平成 22年電気学会産業応用部門大会

2-6

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
学生員
正野口員

真伍，学生員 長塚保田裕一，正員

金子富夫((株)テクノバ)，非会員 鈴木裕良，正員

阿部茂 (埼玉大学)

明 (アイシン・エィ・ダブリュ(株))Characteristics of Compact Transformer of Contactless Power Transfer System for Electric Vehicle
in a Large Air Gap
Shingo Noguchi,

Yuichi Nagatsuka, Yasuyoshi Kaneko,

Tomio Yasuda, (Technova Inc.)

Shigeru Abe (Saitama University)

Akira Suzuki (AISIN AW CO.,LTD.)

A contactless power transfer system for electric vehicles needs to have a large air gap and good tolerance to misalignment.
Its transformer must be compact and lightweight. The double-sided winding 1.5kW transformer which satisfies theserequirements at 70mm air gap was developed. In this paper, its experimental results at 140mm air gap are described.
Although the efficiency decreases with air gap length, it allows 1.5 kW transmission at 140mm. The reason of the efficiency
decrease, the losses in primary and secondary windings and the resistance load value at maximum efficiency are discussed.
キーワード：電気自動車，非接触給電，効率 ，無負荷試験
Keywords：electric vehicle, contactless power transfer system, efficiency, no load test

1. はじめに電気自動車用非接触給電トランスは，ギャップ長および左右方向の位置ずれ許容量を大きく，寸法と重量を小さくする必要がある。小型軽量化と高効率化のためには，ギャップ長は必要最小限の値にする事が望ましい。停車時に給図 1 非接触給電システム電することと地上トランスの設置容易性（駐車場の床に地Fig.1.

上トランスを置くだけで設置可能）を考慮し，著者らは標Contactless power transfer system.

準ギャップ長を 70mm とした 1.5kW 給電用両側巻トランスの特性を昨年発表した(1)。
給電トランス一次側を路面に埋め込んだ形態での設置を想定すると、乗用車の最低地上高程度のギャップ長での給電特性が重要となる。標準ギャップ長 70mm で設計したトランスを用いて、ギャップ長 140mm の給電実験を行った結図 2 詳細等価回路

果について報告する。ギャップ長が大きくなるため，効率は 95.3%から 89.5%に低下するが定格出力を安定的に給電できることを確認した。
ギャップ長が大きくなると効率が下がる原因，効率が最大となる時の一次と二次の銅損の関係，二次側に整流器を接続した時の抵抗負荷の値の換算方法等について述べる。

Detailed equivalent circuit.にはフルブリッジインバータを用いる。
〈2･2〉等価回路

直列及び並列共振コンデンサ CS, Cpと整流器，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

2. 自動車用非接触給電システム〈2･1〉非接触給電システム

Fig.2.

ンサ方式(2)の非接触給電システムの構成を図 1 に示す。電源側に換算し'（ダッシュ）をつけて表す。実際の給電トラン

一次直列二次並列コンデスでは，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，電源周波数においてトランスのリア[II - 259]

平成 22年電気学会産業応用部門大会

2-6

表1

クタンス x0', x1', x2 に比べ十分小さい。従って r0'と r1', r2 を両側巻角形トランスの仕様
Table 1.

省略した回路で解析を進める。また、整流器と平滑コンデ

Specification.

ンサを省略し、Cp に並列に抵抗負荷 RL だけを接続した回路

FDK 6H40 Bs=0.53T,μi=2400(at 0.1MHz)

Coreで考える。
〈2･3〉直列および並列コンデンサ

まず二次側並列コ

Litz wire
Primary
WeightSecondaryPrimary
Coilturns
Secondary
Aluminum plate

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 x'0 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）に共振するように(1)式の値に決める。

1
 xp  x0  x 2
0CP...............................................(1)0.25mmφ×24×16
4.4kg
4.6kg
1p×18T
2p×9T
600×400×1.0mm

次に一次側直列コンデンサの値を(2)式の値に決める。

x x1
 xs  0 2  x1
x0  x2
 0 CS
〈2･4〉理想変圧器特性(3)....................................(2)ここで，V'IN と V2，I'IN と ILの関係を求めると，

VIN  b V2 ,  IL b , b 
I INx0
x0  x2

Al plate…......(3)z〈2･5〉給電効率(3) (4)EV (Length:250)

gap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。

y : Traveling direction of EV

図 2 で整流器が無い場合，トランスの最大効率 ηmax とそのときの抵抗負荷 RLmax は(4)式とな

5.0Al plateる。

 max 12r1 2xPx : Width direction of

1 r1
1b 2 r2RLmax  x P

150451 r1 1 ……(4)b 2 r2

図345unit: mm

両側巻角形トランスの外形と寸法

Fig.3. Transformer's outline and it's dimension.

一次銅損は(5)式で表される。
r22r1 I IN  12 I ' IN ………………………………………(5)aトランスが最大効率になる時は2

R I 2  bI ' IN 1   L  …………………………………(6)x  p であるので，(6)，(4)式より，二次銅損は(7)式で表される。
r222………………………(7)r2 I 2  2r2 b 2 a 2 I IN  12 I ' IN
a2 2(a)Normal gap length:70mm
図4(b)Normal gap length:140mm

トランス定数のギャップ長特性

Fig.4. Parameters for different gap length.

2(7)式右辺第一項 (2r2b a IIN ) は，一般に一次銅損と二次銅損の和に比べ十分小さいので（通常 10%以下），最大効率になる時に一次と二次の銅損がほぼ等しくなることが分かる。

3. 小型非接触給電トランスの長ギャップ特性〈3･1〉小型非接触給電トランス

小型化に有利な両側巻方式を採用し，平板型のコア（240×250×5mm）を使用(a)Normal gap length:70mm

した。トランス背面の漏れ磁束対策として，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。
トランスの仕様を表 1 に，写真と寸法を図 3 に示す。

[II - 260]

図5(b)Normal gap length:140mm

ギャップ長変化時の給電特性変化

Fig.5.Characteristics for different gap length.

平成 22年電気学会産業応用部門大会

2-6

自動車用非接触給電では駐車位置の変動（トランスの位置ずれ）や，乗員・積荷による車高（トランスのギャップ長）の変動が避けられない。ギャップ長 70mm で位置ずれがない状態とギャップ長 140mm で位置ずれがない状態を標準状態とし，±20mm の範囲で特性を測定した。
共振コンデンサ CS と CP の値は標準ギャップ長 70mm の時と 140mm の時にそれぞれ(1)，(2)式を用いて決定した。
インバータの周波数は f0＝20kHz 一定とし，二次側には全波整流器と抵抗負荷を接続した。
〈3･2〉標準ギャップ長 70mm での特性(b)Gap length:140mm(a)Gap length:70mm
図 6 抵抗負荷変動の効率変化

ギャップ長変動が生じたときのトランス定数を図 4 (a) に示す。ギャップ

Fig.6. Efficiency when resistance-load is changed.

長が大きくなると主磁束が通る磁路の磁気抵抗が大きくなり，相互インダクタンス l0 と結合係数 k が低下する。二次巻線の自己インダクタンス L2 はほぼ一定であるため，CP の値を一定としても(1)式の共振条件からずれない。
給電実験結果を図 5 (a) に示す。抵抗負荷 RL は標準状態で最も給電効率ηが高くなる値（19.8Ω）に設定し，実験を行った。ギャップ長が大きくなると結合係数 k が減少し理想変圧器の巻数比 b が低下し，(3)式より入力電圧 VIN が減少する。ギャップ長変動特性では出力電力 POUT＝1.5kW となる(a)Gap length:70mm(b)Gap length:140mm2
図7V2 /P2 と効率ηの関係(P2=POUT)

ように交流電源電圧 VAC の値を調節した。ギャップ長が変動しても入力電圧 VIN と二次電圧 V2 は(3)式を概ね満たした。

Fig.7. Efficiency when V22/P2 is changed.

トランス部の給電効率 η はギャップ長が 70mm で 95.3%、

表 2 最大効率の時の IIN，I290mm でも 93.8%であった。
〈3･3〉標準ギャップ長 140mm での特性

Table.2. IIN and I2 in case of maximum efficiency.

図 4 (b) に示

ギャップ長[mm]すように，ギャップ長が 140mm になると結合係数 k と理想変圧器の巻数比 b が図 4(a)に比べて低下し，一次二次の電圧70比（V2/VIN）が大きくなる。
ギャップ長 70mm の時と同様に，抵抗負荷 RL は標準状態

140で最も給電効率ηが高くなる値（40.3Ω）に設定し，出力電整流器

IIN[A]

I2[A]あり18.239.3なし

16.538.6あり

30.255.4なし

27.657.7

力 POUT＝1.5kW となるように交流電源電圧 VAC の値を調節した。図 5 (b) の給電結果より，給電効率 η はギャップ長140mm で 89.5%，160mm で 86.5%であった。効率は低下するが，ギャップ長 140±20mm でも 1.5kW 給電に支障はなかった。
〈3･4〉給電トランスの抵抗負荷変動特性

ギャップ長70mm，140mm の標準状態で抵抗負荷 RL を変化させたときの給電実験結果を図 6，7 に示す。出力電力 POUT＝1.5kW となるように交流電源電圧 VAC の値を調節した。二次側整流器の影響を調べるため，整流器を接続した場合と接続しない場合について実験を行った。図 6 より，ギャップ長 70mm，Fig.8. IIN and I2 when resistance-load is changed.

140mm ともに整流器を接続しない場合は，効率が最大となる抵抗負荷の値は実験値と理論値でほぼ同じになったが，整流器を接続した場合は最大値は右にずれ，実験値と理論値が合わなくなることが分かる。

(b)Without rectifier
抵抗負荷変動の IIN，I2 の変化(ギャップ長 70mm)(a)With rectifier
図8

理由は，(4)式の効率は整流器を接続しない回路で計算しているためである。整流器を接続した図 2 の場合，抵抗負荷
RL の値は(RL= VOUT2/ POUT)ではなく，整流器入力(V2， IL)部分に置いた値（RL*= V22/ P2）に換算する必要がある。換算

4. 考察〈4･1〉 最大効率となる抵抗負荷の値を行えば図 7 のように実験値と理論値はよく一致すること〈3･4〉で述べた最大効率となる抵抗負荷の値が，整流器の有無でずれるが分かる。表 2 のように，最大効率となる時の入力電流 IINと二次電流 I2 は，整流器の有無によらずほぼ同じ値となる。

[II - 261]

平成 22年電気学会産業応用部門大会

2-6〈4･2〉 抵抗負荷の値による損失の変化

ギャップ長70mm において図 6 のように出力電力 POUT（≒二次電力 P2）一定で抵抗負荷の値を変動させた場合，トランス各部の電流と損失がどのように変化するのかを調べた。結果を図 8と図 9 に示す。
図 9 のその他損失とは、総損失（=P1-P2）から一次銅損と二次銅損を除いた値で、これは主に鉄損と考えられる。
図 9 において一次銅損と二次銅損がほぼ等しい時に最大効率となっており，〈2･5〉の理論と一致することが分かる。と VOUT, V2 が大きくなり，CP の電流 ICp および I2 も増大し二

図9Fig.9. Power loss as a function of resistance-load is changed.

次銅損が増加する。V2 が大きくなると VIN も大きくなり，P1

表3もほぼ一定のため IIN と一次銅損が小さくなる。
〈4･3〉 長ギャップ時の効率低下について(b)Without rectifier
抵抗負荷変動の損失変化(ギャップ長 70mm)(a)With rectifier

出力電力 POUT 一定のため，抵抗負荷の値 RL が大きくなる

給電実験結果Table.3. Experimental results.
gap[mm]701400.3760.158
結合係数 kb0.3690.154
19.840.3
抵抗負荷 RL[Ω]10769.2
入力電圧 VIN[V]128179二次電圧 V2[V]95.389.5
トランス効率[%]
1.32.6
トランス理論効率と実験効率の差[%]

ギャップ長70mm とギャップ長 140mm の給電実験結果を比較したのが
表 3 である。ギャップ長 70mm から 140mm にすることによって結合係数 k と b は半分以下に低下する。表 3 を見れば銅損が 2 倍以上に増え，効率が 5.8%も下がることが分かる。
提案した非接触給電トランスが商用周波数のトランスと大きく異なるのは，結合係数 k が小さいことと，二次側に並列共振コンデンサ CP が存在することである。CP の影響を調

77.424.930.621.918479.365.039.4

表 3 と表 4 を比べれば，総損失(P1－P2)[W]
一次銅損[W]
二次銅損[W]
その他損失(総損失－銅損)[W]
一次コア磁束密度[T]0.110.18(1)無負荷時でも CP の共振電流により 1.5kW 給電時の約二次コア磁束密度[T]0.130.18べるために，図 1 から整流回路と抵抗負荷 RL を取り除き，二次側は CP だけの回路で無負荷試験を行った。無負荷試験
では入力電圧 VIN を 1.5kW 給電時と同じ電圧とした。結果を表 4 に示す。

70%の損失が生じており，その大部分が銅損である。

表4(2)主に鉄損とみられるその他の損失は表 3 と表 4 で大き無負荷試験結果

Table.4. No load test results.
gap[mm]7056.6
総損失(P1－P2)[W]
0.239
一次銅損[W]
35.0
二次銅損[W]
21.4
その他損失[W]な差はない。
(3)無負荷時でも，ギャップ長が 70mm から 140mm になると銅損が 2 倍以上に増加している。
従ってギャップ長の増大による効率の低下は，無負荷時にギャップ長と共に銅損が増大することに起因している。

1401323.2189.539.3

今回の実験で注意すべき点は，最大効率で給電するため，は一次と二次の銅損がほぼ等しくなること，二次側に整流ギャップ長 140mm では抵抗負荷 RL の値がギャップ長 70mm器を接続した場合は抵抗負荷の値の換算が必要であるこの時に比べて約 2 倍となっており，二次電圧 V2 も大きくなと，などについて考察した。今後は、長ギャップ時の効率っていることである。このため，ICp，I2 が増大し銅損が増え改善について検討を行う。

たと考えられる。
このため、ギャップ長が大きくなると ICp を減らすようト文

ランス定数や電源周波数を再設計する必要がある。例えば(1)

電源周波数を上げて ICp を下げることは重要である。

(2)

5. まとめ標準ギャップ長 70mm，1.5kW 両側巻トランスを用い、ギ(3)ャップ長 140mm で共振コンデンサ Cs，Cp を再調整して，長ギャップでの給電試験を行った。効率は 95.3%から 89.5%に低下するが 1.5kW 給電に支障はなかった。ギャップ長が大きくなると効率が低下する原因，効率が最大となるとき[II - 262](4)

献

江原夏樹・長塚裕一・金子裕良・阿部茂・保田富夫・井田和彦：「電気自動車小型角型非接触給電トランス」，電気学会産業応用部門大会
講演論文集, 2-25, (2009)
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)
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)
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)