VT－13－005

電気自動車用非接触給電のH 型トランスと円形トランスの給電可能範囲の比較
三田

祐輔*

金子

裕良

阿部

茂

(埼玉大学)

Comparison of Charge Zone Between H-shaped Transformer and Circular Transformer ofContactless Power Transfer System for Electric Vehicle
Yusuke Mita*，Yasuyoshi Kaneko，Shigeru Abe (Saitama University)
Abstract

A contactless power transfer system for electric vehicles should have a larger charge zone, considering the convenience
when parking. Contactless power transformers have two types structure, one is a H-shaped core transformer, another is acircular core transformer. In this paper, we defined a charge zone as the zone which can supply the required power with ahigh efficiency and safety, and we present the experimental results of 1.5kW power supply for comparing the charge zoneof these transformers. Because the condition of the power supply is different, we compared the charge zone defined byAuckland University with the charge zone defined by us.
キーワード：電気自動車，非接触給電，電磁誘導，効率，給電可能範囲(Electric vehicle，Contactless power transfer，Electromagnetic induction，Efficiency，Charge zone)
は十分知られていない。

1. はじめに給電可能範囲について，我々はトランス効率が一定値以上

近年，地球環境問題や石油価格の高騰により，プラグイ（例えば 90%以上）を給電可能範囲としている。これに対ンハイブリッド自動車（PHV）や電気自動車（EV）の普及

し Auckland 大は，入力電流が一定(IIN=23A)で所望の給電電が進んでいる。現在は電気ケーブルとコネクタで車両に給力を給電できる(Pout≧7kW)範囲を給電可能範囲としている

電するコンダクティブ方式であるが，コードレス化による(7)

安全性や利便性の向上を考えると，将来は非接触給電方式とした場合，低効率でも電力さえ送ることができれば給電が有望である(1)。

可能となる恐れがある。低効率時は放熱の問題等もあり，

電気自動車用の非接触給電装置は，地上の送電トランスと。しかし，所望の給電電力を得られる範囲を給電可能範囲

高効率であることが必要なのは明らかである。

車載の受電トランス間のギャップ長変動と前後左右の位置

本論文では，ギャップ長 125mm で 100mm 以上の位置ずれ

ずれが避けられない。ギャップ長変動や位置ずれが起きるを許容する，両側巻 H 型コアトランスと片側巻円形コアトと，(1)給電効率の低下，(2)漏れ磁束による車体外板の加熱ランスを設計製作し，給電可能範囲を比較する。設計の条や人への影響，(3)一次二次電圧比の拡大による電源容量の件は，(1)大きさが同程度であること，(2)gap150mm の時で増大などの問題が生じる。よって，これらの問題が生じなも高効率(ηTR≧90%)であること，(3)3kW 給電できること，い，定格の給電電力を高効率かつ安全に給電できる位置(給とした。なお，トランスの大きさは遮蔽用の Al 板の大きさ

電可能範囲)に車を駐車する必要がある。そのため，給電可が 450mm 四方に収まる大きさとした。

能範囲は非接触給電トランスの性能を示す重要な指標の一可能範囲と Auckland 大の給電電力による給電可能範囲の両つである。
電磁誘導方式の電気自動車用非接触給電トランスには両側巻 H 型コアトランス

給電可能範囲については，我々のトランス効率による給電(2)(3)(4)(5)(6)と片側巻円形コアトランス

面から，H 型トランスと円形トランスの給電可能範囲を比較すると共に，両給電可能範囲の相違も明らかにする。

の二種類がある。これらは磁界形状が異なり，H 型コアト

以下，2 章で対象とする非接触給電システムの特性，3 章

ランスは円形コアトランスに比べ，小型軽量で左右方向ので製作した各トランスの性能と給電可能範囲の詳細，4 章で位置ずれに強いという特徴がある。我々は電気自動車用非Auckland 大との給電可能範囲の比較について述べる。

接触給電装置として，位置ずれ許容範囲の広い，両側巻 H型コアトランスを用いた一次直列二次並列コンデンサ方式を提案してきた(2)(3)(4)。しかし，H 型コアトランスと円形コ
アトランスの給電可能範囲をどのような条件で比較すればよいのか，また，どの程度異なるのか，という点について
Fig. 1. Contactless power transfer system.
1／6

Fig.2. Detailed equivalent circuit.

(a) H-shaped Coil.

(a) Simplified equivalent circuit.

(b) Ideal transformer.

Fig.3. Simplified equivalent circuit and Ideal transformer.

2. 自動車用非接触給電システム〈2･1〉システム構成と基本特性

一次直列二次並列コンデンサ方式の非接触給電システムの構成を Fig.1 に示す。
高周波電源にはフルブリッジインバータを用いた。給電トランスを T 形等価回路で表し，直列および並列共振コンデ
ンサ Cs，Cp と抵抗負荷 RL を加えた詳細等価回路を Fig.2 に(b) Circular Coil.

示す。なお，巻数比を a=N1/N2 とし，一次側諸量は二次側にFig.4. Magnetic field.

換算し’（ダッシュ）をつけて表す。実際の給電トランスでは，フェライトコアとリッツ線を用いると，鉄損を表す r0'と巻線抵抗 r1', r2 は，電源周波数 f0 においてトランスのリア
クタンス x0', x1', x2 に比べ十分小さい。従って，巻線抵抗 r1'，
r2 と鉄損 r0'を省略し，Fig.3 (a) の簡略等価回路で考える。
まず二次側並列コンデンサ Cp の値を，電源周波数 f0 において励磁リアクタンス x0'と漏れリアクタンス x2 との和（二次巻線の自己リアクタンス ω0L2）に共振するように(1)式の値に決める。

1 xp  0 L2  x0  x2 ............................ (１)0CP
次に一次側直列コンデンサ Cs の値を(2)式の値に決める。

1x x
 xs  0 2  x1 .............................. (２)0CS
x0  x2幅が必要だが，H 型コア方式と円形コア方式では巻線方式が異なるため，必要な大きさが異なる。円形コア方式は片側巻であり，トランスのコア幅は，（コイル幅＋磁極幅）の2 倍程度必要なのに対し，H 型コア方式は両側巻であり，円形コア方式に比べトランスの小型化が容易である(2)。これは巻線方式により磁界形状が異なるためであり，その磁界形状を Fig.4 に示す。円形コイルの磁界形状はコイルの中心を縦に貫く形状であり，位置ずれが起きると磁束が打ち消し
あうようになるが，H 型コア方式ではコイルの中心を横に貫く磁界形状であり，左右方向の位置ずれが起きても磁束が打ち消しあわないため，左右方向の位置ずれに強い。
〈2･3〉給電可能範囲の決定法

給電可能範囲の条件は，定格の給電電力を送れること，高効率であること，安全であることであるが，効率以外にも給電範囲が制限される問題がある。ギャップ長が短く位置ずれが小さい時，結合係
数 k が高いためにインバータの出力電圧を高くしないと定ここで，V'IN と V2，I'IN と IL の関係を求めると，

x0
I
  L, b
VIN  b V2 , I IN................. (３)bx0  x 2となり，Fig.3(a)の回路は Fig.3(b)の巻数比 b の理想変圧器と等価であることが分かる。この時，b は結合係数 k にほぼ等しくなる。

格電力を送れない問題，インバータが進相運転になり運転できない問題，またギャップ長が短く位置ずれが大きい時に，端子電圧 V1 が大きくなりすぎる問題，などである。
本論文では， Pout=1.5kW 一定(V2 一定)で給電し，トランス効率 ηTR>90%の範囲を給電可能範囲とする。しかし，
Auckland 大では入力電流 IIN=23A 一定で給電し，Pout>7kW

電気となる範囲を給電可能範囲としている(7)。埼玉大と Auckland

自動車用非接触給電トランスは，ギャップ長が 80mm~150

大では給電条件が異なり，その評価方法も異なる。今回は H〈2･2〉H 型コア方式と円形コア方式の磁界形状

mm 程度で使うことを想定しており，結合係数 k は 0.2 以上が望ましい。このため，ギャップ長と同程度以上のコイル型トランスと円形トランスの両方式の給電可能範囲を求め，比較・検討を行う。
2／6

Table 1. Transformer’s Specifications.

Type
Weight[kg]WindingH-shaped core

Circular core

Primary

6.70

9.82

Secondary

6.43

10.54

Primary

3p×20T

2p×16T

Secondary

15p×4T

8p×4T

Table 2. Transformer’s Parameters.

(a)H-shaped Transformer’s outline. (b)Circular Transformer’s outline.

Type

H-shaped core40

f0[kHz]
160

40

150
120

230

240

320

450

160

160

(c)H-shaped Transformer’s dimension. (d)Circular Transformer’s dimension.
Fig.5. Transformer’s outline and it’s dimension.

Circular core50r0(mΩ)

1.70

38.5

r1(mΩ)

162.3076.50

r2(mΩ)

6.33

11.39

l0(uH)

31.75

37.75

l1(uH)

120.52135.90l2(uH)4.91

9.16

CS(uF)

0.0695

0.0610CP(uF)

1.640

0.880

k

0.207

0.211

b

0.206

0.205

RLmax[Ω]

9.76

12.01

ηmax[%]

96.8

98.0

Q1

292

474

Q2

303

262

3. H 型トランスと円形トランスのトランス効率による給電可能範囲

ランスのほうが小さい(円形トランスの約 60％)。

〈3･1〉トランス効率

Table.1 は比較に用いたトランスの仕様を，Table.2 は周波数 f0=50kHz，標準状態の時の各トランスのパラメータを示

銅損のみを考慮したトランス部の最大効率 ηmax とその時の抵抗負荷 RLmax は(4)式となる。
11 r
 max , RL max  x P 2 1  1
b r2........ (４)2r2 1 r1
1
1x P b 2 r2

す。重量は H 型トランスのほうが軽い(円形トランスの約(4)式を用いれば，給電トランスの最適設計や最大効率運転

ランスの最大効率 ηmax は H 型トランスが 96.8％であるのに65％)。また，トランスの性能を示す Q 値は，H 型トランスは Q1≒Q2=300，円形トランスは Q1=475，Q2=250 となった。
H 型トランスよりも円形トランスの Q1×Q2 が高いため，トが可能となる。また，(4)式は結合係数 k とコイルの Q 値

対し，円形トランスは 1.2％高い 98.0％となった。

(Q1=ω0L1/r1, Q2=ω0L2/r2)を用いて(5)式のように表すことがで〈3･3〉給電可能範囲の実験条件
Fig.1 の回路で入力電圧
VIN を変化させて，周波数 f0=50kHz，1.5kW 給電を行い，両きる(8)。

 max 

1
1

2

rQ
, R L max  2 2
kQ2
Q1 ...................... (５)k Q1Q2〈3･2〉H 型トランスと円形トランス

H 型トランス(4)と給電可能範囲を比較するため，円形トランスを設計・製

トランスの各位置のトランス効率 ηTR を測定した。ただし，コンデンサ Cs，Cp の値は，ギャップ長が短い時にインバー
タが進相運転にならないようにするため，ギャップ長100mm の時の Cs，Cp の値(H 型トランスは Cs=0.070μF，Cp=1.60μF，円形トランスは Cs=0.063μF，Cp=0.847μF)を用い作した。Fig.5 に H 型トランスと円形トランスの写真と形状た。また，3kW 用トランスにも関わらず実験での給電電力を示す。円形トランス設計の条件として，(1)標準状態（ギを 1.5kW としたのは，3kW だと位置ずれが大きい時に端子ャップ長 125mm，位置ずれなし）で結合係数 k≒0.2，(2)位

電圧 V1 が高くなりすぎ，低効率(ηTR<90％)の範囲が測定できないためである。抵抗負荷 RL は各ギャップ長で最高効率を置ずれ許容量が 100mm 以上あること，(3)450mm 四方に収まる大きさ，(4)gap150mm の時でも高効率(ηTR>90%)である

得るため，各ギャップ長の位置ずれなし時の値を用い，ギこと，(5)3kW 給電できること，とした。ただし，(3)の大きャップごとに変化させた(H 型トランスは 6.3~12.4Ω，円形ト

さはトランス本体の大きさではなく，遮蔽用の Al 板の大き

ランスは 8.3~17.6Ω)。車の前後方向の位置ずれを x[mm]，左さも含めた大きさであり，トランス本体の大きさは H 型ト
3／6

98
96
94

92

94

90

90

CircularH-shaped(y)

η[%]

92
96

H-shaped(Al600mm)

92
90
H-shaped(x)88
The numbers in the figure is ηTR.

86
-250-200-150-100 -50 0 50 100 150 200 250
x, y[mm]

The numbers in the figure is ηTR.

(a) H-shaped Transformer.

(b) Circular Transformer.

(c) Efficiency Changes.

Fig.6. Efficiency Changes by Misalignment(gap125mm).

150

75
150

125

75

125
100
100
The numbers in the figure
is gap length.

The numbers in the figure
is gap length.

(a) H-shaped Transformer.

(b) Circular Transformer.
Fig.7. Charge Zones of Each Gap.

右方向の位置ずれを y[mm]とし，測定は ηTR が 90％を少し下が，位置ずれ距離が 80mm 以上になると急激に効率が低下

回る範囲までとした。H 型トランスは x≧0，y≧0 の範囲のし，y 軸上(左右方向)では効率は y≒100mm で逆転した。

み測定を行い，円形トランスは x 軸上の＋の範囲のみ測定を〈3･5〉ギャップ長変動による給電可能範囲の変化

行い，トランスの対称性から測定データを全領域に拡大しに各ギャップ長における H 型トランスと円形トランスの給電可能範囲（ηTR=90%の等高線）を示す。Fig.7(a)より H 型て図示した。
〈3･4〉位置ずれによる効率の変化

Fig.7

Fig.6 にギャップ長

トランスが ηTR=90%となるのは，ギャップ長 150mm では(x,125mm 時の位置ずれによる H 型トランスと円形トランスのy)=(60,0)，(x, y)=(0,110)，ギャップ長 125mm では(x, y)=(90,0)，

効率 ηTR の変化を示す。Fig.6(c)には両トランスの x，y 軸上(x, y)=(0,180)，ギャップ長 100mm では(x, y)=(100,0)，(x,の位置ずれによる効率の変化を示す。H 型トランスは遮蔽y)=(0,220)，ギャップ長 75mm では(x, y)=(110,0)，(x, y)=(0,250)

用の Al 板を大きくすると効率が上がる。参考までに，Alとなった。ギャップ長が変動しても y 方向は x 方向の約 2

板 600mm×600mm を用いた位置ずれなしの時の効率(ηTR≒

倍の位置ずれ許容量となった。また，ギャップ長が小さい95%)を Fig.6(c)中に示す。

と給電可能範囲はあまり変わらないが，ギャップ長が大きFig.6(a)より，H 型トランスの効率が，ηTR=92% となるのくなると給電可能範囲は急に小さくなることが分かった。

は(x, y)=(60,0)，(x, y)=(0,120)の時，ηTR=90%となるのは(x,Fig.7(b)より円形トランスの位置ずれ許容量は，ギャップy)=(90,0)，(x, y)=(0,180)の時であり，y 方向は x 方向の約 2

長 150mm では 80mm,ギャップ長 125mm では 115mm でその倍の位置ずれ許容量となった。

差が 35mm であるのに対し，ギャップ長 100mm では 125mm，Fig.6(b)より，円形トランスの効率は，位置ずれが 80mm

ギャップ長 75mm では 135mm と，ギャップ長が短くなると以上(ηTR<94%)となると急激に効率が低下し始め，20mm 位

位置ずれ許容量の差はそれぞれ 10mm となり，ギャップ長

置ずれが大きくなっただけで ηTR が 2％低下し，さらに 15mmが短くなってもほとんど給電可能範囲は大きくならなかっ位置ずれすると ηTR は 90％となった。ηTR=90%の時の各トラた。ギャップ長が変動した時の位置ずれ許容量は，x 方向はンスの位置ずれ許容量を比較すると，H 型トランスは円形

円形トランスの方が 20~30mm(1.3 倍)大きく，y 方向は H 型

トランスより x 方向は 25mm 小さく，y 方向は 65mm 大きい。

トランスの方が 30~110mm(1.4~1.7 倍)大きくなった。その差

位置ずれが小さい時は円形トランスの方が効率は高い(位置はギャップ長が短いほど大きくなった。これは，ギャップ

ずれなしで円形トランスは 96.2%，H 型トランスは 93.1%)

長が短いほど位置ずれによる磁路長の変化の割合が大きい
4／6

1

1
2

3
5

3

The numbers in the figure
is Pout[kW].

The numbers in the figure
is Pout[kW].

(a) H-shaped Transformer’s Charge Zones(IIN=19A).

(b) Circular Transformer’s Charge Zones(IIN=26A).

Fig.8. Charge Zones(gap125mm).

1
2

1
2

3

The numbers in the figure
is Pout[kW].

The numbers in the figure
is Pout[kW].

(a) H-shaped Transformer’s Charge Zones.

(b) Circular Transformer’s Charge Zones.

Fig.9. Charge Zones(gap125mm, IIN=19A).

し，QC はコイルの性能を表す Q 値(=ω0L/r)ではなく，並列ためだと考えられる。
位置ずれが小共振回路の Q 値(QC=RL/ω0L2)であり，M=x0/ω0 とする。埼玉

さい時は円形トランスの方が効率は高い(位置ずれなしで円

大は給電電力 Pout 一定(V2 一定)で給電し，その時のトランス

形トランスは 96.2%，H 型トランスは 93.1%)が，左右方向

効率 ηTR で給電可能範囲を設定している。しかし，Aucklandの位置ずれに関しては y≒100mm で逆転した。H 型トラン

大は入力電流 IIN 一定で給電し，その時の給電電力 Pout で給スは位置ずれが大きくなると ηTR は緩やかに低下していく

電可能範囲を設定している。埼玉大学と Auckland 大では給が，円形トランスは位置ずれが 80mm 以上になると急激に電条件が異なり，その評価方法も異なる。そのため，給電低下した。また，ギャップ長が変動した時の位置ずれ許容電力による給電可能範囲を求め，トランス効率による給電量は，x 方向は円形トランスの方が 20~30mm(1.3 倍)大きく，可能範囲との比較を行う。

〈3･5〉ηTR による給電可能範囲のまとめ

y 方向は H 型トランスの方が 30~110mm(1.4~1.7 倍)大きくなった。その差はギャップ長が短いほど大きくなった。

4. 給電電力による給電可能範囲〈4.1〉給電電力

Fig.3(a)より給電電力 Pout を求めると，〈4.2〉計算条件

4 章では給電実験は行わず，トラン

ス定数の測定結果を用いて(6)式から給電電力 Pout を計算した。RL，IIN 一定ならば，給電可能範囲は b2 で決まる。トランス効率 ηTR も kb より，(5)式から b で決まる。そのため，3 章の給電実験で ηTR=90%となった時の IIN を用いると，計  .................................... (６)Pout  RL I L  RL bI IN

算結果が Pout=1.5kW となる b と給電実験で ηTR=90%となっとなり，Pout は抵抗負荷 RL と b，入力電流 I 'IN から求めるって，RL は 3 章と同じく各ギャップ長の位置ずれなしの時

2

2

ことができる。(6)式を更に変形させると，
2

2

 x0

 x

M2
   RL  0 I IN   0 I IN 2
QC ... (７)I IN
Pout  RL 
L2 x0  x2

 0 L2


となり，Auckland 大の給電電力の式と同じになる(7)。ただた b が一致し，給電可能範囲は等しくなるはずである。よの値を用い，ギャップごとに変化させる。IIN は ηTR=90%となった時の値を用いる。
〈4.3〉給電電力による給電可能範囲

Fig.8 にギャップ長 125mm の時の各トランスの給電電力の結果を示す。H
5／6

型トランスは RL=9.1Ω，円形トランスは RL=12Ω であり，最適負荷抵抗で運転しながら Pout>1.5kW となるには，H 型ト
ランスは b≧0.135，円形トランスは b≧0.107 が必要となる。
H 型トランスが Pout=1.5kW となったのは(x, y)=(110,0)，(x,y)=(0,190)，円形トランスが Pout=1.5kW となったのは位置ず
れ 120mm の位置である。Fig.6 の給電可能範囲と比較すると，H 型トランスの x 方向は約 20mm(約 1.2 倍)大きく，y方向は 10mm(約 1.06 倍)大きくなり，円形トランスはほぼ一致した。多少の誤差はあるが，距離的にはあまり変わらな
い結果となった。誤差の原因としては，(6)式を銅損(トランスの抵抗)と鉄損を無視した簡略等価回路から求めたことが考えられる。
Fig.8 では入力電流がトランスによって異なるため，

IIN=19A の時の給電電力 Pout の結果を Fig.9 に示し，給電可能範囲を比較した。Pout=1.5kW となったのは，H 型トランス
は(x, y)=(110,0)，(x, y)=(0,190)，円形トランスは位置ずれ85mm の位置である。入力電流が同じ場合，b の高い H 型ト
ランスのほうが方向も関係なく給電可能範囲は広くなっ文

献(１) 「自動車技術ハンドブック⑩設計（EV・ハイブリッド）編」，自動車技術会，pp.322-366 (2011)(２) 岩田卓也・江原夏樹・金子裕良・阿部 茂・保田富夫・井田和彦：「電
気自動車用非接触給電装置のトランス巻線方式による特性比較」,電学半導体電力変換研究会資料,SPC-09-39, pp.109-114 (2009)(３) 千明将人・長塚裕一・金子裕良・阿部 茂・保田富夫・鈴木 明：「新
コア構造による電気自動車用非接触給電トランスの小型軽量化」,電気学会半導体電力変換研究会資料, SPC-11-048 (2011)(４) 佐藤亨耶・高梨浩也・金子裕良・阿部 茂・保田富夫・鈴木 明：電気自動車用非接触給電トランスの長ギャップ化」,電気学会全国大会,
4-205 (2012)(５) C.-S.Wang, O.H.Stielau, and G.A.Covic : “Design consideration for acontactless electric vehicle battery charger”,IEEE Trans. Ind. Electronics,
Vol.52, No.5, pp.1308-1314(2005)(６) M. Budhia, G. A . Covic, and J.T. Boys : “Design and Optimisation ofMagnetic Structures for Lumped Inductive Power Transfer Systems”,
IEEE ECCE, pp.2081-2088(2009)(７) Mickel Budhia, Grant A . Covic, John T. Boys, and Chang-Yu Huang :“Development and evaluation of single sided flux couples for contactlesselectric vehicle charging”, IEEE ECCE, pp.614-621(2011)(８) 遠井敬大・金子裕良・阿部 茂 : 「非接触給電の最大効率結合係数 kとコイルの Q による表現」,半導体電力変換研究会, SPC-11-179(2011)

た。給電電力は b で決まるため，入力電流一定で給電する
ならば Q の高い円形トランスよりも k が高い H 型トランスのほうが給電可能範囲は広くなる。ただし，位置ずれが小さい範囲であれば，Q が高い円形トランスの方が効率は高い。

5. まとめ
非接触給電装置の給電可能範囲（位置ずれ許容範囲）はトランス効率あるいは給電電力により定義されている。本論文では両方法を用いて，3kW,ギャップ長 125mm,450mm
四方の大きさの両側巻 H 型コアトランスと片側巻円形コア
トランスの給電可能範囲の比較を行った。
給電可能範囲をトランス効率（給電電力一定）で比較した場合，Pout=1.5kW で ηTR＞90%の範囲は，給電実験から H
型トランスは前後方向＜90mm，左右方向＜180mm に対し，円形トランスは全方向＜110mm となった。給電可能範
囲を給電電力（入力電流一定）で比較した場合，IIN=19A でPout＞1.5kW の範囲は，H 型トランスは前後方向＜110mm，
左右方向＜190mm，円形トランスは全方向＜85mm となった。駐車時は前後方向に比べ左右方向の位置合わせが難し
いため，H 型トランスの方が駐車しやすいと言える。
給電可能範囲をトランス効率で定義する方法と給電電力で定義する方法では，どちらも結合係数 k で給電可能範囲が決まるため，差があまりないことを確認した。
給電可能範囲やトランス本体の寸法，重量の点からは H
型トランスが円形トランスより優れていることを確認できた。

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