平成 23年電気学会産業応用部門大会

2-11

電気自動車の急速充電用非接触給電システム
山中学生員
正員

保田

智裕＊正員

野口真伍

富夫（(株)テクノバ）

正金子員

鈴木非会員

裕良正員

阿部茂（埼玉大学）

明（アイシン・エイ・ダブリュ(株)）Contactless Power Transfer System for Electric Vehicle Rapid Charger
Tomohiro Yamanaka＊ , Shingo Noguchi , Yasuyoshi Kaneko , Shigeru Abe (Saitama University)
Tomio Yasuda (Technova Inc) , Akira Suzuki (AISIN AW CO.,LTD.)
A contactless power transfer system for electric vehicle need to have a high efficiency, a large air gap, good tolerance tomisalignment in the lateral direction and be compact and lightweight. The double-sided winding 10kW transformer wasdeveloped for rapid charger, which is based on 1.5kW H-shaped core transformer. The design concept and experimental results
are described. The problem of high primary voltage of transformer in series capacitor systems, is resolved by splitting the primarywinding and series capacitor. The 10kW transformer is designed considering compatibility with 1.5kW transformer. This allows
drivers can use both standard charger and rapid charger with one 1.5kW or 10kW transformer.
キーワード：電気自動車, 非接触給電, 急速充電, 効率, 電磁誘導, 巻線分割, 互換性
Keywords：electric vehicle, contactless power transfer system, rapid charge, efficiency, electromagnetic induction, split winding, compatibility

1.

はじめに地球温暖化等の環境問題や原油価格の高騰により，プラグインハイブリッド自動車や電気自動車が現実のものとなってきた。現在は電気ケーブルと接触式コネクタで車に給電する方式であるが，コードレス化による利便性や安全性の向上，急速充電による大電力化，保守軽減を考えると，

図 1 非接触給電システム

今後は非接触給電方式が有望である(1)。

Fig.1.

電気自動車用非接触給電トランスは，ギャップ長およびContactless power transfer system.

位置ずれ許容量を大きくし，かつ小型軽量で高効率にする

流も 2.6 倍となるため，コアの断面積とコイルの並列数をそ必要がある。我々は従来の片側巻構造よりも，両側巻構造の分増やした。この結果，10kW トランスは 1.5kW トランスがこれらの点において優れていることを発表してきたと同等の性能，ギャップ長 70mm で 94.7%の給電効率を得る(2) (3)。

ことができた。

これらは一般家庭での普通充電（長時間充電）を想定し共用化設計の結果，10kW トランスと 1.5kW トランスの一た小容量トランス（1.5kW）が対象であり，2011 年に最新の次側あるいは二次側を取り換えた場合でも，1.5kW 給電が可

(3)H 型コア構造両側巻トランスを発表した 。今回，街中の駐車場での急速充電を想定した大容量トランス（10kW）を開能になり，給電効率も 94%以上の実験結果が得られた。普発した。本論文では試作した 10kW トランスの概要と特性に通充電と急速充電の共用化は，ケーブル給電にはない非接ついて述べる。

触給電の特長であり，世界初と思われる。
(3)

10kW トランスの設計では既開発の 1.5kW トランス との2.

共用化（互換性）を考慮し，一次，二次コイルの巻数と磁自動車用非接触給電システム極寸法を同一とし，磁極間距離（＝コイル幅）も近い値と〈2･1〉 一次直列二次並列コンデンサ方式した。両トランスの定数と給電効率が最大となる抵抗負荷二次並列コンデンサ方式(2)の非接触給電システムを図 1 に一次直列の値がほぼ等しくなるため，10kW トランスでは 1.5kW トラ示す。商用電源入力のフルブリッジインバータで f0=30kHzンスに比べ，インバータ電圧 VIN と負荷電圧 VL を電力比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。

（=10/1.5）の平方根倍（=2.6 倍）に設定した。磁束密度，電1[II - 407]

平成 23年電気学会産業応用部門大会

2-11

C

VIN' IIN'

I2 V2 Id

-jxS'

r1'

jx1'

jx2
jx0'

VCS

B

r2C

VIN IIN-jxP

VIN IIN

V1V1r0'〈2･2〉 等価回路

Fig.3.

Table 1.
Transformer

巻線抵抗 r1'，r2 は，電源周波数 f0 においてトランスのリア

Voltage

クタンス x0'，x1'，x2 に比べ十分小さい。従って r0'と r1'，r2二次側並列コンデ(1)式で決定する。

x′ x
1
1= xp = x0′ + x2 ,= xs′ = 0 2 + x1′ ……(1)x0′ + x2
ω0 C P
ω0CS′

Specification.
1.5kW
10kW
1ψAC
3ψAC
100V
200V
0.1mmφ×800
3p×20T

4p×20T

Secondary

9p×6T

Weight of secondary
Shielding
Al sheet

3.9kg

12p×6T
5.74kg600×400×1mm(0.6kg)〈2･6〉 普通充電と急速充電の共用化

急速充電用の非接触給電トランスを搭載した電気自動車では，一般家庭での普通充電も同じ車載トランスを利用することが望ましが成り立ち，巻数比 b の理想変圧器と等価となる。トラい。このためには，普通充電用の一次トランスから急速充ンス部の最大効率 ηmax とそのときの抵抗負荷 RLmax は(3)式と電用の二次トランスへ給電できるようにする必要がある。

なる。

両側巻構造の非接触給電トランスでは，一次二次コイル

1 r1′+1.......... (3)b 2 r2〈2･5〉 両側巻構造非接触給電トランス

B

容量トランスでは温度上昇に注意する必要がある。

x0′′ = ID b, b =I IN……………... (2)′x0 + x 2

1 r1′+1b 2 r2D1VIN

力の上昇に伴い，給電損失による発熱も増大するため，大ここで，V'IN と V2，I'IN と ILの関係を求めると，

2r2xPAPrimaryWinding

ンサ Cp および一次側直列コンデンサ CS の値を共振条件から

1+10T(b) With winding partition.

Litz wireを省略した回路で解析を進める(4)(5)(6)。

RLmax = x P

ADivided winding Voltage vector figure.

をつけて表す。フェライトとリッツ線を用いると鉄損 r0'と1Vcs2

表 1 給電トランスの仕様

一次側諸量は二次側に換算し'(ダッシュ)
比を a＝N1/N2 とし，η max =VIN

B

Vcs1
V11V12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〈2･3〉 直列および並列コンデンサ

V12

図 3 巻線分割電圧ベクトル図

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′ = b V2 ,VIN

C1(a)Without winding partition.

Detailed equivalent circuit.

〈2･4〉 理想変圧器特性

CS210T

V1 VCS220TAV1ICS1V11A

図 2 詳細等価回路
Fig.2.

VCS

C2C1C2D1CS

RL

BI

VCS1の巻数と磁極寸法を同一として磁極幅を近い値にすることで，給電電力の仕様が送電コイルと受電コイルとで異なる場合でも同一周波数であれば給電が可能となる。この場合，非接触給電ト給電電力は小容量のトランスに合わせる必要がある。

ランスの構造としては，円形コア片側巻構造(1)(7)(8)と角形コ

また，従来の電気ケーブルによる充電では普通充電と急ア両側巻構造(2)(3)(9)~(13)に大別できる。従来，トランス背面に速充電それぞれ別のコネクタと給電口が設けられ充電回路

磁束が存在せず結合係数 k の高い片側巻が多く用いられてもそれぞれ必要であったが，非接触給電では普通充電と急きた。両側巻は背面に磁束が漏れるため一見不利だが，ア速充電の共用に対応したトランスを車に設置すれば充電回ルミ板を設置すれば磁束遮蔽が可能で結合係数 k を高める路も１つにすることができる。

ことができる。またコア幅は片側巻では（コイル幅＋磁極3.

幅）の 2 倍程度必要なのに対し，両側巻ではその半分で済むため，両側巻のほうが大幅に小型軽量化できコストも抑10kW 給電システム〈3･1〉 一次巻線の過電圧対策（巻線分割）えることができる。また，片側巻では 40%の位置ずれが生10kW 給電では，一次側入力電流 IIN が大きくなる。そのため，一次じると主磁束が相殺され結合係数がゼロになるが(8)，両側巻端子電圧（直列コンデンサ CS の直後の電圧）V1 が IIN に比構造ではこの問題は生じず位置ずれに強いことが示されて例して増大する（図 3(a)）。V1 の増大は直列コンデンサの耐いる(3)。しかし，両側巻ではフェライトコアが巻線に覆われ圧や一次巻線の絶縁上大きな問題となる。この対策としてているためコアの放熱が悪く，また体積が小さく熱容量が一次側巻線と直列コンデンサを分割配置することが考えら小さいため，発熱による温度上昇が大きい。また，給電電れる。一次側巻線と直列コンデンサを分割すると，V1 の過2[II - 408]

平成 23年電気学会産業応用部門大会

2-11300300280240

前後x 方向y 左右方向

gap(a) 10kW Transformer's outline.

(b) 1.5kW Transformer's dimension.

(c) 10kWTransformer's dimension.

図 4 トランス外形と寸法
Fig.4.

Transformer's outline and it's dimension.

図510kW 用トランス給電実験結果
Fig.5.

Experimental results.

大な電圧を低減できる（図 3(b)）
。
〈3･2〉10kW トランス

囲で定数測定と給電実験を行った。前後方向(x 方向)の位置

1.5kW 用の H 型両側巻トラン

ずれは，タイヤ止め等を用いれば小さくても良いが，左右(3)ス (以下 1.5kW 用)を基に 10kW 用の H 型両側巻トランス(以方向(y 方向)は楽に駐車するため大きくする必要がある。
給電実験はインバータ周波数 f0＝30kHz 一定とし，給電ト下 10kW 用)を設計し試作した。巻線には小型化に有利な両ランス二次側には全波整流器と抵抗負荷 RL を接続した。

側巻を採用し，H 型のコアを使用した。一次側と二次側のトランス背面に漏れ磁束遮蔽用アルミ板を設置した。トラ

ギャップ長変動および位置ずれが生じたときのトランス定数，給電実験結果を図 5 に示す。位置ずれの方向（x と y）ンスの仕様を表 1，形状と外形図を図 4 に示す。
1.5kW 用と 10kW 用は共用化を考慮し，一次，二次コイルは図 4 のように定義した。ギャップ長または位置ずれが大の巻数と磁極寸法を同一となるように設計を行った。コイきくなると主磁束が通る磁路の磁気抵抗が大きくなり，相ル幅もほぼ同一にすると，インダクタンスの値も等しくな互インダクタンス l0 と結合係数 k は低下する。しかし二次り，最大効率になる抵抗負荷 RLmax の値が等しくなる。その巻線の自己インダクタンス L2 はほぼ一定であり，(1)式で決ため，10kW 給電では，1.5kW 給電に比べ，一次電圧と二次まる CP の値の変動は小さいので，CP は一定としている。

電圧を電力比（=10/1.5）の平方根倍（=2.6 倍）に設定した。

標準状態における共振コンデンサ CS と CP の値，抵抗負磁束密度，電流も 2.6 倍となる。
磁束密度増大の対策としては，一次側コアの断面積を

荷 RL=15.0Ω 一定でギャップ長変動・位置ずれ給電実験を行った。図 5 においてギャップ長が大きくなると結合係数 k1.5kW 用の 1.5 倍，二次側コアの断面積を 1.5kW 用の 2 倍にが減少し理想変圧器の巻数比 b も低下するため，(2)式よりなるようにした。電流増大の対策としては，並列数を一次電圧比(V2 / VIN)が増大する。ギャップ長変動特性では出力電側は 1.5kW 用の 3 本から 4 本に増やし，二次側は 9 本から力 POUT＝10kW となるように入力電圧 VIN の値を調節した。

12 本に増やした。コイル幅はリッツ線を多く巻けるようにギャップ長が変動しても入力電圧 VIN と二次電圧 V2 は(2)式することと漏れ磁束を低減し結合係数を上げるためにを満たす。トランス部の給電効率 η は標準状態で 94.7%，ギ40mm 大きくした。

ャップ長が最大の 100mm でも 92.6%であった。位置ずれの自動車用非接触給電では実験ではギャップ長は 70mm 一定とした。位置ずれが生じ異なる駐車場や車重変化によるトランスのギャップ長の変るとギャップ長変動時と同様に電圧比(VIN/V2)が変化する。

動や，駐車位置によるトランスの位置ずれが避けられない。

二次電圧 V2 を一定とするには，位置ずれ量の拡大に応じてギャップ長 70mm(磁気的ギャップ長 80mm)で位置ずれがな

入力電圧 VIN を下げる必要がある。図 5 においていずれの場い状態を標準状態とし，ギャップ長変動は±30mm，位置ず合も給電効率 η は 92%以上である。

〈3･3〉 10kW 給電実験結果

れは前後方向(x 方向)±60mm，左右方向(y 方向)±150mm の範3[II - 409]

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図 7 漏れ磁束密度測定(30kHz)

図 6 負荷変動特性
Fig.6.
〈3･4〉

Fig.7.

Characteristics with resistance-load change.
負荷変動特性表 2 トランス定数

バッテリー充電中，充電電力

Table 2. Parameters.
Transformer
for 1.5kW
for 10kWr1[mΩ]
106
107
r2[mΩ]
9.30
12.7
lo[μH]
55.4
57.1
l1[μH]
115111
l2[μH]
9.70
10.18
k0.3330.338
b0.3400.335
RLmax[Ω]8.698.03ηmax [%]97.997.6は一定ではない。充電電力の変化は図 2 の抵抗負荷 RL の値の変化で模擬できる。このため，最適な抵抗値以外の時の特性も調べる必要がある。ギャップ 70mm，位置ずれのない状態で出力電圧 VL を一定としたまま，抵抗負荷 RL を 12～75Ωの範囲で変化させたときの給電実験結果を図 6 に示す。
給電効率ηは少し変化するが，トランス入力電圧 VIN と二次電圧 V2 および電圧比（V2/VIN)はほぼ一定であり，理論通り抵抗負荷が変化しても理想変圧器特性を満たしていることが分かる。
〈3･5〉 漏れ磁束密度測定

非接触給電トランスは疎表 3 トランス効率（1.5kW，10kW）結合であるため，トランス周辺には漏れ磁束が発生する。

Table 3.

ギャップ 70mm，位置ずれのない状態で 1.5kW トランスと10kW トランスの定格電力給電時の漏れ磁束密度を測定しTransformer's efficiency.

Rated power

1.5kW10kW

Standard position
Average(30~100mm)
Gap alteration
100mm
Average(0~60mm)x60mm
Tolerance to
Average
Misalignment(0~150mm)
y150mm

94.9

94.7

94.5

94.5

93.1

92.6

94.0

94.2

92.6

93.2

94.0

93.9

93.092.4

η [%]た。結果を図 7 に示す。トランス中心からの距離の約 2.7 乗に反比例して漏れ磁束密度が減少し，距離が 2 倍になると約 15%に減少することがわかる。
また，10kW 給電時は 1.5kW給電時に比べ漏れ磁束密度は約 3.3 倍になっている。図 7 より，給電電力は漏れ磁束密度に大きく影響し，減少率には影響しないことがわかる。
非接触給電では漏れ磁束の人体への影響に特に注意する必要がある。1.5kW 用，10kW 用の両トランスの電磁界暴露の目安として，ICNIRP1998 と ICNIRP2010 の公衆暴露指針の 30kHz の参考レベル値である 6.25μT と 27μT のライン

トランス定数を表 2 に示す。設計通りインダクタンスのを図 7 に示した。トランス取り付け位置を車底中央部にす値がほぼ等しくなり，最大効率になる抵抗負荷 RLmax の値もれば，車の側面より外では 27μT 以下にできそうである。

ほぼ等しくなった。

また，給電中に車体の下に身体が入った時は給電を止める

ギャップ長変動や位置ずれ変動のある場合の，1.5kW トラなどの安全装置は必要であろう。

4.

Leakage flux measurement.(30kHz).

ンスと 10kW トランスの効率の比較を表 3 に示す。表 3 の平均値とはギャップ長変動では±30mm，前後位置ずれ(x 方向)

1.5kW トランスと 10kW トランスの共用化

では±40mm,左右位置ずれ(y 方向)では±150mm の範囲での平〈4･1〉1.5kW トランスと 10kW トランスの比較 1.5kW均値を意味する。表 2 と表 3 から両トランスの特性と性能と 10kW トランスの特性を共用化の観点から比較する。

はほぼ同じと考えてよい。

4[II - 410]

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図 8 一次 1.5kW 用-二次 10kW 用

図 9 一次 10kW 用-二次 1.5kW 用

非接触給電システム

非接触給電システム

Fig.8. Primary,1.5kW-Secondary,10kW

Fig.9. Primary,10kW-Secondary,1.5kW

contactless power transfer system.

contactless power transfer system.

図 10 一次 1.5kW 用-二次 10kW 用

1.5kW 給電実験結果

Fig.10. Experimental results (Primary,1.5kW-Secondary,10kW).

図 11 一次 10kW 用-二次 1.5kW 用
Fig.11.
〈4･2〉 1.5kW 共用化実験結果

1.5kW 給電実験結果

Experimental results (Primary,10kW-Secondary,1.5kW).

共用化実験では，急速高周波電源にはフルブリッジインバータを用い，インバ充電用トランスを付けた電気自動車が一般家庭で普通充電ータ周波数 f0＝30kHz 一定とし，一次側に 1.5kW 用，二次する場合と，普通充電用トランスを付けた電気自動車が街側に 10kW 用を置いた場合の二次側には全波整流器と抵抗中の急速充電用トランスを利用して普通充電する場合を想一次側に 10kW 用，二次側に 1.5kW
負荷 RL を接続した（図 8）。

定した。このため，1.5kW 用と 10kW 用の一次側あるいは二用を置いた場合の二次側には倍電圧整流器と抵抗負荷 RL を次側を取り換えた場合の特性を調べた。ギャップ長 70mm接続した（図 9）。コンデンサ CS と CP は本来の 1.5kW およ

で位置ずれがない状態を標準状態とし，ギャップ長変動はび 10kW トランスの一次側コイルと二次側コイルにそれぞ70±30mm，位置ずれは前後方向(x 方向)±40mm，左右方向(yれ固定されており，一次二次の組み合わせが変わっても値方向)±150mm の範囲で定数測定と給電実験を行った。

を変更していない。抵抗負荷の値は二次側が全波整流器の場合は RL=15.0Ω，倍電圧整流器の場合は RL=80.0Ω で給電実

図 10 に一次側に 1.5kW 用，二次側に 10kW 用を置いた場
合，図 11 に一次側に 10kW 用，二次側に 1.5kW 用を置いた験を行った。

場合のトランス定数，給電実験結果をそれぞれ示す。10kW

標準状態，ギャップ長変動，位置ずれ変動の給電実験で用の結果と同様にギャップ長または位置ずれが大きくなるのトランス効率の結果を表 4 に示す。一次側に 1.5kW 用，と，励磁インダクタンス l0 と結合係数 k は低下する。一次二次側に 10kW 用を置いた場合は標準状態では 94.8%，ギャ側に 1.5kW 用，二次側に 10kW 用を置いた場合と一次側にップ長変動では 93.0%以上，位置ずれの場合では 93.4%以上

10kW 用，二次側に 1.5kW 用を置いた場合のトランス定数はの効率が得られた。一次側に 10kW 用，二次側に 1.5kW 用ほぼ同じであった。

を置いた場合は標準状態では 94.7%，ギャップ長変動では

5[II - 411]

平成 23年電気学会産業応用部門大会

2-11
表 4 トランス効率（共用化）文

Table 4.

Experimental results.
Primaryfor 1.5kW
for 10kW
Transformer
Secondaryfor 10kW
for 1.5kW
Rated power
1.5kW

(１)

紙屋雄史・大聖泰弘・松木英敏：「電動車両用非接触急速充電システム」,電学誌,Vol.128,No.12, pp.804-807 (2008)(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)(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) 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)(８) 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)(９) Y.Nagatsuka, N.Ehara, Y.Kaneko, S.Abe and T.Yasuda ： “Compact
Contactless Power Transfer System for Electric Vehicles”, Proc. of 2010
International Power Electronics Conference (IPEC2010-Sapporo), IEE
Japan, pp.807-813 (2010)(10）Y.Nagatsuka, S.Noguchi, Y.Kaneko, S.Abe, T.Yasuda, K.Ida, A.Suzuki,and R.Yamanouchi：“Contactless Power Transfer System for ElectricVehicle Battery Charger”, Proc. of 25th World Battery, Hybrid and Fuel
Cell Electric Vehicle Symposium and Exhibition (EVS-25), ShenzhenChina, (2010)(11) G.A.Covic, J.T.Boys, M.Budhia and C.-Y,Huang ： “Electric Vehicles-Personal transportation for the future”, Proc. of 25th World Battery,Hybrid and Fuel Cell Electric Vehicle Symposium and Exhibition(EVS-25), Shenzhen China, (2010)(12) M.Budhia, G.A.Covic, and J.T.Boys：“A New Magnetic Coupler forInductive Power Transfer Electric Vehicle Charging Systems”, IEEE
IECON 2010, pp. 2481-2486 (2010)(13) 野口真伍・長塚裕一・金子裕良・阿部 茂・保田富夫・鈴木 明：「電気自動車用小型非接触給電トランスの長ギャップ特性」，電気学会産業応用部門大会講演論文集, 2-6, (2010)η [%]Standard position
Average(30~100mm)
Gap alteration
100mm
Average(0~40mm)x40mm
Tolerance toMisalignment
Average(0~40mm)
y
150mm

94.8

94.7

94.8

94.3

93.0

93.0

94.6

94.3

94.1

93.9

94.4

94.3

93.4

94.1

93.0%以上，位置ずれの場合では 93.9%以上の効率が得られた。表 3 の 1.5kW 給電や 10kW 給電と比較しても，ほぼ同じ効率であることが分かる。
なお共用化ではインバータ出力電圧 VIN と二次側負荷電
圧 VL の電圧レベルに注意する必要がある。共用化は 1.5kW給電のため，二次側トランスが 1.5kW 用の場合は，インバータが異なっても（1.5kW 用と 10kW 用）出力電圧 VIN が同じであれば負荷電圧 VL も同じレベルにできる。しかし二次側トランスが 10kW 用の場合は，急速充電の 10kW 給電時に比べ，共用化の 1.5kW 給電時（図 8）は負荷電圧 VL がかなり低くなる。このため一次側あるいは二次側で電圧を調整する対策が必要になると思われる。

5.

献

まとめ

本論文では街中の給電ステーションでの急速充電を想定した 10kW 用トランスを設計，試作し，特性を調べた。
ギャップ長変動，位置ずれ変動において，10kW 用を用いた 10kW 給電は 1.5kW 用を用いた 1.5kW 給電と同等のトランス効率を得られることが分かった。
共用化のために 10kW トランスと 1.5kW トランスの一次側あるいは二次側を取り換えた場合の特性は，1.5kW 用を用いた 1.5kW 給電や 10kW 用を用いた 10kW 給電と同等のトランス効率を得られることが分かった。
急速充電用トランスと普通充電用トランスに互換性があり，共用化できることは非接触給電の新しい魅力である。
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。

6[II - 412]