JPWO2010067728A1 - ピストンの気体潤滑構造およびスターリングエンジン - Google Patents

Abstract

気体潤滑構造１Ａは、高温側シリンダ２２と、高温側シリンダ２２との間で気体潤滑が行われる膨張ピストン２１Ａと、膨張ピストン２１Ａの外周面に設けられ、膨張ピストン２１Ａの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とを備えている。常温下の層６０の厚さは、層６０と高温側シリンダ２２との間に形成されるクリアランスの大きさ以上となっている。また常温下の層６０の厚さは、使用条件下で発生する熱膨張があっても、層６０と高温側シリンダ２２との間にクリアランスを形成可能な厚さとなっている。

Description

本発明はピストンの気体潤滑構造および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ピストンを備えたピストンの気体潤滑構造、および当該ピストンの気体潤滑構造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に、熱源を問わず、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を用いて内燃機関等の排熱を回収しようとする場合、摺動部の摩擦をできる限り低減して、排熱の回収効率を向上させる必要がある。これに対して、例えば特許文献１や２では、ピストンとシリンダとの間に気体軸受を形成して両者の摩擦を低減するとともに、グラスホッパの機構を用いた近似直線機構でピストンを支持するスターリングエンジンが開示されている。

また、このほか本発明と関連性があると考えられる技術として、ピストンに樹脂を設ける技術が例えば特許文献３から６に開示されている。特許文献３から５までの開示技術は摺接するシリンダ、ピストン間の摩擦低減を目的として樹脂を設けている。特許文献６の開示技術は緩衝材として機能させることを目的として樹脂を設けている。

特開２００６−１８３５６６号公報 特開２００５−１０６００９号公報 特開昭６１−１３５９６７号公報 特開２００６−１６１５６３号公報 特開平５−１６２０号公報 特開平６−９３９２７号公報

ところで、シリンダとの間で気体潤滑を行う場合、シリンダ、ピストン間のクリアランスに異物が侵入し、また侵入した異物が成長することがある。具体的には、例えばスターリングエンジンの場合には、熱交換器内に残留している金属片等の異物が機関運転時にクリアランスに侵入し、成長することがある。そしてシリンダ、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点で問題があった。
なお、異物の侵入を防止するためには、例えば異物を予め除去すればよいとも考えられる。しかしながら、例えばスターリングエンジンの場合、気体潤滑が行われる数十μm程度のシリンダ、ピストン間のクリアランスに侵入する微小な異物を熱交換器から予め完全に除去するのは困難という事情がある。また、仮に異物を除去できたとしても、例えば金網を内蔵する熱交換器からは機関運転中に微小な金属片が剥がれ落ちることがあるために、これには対処できないという事情もある。

そこで本発明は上記課題に鑑みてなされたものであり、気体潤滑を行う場合にシリンダとの間に形成されるクリアランスに異物が侵入し、また侵入した異物が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、以って異物に対する耐性を大幅に高めることができるピストンの気体潤滑構造、および当該ピストンの気体潤滑構造を備えた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ピストンと、前記ピストンの外周面に設けられ、前記ピストンの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る層と、を備えるピストンの気体潤滑構造である。

また本発明は、常温下の前記層の厚さが、前記層と前記シリンダとの間に形成されるクリアランスの大きさ以上である構成が好ましい。

また本発明は、常温下の前記層の厚さが、使用条件下で発生する熱膨張があっても、前記層と前記シリンダとの間にクリアランスを形成可能な厚さである構成が好ましい。

また本発明は、前記ピストンが、前記層が設けられるとともに、前記シリンダとの間で気体潤滑が行われる拡径部と、前記拡径部の上に設けられる縮径部とを備えた段付きピストンである構成が好ましい。

また本発明は、前記ピストンの肉厚のうち、少なくとも前記拡径部の肉厚が薄肉である構成が好ましい。

また本発明は、前記ピストンが、２つの円錐台形の組み合わせを有し、前記ピストンの上部と下部とを接続する鼓状の補強部材を内部に備える構成であることが好ましい。

また本発明は、請求項１から６いずれか１項記載のピストンの気体潤滑構造と、前記ピストンに連結されて前記ピストンを支持する近似直線機構と、を備えるスターリングエンジンである。

また本発明は、前記ピストンが高温側ピストンである構成が好ましい。

本発明によれば、気体潤滑を行う場合にシリンダとの間に形成されるクリアランスに異物が侵入し、また侵入した異物が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、以って異物に対する耐性を大幅に高めることができる。

図１は、スターリングエンジン１０Ａを模式的に示す図である。 図２は、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。 図３は、半径クリアランス周辺部分を拡大して模式的に示す図である。 図４は、熱膨張による層６０の厚さの変化を模式的に示す図である。 図５は、異なる線膨張率差Δα毎に熱膨張後の金属部半径クリアランスＨ´を熱膨張前後の温度差ΔＴに応じて示す図である。 図６は、気体潤滑構造１Ｃを断面で模式的に示す図である。 図７は、気体潤滑構造１Ｄを断面で模式的に示す図である。 図８は、気体潤滑構造１Ｅを断面で模式的に示す図である。

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はピストンの気体潤滑構造（以下、単に気体潤滑構造と称す）１Ａを備えた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、α型（２ピストン形）のスターリングエンジンであり、直列並行に配置された高温側気筒２０Ａおよび低温側気筒３０を備えている。高温側気筒２０Ａは膨張ピストン２１Ａ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とをそれぞれ有して構成されている。圧縮ピストン３１は、膨張ピストン２１Ａ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ガソリンエンジンの排気管１００の内部に配置されており、作動流体は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２１Ａが圧下され、これにより駆動軸１１１の回動が行われる。次に膨張ピストン２１Ａ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２１Ａ、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２１Ａ、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２１Ａ、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を実現するに際して、本実施例では具体的には静圧気体潤滑が行われている。静圧気体潤滑とは加圧流体を噴出させ、発生した静圧によって物体（本実施例ではピストン２１Ａ、３１）を浮上させるものである。加圧流体は本実施例では作動流体となっており、作動流体は膨張ピストン２１Ａの内部に導入されるとともに、膨張ピストン２１Ａ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いる。なお、気体潤滑は静圧気体潤滑に限られず、例えば動圧気体潤滑であってもよい。

本実施例では、気体潤滑が行われるシリンダ２２、３２とピストン２１Ａ、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２１Ａ、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２１Ａ、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２１Ａ、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２１Ａ、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２１Ａ、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２１Ａ、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・クランク部に近似直線機構としてグラスホッパの機構５０を採用している。近似直線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は他の近似直線機構に比べて、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２０Ａ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２０Ａ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。膨張ピストン２１Ａの往復運動は、コネクティングロッド１１０によって駆動軸１１１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２１Ａ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２１ＡのサイドフォースＦがほとんどゼロになるので、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２１Ａ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２１Ａ、３１とシリンダ２２、３２間のクリアランスに侵入し、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２１Ａの外周面（例えば、高温側シリンダ２２壁面と対向する面）に層６０が設けられている。気体潤滑構造１Ａは膨張ピストン２１Ａと高温側シリンダ２２と層６０とで実現されている。なお、本発明に係る層６０は、膨張ピストン２１Ａの全ての外周面に設けられることが望ましいが、膨張ピストン２１Ａの外周面の任意の部分に設けられてもよい。また、本発明に係る層６０は、高温側シリンダ２２壁面の任意の部分に設けられてもよい。

図３は高温側シリンダ２２との間に形成されるクリアランス（以下、半径クリアランスとも称す）周辺部分を拡大して模式的に示す図である。具体的には図３では、図３（ａ）で熱膨張前の状態（常温Ｔ_０時の状態）を示しており、図３（ｂ）で熱膨張後の状態（最高使用温度Ｔ_１時の状態）を示している。ここで、ｈは半径クリアランス、Ｈは金属部半径クリアランス、ｔは層６０の厚さ、Ｄは高温側シリンダ２２の内径、ｄは膨張ピストン２１Ａの母材外径、αｃは高温側シリンダ２２の材料の線膨張率、αｐは膨張ピストン２１Ａの材料の線膨張率、αｒは層６０の材料の線膨張率をそれぞれ示している。また「´」は熱膨張後のものであることを示している。また作動流体の温度は大気温度（例えば−４０℃）から数百℃（例えば４００℃）まで変化するため、常温Ｔ_０は例えば−４０℃、最高使用温度Ｔ_１は例えば４００℃となる。

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２１Ａの母材よりも線膨張率が高く（αｒ＞αｐ）、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２１Ａの外周面に樹脂を適用することには困難を伴う場合がある。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Ｔ_０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（ｔ≧ｈ）。具体的には本実施例では層６０の厚さｔは５０μmとなっており、半径クリアランスの大きさｈは２０μmとなっている。すなわち本実施例では層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Ｔ_０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。具体的には層６０の厚さｔは、次の式１で示される範囲内で設定されている。
ｔ≦ｈ／｛（１＋４ν）（αｒ−αｃ）ΔＴ｝・・・（式１）
ここで、νはポアソン比、ΔＴは常温Ｔ_０と最高使用温度Ｔ_１との温度差である。

膨張ピストン２１Ａ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（αｐ＝αｃ）。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（Ｈ≒Ｈ´）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（ｔ＜ｔ´）、半径クリアランスは熱膨張後に小さくなる（ｈ＞ｈ´）。
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Ｔ_０時の半径クリアランスｈ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（２ｈ）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２１Ａ（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２１Ａ（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ｈと層６０の厚さｔとを足した大きさ（ｈ＋ｔ）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。
このように気体潤滑構造１Ａおよびスターリングエンジン１０Ａは、半径クリアランスに異物が侵入し、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、以って異物に対する耐性を大幅に高めることができる。

なお、気体潤滑は摺動摩擦を伴わないようにすることで内部フリクションを大幅に低減するために行われている。このため、固体潤滑機能を持つフッ素系の樹脂は摺動摩擦の低減を目的として選定されたわけではない。
また、以下、式１の導出方法について詳述する。

層６０に拘束がない場合、厚さｔの全方向の熱膨張ｔ^´´は次の式２で示される。
ｔ^´´＝（１＋αｒ×ΔＴ）×ｔ・・・・（式２）
しかし、実際には周方向と高さ方向の伸びが、膨張ピストン２１Ａの母材の伸びに制約される。膨張ピストン２１Ａの母材の伸びｔｐは次の式３で示される。
ｔｐ＝（１＋αｃ×ΔＴ）×ｔ・・・・（式３）
但しαｃ＝αｐである。

次に層６０の制約された伸びについて考える。図４は熱膨張による層６０の厚さの変化を模式的に示す図である。図４（ｂ）に示すように、層６０の周方向の伸びと高さ方向の伸びは膨張ピストン２１Ａの母材に抑制される。そして抑制された分の全熱膨張容積は厚さ方向に変換されると考えられる。この結果、層６０の厚さ方向の伸びは、図４（ａ）に示すように熱膨張に加えてさらにΔｔ´伸びると考えられる。このため、制約された伸び分の容積すべてが厚さ方向に置換されたと仮定したときの厚さの変化量Δｔ´は、次の式４で示される。
Δｔ´＝{（ｔ^´´２−ｔｐ^２）／ｔｐ^２}×ｔ^´´
＝［{（１＋αｒ×ΔＴ）^２−（１＋αｃ×ΔＴ）^２}
／（１＋αｃ×ΔＴ）^２］×ｔ^´´・・・・（式４）

一方、最終的な熱膨張後の厚さｔ´は次の式５で示される。
ｔ´＝ｔ^´´＋Δｔ´・・・・（式５）
式５に式２と式４を代入すると式６になる。
ｔ´＝{（１＋αｒ×ΔＴ）^２／（１＋αｃ×ΔＴ）^２}×ｔ^´´
＝{（１＋αｒ×ΔＴ）^３／（１＋αｃ×ΔＴ）^２}×ｔ・・・・（式６）
ここで、熱膨張後の半径クリアランスｈ´をゼロ以上とすると、熱膨張後の金属部半径クリアランスＨ´と厚さｔ´との関係は次の式７で示される。
Ｈ´≧ｔ´・・・・（式７）
また熱膨張後の金属部半径クリアランスＨ´は次の式８で示される。
Ｈ´＝（１＋αｃ×ΔＴ）×Ｈ・・・・（式８）

式７に式６と式８を代入して整理すると式９になる。
Ｈ／ｔ≧（１＋αｒ×ΔＴ）^３／（１＋αｃ×ΔＴ）^３
＝［１＋（αｒ−αｃ）×ΔＴ／（１＋αｃ×ΔＴ）］^３
≒１＋３（αｒ−αｃ）×ΔＴ／（１＋αｃ×ΔＴ）・・・（式９）
また金属部半径クリアランスＨは次の式１０で示される。
Ｈ＝ｈ＋ｔ・・・・（式１０）
式１０を用いて式９を整理すると、次の式１１になる。
ｔ≦（１＋αｃ×ΔＴ）×ｈ／{３（αｒ−αｃ）×ΔＴ}
＝ｈ／{３（αｒ−αｃ）×ΔＴ}・・・・（式１１）
ここで、式１１はポアソン比ν＝０．５の場合（例えば水）のものである。このため、固体の場合として式１１にポアソン比νを入れると式１を導出できる。
ｔ≦ｈ／｛（１＋４ν）（αｒ−αｃ）ΔＴ｝・・・・（式１）

本実施例に係るスターリングエンジン１０Ｂは、気体潤滑構造１Ａの代わりに気体潤滑構造１Ｂを備えている点以外、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。気体潤滑構造１Ｂは、膨張ピストン２１Ａの代わりに膨張ピストン２１Ｂを備えている点以外、気体潤滑構造１Ａと実質的に同一のものとなっている。膨張ピストン２１Ｂは高温側シリンダ２２と素材が異なっている点以外、膨張ピストン２１Ａと実質的に同一のものとなっている。このため、本実施例では気体潤滑構造１Ｂおよびスターリングエンジン１０Ｂについては図示省略する。

膨張ピストン２１Ｂの素材には、膨張ピストン２１Ｂと高温側シリンダ２２の線膨張率の差が、使用条件下で発生する熱膨張があっても半径クリアランスを形成できる差の範囲内となるものを適用することができる。具体的には膨張ピストン２１Ｂの素材には、膨張ピストン２１Ｂと高温側シリンダ２２の線膨張率差Δαが、５×１０^−６［１／ｋ］以下となるものを適用することができる。かかる数値は次のようにして算出した。

図５は、異なる線膨張率差Δα毎に熱膨張後の金属部半径クリアランスＨ´を熱膨張前後の温度差ΔＴに応じて示す図である。ここで、適切な線膨張率差Δαを算出するにあたり、膨張ピストン２１Ｂおよび高温側シリンダ２２の公差はそれぞれ０．００５ｍｍ以下が限界であると判断し、常温下で気体潤滑に必要な金属部半径クリアランスＨをｄ／１０００ｍｍ以下とし（Ｈ≦ｄ／１０００）、熱膨張後に必要な金属部半径クリアランスＨ´を０．０１ｍｍとした（Ｈ´≦０．０１）。さらに適用が想定されるピストンとして一番小さなピストンの直径を４０ｍｍとした（ｄ＝４０）。したがって、初期の金属部半径クリアランスは０．０４ｍｍとなる（Ｈ＝０．０４）。高温側シリンダ２２の材質はＳＵＳであり、線膨張率の差Δαは、Δα＝αｃ−αｐ、且つαｃ＜αｐとした。

図５に示すように、上記条件から初期の金属部半径クリアランスである０．０４ｍｍと、熱膨張後に必要な金属部半径クリアランスである０．０１ｍｍとの間の領域が、高温側使用範囲となる。これに対して、同一の熱膨張後の金属部半径クリアランスで比較した場合、線膨張率差Δαを２５×１０^−６ｍｍから小さくすれば、より大きな温度差ΔＴを確保できることがわかる。しかしながら、線膨張率差Δαを１０×１０^−６にした場合であっても、熱膨張後の金属部半径クリアランスは温度差ΔＴが１００℃のときに０ｍｍになってしまい、高温側使用範囲としては、温度差ΔＴが７５℃程度で限界となる。一方、スターリングエンジン１０Ｂでは膨張ピストン２１Ｂの頂面に約４００℃の高温の作動流体が接触し、少なくとも温度差ΔＴは７５℃を超えてしまうため、線膨張率差Δαが１０×１０^−６では不適となる。

これに対して線膨張率差Δαが５×１０^−６の場合には、温度差ΔＴが２００℃になるまで金属部半径クリアランスは０ｍｍにならず、また温度差ΔＴが１５０℃になるまで使用できることがわかる。この点、金属部半径クリアランス付近の最高使用温度は層６０の耐熱温度（例えば２６０℃）も考慮した温度に抑制する必要があるところ、温度差ΔＴが１５０℃であれば、層６０の温度を耐熱温度以下に抑制することができる。また温度差ΔＴが１５０℃であれば、金属部半径クリアランス付近の最高使用温度を抑制することで、使用できる可能性が十分に考えられる温度差となる。したがって、線膨張率差ΔＴは５×１０^−６［１／ｋ］以下であることが好ましい。

このようにして素材が異なる膨張ピストン２１Ｂと高温側シリンダ２２とを備えた気体潤滑構造１Ｂおよびスターリングエンジン１０Ｂによれば、膨張ピストン２１Ｂと高温側シリンダ２２との素材が異なる場合でも、気体潤滑構造１Ａおよびスターリングエンジン１０と同様の作用効果を得ることができる。
なお、本実施例では膨張ピストン２１Ｂと高温側シリンダ２２とを備えたスターリングエンジン１０Ｂの場合について詳述したが、本発明に係るピストンとシリンダには適宜の素材が適用されてよい。

本実施例に係るスターリングエンジン１０Ｃは、気体潤滑構造１Ａの代わりに気体潤滑構造１Ｃを備えている点以外、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。気体潤滑構造１Ｃは、膨張ピストン２１Ａの代わりに膨張ピストン２１Ｃを備えている点以外、気体潤滑構造１Ａと実質的に同一のものとなっている。図６は気体潤滑構造１Ｃを膨張ピストン２１Ｃの温度分布のグラフとともに断面で模式的に示す図である。膨張ピストン２１Ｃは、層６０が設けられていない温度低減領域を外周面上部に備えている。温度低減領域は本実施例ではさらに具体的には外周面下部（ここでは具体的にはスカート部）の直径よりも径が縮径された縮径部２１ａＣとなっている。結果、膨張ピストン２１Ｃは段付きピストンになっている。

膨張ピストン２１Ｃのスカート部にあたる拡径部２１ｂＣには層６０が設けられている。この点、層６０を高温側シリンダ２２に設けることもできるが、凝着の発生を抑制するためには膨張ピストン２１Ｃの可動範囲全般に亘って層６０を設ける必要がある。しかしながら、この場合には層６０と高温の作動流体との接触を避けることができなくなる。このため、本実施例では膨張ピストン２１Ｃの拡径部２１ｂＣに層６０を設けている。膨張ピストン２１Ｃでは拡径部２１ｂＣにおいて、高温側シリンダ２２との間で気体潤滑が行われる。

膨張ピストン２１Ｃでは、拡径部２１ｂＣの肉厚を薄肉にしている。さらに膨張ピストン２１Ｃでは、頂面を残す形でヘッド部を有底円筒状に中空にした上で、温度低減領域（縮径部２１ａＣ）の肉厚を薄肉にしている。薄肉化は可能な限り薄肉とすることが好ましく、本実施例では膨張ピストン２１Ｃが補強を必要とする程度にまで薄肉化が行われている。
このためこれに応じて、膨張ピストン２１Ｃは２つの円錐台形の組み合わせを有し、膨張ピストン２１Ｃの上部と下部とを接続する鼓状の補強部材７０を内部にさらに備えている。補強部材７０は、上の部分が膨張ピストン２１Ｃと一体となっており、下の部分は溶接によって設けられている。補強部材７０の肉厚は薄肉となっている。温度低減領域（縮径部２１ａＣ）、拡径部２１ｂＣおよび補強部材７０の形状は膨張ピストン２１Ｃの中心軸線で略対称な形状となっている。

スターリングエンジン１０Ｃでは、温度低減領域を設けたことで膨張ピストン２１Ｃの頂面から拡径部２１ｂＣへの伝熱Ｑ１を低減することができる。
また温度低減領域を縮径部２１ａＣとしたことで、金属が露出した縮径部２１ａＣの熱膨張を許容することができる。すなわち、これにより金属が露出した縮径部２１ａＣで異物の凝着が発生することを防止できる。またこれにより、温度低減領域の軸線に沿った方向の長さを短くし、温度低減領域のサイズを小さくすることができる。
また温度低減領域（縮径部２１ａＣ）と拡径部２１ｂＣの肉厚を薄肉にしたことで、伝熱Ｑ１を低減することができる。またこれにより、温度低減領域の軸線に沿った方向の長さを短くし、温度低減領域のサイズを小さくすることができる。
また補強部材７０を備えたことにより、温度低減領域（縮径部２１ａＣ）、拡径部２１ｂＣの肉厚を薄肉にしたことに対して剛性を確保することができる。
さらに補強部材７０の肉厚を薄肉にしたことで、補強部材７０を通じた膨張ピストン２１Ｃの頂面から拡径部２１ｂＣへの伝熱Ｑ２を低減することができる。

そして、これらにより温度分布のグラフに示すように、層６０を設けた部分（ここでは拡径部２１ｂＣ）のピストン温度を耐熱温度（ここでは２６０℃）以下に抑制することができる。また、これらにより膨張ピストン２１Ｃを軽量、且つコンパクトにすることができる。
さらにスターリングエンジン１０Ｃでは、温度低減領域（縮径部２１ａＣ）、拡径部２１ｂＣおよび補強部材７０の形状を膨張ピストン２１Ｃの中心軸線で略対称な形状としたことで、膨張ピストン２１Ｃの熱変形を均一にすることができる。これにより、熱変形による悪影響が気体潤滑に及ぶことも防止できる。
このように気体潤滑構造１Ｃおよびスターリングエンジン１０Ｃは、気体潤滑構造１Ａおよびスターリングエンジン１０Ａと比較してさらに層６０を設けた部分のピストン温度を耐熱温度以下に抑制することなどができる。

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。
例えば実施例３では、膨張ピストン２１Ｃの頂面を残す形でヘッド部を有底円筒状に中空にした上で縮径部２１ａＣを設けたが、例えば図７に示す気体潤滑構造１Ｄのようにヘッド部を特段中空にすることなく設けられた縮径部２１ａＤも実現可能である。また薄肉化は例えば図８に示す気体潤滑構造１Ｅのように拡径部２１ｂＥの肉厚に対してのみ行われてもよい。

また上述の実施例では膨張ピストン２１に層６０を設けたスターリングエンジン１０の場合について詳述したが、請求項７記載の本発明にあっては、層は低温側ピストンである圧縮ピストンに設けられてもよい。
また本発明の気体潤滑構造はスターリングエンジンに好適であるが、必ずしもその適用がスターリングエンジンに限られるものではなく、本発明のスターリングエンジンは車両の内燃機関の排気管に取り付けられる形式のものに限られない。

１ 気体潤滑構造
１０ 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
４５ 冷却器
４６ 再生器
４７ 加熱器
５０ グラスホッパの機構
６０ 層
７０ 補強部材
１００ 排気管
１１０ コネクティングロッド
１１１ 駆動軸

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ピストンと、
   前記ピストンの外周面に設けられ、前記ピストンの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る層と、
   を備えるピストンの気体潤滑構造。
2. 常温下の前記層の厚さは、前記層と前記シリンダとの間に形成されるクリアランスの大きさ以上であることを特徴とする請求項１記載のピストンの気体潤滑構造。
3. 常温下の前記層の厚さは、使用条件下で発生する熱膨張があっても、前記層と前記シリンダとの間にクリアランスを形成可能な厚さであることを特徴とする請求項１または２記載のピストンの気体潤滑構造。
4. 前記ピストンは、前記層が設けられるとともに、前記シリンダとの間で気体潤滑が行われる拡径部と、前記拡径部の上に設けられる縮径部とを備えた段付きピストンであることを特徴とする請求項１から３のいずれか１項記載のピストンの気体潤滑構造。
5. 前記ピストンの肉厚のうち、少なくとも前記拡径部の肉厚が薄肉であることを特徴とする請求項４記載のピストンの気体潤滑構造。
6. 前記ピストンは、２つの円錐台形の組み合わせを有し、前記ピストンの上部と下部とを接続する鼓状の補強部材を内部に備えることを特徴とする請求項４または５記載のピストンの気体潤滑構造。
7. 請求項１から６いずれか１項記載のピストンの気体潤滑構造と、
   前記ピストンに連結されて前記ピストンを支持する近似直線機構と、
   を備えるスターリングエンジン。
8. 前記ピストンが高温側ピストンである請求項７記載のスターリングエンジン。

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