徑是M10的所述金屬殼(50)的周圍設置所述密封構件(80),在將所述密封構件(80)安裝到所述內燃機上之前，所述密封構件(80)滿足以下關係formulaseeoriginaldocumentpage0;formulaseeoriginaldocumentpage0;以及formulaseeoriginaldocumentpage0…(2)，其中，在沿所述軸向具有最多重疊層的區域中，用"n"表示構成所述密封構件的所述板材的層數，用"1"[mm]表示所述板材的平均厚度，用"L"[mm]表示在設置所述最多重疊層的所述區域中，各層所述板材的總厚度，並且用"x"[mm]表示所述密封構件在被壓縮前沿所述軸向的厚度。3.根據權利要求1或2所述的筒狀火花塞用密封構件，其特徵在於，彎曲部(83,86,89)通過自身折回而用作連接所述板材的沿所述軸向的一對重疊部(81,82/84，85/87,88)的部分，其中，在多個彎曲部中的一個彎曲部中，用所述彎曲部中的最小曲率半徑"R"表示最小部分的曲率半徑，並且所述密封構件滿足以下關係0.2<Rlformulaseeoriginaldocumentpage4…(5)，其中，當比較所述多個彎曲部的所有最小曲率半徑"R"時，用最小曲率半徑Rl[mm]表示具有最大的最小曲率半徑的第一彎曲部的最小曲率半徑"R",並且用最小曲率半徑R2[mm]表示具有最小的最小曲率半徑的第二彎曲部的最小曲率半徑"R"。4.根據權利要求3所述的筒狀火花塞用密封構件，其特徵在於，所述密封構件滿足以下關係formulaseeoriginaldocumentpage4...(6)其中，用tl[mm]表示在所述第一彎曲部的具有所述最小曲率半徑R1的區域中的所述板材的厚度，並且用t2[mm]表示在所述第二彎曲部的具有所述最小曲率半徑R2的區域中的所述板材的厚度。5.—種火花塞，其包括權利要求l~4中任一項所述的密封構件。全文摘要一種筒狀火花塞用密封構件，該筒狀火花塞具有將被擰入到內燃機中的安裝孔中的具有螺紋牙的金屬殼，該密封構件包括一塊由奧氏體不鏽鋼或者鐵素體不鏽鋼製成的環狀板材，該環狀板材沿徑向折回以形成至少兩層以上的所述板材沿軸向重疊的區域。文檔編號H01T13/08GK101409426SQ20081017020公開日2009年4月15日申請日期2008年10月9日優先權日2007年10月9日發明者加藤友聰,福澤憐門申請人:日本特殊陶業株式會社