〈一般研究課題〉 南海トラフ地震の想定震源域を監視する
自律型無人潜水機への非接触充電器の試作
助 成 研 究 者

愛知工業大学元谷卓

南海トラフ地震の想定震源域を監視する
自律型無人潜水機への非接触充電器の試作
元谷 卓（愛知工業大学）

Prototype Wireless Charging System for an Autonomous Underwater
Vehicle Monitoring the Assumed Epicenter of Nankai Trough Earthquake
Suguru Mototani(Aichi Institute of Technology)

Abstract：
In this study, the aim of the project is to construct an undersea wireless charging system forlong term continuous operation for Autonomous Underwater Vehicle (AUV) monitoring the assumed
epicenter area of the Nankai Trough earthquake. A simulation model based on the actual
measurement environment was created, and the power transmission efficiency was compared when
the receiving coil tilted from 0 to 60 degrees in the vertical direction of the transmission coilsurface. The power transmission efficiency in the sea was 13.5% when the transmitting coil and thereceiving coil faced each other. The transmission efficiency when tilted 60 degrees was 14.3%. The
simulation results indicated that wireless power supply is possible even when the receiving coil isgreatly tilted due to the influence of the tidal current in the sea.
1．はじめに近年，日本近海の排他的経済水域（EEZ）の海底には，ハイテク製品に欠かせないレアメタルやレアアースを多く含む熱水鉱床，マンガン団塊，コバルトリッチクラストなどの海底資源が注目されている。しかし，これらの海底資源は水深800 m以深の海底に存在している[1, 2]。このため，海底 資 源 の 開 発 に は 海 底 探 査 機 が 用 い ら れ て お り， そ の 発 展 と し て 自 律 型 無 人 潜 水 機(AUV :Autonomous Underwater Vehicle）が開発されている。内蔵バッテリで動作しているAUVは，潜航－ 159 －調査のたび人手によるバッテリ交換，あるいは充電を行う必要がある。この充電作業は，荒れた海
Autonomous Underwater Vehicle）が開発されている。内蔵バッテリで動作している AUV は，潜航表面を数名のダイバーがAUVへクレーンブロック取り付ける作業を行っており，非常に危険な作調査のたび人手によるバッテリ交換，あるいは充電を行う必要がある。この充電作業は，荒れた海表面を数名のダイバーが AUV へクレーンブロック取り付ける作業を行っており，非常に危険な作業業である。AUVを吊り上げずに充電することができれば，作業リスクの大幅な軽減につながるとである。AUV を吊り上げずに充電することができれば，作業リスクの大幅な軽減につながると考え考えられる[3]。そこで，海底に充電ステーションを設置し，AUVが充電ステーションの近くにいられる[3]。そこで，海底に充電ステーションを設置し，AUV が充電ステーションの近くにいる時る時に非接触充電を行うことで作業環境の改善や，長期間の稼働ができ，広い範囲の探査が可能にに非接触充電を行うことで作業環境の改善や，長期間の稼働ができ，広い範囲の探査が可能になるなると考えられる。これまでに，コイルを垂直に並べることで10m級の長距離伝送を行うことや，と考えられる。これまでに，コイルを垂直に並べることで 10 m 級の長距離伝送を行うことや，ススパイラルコイルを重ね合わせることで送電/受電コイル間の位置ずれによる影響を低減する研究
パイラルコイルを重ね合わせることで送電/受電コイル間の位置ずれによる影響を低減する研究がが行われている[4,5]。
行われている[4,5]。
海中非接触充電は，コイルに防水対策を施す必要がある。先の研究で，送電/受電コイルが純海中非接触充電は，コイルに防水対策を施す必要がある。先の研究で，送電/受電コイルが純水・水・海水に濡れた場合，防水対策を施した場合における送電/受電コイル間の電力伝送特性を明ら
海水に濡れた場合，防水対策を施した場合における送電/受電コイル間の電力伝送特性を明らかにかにしてきた[6,7]。これまでに，ガラス球と立体スパイラルコイルを用いた海中非接触充電の電してきた[6,7]。これまでに，ガラス球と立体スパイラルコイルを用いた海中非接触充電の電力伝力伝送特性について電磁界シミュレーションを行った。従来型であるヘリカルコイルを使用した海送特性について電磁界シミュレーションを行った。従来型であるヘリカルコイルを使用した海中非中非接触充電との比較を行い，海中非接触充電における立体スパイラルコイルの優位性を示した接触充電との比較を行い，海中非接触充電における立体スパイラルコイルの優位性を示した[8]。
[8]。海中では潮流などの影響により送電/受電コイルを正対の状態で維持することが難しく，送電海中では潮流などの影響により送電/受電コイルを正対の状態で維持することが難しく，送電/受電/受電コイル間に角度ずれが生じると考えられる。そこで，本稿では立体スパイラルコイルを用いコイル間に角度ずれが生じると考えられる。そこで，本稿では立体スパイラルコイルを用いた海中
た海中非接触充電における送電/受電コイルの角度ずれによる電力伝送効率への影響を実機実験お非接触充電における送電/受電コイルの角度ずれによる電力伝送効率への影響を実機実験および電よび電磁界シミュレーションにより明らかにする。
磁界シミュレーションにより明らかにする。
2．実験およびシミュレーション条件
2. 実験およびシミュレーション条件
2-1．耐圧ガラス球

2-1. 耐圧ガラス球
深海6500 mまで潜る海底探査機は，約680 kgf/cm2 の水圧が海底探査機全体にかかる。そのため
深海 6500 m まで潜る海底探査機は，約 680 kgf/cm2 の水圧が海底探査機全体にかかる。そのた電子機器などを保護するため水圧対策が必要となる。例として，江戸っ子一号という海底探査機はめ電子機器などを保護するため水圧対策が必要となる。例として，江戸っ子一号という海底探査機
水圧が一点に集中しないように，図１に示すような球状の耐圧ガラスが用いられている[9]。また，は水圧が一点に集中しないように，図１に示すような球状の耐圧ガラスが用いられている[9]。ま金属と違いガラスケース内部の磁界は遮蔽されないため，磁界を用いた非接触充電との相性も良
た，金属と違いガラスケース内部の磁界は遮蔽されないため，磁界を用いた非接触充電との相性もい。そこで，ガラス球に沿った形状のコイルを用いることで，従来型であるヘリカルコイルよりも良い。そこで，ガラス球に沿った形状のコイルを用いることで，従来型であるヘリカルコイルよりガラス球内部を有効に使用でき，送電コイルとの距離も短くできる。
もガラス球内部を有効に使用でき，送電コイルとの距離も短くできる。

図 1 真空ポンプと耐圧ガラス球
図 1 真空ポンプと耐圧ガラス球

図
図2 2 作製した非接触充電基板
作製した非接触充電基板

2－ 160 －2-2．耐圧ガラス球を用いたシミュレーションモデルシミュレーションモデルは，実際の海中を想定して耐圧ガラスによって防水対策を施した送電/2-2.
耐圧ガラス球を用いたシミュレーションモデル
受電コイルをコイル間隔100mmに固定したものを作成した。また，受電コイルにはヘリカルコイ
シミュレーションモデルは，実際の海中を想定して耐圧ガラスによって防水対策を施した送電/
ルと立体スパイラルコイルの2種類を作成した。これらの電磁界シミュレーションを行い，それぞ受電コイルをコイル間隔 100 mm に固定したものを作成した。また，受電コイルにはヘリカルコイ
れのSパラメータを取得した。Sパラメータとは，入力電力と反射電力との関係を表すものである。
ルと立体スパイラルコイルの 2 種類を作成した。これらの電磁界シミュレーションを行い，それぞ送電/受電コイルを2端子対回路としてみた場合，入力側から入る波をa1，出る波をb 1，出力側かられの S パラメータを取得した。S パラメータとは，入力電力と反射電力との関係を表すものである。
入る波をa2，出る波をb2 とするとき，式(1)の関係が成り立つ。また，伝達を表すS
21 は式(2)で表さ送電/受電コイルを2 端子対回路としてみた場合，入力側から入る波をa1，出る波をb1，出力側かれる。このSを二乗すると電力になり，伝送効率η
21 は式(3)で求めることができるため，各特性をら入る波を a212，出る波をb2 とするとき，式(1)の関係が成り立つ。また，伝達を表す
S21 は式(2)で計算し評価，検討をする。非接触充電において反射による電力損失は，ないため伝送効率の計算で表される。この S21 を二乗すると電力になり，伝送効率η21 は式(3)で求めることができるため，各はS11 は考慮しない。
特性を計算し評価，検討をする。非接触給電において反射による電力損失は，ないため伝送効率の計算では S11 は考慮しない。
𝑆𝑆𝑏𝑏� � � = � ��𝑆𝑆��𝑏𝑏��𝑆𝑆�� = �𝑆𝑆�� 𝑎𝑎��� �𝑆𝑆�� 𝑎𝑎���𝜂𝜂�� = 𝑆𝑆�� � × 100(%)(a) Model 1(b) Model 2(1)(2)(3)(c) Model 3

3 異なるコイル形状のシミュレーションモデル
図3 図異なるコイル形状のシミュレーションモデル

(a) ヘリカルコイル (コイル A)(b)立体スパイラルコイル (コイル B)

コイルデザイン
図図44 コイルデザイン－ 1613 －コイルパラメータ①
表 表11 コイルパラメータ①

Coil A

Coil B

Wire thickness: φ

1.0 mm

1.0 mmp
Coil pitch: P

1.0 mm

1.0 mm

Turns

4550

Coil height: h90 mm

100 mmTop diameter: d1280 mm

280 mm

Bottom diameter: d2280 mm

202 mmInductance: L

712 μH709 μHCapacitance: C

4.92 nF

4.94 nF

図3(a)は受電側にヘリカルコイル(以後コイルA)を立方体ガラスケースに設置したモデルを，図図 3(a)は受電側にヘリカルコイル(以後コイル A)を立方体ガラスケースに設置したモデルを，図3(b)は受電側に立体スパイラルコイル(以後コイルB)をガラス球に設置したモデルを，図3(c)は受電
3(b)は受電側に立体スパイラルコイル(以後コイル B)をガラス球に設置したモデルを，図 2(c)は受側にコイルAをガラス球に設置したモデルをそれぞれ示している。送電側にはコイルAを用いた。
電側にコイル A をガラス球に設置したモデルをそれぞれ示している。
送電側にはコイル A を用いた。
耐圧ガラスモデルには，江戸っ子一号に使用されている岡本硝子製のガラス球を想定した上で，耐圧ガラスモデルには，江戸っ子一号に使用されている岡本硝子製のガラス球を想定した上で，コイル A 及びコイル B をそれぞれ作成した。コイル A は線径φ1.0: 1.0mmの銅線を線間距離mm の銅線を線間距離p :P:1.01.0mmmm
コイルA及びコイルBをそれぞれ作成した。コイルAは線径φ:の間隔で作成した。コイル A は外径 d1 :1:280280mm，インダクタンスL:mm，インダクタンス L:712μHである。このコイルに712 μH である。このコイルの間隔で作成した。コイルAは外径dに静電容量 4.92
C: 4.92nF のコンデンサを直列に接続したものを受電側の共振器に使用したモデルを
静電容量C:nFのコンデンサを直列に接続したものを受電側の共振器に使用したモデルを作成作成した。また，コイル B はコイル A と同様の銅線を用いて線間距離1.0 mm の間隔で作成した。
p : 1.0P:mmの間隔で作成した。コイ
した。また，コイルBはコイルAと同様の銅線を用いて線間距離
コイル B は，直径mm，厚さ15330 mm，厚さ15 mm のガラス球内を沿うように作成し，外径
1: 280 mm，内径ルBは，直径330mmのガラス球内を沿うように作成し，外径d1 : 280 dmm，内径d2 : 202d2: 202 mm，インダクタンス
L: 709 μH である。このコイルに静電容量
C: 4.94 nF のコンデンサ
mm，インダクタンスL:709μHである。このコイルに静電容量C: 4.94 nFのコンデンサを直列に接を直列に接続したものを受電側の共振器に使用した海中非接触充電モデルを作成する。共振周波数続したものを受電側の共振器に使用した海中非接触充電モデルを作成する。共振周波数を85kHzを 85 kHz としてコイルのインダクタンスの値から静電容量を決定した。コイル A とコイル B のイとしてコイルのインダクタンスの値から静電容量を決定した。コイルAとコイルBのインダクタンンダクタンス値を一致させるようにコイルを作成した。両コイルは形状が異なるため，巻き数は一ス値を一致させるようにコイルを作成した。両コイルは形状が異なるため，巻き数は一致しない。
致しない。それぞれのパラメータをまとめたものを図 4 および表 1 に示す。
それぞれのパラメータをまとめたものを図4および表1に示す。
電磁界シミュレーションは，
MurataSoftware 製 Femtet を用いて有限要素法により解析を行った。
電磁界シミュレーションは，MurataSoftware製Femtetを用いて有限要素法により解析を行った。
メッシュはアダプティブメッシュ法により自動的に作成された。入力電力は 10 WWとした。また，とした。また，メッシュはアダプティブメッシュ法により自動的に作成された。入力電力は10送電/受電コイル間の距離は図 2(a), (b)においては 100 mm, 図 2(c)においては 155 mm となって送電/受電コイル間の距離は図3(a), (b)においては100 mm, 図3(c)においては155 mmとなっている。
いる。解析空間は回り込む磁束を考慮しコイルの直径 280 mm の 5 倍である 1400 mm を基準として，解析空間は回り込む磁束を考慮しコイルの直径280 mmの5倍である1400 mmを基準として，1400
1400 mm × 1400 mm × 1500 mm とした。
mm × 1400 mm × 1500 mmとした。
2-3. 簡易実機モデルによる実験条件
2-3．簡易実機モデルによる実験条件
図 5 に実験風景を示す。本実験では，角度ずれが伝送効率へ及ぼす影響について明らかにする。
図5に実験風景を示す。本実験では，角度ずれが伝送効率へ及ぼす影響について明らかにする。
図 6 に実験構成を示す。図 6 における点 a-b 間の距離は 100 mm で一定とした。図 6 に示すように
図5に実験構成を示す。図6における点a-b間の距離は100 mmで一定とした。図6に示すように送電送電コイルに対して受電コイルの角度ずれθを 0 度から 60 度まで 10 度ずつ変化させたときの伝送コイルに対して受電コイルの角度ずれθを0度から60度まで10度ずつ変化させたときの伝送効率の効率の変動について調査する。点 a-b 間の距離を一定にするために Fig, 2 における受電側のケー変動について調査する。点a-b間の距離を一定にするために図5における受電側のケースに100 mm
スに 100 mm の軸を取り付けた。また，実験の際は図 5 における点 a の位置を動かさないように受の軸を取り付けた。また，実験の際は図5における点aの位置を動かさないように受電側のケース及び軸を傾けて角度ずれθを変化させた。実際の海中を想定して防水対策を施した送電/受電コイ

4－ 162 －図5

図5

簡易実機モデルの実験構成

簡易実機モデルの実験構成

図6

図6 コイルの角度ずれ

コイルの角度ずれ

表2 表
コイ
ルパラメータ②2.
コイルパラメータ②

Coil C

Coil D

Wire thickness: φ0.8 mm

0.8 mmTurns

40.87549.5

Coil height: h36.1 mm

45.2 mm

Top diameter: d1158 mm

148 mm

Bottom diameter: d2158 mm

115 mmInductance: L390 μH

143390 μH

1.45 Ω

1.36 Ω

Quality factor: Q
Parasitic resistance: rCapacitance: C9.00 nF

1529.00 nF

電側のケース及び軸を傾けて角度ずれθを変化させた。実際の海中を想定して防水対策を施した送ル及び実験システムを作製した。実験では，立体スパイラルコイルを用いた海中非接触充電におけ電/受電コイル及び実験システムを作製した。実験では，立体スパイラルコイルを用いた海中非接る送電/受電コイルの角度ずれによる伝送効率への影響を簡易実機実験および電磁界シミュレー
触充電における送電/受電コイルの角度ずれによる伝送効率への影響を簡易実機実験および電磁界ションにより明らかにする。送電側の回路は直列LC回路であり，受電側の回路は直列RLC回路でシミュレーションにより明らかにする。送電側の回路は直列 LC 回路であり，受電側の回路は直列ある。SS方式の非接触充電により実験を行った。また，負荷として受電側の回路にRL : 10 Ωの抵RLC 回路である。SS 方式の非接触給電により実験を行った。また，負荷として受電側の回路に RL :抗を用いた。送電コイルはヘリカルコイル(コイルC) ，受電コイルには立体スパイラルコイル(コイ10 Ωの抵抗を用いた。送電コイルはヘリカルコイル(コイル A) ，受電コイルには立体スパイラルルD)を作製した。コイルCとコイルDのインダクタンス値を一致させるようにコイルを設計した。
コイル(コイル B)を作製した。コイル A とコイル B のインダクタンス値を一致させるようにコイル
ただし，両コイルは形状が異なるため，巻き数は一致しない。それぞれのパラメータは，HIOKI製を設計した。ただし，両コイルは形状が異なるため，巻き数は一致しない。それぞれのパラメータ
LCRメータIM3536を用いて測定した。結果をまとめたものを表2に示す。静電容量は共振周波数
は，HIOKI 製 LCR メータ IM3536 を用いて測定した。結果をまとめたものを表 2 に示す。静電容量を85 kHzとしてコイルのインダクタンスの値から決定した。本実験では，耐圧ガラス球の代用とは共振周波数を 85 kHz としてコイルのインダクタンスの値から決定した。本実験では，耐圧ガラして耐圧ガラスと同じく磁界を遮蔽しない素材であるポリスチレン樹脂製プラスチックケースを用ス球の代用として耐圧ガラスと同じく磁界を遮蔽しない素材であるポリスチレン樹脂製プラスチいた。実験環境は海水を想定した疑似海水で水槽を満たし，その中に防水ケースにて防水した受電ックケースを用いた。実験環境は海水を想定した疑似海水で水槽を満たし，その中に防水ケースに側の非接触給電システムを沈め実験を行った。作製した海水の塩分濃度及び導電率を塩分計(アズて防水した受電側の非接触給電システムを沈め実験を行った。作製した海水の塩分濃度及び導電率
ワン製TS-391), 電気伝導率計(HORIBA製ES-71)を用いて測定を行った。作製した海水の塩分濃度は3.5%，導電率は5.27 S/mであった。

5－ 163 －を塩分計(アズワン製 TS-391), 電気伝導率計(HORIBA 製 ES-71)を用いて測定を行った。作製した海水の塩分濃度は 3.5%，導電率は 5.27 S/m であった。
表2に示す簡易実機モデルのコイルパラメータを電磁界シミュレーションに反映させ，送電コイ
表 2 に示す簡易実機モデルのコイルパラメータを電磁界シミュレーションに反映させ，送電コイ
ルと受電コイル間の結合係数と電力伝送効率を求める。パワーアナライザ（IWATSU製PPA1530）
ルと受電コイル間の結合係数と電力伝送効率を求める。パワーアナライザ（IWATSU 製 PPA1530）をを用いて送電/受電側の電力を測定する。測定値より伝送効率を導出する。HIOKI製LCRメータ用いて送電/受電側の電力を測定する。測定値より伝送効率を導出する。HIOKI 製 LCR メータ IM3536
IM3536を用いて結合係数を測定する。
を用いて結合係数を測定する。
3．実験およびシミュレーション結果
3. 実験およびシミュレーション結果
3-1．耐圧ガラス球を用いたシミュレーション結果
3-1. 耐圧ガラス球を用いたシミュレーション結果
図7にシミュレーションによって求められたSパラメータと式(3)より導出した伝送効率のグラフ
図 7 にシミュレーションによって求められた S パラメータと式(3)より導出した伝送効率のグラを示す。破線が立体ガラスケースにコイルAを設置したモデル，実線がガラス球にコイルBを設置フを示す。破線が立体ガラスケースにコイル A を設置したモデル，実線がガラス球にコイル B を設したモデル，二重線がガラス球にコイルAを設置したモデル，点線が共振周波数である85 kHzの位置したモデル，二重線がガラス球にコイル A を設置したモデル，点線が共振周波数である 85 kHz置をそれぞれ示している。グラフより全てのグラフが周波数85 kHzの時に最大効率になっているの位置をそれぞれ示している。グラフより全てのグラフが周波数 85 kHz の時に最大効率になってことが確認できる。また，前項で述べたように周波数85 kHzから周波数が変化すると効率は急激いることが確認できる。また，前項で述べたように周波数 85 kHz から周波数が変化すると効率はに低下している。最大効率はそれぞれガラスケースにコイルAを設置したモデル1の場合88.4%，急激に低下している。
最大効率はそれぞれガラスケースにコイル A を設置したモデル 1 の場合 88.4%，
ガラス球にコイルBを設置したモデル2の場合83.3%，ガラス球にコイルAを設置したモデル3の場
ガラス球にコイル B を設置したモデル 2 の場合 83.3%，ガラス球にコイル A を設置したモデル 3 の合59.1%である。
場合 59.1%である。

図7

図7

各コイルモデルの電力伝送効率のシミュレーション結果

各コイルモデルの電力伝送効率のシミュレーション結果

3-2．簡易実機モデルの実験およびシミュレーション結果

3-2.
簡易実機モデルの実験およびシミュレーション結果
コイルの角度ずれθによる結合係数の実験結果を図8(a)に示す。シミュレーションにより導出しコイルの角度ずれθによる結合係数の実験結果を図 8(a)に示す。シミュレーションにより導出た結合係数の結果を図8(b)に示す。図9(a)に実験値より導出した電力伝送効率のグラフを示す。図した結合係数の結果を図 8(b)に示す。
図 9(a)に実験値より導出した電力伝送効率のグラフを示す。
9(b)にシミュレーション結果を式(3) より導出した電力伝送効率を示す。実験とシミュレーション
図 9(b)にシミュレーション結果を式 (3) より導出した電力伝送効率を示す。実験とシミュレーシより導出した結合係数より，結合係数は角度が大きくなるにつれて大きくなる傾向があることが明らかになった。実験とシミュレーションより導出した電力伝送効率より，角度ずれが起きてもほぼ一定であることが明らかになった。

6－ 164 －(a) 実験結果(b) シミュレーション結果
送電/受電コイル間の結合係数
図 8図8送電/受電コイル間の結合係数(a)実験結果(b) シミュレーション結果
電力伝送効率
図図99 電力伝送効率ョンより導出した結合係数より，結合係数は角度が大きくなるにつれて大きくなる傾向があること
3-3．簡易実機モデルの磁束密度結果が明らかになった。実験とシミュレーションより導出した電力伝送効率より，角度ずれが起きても図10にシミュレーションより得られた角度ずれθが0度と60度の磁束密度の要素ベクトルを示ほぼ一定であることが明らかになった。
す。図10より角度ずれが10度と60度の間において，受電コイル付近における磁束密度に大きな違
3-3. 簡易実機モデルの磁束密度結果
いは見られない。したがって，本実験において角度ずれθの変化によって受電コイル付近におけ図 10 にシミュレーションより得られた角度ずれθが 0 度と 60 度の磁束密度の要素ベクトルを示る鎖交磁束の変化が小さいことが分かった。本実験では角度ずれθの変化に伴い受電コイルと送す。図 10 より角度ずれが 10 度と 60 度の間において，受電コイル付近における磁束密度に大きな電コイルの中心位置にずれが生じる。一般的にコイル間の中心位置のずれが発生すると鎖交磁束違いは見られない。したがって，本実験において角度ずれθの変化によって受電コイル付近におけが減少し伝送効率が低下する。しかし，図10の結果より本実験では角度ずれの発生に伴い生じるる鎖交磁束の変化が小さいことが分かった。本実験では角度ずれθの変化に伴い受電コイルと送電コイル間の中心位置のずれによる鎖交磁束の大きな違いは確認できなかった。
コイルの中心位置にずれが生じる。一般的にコイル間の中心位置のずれが発生すると鎖交磁束が減
図11に角度ずれθが0度と60度の時の送受電コイル付近における磁束密度のコンター図を示す。
少し伝送効率が低下する。しかし，図 10 の結果より本実験では角度ずれの発生に伴い生じるコイ
図11より，角度ずれθが0度と60度の時の送受電コイルの周囲の磁束密度には大きな違いは見られル間の中心位置のずれによる鎖交磁束の大きな違いは確認できなかった。

ない。そこで，磁束密度のグラフを作成し詳細な比較を行う。
図 11 に角度ずれθが 0 度と 60 度の時の送受電コイル付近における磁束密度のコンター図を示す。
図12に図11中の破線に沿って受電コイル下部周囲の磁束密度の数値をグラフにしたものを示す。
図より，角度ずれ
θが 0 度と 60 度の時の送受電コイルの周囲の磁束密度には大きな違いは見られグラフの中心が受電コイルの中心であり，グラフ中に受電コイルの下部の直径(115 mm) を示す。
ない。そこで，磁束密度のグラフを作成し詳細な比較を行う。
図12においてコイル付近の磁束密度が大きく，それ以外の部分の磁束密度は弱いことが確認できる。それぞれグラフ中に磁束密度が特に大きかった点を示す。図12より，角度ずれθが0度の時よりも60度の時の磁束密度の方が大きくなった。図12(a)より角度ずれθが0度の磁束密度の最大値
は213 μWb/m2 , 図12(b)より角度ずれθが60度の時の磁束密度の最大値は219 μWb/m2 であった。
7－ 165 －よりも 60 度の時の磁束密度の方が大きくなった。図 12(a)より角度ずれθが 0 度の磁束密度の最大値は 213 μWb/m2, 図 12(b)より角度ずれθが 60 度の時の磁束密度の最大値は 219 μWb/m2 であった。

(a) 角度ずれ 0°(b) 角度ずれ 60°
図10 磁束密度ベクトル図
磁束密度ベクトル図
図 10(a) 角度ずれ 0°(b) 角度ずれ 60°
図11 磁束密度コンター図
磁束密度コンター図
図 11(a) 角度ずれ 0°(b) 角度ずれ 60°

図12受電コイル表面の磁束密度
受電コイル表面の磁束密度
図 124．まとめ8
本稿では立体スパイラルコイルを用いた海中非接触充電における角度ずれθによる伝送効率の影響について報告を行った。実験およびシミュレーション結果より，コイルの角度ずれθを変化させた場合の電力伝送効率の変動が小さく，安定した伝送が可能であることが明らかになった。したがって，実環境において立体スパイラルコイルを用いた海中非接触充電は，潮流の影響を受ける環境においても安定した電力伝送が可能である。

－ 166 －参考文献
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［6］ 権田，元谷，道木，鳥井，海中非接触給電における給電・受電コイルを格納した防水ケー
ス内の空気層の厚みの効果，電学論C, Vol. 138, No. 12, pp. 1478-1484, 2018.
［7］
 権田，佐光，元谷，道木，鳥井，磁界共振結合型海中非接触給電における防水ケース内の空気層の効果と電力伝送の評価，日本AEM学会誌, Vol. 26, No. 1, pp. 160-165, 2018.
［8］
 山本，元谷，道木，鳥井，立体スパイラルコイルを用いた非接触給電の伝送特性，日本
AEM学会誌，Vol.29, No. 2, pp. 315-320, 2021.
［9］ 江戸っ子一号，https://edokko1.jp/, (参照2022-5-29).

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