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技術論文
Technical Paper

熱間加工磁石を用いた自動車駆動用埋込磁石同期モータの試作機実験検証
加納善明＊1，藪見崇生＊2

Experimental Verification of Interior Permanent Magnet SynchronousMotor with Hot-Deformed Nd-Fe-B Magnet for Automotive Traction Drives
Yoshiaki KANO and Takao YABUMISynopsis
This paper presents the design and experimental verification of a multi-layer interior permanent magnet synchronous motor(IPMSM) with an arc-shaped hot-deformed Nd-Fe-B magnet for automotive traction drives. Using the IPMSM on a 2010 Prius®
as a benchmark, we designed an IPM rotor geometry that simultaneously achieves a 20% improvement in both maximum powerand constant output power line with high efficiency while maintaining maximum torque. An experimental IPMSM has been
constructed based on the resulting design. The experimental studies using the prototype have proved the validity of the expected
drive characteristics.

1．はじめにHEV 駆動用 IPMSM は高温，高磁場での環境で使用されるため，磁石には高い保磁力 Hcj が求められる．現地球温暖化問題への本質的な解決のためには，CO2 排出量の大幅削減が必要であり，各分野でエネルギー変換
1）

状は，磁石主相の異方性磁界を高める効果を持つジスプロシウム（Dy）などの重希土類を添加することで Hcj効率の高い電動化への移行が進んでいる ．運輸分野でを向上させている．しかし，重希土類は産地偏在性があは , ハイブリッド車（HEV：Hybrid Electric Vehicle），電気り，今後の電動車両の増加を考慮した場合，使用をゼロ自動車（EV：Electric Vehicle）に代表される電動車両がにすることが望まれている．このため，希土類焼結磁石

自動車メーカ各社から製品化され，さまざまな自動車のに対して結晶粒が微細で，Dy を使用せずに高い保磁力電動化による CO2 排出量の低減の取り組みがなされていが得られる熱間加工磁石が注目を集めている 3）～ 5）.

る．自動車駆動用モータには，燃費低減のための高効率熱間加工磁石を自動車駆動用モータに使用した先例と化と軽量化が求められ，加えて，極低速での急坂路発進しては文献 6）がある．先例は，2016 年発売の本田技研に必要な高トルク特性と定出力範囲 1：4 以上の広い定出工業㈱の FREED® に搭載された分布巻 IPMSM であり，力特性が要求される．現状は，希土類永久磁石を採用しロータには，直方体状の重希土類フリー熱間加工磁石がた分布巻埋込磁石同期モータ（IPMSM：Interior Permanent

採用されている．これに対し筆者らは，新規の取り組み

Magnet Synchronous Motor）が多く採用されている 2）．

として，リング形状でラジアル配向を有する熱間加工磁

2021年 4月 1日 受付＊ 1 大同大学 工学部 電気電子工学科，工博（Dr. Eng., Department Electrical and Electronic Engineering, Daido University）＊ 2 大同特殊鋼㈱技術開発研究所（Corporate Research & Development Center, Daido Steel Co., Ltd.）

電気製鋼 第 92 巻第 1 号 2021 年

4石 3），4）（㈱ダイドー電子にて開発）を円弧形状へ切断し，Stator core

同磁石を用いた新しいロータ形状を提案し，その駆動特性について報告してきた 7）．
本稿では，文献 7）で報告した最大出力 66.8 kW －最PM (N42SH)

高回転数 13 500 r/min の三層円弧配置 IPMSM について，試作機による種々の実験特性評価結果を報告する．

Rotor core

2．設計目標と設計コンセプト
2.

1

設計目標
Fig. 1. Cross-section of the reference motor.

比較対象モータは，2010 年に米国で発売されたプリウス駆動用 IPMSM（モータの 1/8 断面図を Fig. 1 に示す）で 8），設定した設計目標仕様と拘束条件を Table 1に示す．同表には，文献 8）で公開されている比較対象機の値および推定値を併記している．形状制約として，ステータ外径，コア軸長およびエアギャップ長は比較対象機と同一の 264 mm，50 mm および 0.8 mm とし，コイルエンド長は比較対象機の 35.5 mm 以下とする．極数・スロット数は 8 極 48 スロット，巻線占積率は比較対象機と同じ 46 % とする．熱的・電気的制約として，

電機子巻線電流密度 26 Arms/mm2，三相インバータの最大線間電圧実効値 398 Vrms，最大電流 170 Arms とし，インバータ素子耐圧を 1200 V0-p に設定している．制御方式には，正弦波 PWM 駆動方式を用いている．以上の制約の下，①速度：0～2600 r/minの範囲で最大トルク202 Nmを実現Table 1. Design specifications and restrictions for target
HEV drive applications.
Items

Values Target

Stator outer diameter [mm]264

Stack length [mm]50

Air gap length [mm]0.8

Number of rotor poles

8

Number of stator slots

48

Max. terminal voltage [Vrms]

398

Withstand voltage of switching device [V0-p]

Max. inverter current [Arms]

12001702Max. current density of armature coil [Arms/mm ]Maximum torque [Nm]Max. power under sinusoidal PWM control [kW]Maximum speed [r/min]

202

54.6

26>202>65.5

13 500②20 %以上の高出力密度化を実現（最大出力 65.5 kW

圧を制限値以下に制御する必要がある．
（1）式は巻線③運転頻度の高い動作点での高効率化を実現（2）式は IPMSM のトルク式を表している．

以上および高速巡航時の出力 20 %以上を実現）

する IPMSMの設計を行う．

抵抗による電圧降下が無視できる場合の端子電圧 E t を，（1）

モ ー タ の 設 計 に は， 計 算 時 間 の 短 い 二 次 元 FEA（2D-FEA）， 解 析 ソ ル バ と し て ㈱ JSOL 社 製 の JMAG-（2）端効果がトルク・出力特性に与える影響が大きい．そただし，ω e は電気角速度，φ m は永久磁石による電機子Studio Ver. 10.0 を用いるが，対象モータは扁平でありこ で，2D-FEA に お け る 設 計 目 標 値 の 設 定 に あ た り，
2D-FEA を用いて基準モータの最大トルク・出力を解析により求めた．その結果，最大トルク244 Nm，最大出力 65 kW であった．従って，2D-FEA における設計目標値を最大トルク244 Nm，最大出力 78 kW と定める．

2. 2 モータ高出力化設計のコンセプト
インバータ出力電圧には限界があるため，誘起電圧が大きくなる中高速域では，弱め磁束制御によって端子電鎖交磁束，φ a は総磁束，i d，i q はそれぞれ d，q 軸電流，L d，L q はそれぞれ d，q 軸インダクタンス，p は極対数である．

トルク一定のまま総磁束 φ a を低減することができれば，（1）式で得られる端子電圧 E t を低減できるため，インバータ出力電圧の制約の中で高回転化することができ，高出力化を実現できる．
（2）式より，トルクを維持するためには，磁石磁束 φ m およびインダクタンス差（L q—L d）を維持する必要があり，この下で総磁束 φ a技術論文＞熱間加工磁石を用いた自動車駆動用埋込磁石同期モータの試作機実験検証を低減するためには，電機子巻線電流が作る磁束を低減

5Statorする必要がある．そこで，電機子巻線ターン数を比較対象機の 11 ターン（1 スロットあたり）から 10 ターンに変更することを考える．この場合，インダクタンスは巻数の自乗に比例するため，L d および L q を 17.4 % 低減でRotor

き，総磁束 φ a を低減できる．しかし，インダクタンス差（L q—L d）がターン数変更前に比べ減少するため，リラクタンストルクが低下し，要求トルクを満足できなくなる．その中で，要求トルクを確保するためには，インダクタンス差（L q—L d）を向上できるロータ磁気回路を

Flux barrier

設計することが必要である．なお，トルク電流比を比Fig. 2. Vector potential contour lines.

較対象機と同等もしくはそれ以上に設計できれば，巻線ターン数低減による巻線抵抗低減効果によって，銅損を減らすことができるため，2.

1 節の目標③の高効率化

α1も同時に達成できる．

2.

3ロータ磁気回路設計

Oα2

O

α1

R1R2

θ M1

リラクタンストルクを向上するロータ構造とは，（2）

θM1
θ M2

Permanentmaget

式右辺第 2 項より L q を最大にし L d を最小とする，すな

R1Rθ

Rθ

Rotor core

わち q 軸磁束が最も通りやすく，かつ d 軸磁束が最も通りにくくなる構造である．q 軸磁束が最も通りやすい
ロータ形状とは，ロータ全体を鉄とした場合であるが，このままでは d 軸磁束も同時に通りやすい．このため，
q 軸磁束のみが最も通りやすいロータ形状として，q 軸電流のみを通電した場合に生じる等ベクトルポテンシャ
ル線（Fig. 2）に沿ってフラックスバリアを配置し，フラックスバリア内に磁石を配置する構造が知られている 9），10）．さらに，より大きなリラクタンストルクを得(a) 1-layer(b) 2-layer
Oα3α2α1R3R2R1 θM1θM2θM3る構造として，フラックスバリアを多層設けるマルチフRθラックスバリア構造（Fig. 2 では赤実線で 2 層構造を図示）が提案されている 11）. 希土類焼結磁石で三日月形状の磁石を製造する場合，切削加工による磁石のコスト増加が問題となるため，ここでは，㈱ダイドー電子にて開発された円弧ラジアル配向熱間加工磁石を用いて以下検討を行った．
等ベクトルポテンシャル線に沿わせて磁石を配置す(c) 3-layer
Fig. 3. Configurations of multi-layer IPM rotor.

るにしても，磁石開角，磁石層数，磁石の磁化配向焦，3 層目（n =3）のフラックスバリアとしてい層目（n =2）

点位置により任意の形状が可能となる．ここでは，Fig.

る．α n および θ Mn の組合せは膨大であるが，ここでは，3 に示す円弧磁石を 1 ～ 3 層埋設するロータにおいて，リラクタンストルクを大きくする電磁構造を検討した．
図中 O は磁石の円弧中心（磁化配向焦点）で，θ Mn は中心 O からの各層磁石開角，α n は各層フラックスバリア・トルクリプルおよび鉄損低減の観点から，エアギャップ磁束密度分布の空間高調波成分を最小とする磁束密度波形に略一致しつつ，・永久磁石磁束 φ m=0.14 Wb ± 0.28 mWb以内の開角である．ただし，両変数の添字 n はフラックスに調整している．なお，1層円弧配置の α 1は基準モータタコアの外周側から内周側へ向かって 1 層目（n =1），2ついては，各層のq軸磁路幅が均等になるよう決定してバリア層数を表し，例えば 3 層円弧配置の場合，ローの α 1=108 °（電気角）と同一，3層円弧配置の α 1～ α 3に

Lq Ld [mH]

3.4
3.3
3.2
3.1
3.0
2.9
2.8
2.7
2.6
2.5
2.4

3-layer
Reference motor
2-layer

1-layerMax. torque [Nm]

電気製鋼 第 92 巻第 1 号 2021 年

6260
255

3-layer

250245240
235

Requirement

1-layer2-layer

85.0
87.5
90.0
92.5
95.0
97.5
Distance between rotor center and arc center of PM Rθ [mm]Fig. 4. (Lq-Ld) versus Rθ characteristics.

Fig. 6. Maximum torque versus Rθ characteristics.

200
195190185
180

PM weight [g]Max. reluctance torque TRmax [Nm]82.5 85.0 87.5 90.0 92.5 95.0 97.5
Distance between rotor center and arc center of PM Rθ [mm]3-layer2-layer

165
160

1000

1-layer

950
900

2-layer

850

175
170

1050

1-layer
Reference motor

800
750
700

Reference motor

3-layer

82.5
85.0
87.5
90.0
92.5
95.0
97.5
Distance between rotor center and arc center of PM Rθ [mm]82.5 85.0 87.5 90.0 92.5 95.0 97.5
Distance between rotor center and arc center of PM Rθ [mm]Fig. 5. Maximum reluctance torque versus Rθ characteristics.

Fig. 7. PM weight.

いる．前記の 0.14 Wbは，比較対象機の φ m値に相当する．

ルクが β に対して余弦波状に分布すると仮定し，進角

L qに大きく影響する q軸磁路形状については，回転中心から Oまでの距離を R（Fig.
3に示す距離）とし，これをθ増減して円弧磁石の曲率半径の変化により変更した．L dに大きく影響する磁石厚 l （=フラックスバリアの厚み）mについては，各層の合計値が 9 mm（1層：l m=9.0 mm，2層：制御した場合の総トルクからマグネットトルクを差し引いた差分として計算された値で，T Rmax はその差分の最大値に相当する．
Fig. 5 の T Rmax は，Fig. 4 の（L q—L d）の特性と同様の傾向にあり，すべての円弧配置 IPMSM で基準モータのl m= 4.5 mm，3層：l m=3.0 mm）となるように設定している．

T Rmax を上回っている．基準モータより（L q—L d）が低い

Fig. 4 は，R θ に対するインダクタンス差（L q—L d）をいるのは，ターン数減少により L d，L q が低下したことで巻数については 1スロットあたり 10ターンとしている．

1 層および 2 層円弧配置においても T Rmax が大きくなって各層円弧配置ごとに解析した結果である．解析は最大電電機子反作用磁束が減り，高電流域において磁気飽和に流の 10 % を通電して行った．同図の黒破線は比較対象よるインダクタンスの低下が抑えられたためである．

機の値である．同図より，フラックスバリアを多層化す最大電流通電時のリラクタンストルクが増加した結ることで（L q—L d）を増加でき，R θ=85 ～ 92.5 mm の 3果，総トルクも向上し，Fig. 6 に示すように目標最大ト層円弧配置において比較対象機を超えていることがわかる．比較対象機の巻数を単に 11 ターンから 10 ターンへ低減した場合の（L q—L d）値は 2.58 mH であることから，ルク 244 Nm を実現する構造が複数存在する．中でも三層円弧配置では，R θ=85 ～ 95 mm の範囲ですべて満たし，R θ=90 mm で最大の 252 Nm を達成する．Fig. 7 は多層円弧配置によって大幅にインダクタンス差（L q—L d）各モデルの使用磁石量を示したもので，層数を増やすを向上できていることがわかる．

ことで使用磁石量を低減でき，3 層円弧配置で比較対象

Fig. 5 および Fig. 6 は，R θ に対するリラクタンストル機と同等にできる．これらの結果から，R θ=85 ～ 90 mm

クの最大値 T Rmax と総トルクの最大値 T max を各層円弧配の 3 層円弧配置を出発点に詳細設計を実施した．具体的置ごとに解析した結果である．ここで，リラクタンストには，磁石減磁による制約を加味しながら，高速回転時ルクは，電流進み位相角 β =0 deg におけるマグネットトにおける遠心応力集中を考慮しながら永久磁石の漏れ磁7技術論文＞熱間加工磁石を用いた自動車駆動用埋込磁石同期モータの試作機実験検証

Table 2. Specifications of test motor.

α1=42.1 ° α =95.6 °2α 3=141.8 °Items

Ref. motor Test motor

Stator outer diameter [mm]PM length: 3.0 mm

θM1=40.0 °R83.16 mm

θM2=50.5 °PM length: 3.3 mm

θM3=42.0 °Stator inner diameter [mm]161.99

Rotor outer diameter [mm]160.4

Stator stack length [mm]Rotor lamination inner dia. [mm]Rotor stack length [mm]Air gap length [mm]0.799

Lamination thickness [mm]Number of stator slots
Stator turns per coilFig. 8. Designed rotor configurations.
束を極力低減できるブリッジ形状の最適化を行った．設11

Coils in series per phase

Number of wires in parallel

50.4
50.5

167.92
166.3250.4

0.80.305
48

108

12

Wire size, AWG

計モータのロータ最終形状を Fig. 8 に示す．

Phase resistance at 20 ℃ [Ω]0.078

中央部に 3 本のブリッジを設置している．中央部のブSlot opening [mm]1.88

応力を分散させるために，3 層目に配置された磁石の264

Slot depth [mm]2030.90.073
28.04
1.96

リッジ 本数の増加は，d 軸インダクタンス L d の増加に繋がり，リラクタンストルクを低下させる．そこで，3層目の d 軸中央位置のブリッジに面した 2 つのフラックスバリアの径方向寸法を大きくすることで，L d の増加を抑制している．さらに，L q を大きくしてリラクタンストルクを増加するため，1 ～ 3 層の永久磁石の磁化配向焦点（弧形状の中心）を，回転子 d 軸上でロータコア(a) Stator core(b) Stator assemblyの外周側から内周側に向かって，相互に離れた位置に配置し，q 軸磁束がより通りやすい磁路形状としている．

3．試作機性能評価試験
Flux barrier

3.

1

試作機諸元

(c) Rotor corePM(d) Rotor with arced PM

設計結果に基づいて㈱林工業所で試作した 3 層円弧配置 IPMSM の主要諸元を比較対象機と併せて Table 2 に示す．また，Fig. 9(a)，(b) はステータ外観写真，(c) はロータコアの写真で，(d) は試作した円弧ラジアル配向熱間加工磁石（同図 (e)）を挿入したロータ外観写真である．

3.

2

試験装置構成試作機の性能評価試験にはシンフォニアテクノロジー㈱社製の高速大容量ダイナモ試験装置（最大吸収トルク 400 Nm，最大吸収出力 175 kW，最高回転数 20 000 r/min）を用いた．トルク検出器には HBM 社製の T10FS（定格 500 Nm，22 kr/min）を用いた．試作機の三相巻線への給電には，シンフォニアテクノロジー㈱社製の三相インバータ FF1213-MD（定格容量 200 kW，定格電流(e) Arced PM

Fig. 9. Photographs of assemblies of test motor.
260 Arms）を用いており，ダイナモ試験装置のバッテリーシミュレータ BTS750-V5S3（定格容量 250 kW，定格出力電圧 750 V，定格出力電流 500 A）より任意の直流定電圧を三相インバータへ入力している．負荷試験では，キャリア周波数 13.5 kHz の PWM 制御にて電流ベクトル制御を行っている．

電気製鋼 第 92 巻第 1 号 2021 年

86.0

Reference motor
100(Iq =25 A Const.)

Ld mH

Line-to-line voltage V

200

5.0

Test motor

4.00

Ref. motor

3.0-100

2.0-200

090

180

270

360

1.0

Electric angle [deg]Fig. 10. Induced voltage waveforms at 2 000 r/min.

Test motor

0.0-3003.

3

誘起電圧波形ある．試作機の基本波振幅は 171.1 V で，比較対象機の174.2 V と比べ 1.8 % 低いものの，狙いに近い特性となっLq mH

度 20 ℃一定管理の下で測定した開放端子電圧の比較でれている理由は，磁石が 120 ℃以下の使用を前提に，選磁石を熱硬化性接着剤で固定する際に，熱によって磁石材料の設計・製造は，短納期で実現することは難しいた

0Test motor ( I d =0 A)

Ref. motor ( I d =-200 A)

Test motor (I d =-200 A )1.0

め，今回は，量産在庫から 120 ℃の耐熱の保磁力グレードを選定したが，適正な原料粉設計とすれば，比較対象0.0

機に使用した磁石（N42SH）と残留磁束密度および保磁0力を同等かつ重希土類（Dy）フリーで製造も可能であ50100150200250300

q-axis current Iq [A](b) q-axis inductance Lq

ることを付記しておく．

Fig. 11. Measured d- and q-axis inductances.

インダクタンス特性果を示す．なお，測定は回転速度 2 000 r/min 一定の下，-50Ref. motor ( I d =0 A )5.02.0の一部が若干，不可逆減磁したものと考えている．磁石Fig. 11 に d 軸，q 軸インダクタンス L d，L q の測定結-100

3.0定した特性グレードのため保磁力が低く，ロータコアに4150d-axis current I d [A]

6.04.0ている．試作機の誘起電圧波形に偶数次の高調波が含ま3.

-200(a) d-axis inductance LdFig. 10 は比較対象機および試作機の電機子巻線を開放し，同じダイナモ試験装置から 2 000 r/min，ロータ温-250

3.

5トルク特性Fig. 12 は，最大電機子電流 I =170 Arms 一定通電の下

文献 12）の手法で行った．L d は I q=25 A 一定のもと I dで測定したトルク－電流位相角特性の比較である．同図条件において，I q を 25 A から増加させながら測定を行っルク，すなわち磁石トルクは比較対象機に対し 7.8 % 低を -25 から -200 A まで，L q は I d=0 A および -200 A の各より，ロータの q 軸方向である電流位相角 β =0 deg のト

た．Fig. 11(a) より，試作機の d 軸インダクタンスは比下しているにも関わらず，リラクタンストルクの向上に較対象機に比べ小さく，約 18 % 減少している．これに対し，弱め界磁領域（Fig. 11(b) 中，I d =-200 A の特性）における q 軸インダクタンスは，両者ともほぼ同等である．つまり，弱め界磁領域において試作機の（L q—L d）より最大トルクは 7.7 % の向上を達成している．磁石トルクの低下は，q 軸電流に伴う磁気飽和の影響が試作機では強いためである．これは，ターン数を 1 ターン減少
しても比較対象機と磁石磁束 φ m を同一とするため，スは，比較対象機に対し大幅に増加し，弱め界磁領域におテータティースにおける磁束密度レベルを高くする必要いて大きなリラクタンストルクが期待できる．

があったからである．

9Torque Nm

250

Torque T［Nm］

技術論文＞熱間加工磁石を用いた自動車駆動用埋込磁石同期モータの試作機実験検証+7.7 %

200
150

Test motor

100

250
200

Test motor

150

Ref. motor

100-7.8 %

5050

Reference motor
000

1020304050607080

90

Current lead angle degReluctancetorque15066.6 %

74.0 %+19.7 %

Power PO［kW］

Torque Nm

200

2000

4000

6000

8000

10000

Speed [r/min]Fig. 14. Measured torque vs. speed characteristics.

Fig. 12. Current lead angle vs. torque characteristics.

250070

Test motor

605040Ref. motor

30100205033.4 %0Magnet torqueRef. motor

1026.0 %0Test motor

Fig. 13. Reluctance torque and magnet torque in

4000

6000

8000

10000

Speed [r/min]Fig. 15. Measured power vs. speed characteristics.

maximum torque production.

Table 3. Comparisons of motor efficiency and losses.

Fig. 13 は，Fig. 12 の結果をもとにおのおののモータにおいて最大トルクを発生する電流位相付近での磁石ト

2000

0Reference motor

Test motor

ルクとリラクタンストルクの割合を分析した結果であOperating point

る．リラクタンストルクの割合が 66.6 %（比較対象機）①15 Nm@3 000 r/min 91.9 231.9 186.3 92.5 210.1 171.6から 74.0 %（試作機）へと大幅に向上しており設計の狙いが達成されている．

3.

6

速度−トルク／出力特性

η [%] Pc [W] Pi [W] η [%] Pc [W] Pi [W]②15 Nm@9 000 r/min 93.3 234.9 807

3.

792.1 214.9 1014.8

効率

Table 3 は，測定したモータ効率・損失値の比較であダイナモ試験装置から回転数を変化させて測定した速る．ここで，η はモータ効率，P c は電機子巻線銅損，P i

度－最大トルク特性と対応する速度－最大出力特性をそは鉄損である．市街地走行を想定した動作点①では，銅れぞれ Fig. 14 および Fig. 15 に示す．黒線が比較対象機，損を低減したことにより試作機の効率が高くなっている

クは 222 Nm で，比較対象機の 202 Nm に対し 9.9 % のの一つは，試作機では誘起電圧波形の歪みに伴う高調波赤線が試作機である．Fig. 14 より，試作機の最大トル向上を達成している．試作機の最大出力は 66.8 kW で，比較対象機の 54.6 kW に対し 22.4 % の向上を達成した（Fig. 15）．他方，今回測定可能な最大速度 10 000 r/min
での出力は，比較対象機の 35.8 kW に対し試作機 50.5
kW と 40.8 % の向上を達成した．

が，高速巡航時②では逆に下がっている．効率低下要因
鉄損が高速域で顕著になったことが挙げられる．高速巡行時の効率向上は今後の課題であるが，3 層円弧配置形状とすることで，同一体格，同一電源仕様で最大トルクおよび最高出力を同時に向上できる高トルク・高出力モータを確認できた．

10電気製鋼 第 92 巻第 1 号 2021 年

4．おわりに12）森本茂雄，武田洋次，平紗多賀男：電学論 D，113（1993），11，1330．

本稿では，円弧ラジアル配向熱間加工磁石を用いて設計した駆動モータを，比較対象機（2010 年発売のプリウス駆動用モータを想定した 1 層 V 字配置の IPMSM）と実機比較し，効果を検証した．その結果，リラクタンストルクの増加により最大トルクを約 10 % 増加，最大出力および定出力ラインを 20 % 以上向上を実現できることを明らかにした．課題として，高速動作点におけるモータ効率が比較対象機に比べ劣るため，低損失化・高効率化へ向けた更なる性能改善設計法および制御法の検討を進める予定である．
※ Priusはトヨタ自動車㈱の登録商標です．

※ FREEDは本田技研工業㈱の登録商標です．
（文献）1）㈶省エネルギーセンターホームページ：https://www.
eccj.or.jp/

2）M. Kamiya：IEEJ Trans. IA，126（2006），4，473．

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加納善明

藪見崇生