油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作

技術解説

油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作
Prototype of Electric Mechanical Actuator for
Replacing Hydraulic Equipment
佐 藤 浩 介 ・ 芝 原 大 智 ・ 袴 田 眞一郎
SATO Kosuke・SHIBAHARA Daichi・HAKAMADA Shinichiro

要
旨
ジャミングレスを特徴とする円筒型リニアモータ（以後，モータ）を用いて，油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータを試作，評価した．
試作では，質量推力密度（以後，推力密度）の向上をねらいに，界磁を外側，電機子を内側に配置するモータ構造によりエアギャップ面積を拡大し，界磁にハルバッハ配列，電機子に台形ティースを採用した．さらに，界磁と電機子の吸着力をおおむねゼロとするために摺動シールを介してスリーブ内に可動部である電機子を配置した．
性能評価から最大推力4,741N@240㎜/s，質量9.49㎏，推力密度499.6N/㎏を確認し，油圧機器との置き換えが視野に入ってきたと考える．

Abstract
A prototype of an electric mechanical actuatorwith a cylindrical linear motor was verified, andthe actuator is for replacing hydraulic equipment
and the motor is jam free.
In order to increase the force density of the actuator, an airgap area was expanded by layout of
the outer stator（magnet）and inner armature,and the Halbach arrangement on the stator andtrapezoid teeth on the armature were applied tothe motor. And in order to eliminate any innerforce between the stator and armature, a movable
armature was placed in a sleeve with wear rings.
A verification test showed that the maximum
force was 4,741N@240㎜/s, the mass was 9.49㎏
and the force density of the actuator was 499.6N/㎏. We expect that the electric mechanical actuator can replace hydraulic equipment.

１

表１

緒言

燃費と整備性の向上をねらいに航空機装備品の電動化が進められているが１），電動アクチュエータのボールスクリューを起因とするジャミングが問題となり，操縦系統などのクリティカルな部位には油圧アクチュエータが使用されている２）．そこで，筆者らはジャミングレスを特徴とする円筒型リニアモータに着目している．ただし，同モータの問題は油圧機器と比較して推力密度が低いことである（市販の電動．
アクチュエータ56～133N/㎏，油圧機器6,000N/㎏３））
これまでの試作（表 １ ）では，推力密度は １ 次試作が109N/㎏， ２ 次試作が292.8N/㎏４）で油圧機器とこれまでの試作

推力密度

改善点

市販品

56N/㎏

（ベンチマーク）

１ 次試作

109N/㎏

駆動電流の増加（5.6→11.2A）

２ 次試作

292.8N/㎏

多極化（8p24s→16p24s）
コアレス→コア付き構造部の軽量化（4.3→1.5㎏）

置き換え可能と想定する600N/㎏５）に到達していない．
本報では， ２ 次試作の問題から改善策を検討し，
推力密度600N/㎏を目標とする ３ 次試作の構造，計算モデルの導出，性能評価の結果を示す．

―8―

KYB技報２第62号

円筒型リニアモータとは2021―４３

３ 次試作の構造

モータの作動原理を図 １ に示す．モータは界磁であるシャフトと電機子であるケースから構成される．

3. 1 ２ 次試作の問題
２ 次試作の問題を整理する．図 １ と同様に可動部

シャフトはケース内側に軸方向に作動可能なように配置されており，基本的な構造は非常にシンプルである．

である界磁は，固定部である電機子の内側にエアギャップを挟んで摺動可能に配置されている．この構造の問題は以下の ２ 点である．
・推力密度の不足
・界磁と電機子の吸着力の発生
１ 章で示した通り，油圧機器との置き換えには推力密度が不足している．
界磁と電機子の吸着力は界磁が偏心なく配置されていれば半径方向でバランスするが，現実には界磁が自身のたわみにより僅かに偏心していると考えられる．図 ３ に示す偏心量と吸着力の計算結果より，
吸 着 力 は 界 磁 の 許 容 偏 心 量 を0.5 ㎜ と す る と 約

円筒型リニアモータの作動原理

磁束（磁束密度B）はシャフトの半径方向に，電流iはケース内の巻線に沿って発生する．磁束と電流が鎖交すると，フレミングの左手法則に従い推力
Fはシャフトの軸方向に発生する．電流iの位相制御により推力Fの向きが切り換えられる．
磁束密度B，巻線長さL，電流iとすると推力Fは⑴式で与えられる．
F＝BiL
⑴
巻線長さLを大きくすると質量も大きくなるため，推力密度が向上するとは限らない．電流iは １ ，２ 次試作ですでに限界の電流密度に設定されている．

吸着力[N]

図１

1,200Nである． ２ 次試作では暫定対策として界磁と電機子間にポリカーボネイト製のパイプを挿入し，許容偏心量を構造的に0.1㎜に規制した．
3. 2 モータ構造の改善
改善策を盛り込んだ ３ 次試作の構造を図 ４ に， ２ ，３ 次試作の仕様を表 ２ に示す．表 ２ の数値は質量を除き設計値で，質量のみ実測値である．また， ３ 次

よって，推力密度の向上は磁束密度Bを大きくする
こと，すなわちモータの磁気回路を工夫して電流に鎖交する磁束数を増加させることである．図 ２ に示す ２ 次試作で採用したコア付き構造は磁束密度Bを大きくする改善例である．
図３

図２

２ 次試作の構造―9―界磁と電機子の吸着力（解析）油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作⒜

表２
アクチュエータ
取付方式
全長-外径
ストローク
質量

⒝

楕円部の拡大図４

３ 次試作の構造のハルバッハ配列，電機子の台形ティース，電機子と界磁の吸着力の発生に対してスリーブ構造である．
3. 2. 1 エアギャップ面積の拡大

仕様

３ 次試作

全体

２ 次試作

ロッドエンドトラニオン
731.84（641.84）㎜-φ89㎜ 555.7㎜-φ90㎜
90
（162）
㎜
162.2㎜
9.49㎏
6.9㎏

モータ
構造
16p18s，コア付 16p24s，コア付
配置（In-Out） 電機子―界磁
界磁―電機子供給電源
270Vdc707Vdc磁石の許容温度
150℃
90℃
冷却
自然空冷
自然空冷
ストロークセンサ ポテンショメータ ホール素子

試作のストロークは内蔵するポテンショメータの制約で90㎜であるが，機構上162㎜，同様に全長は731.84㎜であるが，機構上641.84㎜である．
２ 次試作との構造上の主な差異は以下の ２ 点である．
・界磁を外側，電機子を内側に配置
・界磁と電機子間にスリーブを挿入
これらの構造上の差異に関連する改善策は，推力密度の不足に対してエアギャップ面積の拡大，界磁エアギャップ面積を拡大すれば磁石表面積が拡大され，結果的に磁石から発生する磁束数が多くなる
ため⑴式の磁束密度Bは大きくなる．界磁を外側に配置することにより， ２ 次試作のエアギャップ面積（φ24 ㎜，208.98 ㎜） に 対 し て ３ 次 試 作 の そ れ は
φ61㎜，247.94㎜に拡大され，エアギャップ面積は２ 次試作の3.01倍となる．
他方，アクチュエータ外径をおおむね同等（表 ２ ）にして電機子を内側に配置すると，電機子コアの外径が小さくなるために電機子コアで磁気飽和が発生し易くなる．その対策が3. 2. 3項に示す台形ティー
スと4. 1節に示す電流制御の進角補正である．
3. 2. 2 ハルバッハ配列
モータの磁石配列は磁石の着磁方向によりハルバッハ配列と対向配列があり， ３ 次試作はハルバッ
ハ配列を採用している．図 ５ ⒜がハルバッハ配列，
図 ５ ⒝が対向配列の磁束流れで，三角形は磁石の着磁方向を示している．

― 10 ―

KYB技報⒜ハルバッハ配列

⒝

図５

界磁の磁束

第62号

2021―４対向配列

ハルバッハ配列は磁束を偏向発生するため，偏向側に電機子を配置すると同じ磁石体積で多くの鎖交磁束が得られる．さらに，半径方向着磁と軸方向着磁で磁石材質を使い分けることにより，推力を維持しつつ磁石の許容温度を150℃としている（特開2019-122072）．
3. 2. 3 台形ティース
図 ６ は ３ 次試作で採用している台形ティースと比較対象とする矩形ティースの磁束密度分布で，赤色が磁気飽和の発生を表している．なお，巻線の断面積は台形ティースと矩形ティースで等しくされている．
矩形ティースは根元部に磁束が集中し，磁束のボトルネックを引き起こしている．対して，磁路面積が半径方向に沿っておおむね均一となる台形ティー
スは磁束がティース全体に分散し，磁束流れがス
ムーズになり，磁束密度Bが大きくなるという効果が得られる（WO2019/102761A1，特開2019-097377）．
3. 2. 4 スリーブ構造
図 ４ に示すように，電機子はアルミ合金製のスリーブ内側に摺動シールを介して軸方向に摺動可動なように配置されている．スリーブ内面は摺動性を確保するために硬質硬膜処理を実施し，摺動シールには航空機用のフッ素樹脂材が使用されている．
スリーブ構造により電機子が偏心しなくなるために界磁と電機子の吸着力は半径方向でバランスし，
おおむねゼロとなる（WO2019/202758A1）．
3. 3 モータの組立⒜

界磁（組立途中）
写真 １⒝

モータの組立63段中56段，バックヨークを ８ 段中 ６ 段組み付けた状態である．
写真 １ ⒝は電機子の組立で，巻線が電機子コアに18個（正確には， ２ 巻/スロットがあるため24個）
配置され，緑色の摺動シールが電機子の両端と中間に ３ 個配置されている．

４

計算モデルの導出

３ 次試作の理論上の性能を把握するために磁場解
析モデルと動的作動モデルを導く．
4. 1 磁場解析モデル
図 ７ はストール特性を計算するための磁場解析モ
デルで，モデル形状と巻線結線を表す．
モデル形状は界磁と電機子で構成され， ２ 次元軸対象である．スリーブとミドルピストンの材質は非モータの組立を写真 １ に示す．
写真 １ ⒜は界磁の組立途中で，スリーブに磁石を⒜

台形ティース
図６⒝

電機子

矩形ティース
図７

電機子の磁束密度― 11 ―

磁場解析モデル

油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作

磁性体の金属，磁石の特性は22.9℃時の値としており，電機子コアでの渦電流損は考慮されていない．
巻線結線はロッド側コアアッシとヘッド側コア
アッシの並列構成である．電機子コアでの磁気飽和を抑制するために電流制御に30°の進角補正を入れている．
4. 2 動的作動モデル
動的作動モデルにより推力―速度特性とダンパ特性を計算する．図 ８ はコントローラ，インバータ，
モータを表し，表 ３ は計算に使用している物理定数である．なお，q軸磁束鎖交数Φqは電機子コアでの磁気飽和の影響を近似するために電流が大きくなる

動的作動モデルの入力は電流指令im＊，出力はス
トロークxmと推力fℓである．質量Mℓに関する運動方
程式は⑵式の通りである．
Mℓẍm＋Fmr sgn（ẋm）＝fℓ－fc
⑵
ここで，推力fℓは⑶式で与えられる．
Φq
fℓ＝
i
⑶
Rθ2x q
モータの電圧方程式はd，q軸モデルとして⑷式の通りである．
L 0 i˙dvdi
0 －Lq id
＝Rm d ＋ d＋θ̇vq
iq
0 Lq i˙q
iq
Ld 0
＋θ̇Φq

と小さくなる特性としている．
表３
Fc
Fmr
Kid
Kiq
Ld
Lq
Mℓ
Rm
Rθ2x
Vdc
Vpw
Vrd
ηm
Φq

ただし，
iq
im＝
3

物理定数

電流補償の折れ点周波数
摩擦力
d軸制御ゲインq軸制御ゲインd軸インダクタンス
q軸インダクタンス
慣性質量
相抵抗ストローク/電気角換算比
インバータの供給電圧
PWM電圧
d軸指令
インバータの効率
q軸磁束鎖交数

2
id
＝
iq
3

0

1

⑷

⑸

（ ） （ ）（ ） （ ）

24
ia
cos θ－ π cos θ－ π
3
3
ib
2
4
－sinθ －sin θ－ π －sin θ－ π ic
3
3
cosθ



⑹

cosθ
－sinθ
2
2
va
cos θ－ π －sin θ－ π
2
3
3
vd
v ＝
b
4
4
v
3
vc
cos θ－ π －sin θ－ π q
3
3

（
（

図８

動的作動モデル― 12 ―

） （
） （

）
）

⑺

KYB技報第62号

2021―４インバータのPWM作動は⑻式で近似する．
~
a
dc ~
b
pw ~
c

va
v
V
v
v
 b ＝ηm
V
vc
v

型式，仕様

マイウェイプラス

MWINV-5022B
AC146Arms

コントローラエムアイエスSEAGALL mini
C66 DSP
1.2GHz× ４

（

）

s
＋1
Rm
Rm
L
Ld

H（s）
＝ d
d
s
2πFc
＋1
2πFc

ロードシリンダ

カヤバシステム HTM10-200-07G
マシナリー
10kN，400㎜/s

インバータ

⑼

試験機材
メーカ

⑻

d軸の電流補償は⑼式の通りである．
Vpw
Vpw
Vrd－Rm id － θ̇Lqiqv~d＝Kid H（s）
d
Vdc
Vdc
ただし，

表４

⑽

q軸の電流補償は⑾式の通りである．
Vpw
v~q＊－Rm id
v~q＝Kiq H（s）
q
Vdc

（

＋

Vpw
Vdc

）

（Φ
θ̇ q＋Ld id）


⑾

ただし，
s
＋1
Rm
Rm
Lq
Lq

H（s）
＝
q
s
2πFc
＋1
2πFc
v~q＊＝

3 RmVpw ＊
im
Vdc

写真 ２

⑿

⒀

⑵～⒀式が動的作動モデルを表す物理式である．
なお，ダンパ特性の計算では図 ７ のa，b，c相端子を短絡状態にするために，⑷式においてvd＝ ０ ，vq＝ ０ としている．

評価試験

ドセルが取り付けられており，試作品の推力fℓはロードセルで検出される．
試作品はコントローラとインバータを介して電流
指令im＊ に従い電流制御で駆動される．相電流ia，ic
は電流センサで検出され，相電流ibは⒁式から算出される．
ib＝－ia－ic
⒁
試作品のストロークxmは内蔵のポテンショメータで検出される．
5. 2 三角波による低速作動
図 ４ に示すスリーブ構造による電機子の摺動性を

５

性能評価

5. 1 試験セットアップ
３ 次試作の性能を評価するための試験セットアッ

確認するために，三角波による低速作動試験を実施
する．図10は図 ７ に示すa，b，c相端子を開放状態にして，ロードシリンダにより周波数0.01Hz，振幅±45㎜の三角波で強制作動したときのストロークxm

プを図 ９ ，主な試験機材を表 ４ ，評価試験の様子を
写真 ２ に示す．
油圧式のロードシリンダは試作品に対向する位置に配置され，ストローク指令xc＊ に従いストローク制御で駆動される．ロードシリンダの先端にはロー

図９

図10

試験セットアップ― 13 ―

三角波による低速作動

油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作と推力fℓの応答である．
図10において推力fℓにみられる振動がコギングで，ストローク折り返し時（約50s）にみられる推力fℓのステップ上の変化が摩擦である．
コギングは伸長作動時が41.54Np-p，収縮作動時が48.25Np-pで，後述する最大推力（5. 5節）で規格化すると0.88～1.02％と僅かである．コギング低減の効果は，表 ２ に示す16p18s構造と図 ４ ⒝に示すサ
イドピースにより得られている．
伸長作動時と収縮作動時の推力差から摩擦力は163.645Np-p，同様に最大推力で規格化すると3.45％
で，油圧アクチュエータの摩擦特性（一般的に ５ ～10％）以下である．
三角波による低速作動（図10）から，図 ４ に示す
スリーブ構造による電機子の摺動は良好である．
5. 3 正弦波による加振作動⑼式のd軸電流補償と⑾式のq軸電流補償が適切であることを確認するために，正弦波による加振作動試験を実施する．図 ９ の試験セットアップでロードシリンダを試作品から分離し，試作品をストロー
ク制御で周波数 ２ ㎐，振幅±30㎜の正弦波加振させた結果が図11である．
試作品のストローク制御系は図12，表 ５ に示す通りで，図12のP（s）は図 ８ に示す動的作動モデルの＊
電流指令im からストロークxmまでの伝達関数特性を表す．ストローク制御系はマイナーループとして速度制御を有し，ストロークの制御周期が250㎐，
速度の制御周期が １ k㎐に設定されている．なお，

表５ストローク制御系の定数

Kmdストローク制御ゲイン

Kmv

速度制御ゲイン

図 ８ における電流の制御周期が ５ k㎐，インバータのキャリア周波数が20k㎐である．
図11において電流imの検出値は指令値に偏差なく追従しており，相電流ia，ib，icには振動などがみられず電流制御系は安定である．なお，電流imにみられる振動はコギングに起因する応答である．
正弦波による加振作動（図11）から，⑼式のd軸電流補償と⑾式のq軸電流補償は適切である．
5. 4 ストール特性

ストール特性を図13に示す．ストール特性はロードシリンダにより試作品のストロークを保持し，電流指令im＊に一定値を与え，そのときの電流指令im＊と推力fℓの関係を示している．また，実測と計算の推力fℓは磁極ピッチ間変動の平均としている．
最大ストール推力は伸長側が5,034N@73A，収縮側が－5,179N@-73Aで，おおむね計算通りの結果が得られている．｜im＊｜＞40Aの領域で非線形性がみられる原因は電機子コアでの磁気飽和と考えられる．
5. 5 推力―速度特性
操縦系統向け油圧アクチュエータは数100㎏の慣性負荷を水平加振して性能を評価される．ただし，数100㎏の慣性負荷を加振すると危険であるので，
図 ９ に示すロードシリンダで代用する．
推力―速度特性は図14の通りである．このときの加振条件は⒂式で，約200㎏の慣性負荷を水平加振することに相当している．
xc＊＝X1sin（2πF1t）＊πim ＝I1sin 2πF1t＋τ1
180

（

図11

図12

）

正弦波による加振作動

図13ストローク制御系― 14 ―

ストール特性⒂

KYB技報第62号

2021―４渦電流損と考えられる．なお，端子間に抵抗器を挿入することでダンパ係数を4,224N/（m/s）以下に調整でき，試作品はシステムダウン時に任意のダンパ
係数を有するパッシブダンパとして機能する．
5. 7 推力密度5. 5節の最大推力4,741Nと表 ２ の質量9.49㎏より推力密度は499.6N/㎏（＝4,741N/9.49㎏）となる．
試作品の推力密度推移と油圧機器の実績範囲をプロットした図16より，油圧機器との置き換えが視野に入ってきたと考える．

６
図14

推力－速度特性結言

油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエー
タを試作，性能評価し，以下の知見が得られた．

ただし，X1＝30㎜，F1＝ ２ ㎐，I1＝73A，τ1＝－55
degである。
図14の第Ⅰ，Ⅲ象限がメータイン作動（電動では力行），第Ⅱ，Ⅳ象限がメータアウト作動（回生）で，試作品は油圧アクチュエータと同様のメータイン，
メータアウト作動特性を有している．
最大推力は伸長側が4,741N@240㎜/s，収縮側が－4,978N@-240㎜/sで，実測と計算の主な差異原因
は電機子コアでの渦電流損と考えられる．
5. 6 ダンパ特性
筆者らは油圧機器との置き換え要件として，推力密度の他に電源喪失時のダンパ作動を想定している．
図15は図 ７ に示すa，b，c相端子を短絡状態にして，ロードシリンダにより周波数 ２ ㎐，振幅±30㎜の正弦波で強制加振したときのダンパ特性である．
ダンパ係数は4,224N/（m/s）で，ダンパ特性はヒ⑴界磁を外側，電機子を内側に配置するモータ構造
によりエアギャップ面積を拡大，界磁にハルバッ
ハ配列，電機子に台形ティースを採用し，最大推力4,741N@240㎜/sを達成した．
⑵界 磁と電機子の吸着力をおおむねゼロにするスリーブ構造により，試作品の摩擦特性は油圧機器のそれ以下で，電機子の摺動が良好であることを確認した．
⑶推 力密度は499.6N/㎏で目標（600N/㎏）未達であるが，試作品の推力密度推移と油圧機器の実績範囲から油圧機器との置き換えが視野に入ってきたと考える．
本試作を実施するにあたり，モータの磁気回路を設計いただいた大同大学工学部電気電子工学科の加納善明准教授に厚く御礼申し上げます．

ステリシスが小さく線形である．実測と計算の主な差異原因は推力―速度特性と同様に電機子コアでの

図16

図15

ダンパ特性
― 15 ―

推力密度の推移

油圧機器との置き換えを目指す電動アクチュエータの試作
参

考

文

献

simulation-based preliminary design and optimization

１ ）M ichel Todeschi: Airbus-EMAs for flight controlsof electromechanical and hydraulic actuation systems,

actuation system 2012 status and perspectives, Recent

53rd AIAA/ASME/ASCE/AHS/ASC Structures,

Advances in Aerospace Actuation Systems andStructural Dynamics and Materials Conference,（April

Components, Proceedings,（June 13-14 2012）.

23-26 2012）．

２ ）D a v i d B l a n d i n g : S U B S Y S T E M D E S I G N A N D
INTEGRATION

４ ）Y o s h i a k i K a n o , K o u s u k e S a t o u : D e s i g n a n d

FOR THE MORE ELECTRIC

Experimental Verification of a High Force Density

AIRCRAFT, Collection of Technical Papers, 5th

Tubular Permanent Magnet Linear Motor forInternational Energy Conversion Engineering

Aerospace Application, AEROTECH EUROPE,

Conference Vol. 2,（2007）.

（September 24-26 2019）.

３ ）Amine Fraj, Marc Budinger, Toufic El Halabi, Jean-５ ）佐 藤：円筒型リニアモータを用いた航空機向け電動アCharles Mare: Modelling approaches for the

クチュエータの開発，KYB技報第50号，（2015年 ４ 月）．

著

者 

佐藤

浩介

芝原

大智

1984年入社．技術本部基盤技術研

2015年入社．技術本部基盤技術研

究所情報技術研究室．航空機装備

究所情報技術研究室．修士（工学）．

品の設計，開発に従事．

油圧機器の電動化に必要な要素の研究開発に従事．

袴田眞一郎

1988年入社．技術本部基盤技術研
究所情報技術研究室主幹研究員．
各種電子機器の設計，開発に従事．

― 16 ―