JP2011202612A - スターリングエンジン - Google Patents

Abstract

【課題】運転を停止する場合に、シリンダとの間で気体潤滑が行われるとともに、外周面に層が設けられたピストンの信頼性を確保可能なスターリングエンジンを提供する。
【解決手段】スターリングエンジン１０Ａは、高温側シリンダ２２と、高温側シリンダ２２との間で気体潤滑として静圧気体潤滑が行われるとともに、母材よりも線膨張率が高く、且つ柔軟性のある材料で形成された層６０が外周面に設けられた膨張ピストン２１と、を備え、運転を停止する場合に、膨張ピストン２１の温度Ｔ_ｐを所定値γよりも低く抑制可能な状態になるまで、膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させない加圧ポンプ７０およびＥＣＵが接触回避手段として設けられている。
【選択図】図１

Description

本発明はスターリングエンジンに関し、特にシリンダとの間で気体潤滑が行われるとともに、外周面に層が設けられたピストンを備えたスターリングエンジンに関する。

近年、乗用車やバス、トラック等の車両に搭載される内燃機関の排熱や工場排熱を回収するために、理論熱効率に優れたスターリングエンジンが注目されてきている。スターリングエンジンは高い熱効率が期待できる上に、作動流体を外から加熱する外燃機関であるため、ソーラー、地熱、排熱といった各種の低温度差代替エネルギーを活用でき、省エネルギーに役立つという利点がある。
スターリングエンジンの運転制御に関する技術や異物対策に関する技術を開示している点で、本発明と関連性があると考えられる技術が例えば特許文献１から４までで提案されている。

特開２００８−２６７２５８号公報 特開２００９−１２１３３７号公報 特開２００９−８５０８７号公報 特開２００９−９１９５９号公報

ところで、特許文献１が開示するスターリングエンジンでは、ピストンの往復運動が停止してから、気体潤滑を行うための気体供給を停止するようにしている。そしてこれにより、特許文献１が開示するスターリングエンジンでは、ピストンとシリンダの摩耗を防止するようにしている。
一方、シリンダとの間で気体潤滑を行うピストンを備えたスターリングエンジンでは、シリンダ、ピストン間に異物が介在すると、異物を介したピストンの摺動で面圧が高まることから、異物の凝着が発生し、この結果、性能低下に繋がる虞がある。この点、これに対しては、例えば柔軟性のある材料で形成された層をピストンの外周面に設けることで異物を埋収でき、これにより異物が侵入し、また成長した場合であっても凝着が発生することを抑制できる。

ところが、スターリングエンジンは高温熱源からの熱の供給が停止した後においても既に受熱した熱を有る程度保有している。このため外周面に層が設けられたピストンを備えるスターリングエンジンにあっては、仮に特許文献１が開示するスターリングエンジンと同様、ピストンの往復運動が停止してから、気体潤滑を行うための気体供給を停止した場合であっても、既に受熱した熱がピストンとシリンダとの接触後にピストンに伝わり、この結果、層の温度が耐熱温度を超えることで、ピストンの信頼性が低下する虞がある点で問題があった。

そこで本発明は上記課題に鑑みてなされたものであり、運転を停止する場合に、シリンダとの間で気体潤滑が行われるとともに、外周面に層が設けられたピストンの信頼性を確保可能なスターリングエンジンを提供することを目的とする。

上記課題を解決するための本発明はシリンダと、前記シリンダとの間で気体潤滑が行われるとともに、母材よりも線膨張率が高く、且つ柔軟性のある材料で形成された層が外周面に設けられたピストンと、を備え、運転を停止する場合に、前記ピストンの温度を前記層の耐熱温度よりも低く抑制可能な状態になるまで、前記ピストンを前記シリンダに接触させない接触回避手段が設けられたスターリングエンジンである。

また本発明は前記接触回避手段が、高温熱源からの熱の供給が停止された後、既に受熱した熱を利用して、前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を前記層の耐熱温度よりも低く抑制可能な状態まで運転を継続し、その後、運転停止動作を開始するとともに、運転が停止した状態で前記ピストンを前記シリンダに接触させる構成であることが好ましい。

また本発明は前記接触回避手段が、高温熱源からの熱の供給が停止された後、既に受熱した熱を最大限利用可能な態様で運転を継続し、その後、運転停止動作を開始するとともに、運転が停止した状態で、且つ前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を前記層の耐熱温度よりも低く抑制可能な状態で、前記ピストンを前記シリンダに接触させる構成であることが好ましい。

また本発明は前記ピストンを気体潤滑するにあたり、前記ピストンに対応して形成される作動空間における作動流体の圧力で運転時に前記ピストンを静圧気体潤滑することが可能な逆止弁をさらに備え、前記接触回避手段が、高温熱源からの熱の供給が停止された後、既に受熱した熱を利用して、前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を前記層の耐熱温度よりも低く抑制可能な状態まで運転を継続し、その後、運転停止動作を開始することで、運転が停止した状態で前記ピストンを前記シリンダに接触させる構成であることが好ましい。

また本発明は運転停止動作を開始する前の出力と回転数に基づき、前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を推定する推定手段がさらに設けられた構成であることが好ましい。

また本発明は高温熱源を内燃機関の排気ガスとし、前記内燃機関が停止する前の所定時間における前記内燃機関の平均負荷に基づき、前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を推定する推定手段がさらに設けられた構成であることが好ましい。

また本発明は高温熱源を内燃機関の排気ガスとし、前記内燃機関が停止する前の所定時間における前記内燃機関の平均吸入空気量或いは排気ガスの平均流量と、熱交換が行われる直前の前記内燃機関の排気ガスの平均温度とに基づき、前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を推定する推定手段がさらに設けられた構成であることが好ましい。

前記ピストンに対応して形成される作動空間おける作動流体の温度に基づき、前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を推定する推定手段がさらに設けられた構成であることが好ましい。

本発明によれば、運転を停止する場合に、シリンダとの間で気体潤滑が行われるとともに、外周面に層が設けられたピストンの信頼性を確保できる。

実施例１にかかるスターリングエンジンの概略構成図である。 実施例１にかかるスターリングエンジンのピストン・クランク部の概略構成図である。 実施例１にかかるＥＣＵ（Electronic Control Unit：電子制御装置）の概略構成図である。 加熱器に溜まった熱の伝導経路の説明図である。 実施例１にかかるＥＣＵの動作をフローチャートで示す図である。 実施例１にかかるＥＣＵの動作に対応するタイミングチャートを示す図である。 実施例２にかかるＥＣＵの動作をフローチャートで示す図である。 実施例２にかかるＥＣＵの動作に対応するタイミングチャートを示す図である。 実施例３にかかるＥＣＵの動作をフローチャートで示す図である。 実施例３にかかるＥＣＵの動作に対応するタイミングチャートを示す図である。 実施例４にかかるスターリングエンジンの概略構成図である。 実施例４にかかるＥＣＵの動作をフローチャートで示す図である。 実施例４にかかるＥＣＵの動作に対応するタイミングチャートを示す図である。 第１のマップデータを模式的に示す図である。 シリンダと接触した後のピストン温度の推定方法の第１の具体例をフローチャートで示す図である。 車両エンジンの平均回転数および平均出力の説明図である。 第２のマップデータを模式的に示す図である。 シリンダと接触した後のピストン温度の推定方法の第２の具体例をフローチャートで示す図である。 平均吸入空気量と平均排気ガス温度の説明図である。 第３のマップデータを模式的に示す図である。 シリンダと接触した後のピストン温度の推定方法の第３の具体例をフローチャートで示す図である。 高温側作動流体温度についての説明図である。 第４のマップデータを模式的に示す図である。 シリンダと接触した後のピストン温度の推定方法の第４の具体例をフローチャートで示す図である。

以下、本発明を実施するための形態を図面と共に詳細に説明する。

図１は本実施例にかかるスターリングエンジン１０Ａを模式的に示す図である。スターリングエンジン１０Ａは、２気筒α型のスターリングエンジンである。スターリングエンジン１０Ａは、クランク軸線ＣＬの延伸方向と気筒配列方向Ｘとが互いに平行になるように直列平行に配置された２つの気筒である高温側気筒２０および低温側気筒３０を有している。高温側気筒２０は膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２とを、低温側気筒３０は圧縮ピストン３１と低温側シリンダ３２とをそれぞれ備えている。圧縮ピストン３１は、膨張ピストン２１に対して、クランク角で９０°程度遅れて動くように位相差が設けられている。

高温側シリンダ２２の上部空間は膨張空間となっている。膨張空間は膨張ピストン２１に対応して形成される作動空間であり、膨張空間には加熱器４７で加熱された作動流体が流入する。加熱器４７は本実施例では具体的には車両に搭載された図示しない内燃機関（以下、車両エンジンと称す）の排気管１００の内部に配置されている。加熱器４７において、作動流体は高温熱源を構成する流体である排気ガスから回収した熱エネルギーにより加熱される。
低温側シリンダ３２の上部空間は圧縮空間となっている。圧縮空間は、圧縮ピストン３１に対応して形成される作動空間であり、圧縮空間には冷却器４５で冷却された作動流体が流入する。
再生器４６は、膨張空間、圧縮空間の間を往復する作動流体との間で熱の授受を行う。再生器４６は具体的には、作動流体が膨張空間から圧縮空間へと流れる時には作動流体から熱を受け取り、作動流体が圧縮空間から膨張空間へと流れる時には蓄えられた熱を作動流体に放出する。
作動流体には空気が適用されている。但しこれに限られず、作動流体には例えばＨｅ、Ｈ_２、Ｎ_２等の気体を適用することができる。

次にスターリングエンジン１０Ａの動作について説明する。加熱器４７で作動流体が加熱されると、膨張して膨張ピストン２１が圧下され、これにより駆動軸（クランクシャフト）１１３の回動が行われる。次に膨張ピストン２１が上昇行程に移ると、作動流体は加熱器４７を通過して再生器４６に移送され、そこで熱を放出して冷却器４５へと流れる。冷却器４５で冷却された作動流体は圧縮空間に流入し、さらに圧縮ピストン３１の上昇行程に伴って圧縮される。このようにして圧縮された作動流体は、今度は再生器４６から熱を奪いながら温度を上昇して加熱器４７へ流れ込み、そこで再び加熱膨張せしめられる。すなわち、かかる作動流体の往復流動を通じてスターリングエンジン１０Ａが動作する。

ところで、本実施例ではスターリングエンジン１０Ａの熱源が車両の内燃機関の排気ガスとなっていることから、得られる熱量に制約があり、その得られる熱量の範囲でスターリングエンジン１０Ａを作動させる必要がある。そこで本実施例では、スターリングエンジン１０Ａの内部フリクションを可能な限り低減させることとしている。具体的にはスターリングエンジン１０Ａの内部フリクションのうち、最も摩擦損失が大きいピストンリングによる摩擦損失を無くすため、シリンダ２２、３２とピストン２１、３１との間で気体潤滑を行っている。

気体潤滑ではシリンダ２２、３２とピストン２１、３１の間の微小なクリアランスで発生する空気の圧力（分布）を利用して，ピストン２１、３１を空中に浮いた形にする。気体潤滑は摺動抵抗が極めて小さいため、スターリングエンジン１０Ａの内部フリクションを大幅に低減させることができる。空中に物体を浮上させる気体潤滑には、例えば加圧流体を噴出させ、発生した静圧によって物体を浮上させる静圧気体潤滑を適用することができる。但しこれに限られず、気体潤滑には例えば動圧気体潤滑を適用することもできる。

この点、スターリングエンジン１０Ａは、ピストン２１、３１の内部に加圧流体を供給するための加圧流体供給手段である加圧ポンプ７０をクランクケース１２０内に備えており、加圧ポンプ７０を利用してピストン２１、３１を静圧気体潤滑する。加圧ポンプ７０は具体的には作動流体を加圧するとともに、加圧した作動流体を加圧流体としてピストン２１、３１の内部に供給する。そしてピストン２１、３１の内部に導入された加圧流体は、膨張ピストン２１の内部から外周面に貫通させて設けられた複数の給気孔（図示省略）から噴出されるようになっており、これにより静圧気体潤滑が行われる。

気体潤滑が行われるシリンダ２２、３２とピストン２１、３１との間のクリアランスは数十μmとなっている。そして、このクリアランスにはスターリングエンジン１０Ａの作動流体が介在している。ピストン２１、３１それぞれは、気体潤滑によりシリンダ２２、３２と非接触の状態、または許容できる接触状態で支持されている。したがってピストン２１、３１の周囲には、ピストンリングは設けられておらず、また一般にピストンリングと共に使用される潤滑油も使用されていない。気体潤滑では、微小クリアランスにより膨張空間、圧縮空間それぞれの気密が保たれ、リングレスかつオイルレスでクリアランスシールが行われる。

さらにピストン２１、３１とシリンダ２２、３２とはともに金属製であり、本実施例では具体的には対応するピストン２１、３１およびシリンダ２２、３２同士で線膨張率が同じ金属（ここではＳＵＳ）が適用されている。これにより、熱膨張があっても適正なクリアランスを維持して気体潤滑を行うことができる。

ところで気体潤滑の場合、負荷能力が小さいことから、ピストン２１、３１のサイドフォースを実質的にゼロにしなくてはならない。すなわち、気体潤滑を行う場合にはシリンダ２２、３２の直径方向（横方向，スラスト方向）の力に耐える能力（耐圧能力）が低くなるため、シリンダ２２、３２の軸線に対するピストン２１、３１の直線運動精度が高い必要がある。

このため、本実施例ではピストン・クランク部にグラスホッパの機構５０を採用している。直線運動を実現する機構にはグラスホッパの機構５０のほか例えばワットの機構があるが、グラスホッパの機構５０は他の機構に比べて、同じ直線運動精度を得るために必要な機構のサイズが小さくて済むため、装置全体がコンパクトになるという効果が得られる。特に本実施例のスターリングエンジン１０Ａは、自動車の床下といった限られたスペースに設置されることになるため、装置全体がコンパクトである方が設置の自由度が増す。またグラスホッパの機構５０は、同じ直線運動精度を得るために必要な機構の重量が他の機構よりも軽量で済むため、燃費の点で有利である。さらにグラスホッパの機構５０は機構の構成が比較的簡単であるため、構成（製造・組み立て）し易いという利点も有する。

図２はスターリングエンジン１０Ａのピストン・クランク部の概略構成を模式的に示す図である。なお、ピストン・クランク部には高温側気筒２０側と低温側気筒３０側とで共通の構成を採用しているため、以下では、高温側気筒２０側についてのみ説明し、低温側気筒３０側についての説明は省略する。近似直線機構は、グラスホッパの機構５０と、コネクティングロッド１１０と、エクステンションロッド１１１と、ピストンピン１１２とを備えている。膨張ピストン２１は、コネクティングロッド１１０、エクステンションロッド１１１およびピストンピン１１２を介して駆動軸１１３に接続されている。具体的には、膨張ピストン２１はピストンピン１１２を介してエクステンションロッド１１１の一端側に接続されている。そして、エクステンションロッド１１１の他端側にはコネクティングロッド１１０の小端部１１０ａが接続されている。そして、コネクティングロッド１１０の大端部１１０ｂが駆動軸１１３に接続されている。

膨張ピストン２１の往復運動は、コネクティングロッド１１０によって駆動軸１１３に伝達され、ここで回転運動に変換される。コネクティングロッド１１０はグラスホッパの機構５０によって支持されており、膨張ピストン２１を直線状に往復運動させる。このように、コネクティングロッド１１０をグラスホッパの機構５０によって支持することにより、膨張ピストン２１のサイドフォースＦがほとんどゼロになる。このため、負荷能力の小さい気体潤滑を行う場合でも十分に膨張ピストン２１を支持することができる。

ところで、冷却器４５や再生器４６や加熱器４７などの熱交換器内には製造時に除去し切れなかった微小な金属片などの異物が残存している場合がある。また、金網を内蔵する再生器４６からは、微小な金属片が機関運転中に異物として剥がれ落ちる場合もある。かかる異物はスターリングエンジン１０Ａの作動の際に、作動流体とともに膨張空間や圧縮空間に流入し、さらにピストン２１、３１とシリンダ２２、３２間のクリアランスに侵入、成長して凝着に至ることがある。これに対してスターリングエンジン１０Ａでは、高温となるが故に熱膨張や温度の影響を考慮する必要があり、クリアランスを管理することが難しい。この高温環境下での凝着対策として膨張ピストン２１の外周面に層６０が設けられている。

層６０は樹脂をコーティングすることによって設けられている。樹脂は金属製の膨張ピストン２１の母材よりも線膨張率が高く、且つ柔軟性のある材料となっている。樹脂は本実施例では具体的にはフッ素系の樹脂である。樹脂は一般に金属よりも線膨張率が４倍から１０倍程度高いため、半径クリアランスが数十μm程度となる膨張ピストン２１の外周面に樹脂を適用することには困難を伴う。層６０の線膨張率は温度上昇に応じて高温側シリンダ２２との間に形成されるクリアランスを小さくすることが可能な線膨張率となっている。

常温下の層６０の厚さは、半径クリアランスの大きさ以上となっている。本実施例では層６０の厚さはさらに半径クリアランスの大きさの２倍以上となっている。かかる層６０の厚さは、樹脂を複数回に亘って重ねてコーティングすることで実現されている。さらに常温下の層６０の厚さは、使用条件下で発生する熱膨張があっても、高温側シリンダ２２との間に形成されるクリアランスを維持可能な厚さとなっている。この点、作動流体の温度は大気温度から数百℃まで変化し、常温は最低で例えば−４０℃程度、使用温度は最高で例えば４００℃程度となる。

膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２とには、前述の通り線膨張率が同じ金属（ここではＳＵＳ）が適用されている。このため、金属部半径クリアランスは熱膨張の前後でほぼ変化しない一方で、金属よりも線膨張率が高い層６０の厚さは熱膨張後に大きくなることから、半径クリアランスは熱膨張後に小さくなる。
一方、半径クリアランスに侵入可能な異物の大きさは、基本的に常温時の半径クリアランスより小さな異物に限られ、例外的に層６０が高温側シリンダ２２に接触した状態を想定して最大で半径クリアランスの大きさの２倍程度となる。

そして、かかる異物が半径クリアランスに侵入し、膨張ピストン２１（より正確には層６０）および高温側シリンダ２２間に介在した場合であっても、介在した異物は例えば熱膨張の際に層６０の柔軟性により層６０に食い込み、捕集される。そして、さらにその後の機関運転中に膨張ピストン２１（より正確には層６０）が高温側シリンダ２２に近接、或いは場合によっては接触した場合に柔軟性のある層６０に埋収される。これにより、介在した異物で面圧が高まることが防止されるため、凝着が発生することを防止できる。
また、侵入した異物同士が結合して成長する場合でも、異物が半径クリアランスと層６０の厚さとを足した大きさになるまで、異物の侵入、成長を許容できる。
また、層６０は固体潤滑機能を持つ材料であるフッ素系の樹脂で形成されているため、層６０そのものに起因して凝着が発生することも防止される。

ところで、スターリングエンジン１０Ａに対してはさらに図３に示すＥＣＵ８０Ａが設けられている。ＥＣＵ８０ＡはＣＰＵ８１、ＲＯＭ８２、ＲＡＭ８３等からなるマイクロコンピュータと入出力回路８５、８６とを備えている。これらの構成は互いにバス８４を介して接続されている。
ＥＣＵ８０Ａにはスターリングエンジン１０Ａの回転数Ｎ_ＳＥを検出するための回転数Ｎ_ＳＥ検出センサ９１や、膨張空間の作動流体の温度である高温側作動流体温度Ｔ_ｈを検出するための温度センサ９２や、車両エンジンの回転数Ｎ_ｅを検出するための回転数Ｎ_ｅ検出センサ９３や、車両エンジンの吸入空気量Ｇ_ａを計測するためのエアフロメータ９４や、加熱器４７と熱交換が行われる直前の排気ガス温度Ｔ_ｉｎを検出するための排気ガス温度センサ９５などの各種のセンサ・スイッチ類が電気的に接続されている。
ＥＣＵ８０Ａには制御対象として例えば加圧ポンプ７０や、冷却器４５に冷却水を圧送するための圧送ポンプ７５が電気的に接続されている。
なお、回転数Ｎ_ｅ検出センサ９３やエアフロメータ９４や排気ガス温度センサ９５は例えば図示しない車両エンジン用のＥＣＵを介して間接的に接続されてもよい。また例えば車両エンジン用のＥＣＵでＥＣＵ８０Ａが実現されてもよい。

ＲＯＭ８２はＣＰＵ８１が実行する種々の処理が記述されたプログラムやマップデータなどを格納するための構成である。ＣＰＵ８１がＲＯＭ８２に格納されたプログラムに基づき、必要に応じてＲＡＭ８３の一時記憶領域を利用しつつ処理を実行することで、ＥＣＵ８０Ａでは各種の制御手段や判定手段や検出手段や算出手段などが機能的に実現される。

例えばＥＣＵ８０Ａでは、運転を停止する場合に、膨張ピストン２１の温度Ｔ_ｐを層６０の耐熱温度である所定値γ（例えば３００℃）よりも低く抑制可能な状態になるまで、膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させないための制御を行う制御手段が機能的に実現される。
制御手段は具体的には、高温熱源からの熱の供給が停止した場合に、運転停止動作を開始し、その後、運転が停止した状態で、且つ高温側シリンダ２２と接触した後の膨張ピストン２１の温度であるピストン温度Ｔ_ｐｂを所定値γよりも低く抑制可能な状態で、膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させるための制御を行うように実現される。
この点、高温熱源からの熱の供給は、具体的には車両エンジンが停止した場合に停止することになる。またピストン温度Ｔ_ｐｂは、さらに具体的には高温側シリンダ２２との接触後、膨張ピストン２１が温度上昇によって到達し得る最も高い温度となっている。
また運転停止動作を開始するにあたり、制御手段は具体的には冷却器４５への冷却水の流通を停止するための制御を行うように実現される。
また膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させるための制御を行うにあたり、制御手段は具体的には加圧ポンプ７０を停止するための制御を行うように実現される。

またＥＣＵ８０Ａでは、ピストン温度Ｔ_ｐｂを推定する推定手段が機能的に実現される。ピストン温度Ｔ_ｐｂは具体的には以下に示す算出方法に基づき推定される。
ここで、加熱器４７に溜まった熱の伝導経路は図４に示すようになっている。
Ｑ_{ｈｅａｔｅｒ}は加熱器４７に溜まった熱量であり、次に示す式（１）で算出される。
Ｑ_{ｈｅａｔｅｒ}＝ｍ_{ｈｅａｔｅｒ}×ｃ_{ｈｅａｔｅｒ}×（Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}−Ｔ_０） ・・・（１）
ｍ_{ｈｅａｔｅｒ}は加熱器４７の質量、ｃ_{ｈｅａｔｅｒ}は加熱器４７の比熱、Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}は加熱器４７の平均温度、Ｔ_０は大気温度である。

一方、Ｑ_{ｈｅａｔｅｒ}は次に示す式（２）で表される。
Ｑ_{ｈｅａｔｅｒ}＝Ｑ_{ｈｅａｔｅｒ，ｈ}＋Ｑ_{ｈｅａｔｅｒ。ｃ} ・・・（２）
Ｑ_{ｈｅａｔｅｒ，ｈ}は高温側気筒２０側への伝導熱量、Ｑ_{ｈｅａｔｅｒ。ｃ}は低温側気筒３０側への伝導熱量である。
さらに、Ｑ_{ｈｅａｔｅｒ，ｈ}は次に示す式（３）で表される。
Ｑ_{ｈｅａｔｅｒ，ｈ}＝Ｑ_ｐ，ｈ＋Ｑ_Ｃｒ，ｈ ・・・（３）
Ｑ_ｐ，ｈは膨張ピストン２１への伝導熱量、Ｑ_Ｃｒ，ｈはクランクケース１２０への伝導熱量である。

また、Ｑ_ｐ，ｈは次に示す式（４）で表される。
Ｑ_ｐ，ｈ＝ｍ_ｐ×Ｃ_ｐ×ΔＴ_ｐ ・・・（４）
ｍ_ｐは膨張ピストン２１の質量、Ｃ_ｐは膨張ピストン２１の比熱、ΔＴ_ｐは膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２とが接触した後の温度上昇である。
そして、ピストン温度Ｔ_ｐｂは次に示す式（５）で表される。
Ｔ_ｐｂ＝Ｔ_ｐａ＋ΔＴ_ｐ ・・・（５）
Ｔ_ｐａは高温側シリンダ２２と接触する前の膨張ピストン２１の温度である。

この点、式（２）におけるＱ_{ｈｅａｔｅｒ，ｈ}とＱ_{ｈｅａｔｅｒ。ｃ}の割合、および式（３）におけるＱ_ｐ，ｈとＱ_Ｃｒ，ｈの割合はスターリングエンジン１０Ａのハード構成や冷却器４５の冷却水温度で決まってくる。このため、Ｑ_{ｈｅａｔｅｒ，ｈ}とＱ_{ｈｅａｔｅｒ。ｃ}割合、およびＱ_ｐ，ｈとＱ_Ｃｒ，ｈの割合は定数、またはマップデータで定義することができる。
したがって、Ｑ_{ｈｅａｔｅｒ}がわかれば、式（２）、式（３）からＱ_ｐ，ｈがわかり、さらに式（４）よりΔＴ_ｐがわかる。またＴ_{ｈｅａｔｅｒ}がわかれば、式（１）よりＱ_{ｈｅａｔｅｒ}がわかる。またＴ_ｐａについては、例えばスターリングエンジン１０Ａの運転状態に応じてマップデータで定義することができる。
そしてこれにより、式（５）に基づきピストン温度Ｔ_ｐｂを推定できる。
本実施例では加圧ポンプ７０とＥＣＵ８０Ａで接触回避手段が実現されている。

次にＥＣＵ８０Ａの動作を図５に示すフローチャートおよび図６に示すタイミングチャートを用いて説明する。ＥＣＵ８０Ａは車両エンジンが停止したか否かを判定する（ステップＳ１１）。否定判定であれば、特段の処理を要しないため本フローチャートを一旦終了する。一方、ステップＳ１１で肯定判定であれば、ＥＣＵ８０Ａはスターリングエンジン１０Ａの停止動作を開始する（ステップＳ１２）。これにより図６に示すように、スターリングエンジン１０Ａの回転数Ｎ_ＳＥが時間ｔ１１で低下し始める。

続いてＥＣＵ８０Ａは膨張ピストン２１内の圧力であるピストン内圧Ｐ_ｐが所定値αになるように加圧ポンプ７０を作動することで、膨張ピストン２１内の加圧を継続する（ステップＳ１３）。すなわち、静圧気体潤滑を継続する。続いてＥＣＵ８０Ａはスターリングエンジン１０Ａの回転数Ｎ_ＳＥがゼロであるか否かを判定する（ステップＳ１４）。否定判定であれば、肯定判定されるまでの間、ステップＳ１３に戻る。この間に高温熱源からの熱の供給が停止されたスターリングエンジン１０Ａでは、図６に示すように膨張ピストン２１の温度であるピストン温度Ｔ_ｐが次第に低下し始める。

一方、ステップＳ１４で肯定判定であれば、スターリングエンジン１０Ａの運転が停止したと判断される。このときＥＣＵ８０Ａはピストン温度Ｔ_ｐｂを推定する（ステップＳ１５）。なお、ピストン温度Ｔ_ｐｂの推定サブルーチンについては実施例５以降で具体的に後述する。続いてＥＣＵ８０Ａは、推定したピストン温度Ｔ_ｐｂが所定値γよりも低いか否かを判定する（ステップＳ１６）。否定判定であれば、肯定判定されるまでの間、ステップＳ１３に戻る。一方、ステップＳ１６で肯定判定であれば、加圧ポンプ７０の作動を停止させることで、膨張ピストン２１内の加圧を停止する（ステップＳ１７）。

この点、スターリングエンジン１０Ａでは、図６に示すように時間ｔ１２でスターリングエンジン１０Ａの運転が完全に停止するとともに、このときに既に推定したピストン温度Ｔ_ｐｂが所定値γよりも低い状態であったことから、時間ｔ１２で膨張ピストン２１内の加圧が停止され、この結果、ピストン内圧Ｐ_ｐが時間ｔ１２から低下し始めている。そして、ピストン内圧Ｐ_ｐはその後、時間ｔ１３で作動流体平均圧Ｐ_ｍに落ち着き、膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２とが接触する。

一方、膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２とが接触した後には、ピストン温度Ｔ_ｐが上昇し始める。
ところが、スターリングエンジン１０Ａでは、推定したピストン温度Ｔ_ｐｂが所定値γよりも低い状態で、すなわちピストン温度Ｔ_ｐｂを所定値γよりも低く抑制可能な状態で、膨張ピストン２１内の加圧を停止し、これにより膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させている。
このためスターリングエンジン１０Ａは、例えば図６に破線で示すように膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２の接触後に、ピストン温度Ｔ_ｐが所定値γを超えることで層６０にダメージが及ぶことを防止でき、以って膨張ピストン２１の信頼性を確保できる。
またスターリングエンジン１０Ａは、運転が停止した状態で膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させることで、摺動により層６０にダメージが及ぶことも防止できる。

本実施例にかかるスターリングエンジン１０Ｂは、ＥＣＵ８０Ａの代わりにＥＣＵ８０Ｂが設けられている点以外、スターリングエンジン１０Ａと実質的に同一のものとなっている。ＥＣＵ８０Ｂは制御手段が以下に示すように実現される点以外、ＥＣＵ８０Ａと実質的に同一のものとなっている。このためスターリングエンジン１０Ｂについては図示省略する。
ＥＣＵ８０Ｂでも、制御手段は、運転を停止する場合に、膨張ピストン２１の温度Ｔ_ｐを所定値γよりも低く抑制可能な状態になるまで、膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させないための制御を行うように実現される。
一方、ＥＣＵ８０Ｂでは、制御手段が具体的には、高温熱源からの熱の供給が停止された後、既に受熱した熱である加熱器４７に溜まった熱を利用して、ピストン温度Ｔ_ｐｂを所定値γよりも低く抑制可能な状態まで運転を継続し、その後、運転停止動作を開始するとともに運転が停止した状態で、膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させるための制御を行うように実現される。
なお、運転停止動作を開始するにあたり行う制御や、膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させるための制御はＥＣＵ８０Ａの場合と同様である。
本実施例では加圧ポンプ７０とＥＣＵ８０Ｂで接触回避手段が実現されている。

次にＥＣＵ８０Ｂの動作を図７に示すフローチャートおよび図８に示すタイミングチャートを用いて説明する。ＥＣＵ８０Ｂは車両エンジンが停止したか否かを判定する（ステップＳ２１）。そして、否定判定であれば本フローチャートを一旦終了し、肯定判定であればスターリングエンジン１０Ｂの運転を継続するとともに（ステップＳ２２）、膨張ピストン２１内の加圧を継続する（ステップＳ２３）。この点、車両エンジンの停止により高温熱源からの熱の供給が停止されたことで、図８に示すようにスターリングエンジン１０Ｂの回転数Ｎ_ＳＥは時間ｔ２１で低下し始め、ピストン温度Ｔ_ｐもその後低下し始める。

ステップＳ２３に続き、ＥＣＵ８０Ｂはピストン温度Ｔ_ｐｂを推定し（ステップＳ２４）、推定したピストン温度Ｔ_ｐｂが所定値γよりも低いか否かを判定する（ステップＳ２５）。否定判定であれば、肯定判定されるまでの間、ステップＳ２２に戻る。この間、スターリングエンジン１０Ｂは、図８に示すように加熱器４７に溜まった熱で運転が継続されることになる。一方、ステップＳ２５で肯定判定であれば、ＥＣＵ８０Ｂはスターリングエンジン１０Ｂの停止動作を開始する（ステップＳ２６）。これにより図８に示すように、スターリングエンジン１０Ｂの回転数Ｎ_ＳＥが時間ｔ２２でさらに低下し始める。

一方、ＥＣＵ８０Ｂは、膨張ピストン２１内の加圧を継続しつつ（ステップＳ２７）、スターリングエンジン１０Ｂの回転数Ｎ_ＳＥがゼロであるか否かを判定する（ステップＳ２８）。否定判定であれば、肯定判定されるまでの間、ステップＳ２７に戻る。一方、ステップＳ２８で肯定判定であれば、ＥＣＵ８０Ｂは加圧ポンプ７０の作動を停止させることで、膨張ピストン２１内の加圧を停止する（ステップＳ２９）。この点、スターリングエンジン１０Ｂでは、図８に示すように時間ｔ２３でスターリングエンジン１０Ｂの運転が完全に停止するとともに、膨張ピストン２１内の加圧が停止される。そしてこの結果、ピストン内圧Ｐ_ｐが時間ｔ２３から低下し始めるとともに、時間ｔ２４で作動流体平均圧Ｐ_ｍに落ち着き、膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２とが接触する。

一方、膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２とが接触した後には、ピストン温度Ｔ_ｐが上昇し始める。
ところが、スターリングエンジン１０Ｂでは、推定したピストン温度Ｔ_ｐｂが所定値γよりも低い状態で膨張ピストン２１内の加圧を停止し、これにより膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させている。
このためスターリングエンジン１０Ｂは、膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２の接触後に、ピストン温度Ｔ_ｐが所定値γを超えることで層６０にダメージが及ぶことを防止でき、以って膨張ピストン２１の信頼性を確保できる。
またスターリングエンジン１０Ｂは、運転が停止した状態で膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させることで、摺動により層６０にダメージが及ぶことも防止できる。
さらにスターリングエンジン１０Ｂは、加熱器４７に溜まった熱を利用して、ピストン温度Ｔ_ｐｂを所定値γよりも低く抑制可能な状態まで運転を継続することで、加熱器４７に溜まった熱をエネルギーとして消費できる。このためスターリングエンジン１０Ｂは、スターリングエンジン１０Ａと比較して、膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２の接触後にピストン温度Ｔ_ｐが上昇することも好適に抑制できる。

本実施例にかかるスターリングエンジン１０Ｃは、ＥＣＵ８０Ａの代わりにＥＣＵ８０Ｃが設けられている点以外、スターリングエンジン１０Ａと実質的に同一のものとなっている。またＥＣＵ８０Ｃは、制御手段が以下に示すように実現される点以外、ＥＣＵ８０Ａと実質的に同一のものとなっている。このためスターリングエンジン１０Ｃについては図示省略する。
ＥＣＵ８０Ｃでも、制御手段は、運転を停止する場合に、膨張ピストン２１の温度Ｔ_ｐを所定値γよりも低く抑制可能な状態になるまで、膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させないための制御を行うように実現される。

一方、ＥＣＵ８０Ｃでは、制御手段が具体的には、高温熱源からの熱の供給が停止された後、加熱器４７に溜まった熱を最大限利用可能な態様で運転を継続し、その後、運転停止動作を開始するとともに運転が停止した状態で、且つピストン温度Ｔ_ｐｂを所定値γよりも低く抑制可能な状態で、膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させるための制御を行うように実現される。
また、加熱器４７に溜まった熱を最大限利用可能な態様で運転を継続するにあたって、制御手段は具体的には、回転数Ｎ_ＳＥが所定値Ｎ_ｓｔｏｐになるまで運転を継続するための制御を行うように実現される。この点、所定値Ｎ_ｓｔｏｐは加熱器４７に溜まった熱でスターリングエンジン１０Ｃの運転を限界まで継続できるように設定されている。
なお、運転停止動作を開始するにあたり行う制御や、膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させるための制御はＥＣＵ８０Ａの場合と同様である。
本実施例では加圧ポンプ７０とＥＣＵ８０Ｃで接触回避手段が実現されている。

次にＥＣＵ８０Ｃの動作を図９に示すフローチャートおよび図１０に示すタイミングチャートを用いて説明する。ＥＣＵ８０Ｃは車両エンジンが停止したか否かを判定する（ステップＳ３１）。そして、否定判定であれば本フローチャートを一旦終了し、肯定判定であればスターリングエンジン１０Ｃの運転を継続するとともに（ステップＳ３２）、膨張ピストン２１内の加圧を継続する（ステップＳ３３）。この点、車両エンジンの停止により高温熱源からの熱の供給が停止されたことで、図１０に示すようにスターリングエンジン１０Ｃの回転数Ｎ_ＳＥは時間ｔ３１で低下し始め、ピストン温度Ｔ_ｐもその後低下し始める。

ステップＳ３３に続き、ＥＣＵ８０Ｃはスターリングエンジン１０Ｃの回転数Ｎ_ＳＥが所定値Ｎ_ｓｔｏｐであるか否かを判定する（ステップＳ３４）。ステップＳ３４で否定判定であれば、肯定判定されるまでの間、ステップＳ３２に戻る。一方、ステップＳ３４で肯定判定であれば、ＥＣＵ８０Ｃはスターリングエンジン１０Ｃの停止動作を開始する（ステップＳ３５）。これにより図１０に示すように、スターリングエンジン１０Ｃの回転数Ｎ_ＳＥが時間ｔ３２でさらに低下し始める。

ステップＳ３５に続き、ＥＣＵ８０Ｃは膨張ピストン２１内の加圧を継続しつつ（ステップＳ３６）、スターリングエンジン１０Ｃの回転数Ｎ_ＳＥがゼロであるか否かを判定する（ステップＳ３７）。否定判定であれば、肯定判定されるまでの間、ステップＳ３６に戻る。一方、ステップＳ３７で肯定判定であれば、ＥＣＵ８０Ｃはピストン温度Ｔ_ｐｂを推定し（ステップＳ３８）、推定したピストン温度Ｔ_ｐｂが所定値γよりも低いか否かを判定する（ステップＳ３９）。否定判定であれば、肯定判定されるまでの間、ステップＳ３６に戻る。一方、ステップＳ３９で肯定判定であれば、ＥＣＵ８０Ｃは加圧ポンプ７０の作動を停止させることで、膨張ピストン２１内の加圧を停止する（ステップＳ４０）。

この点、スターリングエンジン１０Ｃでは、図１０に示すように時間ｔ３３でスターリングエンジン１０Ｃの運転が完全に停止するとともに、このときに既に推定したピストン温度Ｔ_ｐｂが所定値γよりも低い状態であったことから、時間ｔ３３で膨張ピストン２１内の加圧が停止され、この結果、ピストン内圧Ｐ_ｐが時間ｔ３３から低下し始めている。そして、ピストン内圧Ｐ_ｐはその後、時間ｔ３４で作動流体平均圧Ｐ_ｍに落ち着き、膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２とが接触する。

一方、膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２とが接触した後には、ピストン温度Ｔ_ｐが上昇し始める。
ところが、スターリングエンジン１０Ｃでは、推定したピストン温度Ｔ_ｐｂが所定値γより低い状態で膨張ピストン２１内の加圧を停止し、これにより膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させている。
このためスターリングエンジン１０Ｃは、ピストン温度Ｔ_ｐが所定値γを超えることで層６０にダメージが及ぶことを防止でき、以って膨張ピストン２１の信頼性を確保できる。
またスターリングエンジン１０Ｃは、運転が停止した状態で膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させることで、摺動により層６０にダメージが及ぶことも防止できる。
さらにスターリングエンジン１０Ｃは、加熱器４７に溜まった熱を最大限利用可能な態様で運転を継続することで、スターリングエンジン１０Ｂと比較して、膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２の接触後にピストン温度Ｔ_ｐが上昇することをさらに好適に抑制できる。

本実施例にかかるスターリングエンジン１０Ｄは、図１１に示すように加圧ポンプ７０の代わりに膨張ピストン２１および圧縮ピストン３１それぞれに逆止弁７１を備えている点と、ＥＣＵ８０Ａの代わりＥＣＵ８０Ｄが設けられている点以外、スターリングエンジン１０Ａと実質的に同一のものとなっている。
膨張ピストン２１に設けられた逆止弁７１は、膨張ピストン２１内に加圧流体を導入可能であるとともに、導入した加圧流体の加圧状態を保持可能となっており、膨張ピストン２１を気体潤滑するにあたり、膨張空間おける作動流体の圧力で運転時に膨張ピストン２１を静圧気体潤滑することが可能な導入保持手段となっている。このためスターリングエンジン１０Ｄでは、運転時に逆止弁７１を介して膨張空間にある作動流体を加圧流体として膨張ピストン２１内に供給することで、静圧気体潤滑が行われる。なお、逆止弁７１の代わりに例えば導入保持手段として開閉弁を用いることなども可能である。また圧縮ピストン３１についても同様にして静圧気体潤滑が行われる。

ＥＣＵ８０Ｄは、加圧ポンプ７０が電気的に接続されていない点と、制御手段が以下に示すように実現される点以外、ＥＣＵ８０Ａと実質的に同一のものとなっている。このためＥＣＵ８０Ｄについては図示省略する。
ＥＣＵ８０Ｄでは、運転を停止する場合に、膨張ピストン２１の温度Ｔ_ｐを所定値γよりも低く抑制可能な状態になるまで、膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させないための制御を行うにあたり、制御手段が以下に示すように実現される。
すなわちＥＣＵ８０Ｄでは、制御手段が、高温熱源からの熱の供給が停止された後、加熱器４７に溜まった熱を利用して、ピストン温度Ｔ_ｐｂを所定値γよりも低く抑制可能な状態まで運転を継続し、その後、運転停止動作を開始することで、運転が停止した状態で膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させるための制御を行うように実現される。
なお、運転停止動作を開始するにあたり行う制御はＥＣＵ８０Ａの場合と同様である。
本実施例ではＥＣＵ８０Ｄで接触回避手段が実現されている。

次にＥＣＵ８０Ｄの動作を図１２に示すフローチャートおよび図１３に示すタイミングチャートを用いて説明する。ＥＣＵ８０Ｄは車両エンジンが停止したか否かを判定する（ステップＳ４１）。そして、否定判定であれば本フローチャートを一旦終了し、肯定判定であればスターリングエンジン１０Ｄの運転を継続する（ステップＳ４２）。この点、車両エンジンの停止により高温熱源からの熱の供給が停止されたことで、図１３に示すようにスターリングエンジン１０Ｄの回転数Ｎ_ＳＥは時間ｔ４１で低下し始め、ピストン温度Ｔ_ｐもその後低下し始める。

ステップＳ４２に続き、ＥＣＵ８０Ｄはピストン温度Ｔ_ｐｂを推定し（ステップＳ４３）、推定したピストン温度Ｔ_ｐｂが所定値γよりも低いか否かを判定する（ステップＳ４４）。否定判定であれば、肯定判定されるまでの間、ステップＳ４２に戻る。この間、スターリングエンジン１０Ｄは、図１３に示すように加熱器４７に溜まった熱で運転が継続されることになる。一方、ステップＳ４４で肯定判定であれば、ＥＣＵ８０Ｄはスターリングエンジン１０Ｄの停止動作を開始する（ステップＳ４５）。これにより、図１３に示すようにスターリングエンジン１０Ｄの回転数Ｎ_ＳＥが時間ｔ４２でさらに低下し始め、その後、時間ｔ４３でスターリングエンジン１０Ｄの運転が停止する。そして、逆止弁７１を介して膨張ピストン２１内に作動流体を供給することで、静圧気体潤滑を行うスターリングエンジン１０Ｄでは、運転が停止した状態でピストン内圧Ｐ_ｐが作動流体平均圧Ｐ_ｍになり、膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２とが接触する。

一方、膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２とが接触した後には、ピストン温度Ｔ_ｐが上昇し始める。
ところが、スターリングエンジン１０Ｄでは、推定したピストン温度Ｔ_ｐｂが所定値γより低い状態でスターリングエンジン１０Ｄの停止動作を開始し、運転停止時に膨張ピストン２１が高温側シリンダ２２に接触するようにしている。
このためスターリングエンジン１０Ｄは、ピストン温度Ｔ_ｐが所定値γを超えることで層６０にダメージが及ぶことを防止でき、以って膨張ピストン２１の信頼性を確保できるとともに摺動により層６０にダメージが及ぶことも防止できる。
さらにスターリングエンジン１０Ｄは、加熱器４７に溜まった熱を利用して、ピストン温度Ｔ_ｐｂを所定値γよりも低く抑制可能な状態まで運転を継続することで、膨張ピストン２１と高温側シリンダ２２の接触後にピストン温度Ｔ_ｐが上昇することを好適に抑制できる。
さらにスターリングエンジン１０Ｄは、膨張ピストン２１を気体潤滑するにあたり、加圧ポンプ７０を必要としないことから、コスト的に有利な構成とすることもできる。

本実施例ではピストン温度Ｔ_ｐｂの推定方法の第１の具体例について説明する。なお、本実施例ではスターリングエンジン１０Ａに係るＥＣＵ８０Ａで推定手段を以下に示すように具体的に実現した場合として説明するが、同様の内容は例えばスターリングエンジン１０Ｂなど前述した各スターリングエンジンに対して適用されてよい。
ピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するにあたって、推定手段は具体的には運転停止動作を開始する前のスターリングエンジン１０Ａの回転数Ｎ_ＳＥと正味出力Ｗ_ｏｕｔと基づき、ピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するように実現される。
さらに具体的には、推定手段は回転数Ｎ_ＳＥと正味出力Ｗ_ｏｕｔと基づき、図１４に示す第１のマップデータを参照することで、ピストン温度Ｔ_ｐａおよび加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}を算出するとともに、実施例１で前述した式（１）から式（５）に基づいて、ピストン温度Ｔ_ｐｂを算出するように実現される。なお、図１４に示す第１のマップデータはＲＯＭ８２に予め格納されている。

第１のマップデータでは、回転数Ｎ_ＳＥと正味出力Ｗ_ｏｕｔとに応じて、高温側作動流体温度Ｔ_ｈと、膨張ピストン２１の温度Ｔ_ｐ（具体的にはＴ_ｐａ）と、加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}とが予め設定されている。
なお、第１のマップデータは、加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}が高温側作動流体温度Ｔ_ｈと、高温側作動流体温度Ｔ_ｈがピストン温度Ｔ_ｐと、ピストン温度Ｔ_ｐが正味出力Ｗ_ｏｕｔとそれぞれ相関関係を有していることに基づき作成が可能なものとなっている。この点、この場合に温度センサ９２や排気ガス温度センサ９５は必要とされない。また例えば大気温度Ｔ_０を一定とみなした上で、実施例１で前述した式（１）を反映させることなどで、加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}の代わりに加熱器４７に溜まった熱量Ｑ_{ｈｅａｔｅｒ}を第１のマップデータに予め設定することも可能であり、これは後述する第２から第４のマップデータについても同様である。

次にピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するにあたって、ＥＣＵ８０Ａが行う動作を図１５に示すフローチャートを用いて説明する。なお、本フローチャートは図５に示すフローチャートにおけるピストン温度Ｔ_ｐｂの推定サブルーチンとなっている。
ＥＣＵ８０Ａは、運転停止動作を開始する前の回転数Ｎ_ＳＥを算出するとともに（ステップＳ５１）、正味出力Ｗ_ｏｕｔを算出する（ステップＳ５２）。続いてＥＣＵ８０Ａは、算出した回転数Ｎ_ＳＥおよび正味出力Ｗ_ｏｕｔに基づき、第１のマップデータを参照し、高温側作動流体温度Ｔ_ｈ、ピストン温度Ｔ_ｐａ、加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}をこの順で算出する（ステップＳ５３、Ｓ５４、Ｓ５５）。この点、これらは第１のマップデータを用いることなく、例えば相関関係に基づき演算によって算出されてもよい。さらにピストン温度Ｔ_ｐａおよび加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}を算出したＥＣＵ８０Ａは、実施例１で前述した式（１）から式（５）に基づき、ピストン温度Ｔ_ｐｂを算出する（ステップＳ５６）。

このようにピストン温度Ｔ_ｐｂは、具体的には例えば回転数Ｎ_ＳＥと正味出力Ｗ_ｏｕｔと基づき推定することができる。
この点、第１の具体例によれば、回転数Ｎ_ＳＥと正味出力Ｗ_ｏｕｔと基づきピストン温度Ｔ_ｐｂを推定することで、高温熱源の種類を問わずピストン温度Ｔ_ｐｂを推定できる点で、ピストン温度Ｔ_ｐｂを好適に推定することができる。
また第１の具体例によれば、ピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するにあたって、例えば温度センサ９２など専用に設けなければならない必然性が高いセンサを特段必要としない点で、コスト的に有利な構成とすることもできる。

本実施例ではピストン温度Ｔ_ｐｂの推定方法の第２の具体例について説明する。なお、本実施例ではスターリングエンジン１０Ａに係るＥＣＵ８０Ａで推定手段を以下に示すように具体的に実現した場合として説明するが、同様の内容は例えばスターリングエンジン１０Ｂなど前述した各スターリングエンジンに対して適用されてよい。
ピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するにあたり、推定手段は具体的には車両エンジンが停止する前の所定時間における車両エンジンの平均負荷に基づき、ピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するように実現される。
この点、車両エンジンの平均負荷は、具体的には上述の所定時間における車両エンジンの平均回転数Ｎ_ｅおよび平均出力Ｗ_ｅの組み合わせで特定される。そして平均回転数Ｎ_ｅおよび平均出力Ｗ_ｅは具体的には、図１６に示すように車両エンジンに対する運転停止動作（例えばイグニッションスイッチのＯＦＦ）に基づき、車両エンジンが減速を開始する時点を終点とした所定時間において算出される。

そして、推定手段はさらに具体的には、平均回転数Ｎ_ｅおよび平均出力Ｗ_ｅに基づき、図１７に示す第２のマップデータを参照することで、ピストン温度Ｔ_ｐａおよび加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}を算出するとともに、実施例１で前述した式（１）から式（５）に基づいて、ピストン温度Ｔ_ｐｂを算出するように実現される。なお、図１７に示す第２のマップデータはＲＯＭ８２に予め格納されている。
第２のマップデータでは、平均回転数Ｎ_ｅおよび平均出力Ｗ_ｅに応じて、排気ガス温度Ｔ_ｅｘと、加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}と、高温側作動流体温度Ｔ_ｈと、膨張ピストン２１の温度Ｔ_ｐ（具体的にはＴ_ｐａ）とが予め設定されている。この点、この場合に温度センサ９２や排気ガス温度センサ９５は必要とされない。

次にピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するにあたって、ＥＣＵ８０Ａが行う動作を図１８に示すフローチャートを用いて説明する。ＥＣＵ８０Ａは、運転停止動作を開始する前の平均回転数Ｎ_ｅを算出するとともに（ステップＳ６１）、平均出力Ｗ_ｅを算出する（ステップＳ６２）。続いてＥＣＵ８０Ａは、算出した平均回転数Ｎ_ｅおよび平均出力Ｗ_ｅに基づき、第２のマップデータを参照し、排気ガス温度Ｔ_ｅｘ、加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}、高温側作動流体温度Ｔ_ｈ、膨張ピストン２１の温度Ｔ_ｐａをこの順で算出する（ステップＳ６３、Ｓ６４、Ｓ６５、Ｓ６６）。この点、これらは第２のマップデータを用いることなく、例えば相関関係に基づき演算によって算出されてもよい。さらにピストン温度Ｔ_ｐａおよび加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}を算出したＥＣＵ８０Ａは、実施例１で前述した式（１）から式（５）に基づき、ピストン温度Ｔ_ｐｂを算出する（ステップＳ６７）。

このようにピストン温度Ｔ_ｐｂは具体的には例えば、平均回転数Ｎ_ｅおよび平均出力Ｗ_ｅに基づき推定することもできる。
この点、第２の具体例によれば、ピストン温度Ｔ_ｐｂを平均回転数Ｎ_ｅおよび平均出力Ｗ_ｅに基づき推定することで、高温熱源を車両エンジンなど内燃機関の排気ガスとする場合にピストン温度Ｔ_ｐｂを好適に推定することができる。
また第２の具体例によれば、ピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するにあたって、例えば温度センサ９２など専用に設けなければならない必然性が高いセンサを特段必要としない点や、ＥＣＵ８０Ａを車両エンジン用のＥＣＵで実現することがより合理的に可能となる点で、コスト的に有利な構成とすることもできる。

本実施例ではピストン温度Ｔ_ｐｂの推定方法の第３の具体例について説明する。なお、本実施例ではスターリングエンジン１０Ａに係るＥＣＵ８０Ａで推定手段を以下に示すように具体的に実現した場合として説明するが、同様の内容は例えばスターリングエンジン１０Ｂなど前述した各スターリングエンジンに対して適用されてよい。

ピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するにあたり、推定手段が具体的には車両エンジンが停止する前の所定時間における車両側エンジンの平均吸入空気量Ｇ_ａと平均排気ガス温度Ｔ_ｉｎとに基づき、ピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するように実現される。
この点、平均吸入空気量Ｇ_ａおよび平均排気ガス温度Ｔ_ｉｎは図１９に示すように、具体的には車両エンジンに対する運転停止動作に基づき、車両エンジンが減速を開始する時点を終点とした所定時間において算出される。なお、排気ガス温度Ｔ_ｉｎは、排気ガス温度センサ９５によって直接的に検出される排気ガスの温度である。また平均吸入空気量Ｇ_ａの代わりに例えば排気ガスの平均流量を適用することもできる。

そして、推定手段はさらに具体的には、平均吸入空気量Ｇ_ａおよび平均排気ガス温度Ｔ_ｉｎに基づき、図２０に示す第３のマップデータを参照することで、ピストン温度Ｔ_ｐａ、加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}を算出するとともに、実施例１で前述した式（１）から式（５）に基づいて、ピストン温度Ｔ_ｐｂを算出するように実現される。なお、図２０に示す第３のマップデータはＲＯＭ８２に予め格納されている。
第３のマップデータでは、平均吸入空気量Ｇ_ａおよび平均排気ガス温度Ｔ_ｉｎに応じて、加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}と、高温側作動流体温度Ｔ_ｈと、膨張ピストン２１の温度Ｔ_ｐ（具体的にはＴ_ｐａ）とが予め設定されている。この点、この場合に温度センサ９２は必要とされない。

次にピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するにあたって、ＥＣＵ８０Ａが行う動作を図２１に示すフローチャートを用いて説明する。ＥＣＵ８０Ａは、運転停止動作を開始する前の平均吸入空気量Ｇ_ａを算出するとともに（ステップＳ７１）、平均排気ガス温度Ｔ_ｉｎを算出する（ステップＳ７２）。続いてＥＣＵ８０Ａは、算出した平均吸入空気量Ｇ_ａおよび平均排気ガス温度Ｔ_ｉｎに基づき、第３のマップデータを参照し、加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}、高温側作動流体温度Ｔ_ｈ、膨張ピストン２１の温度Ｔ_ｐａをこの順で算出する（ステップＳ７３、Ｓ７４、Ｓ７５）。この点、これらは第３のマップデータを用いることなく、例えば相関関係に基づき演算によって算出されてもよい。さらにピストン温度Ｔ_ｐａおよび加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}を算出したＥＣＵ８０Ａは、実施例１で前述した式（１）から式（５）に基づき、ピストン温度Ｔ_ｐｂを算出する（ステップＳ７６）。

このようにピストン温度Ｔ_ｐｂは、具体的には例えば平均吸入空気量Ｇ_ａおよび平均排気ガス温度Ｔ_ｉｎに基づき推定することもできる。
この点、第３の具体例によれば、ピストン温度Ｔ_ｐｂを平均吸入空気量Ｇ_ａおよび平均排気ガス温度Ｔ_ｉｎに基づき推定することで、高温熱源を車両エンジンなど内燃機関の排気ガスとする場合にピストン温度Ｔ_ｐｂを好適に推定できる。
また第３の具体例によれば、ピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するにあたって、例えば温度センサ９２など専用に設けなければならない必然性が高いセンサを特段必要としない点や、ＥＣＵ８０Ａを車両エンジン用のＥＣＵで実現することがより合理的に可能となる点で、コスト的に有利な構成とすることもできる。

本実施例ではピストン温度Ｔ_ｐｂの推定方法の第４の具体例について説明する。なお、本実施例ではスターリングエンジン１０Ａに係るＥＣＵ８０Ａで推定手段を以下に示すように具体的に実現した場合として説明するが、同様の内容は例えばスターリングエンジン１０Ｂなど前述した各スターリングエンジンに対して適用されてよい。
ピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するにあたり、推定手段は具体的には高温側作動流体温度Ｔ_ｈに基づき、ピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するように実現される。この点、この場合の高温側作動流体温度Ｔ_ｈには、具体的には温度センサ９２の出力に基づき直接的に検出された温度が適用され、さらに具体的には図２２に示すように車両エンジン停止時に測定された温度（高温熱源からの熱の供給が停止したときに測定された温度）が適用される。

そして、推定手段はさらに具体的には、高温側作動流体温度Ｔ_ｈに基づき、図２３に示す第４のマップデータを参照することで、ピストン温度Ｔ_ｐａおよび加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}を算出するとともに、実施例１で前述した式（１）から式（５）に基づいて、ピストン温度Ｔ_ｐｂを算出するように実現される。なお、図２３に示す第４のマップデータはＲＯＭ８２に予め格納されている。
第４のマップデータでは、高温側作動流体温度Ｔ_ｈに応じて、加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}と、膨張ピストン２１の温度Ｔ_ｐ（具体的にはＴ_ｐａ）とが予め設定されている。

次にピストン温度Ｔ_ｐｂを推定するにあたって、ＥＣＵ８０Ａが行う動作を図２４に示すフローチャートを用いて説明する。ＥＣＵ８０Ａは、車両エンジン運転停止時の高温側作動流体温度Ｔ_ｈを測定する（ステップＳ８１）。続いてＥＣＵ８０Ａは、測定した高温側作動流体温度Ｔ_ｈに基づき、第４のマップデータを参照し、膨張ピストン２１の温度Ｔ_ｐａ、加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}をこの順で算出する（ステップＳ８２、Ｓ８３）。この点、これらは例えば第４のマップデータを用いることなく、相関関係に基づき演算によって算出されてもよい。さらにピストン温度Ｔ_ｐａおよび加熱器４７の平均温度Ｔ_{ｈｅａｔｅｒ}を算出したＥＣＵ８０Ａは、実施例１で前述した式（１）から式（５）に基づき、ピストン温度Ｔ_ｐｂを算出する（ステップＳ８４）。

このようにピストン温度Ｔ_ｐｂは具体的には例えば、高温側作動流体温度Ｔ_ｈに基づき推定することもできる。
この点、第４の具体例によれば、ピストン温度Ｔ_ｐｂを高温側作動流体温度Ｔ_ｈに基づき推定することで、高温熱源の種類を問わずピストン温度Ｔ_ｐｂを推定できる点で、ピストン温度Ｔ_ｐｂを好適に推定することができる。
また、第４の具体例によれば、温度センサ９２を必要とするものの、マップデータの簡略化を図ることができるとともに、ピストン温度Ｔ_ｐｂの推定精度を高めることができる点で好適である。

上述した実施例は本発明の好適な実施の例である。但し、これに限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲内において種々変形実施可能である。
例えば上述した実施例では、膨張ピストン２１の温度Ｔ_ｐを所定値γよりも低く抑制可能な状態になるまで、膨張ピストン２１を高温側シリンダ２２に接触させないようにするために、ピストン温度Ｔ_ｐｂを推定する場合について説明した。
しかしながら、本発明においては必ずしもこれに限られず、例えばあらゆる運転条件下、或いは所定の運転条件下で、高温熱源からの熱の供給が停止された後、シリンダと接触した後のピストンの温度を層の耐熱温度よりも低く抑制可能な状態になるまでの所定時間を実験的に予め把握しておくことで、接触回避手段が、当該所定時間が経過するまでの間、ピストンをシリンダに接触させないようにすることなども可能である。
また上述した実施例では、層６０が外周面全般に設けられた膨張ピストン２１の場合について説明した。しかしながら、本発明においては必ずしもこれに限られず、ピストンは、層が少なくとも部分的に外周面に設けられたピストンであってもよい。
また例えば上述した実施例で各ＥＣＵによって機能的に実現される各種の手段は、その他の電子制御装置や専用の電子回路などのハードウェアやこれらの組み合わせによって実現されてもよい。

１０Ａ、１０Ｂ、１０Ｃ、１０Ｄ スターリングエンジン
２０ 高温側気筒
２１ 膨張ピストン
２２ 高温側シリンダ
３０ 低温側気筒
３１ 圧縮ピストン
３２ 低温側シリンダ
４７ 加熱器
５０ グラスホッパの機構
６０ 層
７０ 加圧ポンプ
７１ 逆止弁
８０Ａ、８０Ｂ、８０Ｃ、８０Ｄ ＥＣＵ

Claims (8)

1. シリンダと、
   前記シリンダとの間で気体潤滑が行われるとともに、母材よりも線膨張率が高く、且つ柔軟性のある材料で形成された層が外周面に設けられたピストンと、を備え、
   運転を停止する場合に、前記ピストンの温度を前記層の耐熱温度よりも低く抑制可能な状態になるまで、前記ピストンを前記シリンダに接触させない接触回避手段が設けられたスターリングエンジン。
2. 請求項１記載のスターリングエンジンであって、
   前記接触回避手段が、高温熱源からの熱の供給が停止された後、既に受熱した熱を利用して、前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を前記層の耐熱温度よりも低く抑制可能な状態まで運転を継続し、その後、運転停止動作を開始するとともに、運転が停止した状態で前記ピストンを前記シリンダに接触させるスターリングエンジン。
3. 請求項１記載のスターリングエンジンであって、
   前記接触回避手段が、高温熱源からの熱の供給が停止された後、既に受熱した熱を最大限利用可能な態様で運転を継続し、その後、運転停止動作を開始するとともに、運転が停止した状態で、且つ前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を前記層の耐熱温度よりも低く抑制可能な状態で、前記ピストンを前記シリンダに接触させるスターリングエンジン。
4. 請求項１記載のスターリングエンジンであって、
   前記ピストンを気体潤滑するにあたり、前記ピストンに対応して形成される作動空間における作動流体の圧力で運転時に前記ピストンを静圧気体潤滑することが可能な逆止弁をさらに備え、
   前記接触回避手段が、高温熱源からの熱の供給が停止された後、既に受熱した熱を利用して、前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を前記層の耐熱温度よりも低く抑制可能な状態まで運転を継続し、その後、運転停止動作を開始することで、運転が停止した状態で前記ピストンを前記シリンダに接触させるスターリングエンジン。
5. 請求項１から４いずれか１項記載のスターリングエンジンであって、
   運転停止動作を開始する前の出力と回転数に基づき、前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を推定する推定手段がさらに設けられたスターリングエンジン。
6. 請求項１から４いずれか１項記載のスターリングエンジンであって、
   高温熱源を内燃機関の排気ガスとし、
   前記内燃機関が停止する前の所定時間における前記内燃機関の平均負荷に基づき、前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を推定する推定手段がさらに設けられたスターリングエンジン。
7. 請求項１から４いずれか１項記載のスターリングエンジンであって、
   高温熱源を内燃機関の排気ガスとし、
   前記内燃機関が停止する前の所定時間における前記内燃機関の平均吸入空気量或いは排気ガスの平均流量と、熱交換が行われる直前の前記内燃機関の排気ガスの平均温度とに基づき、前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を推定する推定手段がさらに設けられたスターリングエンジン。
8. 請求項１から４いずれか１項記載のスターリングエンジンであって、
   前記ピストンに対応して形成される作動空間おける作動流体の温度に基づき、前記シリンダと接触した後の前記ピストンの温度を推定する推定手段がさらに設けられたスターリングエンジン。
   

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