電気自動車用非接触給電トランスの複数モジュール構成による大容量化
学生員

藤田到＊

正保田

富夫（(株)テクノバ）

員

学生員

山中智裕

正員

非会員

金子裕良

鈴木明（アイシン・エィ・ダブリュ(株)）正員

阿部茂（埼玉大学）

Large Capacity Contactless Power Transformer for Electric Vehicle
Using Multiple Module Configuration
Itaru Fujita＊ , Tomohiro Yamanaka , Yasuyoshi Kaneko , Shigeru Abe (Saitama University)
Tomio Yasuda (Technova Inc), Akira Suzuki (AISIN AW CO.,LTD.)
A contactless power transfer system for electric vehicles needs to have a large air gap, good tolerance to misalignment. Larger
capacity’s transformers without the saturation of ferrites and the overvoltage are required for the rapid charge. In this paper, a newcontactless power transfer system of the module configuration is proposed to expand capacity easily and to divide power per unittransformer. An efficiency of 96%was achieved across 70mm mechanical gap at 25kW.
キーワード：電気自動車, 非接触給電, 変圧器, 急速充電, モジュール, 大容量
Keywords：electric vehicle, contactless power transfer system, transformer, fast charge, module, large capacity

1.

続だけでなく平面レイアウトも重要になる。本論文では車載側ではじめにの拡張性を考慮しトランスを自動車の前後方向に並べる配置に

現在，電気自動車の充電方式は電気ケーブルとコネクタを用した。この配置では二台の前後方向の磁界分布は（ＮＳ）（ＳＮ）

いるコンダクティブ方式であるが，利便性，安全性，保守容易性の順序とし，磁極隣接部では磁力線の方向を一致させた。なお，を考えると非接触給電方式が有望である。

モジュール構成のトランスの特性解析では，複数のトランスをまとめて一台のトランスとみなして解析を行った。

電気自動車用の非接触給電トランスは小型軽量で，ギャップ大容量トランスの場合，駆動電源の最大出力電圧や最大出長や位置ずれ許容範囲が広く，高効率であることが求められる。
(1)

我々は片側巻円形コア構造 と比べて，これらの点で有利であ力電流を考慮した設計が必要になる。複数のトランスは直列まる両側巻 H 型コア構造のトランス(2) (3)を発表してきた。2011 年にたは並列接続が可能であるが，一般の商用トランスと同様に高同コア構造かつ小型軽量で 10kW の給電が可能な大容量トランい電圧を避け，一次側，二次側共に並列接続することにした。しスを発表した(3)。しかし，急速充電や大型電気自動車を対象としかし，非接触給電トランスでは，並列接続で位置ずれが起きたた場合，より大容量のトランスが求められてきた。大容量化にあ場合の電流や電力のアンバランスが懸念された。

たっては，単一のトランスを大容量化する方法の他に，一台の小給電実験では，機械的ギャップ長 70mm において 25kW の電容量トランスを基本モジュールとみなし複数モジュール構成で大力を 96%のトランス効率で給電できることを確認した。また，ギャ容量化を図る方法がある。一般にモジュール構成方式は，開発ップ長変動や位置ずれが生じても平均 95%以上の効率で給電期間短縮や開発コスト低減の面で有利であるが，複数モジューできた。位置ずれによる電力アンバランスは，ギャップ長変動とルを組合わす上での課題を解決する必要がある。本論文では

左右方向の位置ずれではほとんど生じることなく，前後方向の非接触給電トランスのモジュール構成について検討したので，位置ずれで最大約±14%の電力アンバランスが生じたが，実用その概要と特性について述べる。

上問題のないレベルであった。

モジュール構成では基本モジュールとなるトランスの台数を変2.

えるだけで所望の容量を実現できる。本論文では 12.5kW トラン
スを二台使用し，合計 25kW の給電が可能になることを示す。

自動車用非接触給電システム〈2･1〉

非接触給電システム

一次直列二次並列コン

非接触給電トランスはギャップ長変動や位置ずれが生じるた

デンサ方式 の非接触給電システムの構成を図 1 に示す。高め，商用トランスの並列運転とは異なり，トランス間の電気的接周波電源には周波数 f0=30kHz のフルブリッジインバータを(4)

1

用い，二次側整流器には全波整流器を用いた。
〈2･2〉

給電トランスを T 型等価回路で表等価回路し，トランスの一次側に直列コンデンサ CS を，二次側に並列コンデンサ CP を設置し，整流器と抵抗負荷を等価抵抗で置き換えた RL を接続した詳細等価回路を図 2 に示す。給電トランスの巻数比を a=N1/N2 とし，一次側諸量は二次側に換算し’(ダッシュ)を付けて表す。トランスはフェライトコアとリッツ線を用いると鉄損 r0'と巻線抵抗 r1'，r2 は，電源周
図1波数においてトランスのリアクタンス x0'，x1'，x2 に比べて非接触給電システム

Fig.1. Contactless power transfer system.

十分小さくなるため r0'と r1'，r2 を省略した回路で解析を進める。
〈2･3〉

直列及び並列コンデンサ

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 = x0′ + x2 .................................................. (1)ω 0C P次に一次直列コンデンサの値を(2)式の値に決める。

図2

詳細等価回路Fig.2. Detailed equivalent circuit.

x′ x1= xS′ = x1′ + 0 2 ........................................... (2)x0′ + x2
ω0CS′
ここで，V'IN と V2，I'IN と ID の関係を求めると，x0′................... (3)V I′N = bV2 ， I I′N = I D / b ， b =x0′ + x 2となり巻数比 b の理想変圧器と等価であることが分かる(6)。
〈2･4〉(3)式より鉄損 r0'を無視した場合の給電効率トランスの最大効率 ηmax とその時の抵抗負荷の値 RLmax は(4)式で表される(6)(7)。

1

η max =
1+

1 r1′+1b 2 r22r2xP

1 r1′+1b 2 r2

RLmax = x P

図3

基本トランス

Fig.3. Basic transformer.

········ (4)スを基本モジュールとみなし複数モジュール構成で大容量コイルの Q を(5)式で定義し，(6)式を用いると，(4)式は(7)式のように変形できる。
ωL
ωL
Q1 = 0 1 , Q2 = 0 2 , k =r1r2化を図る方法を採用した。
モジュール構成では基本トランス(図 3)を複数台並べ，電M ............................ (5)L1L2

力を等分担して給電する。そのため，台数を変化させるだ

1 Q2>> 1 ...................................................................... (6)k 2 Q1

方向を一致させることで，各トランスの磁界分布は単体構

rQRLmax = 2 2kと大きく変わることはない。

Q2Q1

η max =

けで所望の容量を実現できる。また，隣接部では磁力線の成（モジュールに用いたトランス一台だけの構成）の場合

11+2.................... (7)3.

k Q1Q2

非接触給電では Q1 と Q2 は一般に数 100 程度でほぼ値が等モジュール構成の給電方法〈3･1〉

モジュール構成の課題

モジュール構成はモしく，k も小さいので (6)式が成り立つ。(7)式より最大効率

ジュールの単位となる基本トランスと適正な電源を用意すは k と Q だけで表され，効率を上げるには k と Q を大きくることで様々な容量に対応できる。給電を行うためには(8)するだけでよいことが知られている 。

(ⅰ)トランスの平面レイアウト，(ⅱ)磁界の形状，(ⅲ)ト
急速充電やランス間の電気的接続方法（直列・並列）を検討する必要

バス，トラックなどの大型電気自動車に対し大容量のトラがある。また，給電時にギャップ長変動や位置ずれが生じンスが求められている。本論文では，一台の小容量トランた場合には各トランスの給電電力に偏りが生じる可能性が〈2･5〉

モジュール構成による大容量化

2表1αβTable 1.

αconfigurationβ(a) X-direction.

(b) Y-direction.

Parameters.
Simplemodule (α，β)

Transformer

S/S

S/P

P/S

P/P

αβ

r1 [mΩ]

153.2

157.1

37.7

37.7

96.7

92.5
8.71

r2 [mΩ]

19.81

4.93

19.08

5.03

9.61

l0 [μH]

110.8

110.7

27.7

27.9

57.4

55.3

l1 [μH]

155.1

155.0

38.7

38.7

110.6

112.1

l2 [μH]

14.25

3.63

14.28

3.64

9.75

9.39

二台トランスレイアウト

CS [μF]

0.128

0.128

0.512

0.510

0.190

0.190

Layout of transformer’s module.

CP [μF]

1.16

4.59

1.16

4.58

1.89

1.96

k

0.414

0.412

0.414

0.413

0.3440.338

図4Fig.4.

トランス定数b0.412

0.407

0.411

0.408

0.346

0.346

RLmax[Ω]

10.3

2.7

10.4

2.6

8.2

8.1

ηmax[%]

98.1

98.1

98.1

98.1

98.098.1

表2

シミュレーション結果

Table 2.

Simulation results.

(a) Double loop.
VIN[V]IIN[A]

V2[V]

ID[A]

S/S
S/P
P/S
P/P

790
794
397
394

36.6
36.5
73.0
73.7

508
258
511
256

49.3
96.9
49.1
98.2

パターン（図 5）の磁界を生成することができる。Single-loop(b) Single loop.

では，複数台にしても給電電力を増すことができないため磁界の形状大容量化には適さない。一方，Double-loop は，磁界分布は

Outline of magnetic field.

単体構成の場合と大きく変わることはなく，台数に比例し図5
Fig.5.

primary/secondary

た大容量化が可能である。このため，本論文では Double-loopを採用した。
〈3･4〉 トランス間の接続方法

モジュール構成では，トランスを直列(S)または並列(P)に接続でき(5)，一次側と二次側を考慮すると 4 つのパターンが考えられる(図 6)。モジュール構成では個々にトランス定数を測定しても，モジュール構成全体のトランス定数を求めることが難しい。この(a) Series connection.

ため，各接続パターンで結線後のトランスを一台のトラン(b) Parallel connection.

スとみなし，定数測定を行った。
図6

巻線接続方法表 1 にモジュール構成と単体構成のトランス定数を示す。

Fig.6. Connection method of winding.

モジュール構成においては，結合係数 k と理論最大効率 ηmax
はどの結線方式でも変わらないが，最大効率となる抵抗負ある。本論文では１台あたり 12.5kW の電力を給電できるト荷の値 RLmax が変化する。このため給電電力が同じでも結線ランスを二台（α と β）用いた場合について検討した。

方式で一次二次の電圧・電流が変わる。表 2 に 25kW 給電時〈3･2〉 レイアウト

トランスのレイアウトとしては，の入出力電圧，電流のシミュレーション(PSIMver9.0)結果を駐車時の位置ずれを考慮すると，図 4 に示すように x 方向(車示す。一次二次共に電圧は直列接続は並列接続の約 2 倍に両前後方向)または y 方向(車両左右方向)に対称的に配置すなる。電源や負荷もトランス台数により電圧が上昇するよることが望ましい。トランスは車体に取り付けられるためりは電流が増える方が対処しやすいため，一次側，二次側トランス台数の拡張性や，隣接するトランスとの結合の影共に並列接続(P/P)とした。

響を考慮して，図 4(a)の x 方向の配置を採用した。

〈3･5〉

モジュールの仕様

トランス二台によるモジx 方向配置の場合，コアを通る磁ュール構成の外形と寸法を図 7，仕様を表 3 に示す。背面磁束の向きを変化させることで Double-loop と Single-loop の２束 の 遮 蔽 に は 600 × 700 × 2mm の ア ル ミ 板 を 用 い た 。

〈3･3〉 磁界の形状

3α(a) Photograph of module configuration transformer.

(b) Dimension of module configuration transformer.

図7Fig.7.
表3αβFerrite Core

FDK 6H45 BS=0.53T,
TDK PC40 Bs=0.50T

Litz wire

0.1mmφ×800
Primary(a) Module configuration (normal position).

4p×20T

Secondary

12p×6T

Primary

6.40kgSecondary

5.72kgAluminum sheet

4.

Transformer’s outline and it’s dimension.

Specification.

Transformer

Weightトランスの外形と寸法

トランス仕様

Table 3.

Coil turns

β6.34kg
5.68kg600×700×2mm

磁界解析による磁力線分布磁界解析ソフト(JMAG-Designer Ver.11.0)を用い，二次元モ(b) Module configuration (x=60mm).

デルで磁力線の分布を調べた。図 8(a)，(b)にモジュール構成における標準状態（位置ずれのない状態）と前後方向に60mm 位置ずれした場合の解析結果を示す。また，図 8(c)に単体構成の標準状態における解析結果を示す。モジュール構成の標準状態は図 8(a)のように左右対称な磁界分布であるが，位置がずれることで図 8(b)のような α と β で磁界が異なる形状をとる。このため，位置がずれた状態で給電した場合，各トランスの結合が変化することで電力にアンバ(c) Simple configuration (normal position).

ランスが生じる可能性がある。
図85.

給電特性

磁力線

Fig.8. Magnetic flux lines.

〈5･1〉 25kW 給電特性

機械的ギャップ長=70mm，標準状態で全波整流器と RL=5.0Ω を接続し f0=30kHz，モジュ（1%）以下，二次側は 2%（1%）以下とほぼ電力と電流のアール構成で 25kW 給電実験を行った(図 9)。モジュール構成

ンバランスがなく，給電に支障がないことがわかる。
12.5kw 位置ずれ・ギャップ長変動給電特性

での 25kW 給電結果と単体構成での 12.5kW 給電結果を表 4〈5･2〉示す。モジュール構成は効率 96.4%と単体構成に比べて約標準状態と同様の構成でギャップ長 40～90mm，前後方向(x1%高効率で給電できた。この理由は表 1 より結合係数が上方向)±60mm，左右方向(y 方向)±150mm の範囲で変動させ昇したためと考えられる 。αトランスを基準としトランスた。このとき出力電力が一定となるように入力電圧 VIN を調間の電力（電流）アンバランスを求めると一次側では 1%整し，また電源の制限を避けて測定範囲を広くとるために(8)

4表4Table 4.

25kW 給電結果

Experimental results of 25kW.

Rated power

25kW

Transformer

12.5kWαβα

gap[mm]f0[kHz]30

給電回路（モジュール構成）

VDC[V]

542

449

473

IDC[A]

54.6

33.6

32.0

VIN[V]

508508428

452

IIN[A]

34.8

35.0

35.5

34.1

V2[V]

315

315

337

338

ID[A]

53.8

53.4

51.3

51.2

VL[V]

354

433

433

IL[A]

71.5

28.928.9

13511

13352

13330

13157

12763

12697

95.6

95.3

PB[W]

13515

PC[W]12893

η[%]

VIN

0.251530x [mm]45Power[kW]4030PBαPBβPCαPCβ15IINαIINβIDαIDβ30x [mm]0.5V20.255001501004082045106050407306PBαPBβPCαPCβ5050IINαIINβIDαIDβ100

0.75
0.5V2500.256070gap [mm]80840730620101500905054050y [mm]

図 101VINk300
200050750200060k400y [mm]

86300

Power[kW]00.5V2Current[A]200k0.75

VINPower[kW]

300

400

1.25PDη500

1Voltage [V]

0.75

η

P/10[kW], k, η

400

Voltage [V]

1P/10[kW], k, η

η

96.4

1.25

PD

500

Current[A]Voltage [V]

1.25

PD

50015P/10[kW], k, η

図95.0

PBαPBβPCαPCβ607080
gap [mm]IINα
IINβ 20IDαIDβ1090

Current[A]RL[Ω]Fig.9. Experimental circuit (module configuration).

β70

位置ずれ・ギャップ長変動給電結果
Fig.10.

Experimental results.

出力電力を 12.5kW に下げた結果を図 10 に示す。モジューはないことが確かめられた。

ル構成では位置ずれ・ギャップ長変動での電力のアンバラ

また，モジュール構成においても単体構成と同様に位置ンスが懸念される。図 10 より標準状態における各トランスずれ，ギャップ長変動が大きくなると相互インダクタンスの電力を基準に取り，位置ずれ・ギャップ長変動が起きた

l0 と結合係数 k が減少し，理想変圧器の巻数比 b が低下する

場合にどの程度変化するか求めた。ギャップ長変動と左右ため，(3)式より電圧比(V2/VIN)が増大することが確認された。

方向の位置ずれでは電力のアンバランスは±3%以下であすべての場合において平均効率は 95%を超え，また位置り，前後方向の位置ずれの場合，位置ずれが大きくなるとずれ，ギャッ プ長変動が最 大となって も x=60mm では電力の偏りが二次側で顕著になるが，x=60mm ずれた場合で94.8%，y=150mm では 95.2%，ギャップ長=90mm では 95.1%

も位置ずれのない場合に比べ±14%程度であり，給電に支障と位置ずれに強いことが分かる。
56.

まとめ

本論文では非接触給電トランス容量の大容量化の手法としてモジュール構成を提案し，二台用いた場合の駆動方法，給電特性を調べた。
トランスレイアウトは前後方向に並べ磁極隣接部では磁力線の方向を一致させ，巻線接続は一次二次とも並列接続とする方式を採用した。12.5kW トランス２台で 25kW の給電実験を行い，給電効率が１台の場合より少し高くなること，前後方向位置ずれ時の電力のアンバランスも実用上問題のない±14%程度であることを確認した。
非接触給電トランスの複数モジュール構成による大容量化の研究はあまり例がなく，本論文が役立つことを期待したい。
本研究は，新エネルギー・産業技術開発機構「省エネルギー革新技術開発事業」の支援を受け実施したものであり，関係各位に深く感謝致します。

文
(1)

(2)

(3)

(4)
(5)
(6)

(7)
(8)

献

M. Budhia, G.A. Covic and J.T. Boys：“Design and Optimisation ofMagnetic Structures for Lumped Inductive Power Transfer Systems”,IEEEECCE, pp.2081-2088 (2009)
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,SPC-11-048(2011)
山中智裕・野口真伍・金子裕良・阿部茂・保田富夫・鈴木明：「電気自動車の急速充電用非接触給電システム」平成 23 年電気学会産業応用部門大会, JIASC2011, 2-11, ppⅡ407-Ⅱ412(2011.9.6)
藤田敏博, 金子裕良, 阿部 茂：「直列および並列共振コンデンサを用いた非接触給電システム」,電学論 D,Vol.127,No.2, pp.174-180 (2007)小林大樹・長塚裕一・金子裕良・阿部茂：「電気自動車用モジュール型非接触給電トランス」電気学会全国大会講演論文集, 4-192 (2010)
金子裕良, 松下真也, 及川康史, 阿部 茂：「直列および並列共振コンデンサを用いた移動型非接触給電と給電効率」,電学論
D,Vol.128,No.7, pp.919-925 (2008)
金子裕良・阿部茂：「非接触給電技術」, 電学誌, Vol.128, No.12,pp.796-799 (2008)
遠井敬大, 金子裕良, 阿部茂：「非接触給電の最大効率の結合係数 kとコイルの Q による表現」, 電学論 D,Vol.132,No.1,pp.123-124 (2012)6