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平成 31 年電気学会全国大会

出力電圧を考慮した非接触給電回路の考察
眞榮城圭里＊，金子裕良（埼玉大学）

A Study on Wireless Power Transfer System Considering Output Voltage
Keiri Maeshiro＊, Yasuyoshi Kaneko (Saitama University)

1．はじめに近年，利便性や安全性の向上といった観点から，小電力小型デバイスへのバッテリー充電方式として，非接触給電が運用されている。物理的容量に制約のある小型デバイスに

図 1 非接触給電回路(SS 方式)
Fig.1. Wireless power transfer system for SS topology.

おいて，2 次側コイルの線径を太くする必要がある SP 方式(1)や，2 次側コイルのターン数を多くする必要のある PS 方式(2)などよりも，線径を太くする必要も，ターン数を多くする必要もない SS 方式(3)を採用するのが望ましいといえる。
しかしながら，SS 方式を用いたバッテリー充電の課題として、定電圧入力時に負荷変動によって，2 次側電圧が大きく変動する(4) 問題がある。非接触給電システムの充電回路

図 2 正弦波入力―純抵抗(SS 方式)
Fig.2. Sine-wave input and Pure resistance for SS topology.

は，整流器を通し DC/DC コンバータを介して充電制御回路へと接続されるが，汎用的に使用される DC/DC コンバータ

表 1 2 次側電圧と 1 次側電流と 2 次側電力の理論式
Table 1. Theoretical formula for secondary voltage,primary current and secondary power

への入力電圧の許容幅が決まっている。そのため，非接触給電回路における 2 次側電圧の変動を抑える必要がある。
本稿では，SS 方式において，1 次側リアクタンス成分の𝑗𝜔0 𝑀𝑉𝑖𝑛(𝜔0 𝑀)2𝑟𝑟{𝑟1 (1 + 𝑅2 ) + 𝑅} + 𝑗 {𝑋 (1 + 𝑅2 )}𝐿𝐿𝐿𝑉2設計により，制御を用いない 2 次側電圧の変動抑制法を提案する。提案手法により，1 次側電流と出力電力も要求を満

2．1 次直列非共振・2 次直列共振トポロジー

𝑃2SS 方式と DC/DC コンバータを用いたバッテリー充電用の非接触給電回路を図 1 に示す。
解析を容易にするために，電源を正弦波とし，整流器から後段を純抵抗と等価的に変電力𝑃2のそれぞれの理論式を表 1 に示す。

従来の SS 方式では，1 次側と 2 次側それぞれのコイルの自己インダクタンスと共振するようにコンデンサの値を決定する。この場合，入出力がイミタンス変換器特性となり，定電圧入力時に負荷抵抗が変化すると出力電圧も大きく変動する。本稿では，2 次側コンデンサのみコイルと共振させ，

表 1 のそれぞれの式から，2 次側電圧𝑉2 と 2 次側電力𝑃2は，1 次側リアクタンス成分𝑗𝑋の値に反比例して減少することが考えられる。また，1 次側電流𝐼1 は 2 次側電圧𝑉2 と比例の関係がある。
＜2・3＞1 次側リアクタンス成分𝑗𝑋の条件

１次側コンデンサは出力電圧が DC/DC コンバータの入力電圧範囲内に収まるように決定する。ここで，1 次側リアクタンス成分を(1)式と定義し，2 次側コンデンサの値を(2)式

2 次側電圧𝑉2 の許容幅を𝑉𝑚𝑖𝑛 ≤ 𝑉2 ≤ 𝑉𝑚𝑎𝑥 とし，2 次側電力𝑃2の必要最大電力を𝑃2𝑚𝑎𝑥としたとき，1 次側リアクタン
ス成分𝑗𝑋の条件は(3)式で表される範囲にあればよい。とする。

1𝐶2 = 2
𝜔0 𝐿2

2019/3/12～14𝑉𝑖𝑛𝑉𝑖𝑛≤ 𝑋 ≤ 𝜔0 𝑀
𝑉𝑚𝑎𝑥
𝑉𝑚𝑖𝑛
2𝑉𝑖𝑛𝑋≤
2𝑃2𝑚𝑎𝑥{
𝜔0 𝑀

(1)
(2)

北海道

𝑉𝑖𝑛2
𝑟12 + 𝑋 2𝑟 2 + 𝑋2 1𝑟 2 + 𝑋22{} 𝑅 + [(𝜔0 𝑀) + 𝑟2 {2𝑟1 + 𝑟2 1}] + 2 {𝑟1 + 𝑟2 1}(𝜔0 𝑀)2 𝐿(𝜔0 𝑀)2 𝑅𝐿(𝜔0 𝑀)2

巻線抵抗を考慮した 2 次側電圧𝑉2 ，1 次側電流𝐼1 ，2 次側＜2・1＞コンデンサ

11= 𝑗 (𝜔0 𝐿1 −)𝑗𝜔0 𝐶1
𝜔0 𝐶1𝑟2𝑉2)∙
𝑅𝐿 𝑗𝜔0 𝑀＜2・2＞2 次側電圧𝑉2 と 1 次側電流𝐼1 と 2 次側電力𝑃2換した回路で理論解析を行う。その回路を図 2 に示す。

𝑗𝑋 = 𝑗𝜔0 𝐿1 +(1 +𝐼1

たすことを理論解析と実験により示す。

-282-(3)©2019 IEE Japan

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平成 31 年電気学会全国大会

図 3 シミュレーション・実験回路
Fig.3. Simulation and experiment circuit
表 2 設計要求
Table 2. Required parameters

𝑉224 V ≤ 𝑉2 ≤ 42 V

𝐼1𝐼1 ≤ 3.5 A

𝑃2𝑃2𝑚𝑎𝑥 = 30 W
表 3 諸定数
Table 3. Various parameters(a) 2 次側電圧-2 次側電力特性(a) secondary voltage vs. secondary power

𝑉𝑖𝑛 [V]24

𝑓 [kHz]120

𝑟1 [mΩ]80.9

𝑟2 [mΩ]101

𝐿1 [μH]

47.4

𝐿2 [μH]

40.3

𝐶𝑠1 [μF]

0.0460𝐶𝑠2 [μF]

0.0437

𝑋 [Ω]

6.91

𝑀 [μH]

13.4

3．給電シミュレーションおよび実験結果＜3・1＞給電シミュレーションおよび実験条件
給電シミュレーションおよび実験に用いた回路を図 3 に示す。実際に使用する場合は DC/DC コンバータと制御回路となるが，図 3 の回路においては整流器から先を純抵抗として等価的に変換した。
本稿では，表 2 に示す設計要求を満たすように，(3)式よ(b) 1 次側電流-2 次側電力特性(b) primary current vs. secondary power

り 1 次側リアクタンス成分𝑗𝑋を決定し，(1)式より𝐶𝑠1 の値を決定する。今回の設計要求を満たす 1 次側リアクタンス成分𝑗𝑋の条件は，6.72 Ω ≤ 𝑋 ≤ 9.60 Ωを満たせば良い。こ

図 4 電圧-電力特性と電流-電力特性
Fig.4. voltage and current vs. powerの設計要求を満たす諸定数と回路パラメータを表 3 に示

直流負荷抵抗を組み合わせた等価交流抵抗を用いたことにす。

よる波形の差異が原因であると考えられる。

＜3・2＞給電シミュレーションおよび実験結果

4．まとめ

図 4 に理論値，シミュレーションおよび給電実験結果を

本稿では，SS 方式において負荷変動による 2 次側電圧示す。ここで，バッテリー充電を想定した場合，消費電力の変動が大きいという問題点に注目し，制御を用いずに回に応じて充電回路の等価抵抗値は変動する。しかし，これ路素子のパラメータによって 2 次側電圧の設計要求を満たを求めることは解析的に困難なため，等価抵抗値ではなくす手法を提案した。2 次側電圧を基準として，1 次側電流出力電力に注目し，横軸は出力電力とする。

や出力電力の設計要求も満たすことができることも確認した。今後は位置ずれした際の 2 次側電圧や 1 次側電流の変理論値では同じ電力の時に，𝑉2 と𝐼1 は 2 値存在するよう動について，検討を行う予定である。に見えるが，実際の𝑉2 と𝐼1 は電力の極大値を取るときの値よりも，大きい範囲で変動する。これは，DC/DC コンバータの性質によるものである。

文

図 4 の結果より，表 2 に示す設計要求を満たす出力電献力、電圧および入力電流が得られていることがわかる。シ(1)

金井 他: SPC-10-021, (2010)

ミュレーションと実験結果は概ね一致しているが，理論値(2)(3)

藤田 他:電学論 Vol127,No2,pp174-180, (2007)
長塚 他: 電気学会産応部門講演論文集, 2-27, (2009)(4)

Kato 他:IEEE,INTELEC 2012,pp1-5 (2012)とは若干異なっている。実験では矩形波入力かつ整流器と

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