電気自動車用大電力 H 型非接触給電トランスの放熱方法
山中智裕*藤田到

保田金子裕良

阿部茂（埼玉大学）

富夫（(株)テクノバ）

A Heat Dissipation Method of H-shaped Large Capacity Contactless Power Transformers for Electric Vehicles
Tomohiro Yamanaka＊ , Itaru Fujita , Yasuyoshi Kaneko , Shigeru Abe (Saitama University)
Tomio Yasuda (Technova Inc)
Contactless power transfer systems for charging electric vehicles require a high efficiency, a large air gap, and a good tolerance
to lateral misalignment and needs to be compact and lightweight. Contactless power transformers have two types structure, one isa single-sided transformer with circle core, another is a double-sided transformer with rectangular core. Past studies showedH-shaped rectangular core transformers are more suitable for vehicles than circle core transformers.
However, cooling problem of cores located between two magnetic poles is a major challenge for double-sided transformers. In
particular this problem is serious for large capacity transformers like fast chargers because loss density is higher than normal
charge transformers. If radiator interrupts magnetic fluxes not only eddy current losses are created but also a coupling isprevented.
This paper proposes a novel cooling structure based on H-shaped core transformers. In the novel structure, radiator metal bars
are inserted parallel to main magnetic fluxes. As a result, cooling performance is improved without compromising efficiency.
キーワード：電気自動車, 非接触給電, 急速充電, 電磁誘導, 温度上昇,放熱,
Keywords：Electric Vehicle, Contactless power transfer system, Fast charge, Inductive, Temperature raise, Heat dissipation,
しかし，10kW 以上の大容量の H 型トランスでは発熱量が1. はじめに大きく，連続運転するにはより強力な放熱対策が必要であ

プラグインハイブリッド自動車（PHVs）や電気自動車った。特に巻線の内部に位置し発熱するフェライトコアの（EVs）の充電には，電気ケーブルとコネクタを用いる方式

冷却方法が大きな課題であった。フェライトコアに接してが採用されているが，利便性や安全性の向上のために，ケヒートシンク等の金属からなる冷却装置を配置する場合，ーブル接続が不要な非接触給電方式が世界中で研究されて磁束が冷却装置に鎖交し渦電流が流れてはいけない。冷却いる(1)。自動車用の非接触給電トランスでは特に，大きなギ装置自身が発熱し，望んだ冷却性能が得られないだけでなャップ長，大きな位置ずれ許容量（左右方向），高い給電効く，給電効率が低下するからである。コアの量を増やし磁率が求められ，さらに車載トランスは小型軽量にする必要束密度を下げ，コアの発熱を抑える方法も，体積増と重量がある。我々は従来の円形コア片側巻構造よりも，角型コ増の点で好ましくない。

ア両側巻構造がこれらの点において優れていることを発表

本論文では，3 章で従来の 10kW 用 H 型トランスの自然空し，より小型軽量化を図った H 型コア構造の両側巻非接触冷下での温度上昇試験結果を示し，更なる放熱対策がない給電トランスを開発してきた(2)。と連続運転できないことを示す。4 章で提案する新放熱構造

小型のトランスでは，連続運転の際にトランス自身の発を紹介する。フェライトコアの放熱方法として，巻線内部熱による温度上昇が問題となる。小容量の両側巻構造のトではコアを貫く主磁束と同方向に冷却用のアルミ棒を挿入

ランスでは，ケースの一部をアルミ化し，巻線の熱をケーし，巻線外部ではアルミブロックを介して遮蔽用アルミ板

スのアルミを通じてトランス背面の漏れ磁束遮蔽用アルミに熱を逃がす構造である。磁束はアルミ棒やアルミブロッ板に逃がす構造を取ることで，巻線の冷却が可能となる。

クと鎖交しないため，給電効率の低下はほとんどなくトラ

著者らはこの放熱対策を施した H 型構造のトランスで，自ンス定数の変化も小さい。最後に新放熱構造を採用した H

然空冷下において 3kW の連続運転が可能となることを発表

型トランスの給電実験で，10kW の連続運転が可能であるこしている(3)。とを確認する。
1

2. 自動車用非接触給電システム〈2･1〉 回路方式

一次直列二次並列コンデンサ方式(4)(5)(6)の大電力用非接触給電システムを図 1 に示す。商用電源入力のフルブリッジインバータで f0 =30kHz の高周波交流を発生し，給電トランスの一次側に給電する。
給電トランスを T 形等価回路で表し，直列および並列共Fig. 1. Large capacity contactless power transfer system.

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)をつけて表す。高周波なので，小型化のためにコアにはフェライト，巻線には近接効果による抵抗の増加を抑えるためにリッツ線をそれぞれ用いると，鉄損 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 に比べて十分小さくなる。従って r0'と r1'，r2 を省略した回路で解析を進めることができる。

Fig. 2.

二次側並列コンデンサ Cp の値を並列共振するように決定上げるには k と Q を大きくするだけでよい。

する。次に，一次側直列コンデンサ CS の値を電源から見た〈2･2〉 両側巻構造非接触給電トランス力率が１になるようにする。そのときの各コンデンサの値

非接触給電ト(8)(9)

ランスの構造としては，円形コア片側巻構造は(1)となる。と角形コア

両側巻構造(2)(3)(10)(11)に大別できる。両側巻構造は背面にアルx x11
 xp  x0  x2 ,
 xs  0 2  x1 ……(1)x0  x2
 0C P
0CS

ミ板を設置すれば磁束遮蔽が可能で結合係数 k を片側巻構造と同程度に高めることができる。またコア幅は片側巻構造では（コイル幅＋磁極幅）の 2 倍程度必要なのに対し，ここで，VIN と V2，IIN と IL の関係を求めると，VIN  a b V2 ,Detailed equivalent circuit.

両側巻構造ではその半分で済むため，両側巻構造を用いる

x0
I IN  I D a b , b ……. (2)x0  x2と大幅に小型軽量化できコストも抑えることができる。また，片側巻構造では 40%程度の位置ずれが生じると主磁束が成り立ち，巻数比 ab の理想変圧器と等価となる。鉄損をが相殺され結合係数がゼロになる(9)。両側巻構造では磁極の無視し銅損だけを考慮した場合の，トランス部の最大効率

長手方向はこの問題が生じないため，この方向を車の左右ηmax とそのときの抵抗負荷 RLmax は(3)式となる。
11 r1
 max RLmax  x P
1.......... (3)b 2 r22r2 1 r1
1
12x P b r2方向に合わせることで，左右の位置ずれ許容量の大きなトランスが実現できる(2)。
放熱に関しては，片側巻構造は有利である。コアの背面に直接放熱装置を設置可能で，寸法が大きいため放熱面積や熱容量も大きいからである。一方，両側巻構造では巻線コイルの性能を表す Q を，一次側コイルは Q1 二次側コイ
ルは Q2 として(4)式で定義する。

Q1 

 0 L1
r1Q2 

 0 L2r2に覆われる部分のコアの放熱が大きな問題であった。

(7)〈2･3〉 10kW 非接触給電トランス

急速充電を想定した大容量トランスを搭載した自動車は，急速充電だけでな......................................... (4)く普通充電も可能であることが望ましい(12)。両側巻構造の非接触給電では周波数が高く，一般に Q1 と Q2 は数 100 程

トランスでは，一次側コイルと二次側コイルの巻数を同じ度でほぼ値は等しくなので，k が 0.3 程度，またはそれ以下にし，磁極間距離をほぼ等しくすれば，インダクタンスとであれば(5)式が成り立つ。

結合係数が等しくなるため，容量の異なるトランス間での給電が可能となる。しかし大容量トランスは小容量トラン

1 Q1
 1 ..................................................................... (5)k 2 Q2スとほぼ同じ寸法になるため，放熱は厳しくなる。
また，一次側コイルの巻数を変更せずに電力を増加させると，一次側入力電流 IIN の増大に伴って一次側の直列コン(5)式を用いると，(3)式は(6)式に変形できる。

1
12R L max r2 Q 2k

デンサ後の電圧 V1 が大きくなり，絶縁破壊やコンデンサのQ1Q 2 .................... (6)耐圧の問題が生じる。この対策としては，図 1 の回路の一次側に示したように巻線とコンデンサを分割し，交互に直k L1 L 2列接続して電圧を下げる方法が有効である。

(6)式より最大効率は k と Q だけで表されるため，効率を2

(a) A photograph of transformer.

(b) Measurements.

Fig. 3 A double-sided contactless power transformer for 10kW.
Table 1 Specifications.

3. 非接触給電トランスと温度上昇〈3･1〉 損失と温度上昇

図 3 に両側巻の 10kW 用非接給電電力

10kW

リッツ線

0.1mmφ×800

巻数

触給電トランスを示し，表 1 にその仕様と性能を示す。車一次側

4p×20T

二次側

12p×6T

両の進行方向を x 方向，左右方向を y 方向，高さ方向を z

車両側トランス重量5.74kg方向と定義する。理論効率 ηmax は図 2 に示すトランス定数

トランス寸法280×300×45mm

を LCR メーターで測定し，式(3)より求めたものであり，銅漏れ磁束遮蔽

600×400×2mm

損のみを考慮した場合の効率である。一方，実験結果の効アルミ板(0.6kg)

率 η には鉄損が含まれる。機械的ギャップ 70mm で位置ず標準位置効率

れがない状態でのトランスの実験効率は 95.4%である。

（ギャップ 70mm）

95.4%

自動車用の非接触給電装置では，自動車の駐車位置によって位置ずれが生じ，車載量によって空隙距離が変化する

100が，図 3 に示したトランスでは x 方向に 60mm，y 方向に 150m

Temperature[℃]

位置ずれが生じた場合やギャップ長が拡大して 100mm になった場合でも給電が可能であり効率低下は 2％程度に収まる。進行方向の位置ずれ許容量は小さいがタイヤ止めを用いれば実用上問題はない。位置合わせが難しい左右方向の位置ずれ許容量が大きいことが両側巻構造の特徴である。
10kW 給電では，3kW トランスと効率が同じ場合でも，損失による発熱量が 3kW トランスに比べて大幅に増大する。

Secondary core80
Secondary coil

6040

Secondary Al sheet

20Room

しかし，トランスの体積はほぼ等しいため，損失密度が増00加し温度上昇が大きくなる。両側巻構造の場合，トランスケースの背面をアルミにし，コイルと絶縁させた上で接触させることで，コイルの銅損による熱は背面の遮蔽用アル10203040Time[min]5060Fig. 4 Experimental results of 10kW temperature rise.

ミ板に逃すことができる。

〈3･2〉 10kW 連続運転試験

コアに用いているフェライトの熱伝導率は 5W/(m・K)と，

図 3 の 10kW 用 H 型両側巻トランスを用いて，図 1 の回路で給電実験を行った。一アルミニウムの 237W/(m・K) (300K)や銅の 401 W/(m・K)

次側のインバータ周波数は f0 = 30kHz とし，二次側には全波(300K)に比べて大幅に小さいため，コアの鉄損による熱を外整流器とバッテリーを模擬した抵抗負荷 RL = 15Ωを接続し部に逃すことが重要な課題である。両側巻構造ではコアはた。機械的ギャップ 70mm で 10kW の連続運転を行った場

コイルに覆われており，また，コアの放熱を行う際に，主合の二次側のコア，コイル，遮蔽用アルミ板の温度上昇の磁束を金属が遮るように放熱装置を取り付けてしまうと，結果を図 4 に示す。温度の測定は熱電対を取り付け，各部放熱装置自身に渦電流が生じてしまい効率が低下するだけの中心の表面温度を測定した。室温 20℃で一定とし，給電でなく，一次二次間の結合を妨げるといった問題が生じる。

開始後 60 分で二次側コアの温度が 100℃まで二次側コイル二次側トランスは車載するため，より小型軽量であるこの温度が 85℃までそれぞれ増加するが，温度はまだ上昇傾とが望まれる。そのため温度上昇は一次側トランスよりも向を示している。実際に自動車に搭載させた場合や巻線に二次側トランスの方が問題となる。従って本論文では以降，用いているリッツ線の絶縁皮膜の耐熱などを考慮すると温二次側トランスを中心に議論を進める。

度上昇を抑える対策が必要である。

3(a) A photograph of transformer.

(b) A photograph of without windings.

(c) Measurements.

Fig. 5 A new structure which takes account of heat dissipation.

0.5

0.5

0.4

0.4

0.3

0.3

0.2

0.2

0.1

0.1

0 T0 T(a) An old core type.

(b) A new core type.
Fig. 6 Paths of main magnetic fluxes internal of cores.

120

Al bar120
Al bar110
100
Winding
(a)

Core

110

90 ℃

Core

In a x-z dimension.

4. フェライトコアの放熱方法

100

Winding

90 ℃(b) In a x-y dimension.
Fig. 7 Temperatures distribution of center.
図 7 に x-z 平面と x-y 平面における中央の断面図の温度分〈4･1〉アルミ放熱棒挿入による放熱方法

布をそれぞれ示す。アルミニウムはフェライトよりも熱伝コアの放熱導率が遥かに大きいので，コアの鉄損で発生した熱がアル対策を施した新コア構造の非接触給電トランスを図 5 に示

ミ棒を通じて流れる様子が良くわかる。今回はコアを三列す。コアの巻線で覆われている部分を，巻線と垂直方向にに分割し幅 10mm のアルミの角棒を四本挿入したが，アル分割する。分割されたコアに沿うように放熱用のアルミのミの体積は電力や効率によって変更でき，ヒートパイプ等角棒を四本挿入する。磁極部の裏側にもアルミを密着させ，を挿入することによって更に冷却性能を向上させることも角棒と漏れ磁束遮蔽用アルミ板に接合させる。

可能である。これらの放熱材は主磁束だけでなく，漏れ磁束も遮らないように注意する必要がある。

放熱対策としてのアルミ棒を，挿入させる前後における主磁束の経路のシミュレーションを，磁界解析ソフト JMAG

図 5(a)は，アルミ放熱棒を挿入した後の外形図である。機を用いて行った。結果を図 6 に示す。アルミ棒の有無に関械的ギャップ 70mm で位置ずれがない状態のトランス定数わらず，主磁束はコア内を巻線と垂直の方向に流れるため，を表 2 に示す。トランスの給電効率を表 3 に示す。アルミ

アルミ棒は主磁束を殆ど遮っておらずアルミ棒の渦電流に棒の挿入により，若干抵抗値が増加するが，インダクタンよる損失は殆ど生じない。また磁極部分を階段状にして磁スには影響がなく給電効率も変わらないため，アルミ放熱極の磁束密度を低減させている。

棒の挿入によって給電に支障は生じないことがいえる。
4Table 2 Specifications of a novel structure.
r1[mΩ]

Table 3 Experimental results of a novel structure.

10kW 用10kW 用 al 有

10kW 用10kW 用 al 有

106.9

121.1

VIN[V]

397.2454r2[mΩ]

9.1

8.9

IIN[A]

30.4

26.3

l0[μH]

58.4

60.5

V2[V]

308

305

l1[μH]

109.9

110.3

Id[A]

45.2

55.5

l2[μH]

9.8

9.9

PIN[W]

10936

10878

CS[μF]

0.190

0.188

POUT[W]

10436

10361

CP[μF]

1.86

1.83

ηTR[%]

95.4

95.2

k0.3470.354

b0.348

0.354

RLmax

8.9

9.5

ηmax

0.980

0.980

Q1194

177

Q2205

200

〈4･2〉磁界解析による放熱検証

Table 4 Simulation results of power and loss.
10kW 用一次側
銅損[W]

アルミ棒を挿入する

二次側

前後のトランスについて，磁界解析による 10kW 給電のシミュレーションを行った。電力や損失の内訳の結果を表 4 に鉄損[W]示す。アルミ棒を挿入する前のトランス（10kW 用）では，10kW 用 al 有コイル

33.732.8

遮蔽板

51.050.4

放熱棒

-8.0

コイル

36.836.6

遮蔽板

51.752.8

放熱棒

-6.6

一次側

コア

74.1

55.6

二次側

コア

93.6

77.0

銅損（コイル＋遮蔽用アルミ板の損失）のみを考慮した効受電電力[W]

10084

10124

率は 98.3%となり，実際の理論効率 98.0%とほぼ一致する。

効率[%]96.796.9

鉄損も考慮した効率は 96.7%と，実験結果の効率 95.4%より140を示しており，磁界解析シミュレーションによる検証は妥

120
Temperature[℃]も高いが，アルミ棒を挿入する前後においての同一の傾向
当である。

Secondary core (Before insert Al bar)100

アルミ棒を挿入した後（10kW 用 al 有）のアルミ棒による損失は，一次側と二次側合わせて 14.6W と損失全体の 0.1%に収まっているため，シミュレーション結果からもアルミ棒による影響は殆ど生じないことがいえる。
コア，巻線，遮蔽用アルミ板，アルミ放熱棒は，表 4 の損

Secondary core

80604020失の値で一様に発熱すると仮定して熱伝導のシミュレーシ

00ョンを行った。アルミ棒挿入前後における給電開始から三50100
Time[min]

時間までの，コアの平均温度の推移を図 8 に示す。アルミ
挿入前のコアの温度に対して挿入後は大幅に温度が低下し

150

Fig. 8 Simulation results of temperature rise of ferrite cores.

た。熱平衡となる三時間後の温度も 30℃以上低下しており，

120

アルミ棒の挿入によって冷却性能が向上していることがわかる。

Temperature[℃]〈4･3〉連続運転試験による放熱検証

100

図 5 の新コア構

造のトランスを用いて，3.2 項と同条件で給電実験を行った。
二次側コアと二次側放熱用アルミ板の温度上昇の結果を図9 に示す。実線で新構造トランスの結果を示し，破線で旧トランスの結果を示す。二次側コアの温度は給電開始から 60分で 80℃，三時間で 95℃まで上昇し熱平衡となる。この結Secondary core (Before insert Al bar)

Secondary core80
Secondary Al sheet

6040

Secondary Al sheet (Before insert Al bar)
Room

20

果はシミュレーションとほぼ一致しており，新コア構造が00

コアの放熱方法として有効であることが確認できる。また，目的の温度まで下げるために必要な放熱装置は，トランスの各部が一様に発熱すると仮定した場合の熱伝導シミュレ

Room (Before insert Al bar)

50

100Time[min]Fig. 9 Experimental results of temperature rise.

ーションでも容易に検討することができる。

5150

5. まとめ文

本論文では電気自動車用 10kW 両側巻非接触給電トラン献(１) 「電池システム技術」第４章,電気学会・移動体用エネルギーストレージシステム技術調査専門委員会, pp.236-267(２) 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装置トランスの小型軽量化」，
電学半導体電力変換研究会資料,SPC-11-48,pp.139-144 (2011)(３) 高梨浩也・山中智裕・千明将人・金子裕良・阿部 茂・保田富夫・
鈴木 明 : 「倍速充電可能な電気自動車用小型非接触給電トランス」 , JIASC2011, 2-12, ppⅡ413-Ⅱ416 (2011)(４) 阿部 茂・金子裕良：「非接触給電技術」,電学誌,Vol.128,No.12,
pp.796-799 (2008)(５) 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)(６) 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)(７) 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)(８) 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)(９) 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)(10) Y.Nagatsuka, N.Ehara, Y.Kaneko, S.Abe and T.Yasuda ： “CompactContactless Power Transfer System for Electric Vehicles”, Proc. of 2010
International Power Electronics Conference (IPEC2010-Sapporo), IEE
Japan, pp.807-813 (2010)(11) M.Budhia, G.A.Covic, and J.T.Boys：“A New Magnetic Coupler for
Inductive Power Transfer Electric Vehicle Charging Systems”, IEEE
IECON 2010, pp. 2481-2486 (2010)(12) 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」，JIASC2011, 2-11,
ppⅡ407-Ⅱ412 (2011)

スの連続運転で問題となる放熱問題を解決するため，コアの放熱方法として，コアを貫く主磁束と同方向に分割したコアに接して放熱用のアルミの角棒を挿入する新放熱構造を提案した。この構造により，従来のトランスよりも 40℃程度コアの温度を低下させることに成功し，10kW での連続運転が可能になることを示した。アルミの角棒の挿入による効率等の特性劣化も見られなかった。提案の放熱方法を用いれば，コアの放熱が難しかった両側巻構造においてもコアの冷却が可能になり，小型軽量を維持したまま大電力を送ることが可能になる。
また，トランス各部が一様に発熱すると仮定をおいたシミュレーションの結果と実験結果はほぼ一致するため，必要な放熱装置の検討は磁界解析ソフトの熱伝導シミュレーションで実施可能であることも示した。
本論文では放熱装置としてアルミの角材を用いたが，ヒートパイプなどより冷却性能の高い放熱装置を採用することで，さらに大容量の非接触給電装置が実用化されることを期待したい。

6