T. Magn. Soc. Jpn. (Special Issues)., 3, 69-73 (2019)<Paper>

移動支援機器用インホイール磁気ギヤードモータの高効率化
Efficiency Improvement of In-Wheel Magnetic-Geared Motorfor Walking Support Machines
伊藤亘輝†・門松孝尚・中村健二
東北大学大学院工学研究科，仙台市青葉区荒巻字青葉 （〒）
K. Ito†, T. Kadomatsu, and K. Nakamura

Tohoku University, Graduate School of Engineering, 6-6-11 Aoba Aramaki Aoba-ku, Sendai, Miyagi 980-8579, Japan

A magnetic-geared motor that an electric motor and a magnetic gear are magnetically combined has come toattract attention recently. In previous papers, several magnetic-geared motors were presented, and the feasibility andusefulness were demonstrated. However, the efficiencies of those prototype motors are not enough high. In this paper,
efficiency improvement of a magnetic-geared motor is investigated from the view point of increasing torque andreducing losses. A prototype motor is designed by using three-dimensional finite element method (3D-FEM). The test
results indicate that the efficiency is improved and that the prototype motor can be applied to walking supportmachines.
Key words: magnetic-geared motor, walking support machines, efficiency improvement
はじめに磁気ギヤードモータの高効率化に関する検討

 一般にモータは，所望のトルクと回転数を得るために機械式ギ磁気ギヤードモータの構成と原理

ヤと組み合わせて用いられる．しかし，機械式ギヤは歯車同士をFig. 1 に磁束変調型磁気ギヤの基本構成を示す．本磁気ギヤは，接触させて動力を伝達するため，本質的に振動や騒音，摩耗や発同心円状に配置された内外2 つの極数の異なる永久磁石回転子と，塵などの問題がある．また，大容量機になると冷却のために潤滑その間に挟まれたポールピースと呼ばれる複数の固定子磁極片で油系統が必須になり，システムが複雑化し，定期的な保守点検も構成され，ポールピースによって磁石磁束を変調することで，ギ不可欠になる．

ヤとして動作する．

このような問題に対し，近年，磁気ギヤが注目されている ．磁Fig. 2 に，先に試作した磁気ギヤードモータの構成を示す 6)．本

気ギヤは非接触で増減速ができるため，振動や騒音が小さく，摩磁気ギヤードモータは，Fig. 1 に示した磁束変調型磁気ギヤの内側

1)

耗や発塵がない．また，潤滑油系統も不要であるため，保守性の回転子の内部に回転磁界を発生させるための電機子を収めた構造向上が期待される．しかしながら，一般的な磁気ギヤは機械式ギを有する．これにより，磁束変調型磁気ギヤの内側回転子が，永ヤの歯を単純に永久磁石で置き換えた構造を有し，互いに対向し久磁石モータの回転子も兼ねることになる．

た一部の永久磁石のみが動力伝達に寄与するため，トルク密度が低く，実用には遠い存在であった．

モータ部は 3 相 9 スロット集中巻の固定子（Stator）と 4 極対の内側回転子（Inner rotor）で構成される．磁気ギヤ部は上述のこれに対し，磁束変調型磁気ギヤ 2) は，他の種類に比べトルク内側回転子と，27 極のポールピース（Pole pieces），そして 23 極密度が高く 3)，効率も高い 4) という特長を有する．さらに，磁石同対の外側回転子（Outer rotor）で構成される．なお，固定子鉄心士の吸引反発力によってトルクを伝達するため，同じトルク発生の材質は無方向性ケイ素鋼板，ポールピースの材質は圧粉磁心，原理を有する永久磁石同期モータと磁気的に融合一体化させるこ

磁石材料はNd-Fe-B 焼結磁石である．
上述の構成において，モータ部の固定子巻線に 3 相交流電流を流すと，回転磁界に同期して内側回転子が回転し，ギヤ比 5.75（=23/4）で減速された出力を外側回転子から取り出すことができる．
このとき，出力トルクは 5.75 倍に増幅される．とができる．したがって，磁気ギヤードモータとして小型化や部品点数の削減が可能になることから，特にモータの搭載スペースに制約がある，移動支援機器や小型車両への適用が期待される．
これまで筆者らは，永久磁石モータと磁束変調型磁気ギヤを磁気的に一体化した磁気ギヤードモータを複数試作し，実証実験によって，その有用性を示した 5), 6)．また，その一方で，効率についてはさらなる改善の余地があることを明らかにした．
そこで本稿では，3 次元有限要素法（3D-FEM）を用いて，トルク向上と損失低減の両面から磁気ギヤードモータの高効率化について検討を行う．次いで，これらの検討に基づき試作した改良機の特性について述べる．最後に，本磁気ギヤードモータの移動支援機器への適用可能性についても評価を行ったので報告する．
Fig. 1
Basic configuration of a flux-modulated-typemagnetic gear.

Transaction of the Magnetics Society of Japan (Special Issues) Vol.3, No.1, 201969

Cogging torque (N・m)

0.15

0.05
0-0.05-0.1-0.15

次式で与えられる．

𝜔𝜔𝑇𝑇
𝜔𝜔𝑇𝑇 + 𝑊𝑊𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝜂𝜂 =(1)

ここで，𝜔𝜔は角速度である．上式より，回転数一定の場合，モータの効率を改善するためには，トルクの増大か損失の低減が必要であることがわかる．次節以降では，この考えに基づき，高トルク00.005

0.01

0.015

0.020.025

Time (s)Fig. 2 Basic configuration of a magnetic-geared motor.
 一般に，モータの効率 は，トルクを𝑇𝑇，損失を𝑊𝑊𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙𝑙とすると，Open slot
Semi-closed slot

0.1

Fig. 5 Cogging torque behavior in each slot type.
更前後でほぼ同一の波形となり，コギングトルクの変化が非常に小さいことがわかる．
低損失化に関する検討
本節では，はじめに鉄損の低減方法について述べる．従来機では，固定子および回転子の鉄心は一般的な無方向性ケイ素鋼板を化と低損失化の両面から効率改善の検討を行う．

用いた．本稿では，鉄心材料を低鉄損材である 6.5%Si-Fe に変更



した場合の鉄損特性を算定する．6.5%Si-Fe は従来のケイ素鋼板
よりも Si の含有率が高く，比抵抗が高いため，渦電流の発生を抑高トルク化に関する検討
本節では，磁気ギヤードモータの高トルク化のため，巻線占積制することができる．一方で，飽和磁束密度はやや低いため，ト率の向上について検討する．Fig. 3 に，従来の半閉スロット構造と，ルクの低下が懸念される．Fig. 6 に，モータ各部の鉄損の比較を示

本稿で提案するオープンスロット構造の固定子を示す．従来型です．この図から，鉄心材料に 6.5%Si-Fe を採用することで，鉄損は，同図(a)に示す半閉スロット構造の固定子を採用しており，鍔が約半減できることがわかる．また，Fig. 7 に材料ごとの電流密度がある分だけ空間利用率が悪くなっていた．そこで改良型では，対トルク特性の比較を示す．同図より，材料変更によるトルクの同図(b)のオープンスロット構造を採用し，巻線占積率を向上する低下は僅かであることがわかる．

ことにより高トルク化を図った．Fig. 4 に，FEM で計算した電流

次に，内側回転子磁石に生じる渦電流損失の低減方法について密度対トルク特性の比較を示す．この図を見ると，電流密度 10

述べる．Fig. 8 に，検討対象とした内側回転子構造を示す．従来機

A/mm2 時において，オープンスロット構造は半閉スロット構造にでは，同図(a) に示す表面磁石型（SPM）を採用した．しかし，対して，トルクが約 1.4 倍に向上したことがわかる．また，Fig. 5

この構造では，磁石部がギャップ磁束の高調波成分の影響を直接に構造変更前後のコギングトルク波形を示す．同図より，構造変受け，渦電流損失が大きくなってしまう．そこで，改良機では同図(b)に示すように，磁石を回転子鉄心内部に埋め込んだ埋込磁石型（IPM）を採用する．Fig. 9 に，入力電流 5 A/mm2 における渦電流損失の比較結果を示す．この図を見ると，SPM に対して IPMの損失が約 1/4 に低減したことがわかる．これは，磁石を埋め込むことで，高調波磁束が回転子鉄心をバイパスし，磁石内部へ侵入しなくなったためである．
2(a) Semi-closed-slot(b) Open-slot
Fig. 3 Winding arrangement in each slot shape.
25Iron loss (W)20

Torque (N・m)

1.5Open slot
Semi-closed slot

1510012345678Current density (A/mm2)

910 11

Fig. 4 Torque characteristics in each slot type.

70

1

0.5

50

Non-oriented Si steel
6.5%Si-Fe0Stator

Inner yoke

Outer yokeFig. 6 Comparison of iron losses in each core material.

Transaction of the Magnetics Society of Japan (Special Issues) Vol.3, No.1, 2019

2520Torque (N・m)わかる．各損失の低減割合は，負荷トルク 15 N･m において，𝑊𝑊𝑐𝑐 が

Non-oriented Si steel
6.5%Si-Fe

約 35 %，𝑊𝑊𝑖𝑖 が約 66 %，𝑊𝑊𝑒𝑒 が約 55 %であった．

 Fig. 13 に，従来機および改良機の効率特性の計算結果を示す．

15

トルク特性の向上と損失低減の結果，全領域において効率が改善されたことがわかる．また，計算上の最大効率は，従来機の 89.5 %10に対して改良機は 94.4 %を達成した．

5002

4

68

Current density (A/mm2)

1012Fig. 7 Comparison of torque characteristics in each corematerial.

 (a) SPM        (b) IPM
Fig. 8 Inner rotor structure of magnetic-geared motors.

2.5SPM rotor
IPM rotor

21.53162.5 rpm

Outer rotor speed550 rpm

Number of turns/pole59 turns

Winding space factor

46.1%

Gap length

1.0 mm × 3

Core material

6.5%Si-Fe

Magnet material

Sintered Nd-Fe-B

Fig. 10 Specifications of the improved magnetic-geared motor.

1250.50

Proposed modelPrevious model

20

Inner rotor

Outer rotor

TotalFig. 9 Eddy current losses in each rotor structure.

 改良型磁気ギヤードモータの設計・解析

Torque (N・m)

Eddy current loss (W)3

Inner rotor speed

1510 Fig. 10 に，前節までの検討に基づき設計した，改良型磁気ギヤ

5ードモータの諸元を示す．同図に示すように，本磁気ギヤードモ

0ータは高効率化のため，固定子はオープンスロット構造を採用した．その結果，巻線占積率は従来機よりも約 9 %向上し，約 46 %となった．また，固定子および回転子の鉄心材料は，低鉄損材で内側回転子の構造は埋込磁石型とした．なお，ポールピースの材

40の比較を示す．この図より，改良機はオープンスロット構造を採用し，巻線占積率が向上した結果，トルク特性が大幅に改善した

Loss (W)

50Fig. 11 に，従来機と改良機の電流密度対トルク特性の計算結果機に対し，トルクが約1.7 倍に向上している．

0

永久磁石の渦電流損失である．この図を見ると，前節の検討の結果，改良機は従来機に対してすべての損失が低減していることが681012Proposed model : solid lines
Previous model : broken lines

Wi2010で，𝑊𝑊𝑐𝑐 は銅損，𝑊𝑊𝑖𝑖 は固定子，回転子，ポールピースの鉄損，𝑊𝑊𝑒𝑒 は4Current density (A/mm2)30ことがわかる．なお，電流密度 6 A/mm2 において，改良機は従来
 Fig. 12 に，従来機と改良機の損失特性の計算結果を示す．ここ2Fig. 11 Comparison of calculated torque characteristics ofthe previous and proposed magnetic-geared motors.

ある 6.5%Si-Fe を用いた．そして，磁石渦電流損を低減するため，質は圧粉磁心，磁石材料は Nd-Fe-B 焼結磁石である．

0WcWe

05

101520Torque (N・m)Fig. 12 Comparison of calculated loss characteristics of theprevious and proposed magnetic-geared motors.

Transaction of the Magnetics Society of Japan (Special Issues) Vol.3, No.1, 201971

95

1290

10Torque (N・m)14858075

Proposed modelPrevious model

6560051015Measured : solid lines
Calculated : broken lines

8642020Torque (N・m)Fig. 13 Comparison of calculated efficiency characteristics ofthe previous and proposed magnetic-geared motors.
34ギヤードモーの実証実験の結果について述べる．

908070Pin15060

磁気ギヤードモータの試作機，トルクメータ，ヒステリシ

030

0246810Measured : solid lines
Calculated : broken lines

作機の内側回転子の磁極位置の検出にはホールセンサを使Loss (W)用し，電流ベクトル制御にて駆動した．実験は，磁気ギヤードモータを一定の回転速度（外側回転子速度 174 rpm）で制御した状態で，ヒステリシスブレーキにて任意の負荷を加え，その時の負荷トルク，回転数，電圧および電流を

1210140Wc

20Pin - Pout - Wc
10計測し，各種特性を求めた．

Wi + We + Wsus

Fig. 15 に，電流密度対トルク特性の実測値を示す．同図中の計0算値と比較すると，両者の傾きはほぼ一致しており，設計どおり

02468101214Torque (N・m)
Fig. 17 Loss characteristics of the trial magnetic-gearedmotor.

り，最大効率は，負荷トルク 11 N･m 時の 84.7 %であり，先行研案した高効率化は有用であることが実証された．

20

Measured : solid lines
Calculated : broken lines

30

般的な永久磁石同期モータと同様である．したがって，試究 6)に対して，約 15 %の向上を達成した．したがって，本稿で提40Torque (N・m)
Fig. 16 Efficiency characteristics of the trial magneticgeared motor.

同期モータが一体化した構造を有するため，駆動方法は一続いて，Fig. 16 にトルク対効率特性の実測値を示す．この図よ50Pout10050

では考慮できない機械損が主要因であると考えられる．

6η

200

 Fig. 14 に，実験システムの外観を示す．本システムは，の性能が得られていることがわかる．誤差については，3D-FEM

5100250

 本節では，前章の検討に基づいて試作した，改良型磁気磁気ギヤードモータは，磁束変調型磁気ギヤと永久磁石

2

Current density (A/mm2)300

試作機の実証実験の結果

駆動回路とその補助電源で構成される．

1Torque characteristics of the trial magnetic-geared

Fig. 15motor.

実証実験および移動支援機器への適応可能性評価

スブレーキ，スコープコーダ，直流電源，3 相インバータ

0Efficiency (%)

70Input, output (W)Efficiency (%)

100

Fig. 17 にトルク対損失特性を示す．図中の𝑊𝑊𝑐𝑐 は銅損，𝑊𝑊𝑖𝑖 は固定子および回転子鉄心とポールピースの鉄損の合計値，𝑊𝑊𝑒𝑒 が磁石の渦電流損，𝑊𝑊𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠が支持部の渦電流損である．結果より，銅損については実測値と計算値が概ね一致していることがわかる．一方，銅損以外の損失に関しては，実測値と計算値で大きな誤差が生じている．これは，上述のとおり，3D-FEM では考慮できない機械損が起因していると考えられる．したがって，今後さらなる高効率化を達成するには，機械損の低減が必要であることがわかる．
移動支援機器への適用可能性評価
前節において改良機の最大効率は約 85%を達成し，効率の改善が実証された．そこで本節では，試作した磁気ギヤードモータのFig. 14 General view of the experimental setup.

72

移動支援機器への適用可能性評価として，まずは最低限の走行性

Transaction of the Magnetics Society of Japan (Special Issues) Vol.3, No.1, 2019

Table 1 Running resistance parameter

能があるかについて検討を行った．

Rolling resistance coefficient

一般的に，移動体の走行抵抗は転がり抵抗，空気抵抗，加速抵抗，勾配抵抗の総和となり，次式で表現される 7)．
𝐹𝐹load = 𝜇𝜇r 𝑀𝑀𝑀𝑀 cos 𝜃𝜃 + 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 𝜃𝜃
2+0.5𝐶𝐶d𝜌𝜌𝜌𝜌𝑣𝑣 +(𝑀𝑀+𝑀𝑀r )𝑎𝑎
𝑔𝑔

Total weight
Angle of slope
Air resistance coefficient

Table 1 に上式の各パラメータを示す．ここで𝜇𝜇r は路面状況により定まるタイヤの転がり摩擦抵抗係数，𝑀𝑀は車両総重量，𝑔𝑔は重力Air density

加速度，𝜃𝜃は路面の勾配，𝐶𝐶dは空気抵抗係数，𝜌𝜌は空気密度，𝐴𝐴はFront projection

全面投影面積，𝑣𝑣は車両速度，𝑀𝑀r は慣性質量，𝑎𝑎は車両加速度であVehicle speedる．また，移動体のタイヤ半径を𝑟𝑟とすると，車軸にかかる負荷ト

Inertia weight

ルク𝑇𝑇load は次式で求まる．

Vehicle acceleration

𝑇𝑇load = 𝑟𝑟 × 𝐹𝐹load(3)

本稿では，(2)式および(3)式を用いて，勾配の異なる良好な路面

Wheel radius

車軸にかかる負荷トルクを算出した．そして，試作した磁気ギヤ

25ードモータの速度対トルク特性と，上述の計算結果を比較することで，移動支援機器への適応可能性を評価した．なお，試作機は，移動支援機器の 2 つのタイヤホイール内に搭載することを想定した．
Fig. 18 に，移動支援機器への適用可能性について評価した結果0で囲まれた範囲内に収まっている．したがって，路面状況が良好𝜃𝜃0,2.5,5deg

𝐴𝐴

1𝐶𝐶d𝜌𝜌

1.204

kg/m3

0.4

m2𝑣𝑣

0~6km/h

𝑀𝑀r

8.64

kg

0.1m/s20.165

m𝑎𝑎5°
2.5°0°10ルク特性を表している．すなわち，この破線で囲まれた範囲の内ぼ一定値となっている．また，車軸にかかる負荷トルクは，破線m/s2

155配の車軸にかかる負荷トルクは，車両速度が低速であるため，ほ9.8𝑔𝑔

20を示す．同図の破線部分は磁気ギヤードモータ 2 台分の速度対ト側が，移動支援機器の動作可能範囲であることを意味する．各勾kg

Torque (N・m)

30

108𝑟𝑟



において，移動支援機器を時速 0～6 km/h の範囲で使用した際の，

0.011

𝑀𝑀

Gravity acceleration

(2)

𝜇𝜇r

0

1

2

3
45Speed (km/h)

678Fig. 18 Evaluation results of applicability for thewalking support machines.

な場合，最大勾配 5 度において，最高時速 6 km/h で，磁気ギヤー

References

ドモータを搭載した移動支援機器が動作可能であることわかる．

1) F. T. Jørgensen, P. O. Rasmussen, and T. O. Andersen:“Magnetic gears – a Review”, Summer Seminar on Nordic．まとめ
以上本稿では，3 次元有限要素法を用い，トルク向上と損失低減の両面から磁気ギヤードモータの高効率化について検討を行うとともに，試作した改良機の特性について述べた．また，改良機の移動支援機器への適用可能性についても評価を行った．
高効率化の検討においては，オープンスロット構造，低鉄損材，並びに埋込磁石型回転子を採用することで，トルクの向上と損失の低減を実現し，計算上の最大効率は 94.4%を達成した．次いで，改良機の試作試験では，ほぼ設計通りのトルク性能を得るとともに，最大効率では 84.7%を達成した．これは従来機に対して，約15%の改善である．なお，計算値よりも効率が低下した要因は，

Network for Multi Disciplinary Optimized Electric Drives(2003).
2) T. B. Martin, Jr.: “Magnetic transmission”, U.S. Patent
3378710 (1968).
3) K. Atallah and D. Howe, IEEE Trans. Magn., 37, 2844
(2001).
4) K. Nakamura, M. Fukuoka, and O. Ichinokura, J. Appl.
Phys., 115, 17A314 (2014).
5) K. Nakamura, K. Akimoto, T. Takemae, and O. Ichinokura,J. Magn. Soc. Jpn., 39, 29 (2015) (in Japanese).
6) K. Nakamura, K. Akimoto, and O. Ichinokura, The papersof Technical Meeting on “Magnetics” , IEEJ, MAG-16-37(2016) (in Japanese).
7) Society of Automotive Engineers of Japan: “Jidosha GijutsuHandbook 10 Sekkei (EV, Hybrid) (2011) (in Japanese).
年月日受理，年月日採録

FEM では考慮できない機械損の影響が主であると考えられる．
さらに，移動支援機器への適応可能性を評価したところ，試作した磁気ギヤードモータ 2 台を，タイヤホイール内に搭載した移動支援機器は，アスファルト等の良好な路面状況において，十分に適応可能であることが明らかとなった．
今後は，試作機をもう一台製作するとともに，これらを搭載した移動支援機器を製作し，実証実験を行う予定である．
なお，本研究の一部は JSPS 科研費基盤(B) JP16H04310の助成を受け行った．

Transaction of the Magnetics Society of Japan (Special Issues) Vol.3, No.1, 201973