JP6083310B2 - Non-contact power feeding apparatus and control method thereof - Google Patents
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Description
本発明は、非接触給電装置及びその制御方法に関する。 The present invention relates to a non-contact power feeding device and a control method thereof.
従来、非接触にてバッテリ等の負荷を充電する非接触給電装置が知られている。このような非接触給電装置は、電力供給側のコイルと充電側のコイルとを備え、電磁誘導作用により高周波電力の送電及び充電を行う構成となっている。また、非接触給電装置は、送電側の1次コンデンサが負荷を含む2次側のインダクタンス成分と同じ共振周波数で共振するように設定され、力率を「1」とするようにされている。 Conventionally, a non-contact power supply apparatus that charges a load such as a battery in a non-contact manner is known. Such a non-contact power feeding device includes a power supply side coil and a charging side coil, and is configured to transmit and charge high-frequency power by electromagnetic induction. The non-contact power supply apparatus is set so that the primary capacitor on the power transmission side resonates at the same resonance frequency as the inductance component on the secondary side including the load, and the power factor is set to “1”.
また、非接触給電装置には、効率的な電力伝送を行うべく、負荷の抵抗成分に応じて高周波電力の周波数を制御するものが提案されている。この非接触給電装置では、負荷の抵抗成分が変化してしまっても、高周波電力の周波数を制御するため、供給する電力の力率を「1」とすることができる(特許文献1参照)。 In addition, as a non-contact power feeding device, a device that controls the frequency of high-frequency power according to the resistance component of a load has been proposed in order to perform efficient power transmission. In this non-contact power supply device, even if the resistance component of the load changes, the power factor of the supplied power can be set to “1” in order to control the frequency of the high frequency power (see Patent Document 1).
しかし、特許文献1に記載の非接触給電装置では、コイルから発生する磁界が大きくなってしまうため、放射電界強度が大きくなってしまうという問題があった。そこで、放射電界強度を抑えるべく磁界を低減する構造部材を備えた場合には、放射電界強度を抑えることができるものの装置自体が大型化してしまうという問題が生じてしまう。
However, the contactless power supply device described in
本発明はこのような従来の課題を解決するためになされたものであり、その目的とするところは、放射電界強度を抑えつつ、大型化を防止することが可能な非接触給電装置及びその制御方法を提供することにある。 The present invention has been made in order to solve such a conventional problem, and an object of the present invention is to provide a non-contact power feeding apparatus capable of preventing an increase in size while suppressing a radiated electric field intensity and a control thereof. It is to provide a method.
本発明は、送受電時における第1のコイルの磁極方向が第2のコイルの磁極方向と反対となる場合において、受電側回路の共振周波数よりも低く、且つ、第1のコイルと第2のコイルとの合成アンペアターンが、受電側回路の共振周波数時における合成アンペアターンよりも小さくなる範囲内の周波数を選択してインバータを駆動する。 In the present invention, when the magnetic pole direction of the first coil at the time of power transmission / reception is opposite to the magnetic pole direction of the second coil, the first coil and the second coil are lower than the resonance frequency of the power receiving circuit. The inverter is driven by selecting a frequency within a range where the combined ampere turn with the coil is smaller than the combined ampere turn at the resonance frequency of the power receiving side circuit.
なお、上記合成アンペアターンは、合成アンペアターンからターン数の概念を除いた合成電流を含む概念であるとする。 The combined ampere turn is a concept including a combined current obtained by removing the concept of the number of turns from the combined ampere turn.
本発明によれば、上記範囲内の周波数を選択してインバータを駆動するため、周波数の選択によって合成アンペアターンを小さくでき、構造部材を備える必要が無く放射電界強度を低減することができる。従って、放射電界強度を抑えつつ、大型化を防止することができる。 According to the present invention, since the inverter is driven by selecting a frequency within the above range, the combined ampere turn can be reduced by selecting the frequency, and it is not necessary to provide a structural member, and the radiation electric field strength can be reduced. Therefore, enlargement can be prevented while suppressing the radiation electric field intensity.
以下、本発明の好適な実施形態を図面に基づいて説明する。図1は、第1実施形態に係る非接触給電装置を示す構成図である。図1に示すように、非接触給電装置1は、例えば車両に搭載される負荷24の充電に用いられるものであって、給電側回路10と、受電側回路20とから構成されている。なお、非接触給電装置1が車両バッテリ(負荷24の一例)の充電に用いられる場合、給電側回路10が地上側に設けられ、受電側回路20が車両側に設けられる。
Preferred embodiments of the present invention will be described below with reference to the drawings. FIG. 1 is a configuration diagram illustrating a contactless power supply device according to the first embodiment. As shown in FIG. 1, the non-contact
給電側回路10は、受電側回路20に対して高周波電力を送電するものであって、商用電源11と、整流部12と、力率改善昇圧部13と、インバータ14と、第1コンデンサC1と、第1のコイルL1とを備えている。
The power
商用電源11は、50Hz又は60Hzの交流電源である。整流部12は、商用電源11からの交流電圧12を整流するものである。力率改善昇圧部13は、昇圧型のPFC回路であって、スイッチング素子S0をスイッチングすることにより、整流部12にて整流された交流電流による高調波電流の発生を抑え、力率を「1」に近づけるものである。
The
インバータ14は、平滑コンデンサやスイッチング素子S1〜S4を備え、スイッチング素子S1〜S4がスイッチングされることにより、高周波の交流電力を発生させるものである。ここで、発生した高周波電流が第1コンデンサC1と第1のコイルL1とからなる共振回路に供給されることとなる。なお、第1コンデンサC1と第1のコイルL1とは直列接続されているが、これに限らず、並列接続されていてもよい。
The
受電側回路20は、給電側回路10から高周波電力を受電するものであって、第2のコイルL2と、第2コンデンサC2と、整流部21と、フィルタ部22と、リレー23と、負荷24とを備えている。
The power
第2のコイルL2は、第1のコイルL1との間で電磁誘導作用により高周波電力を受電するものであり、第2コンデンサC2と共に共振回路を構成している。なお、第2コンデ
ンサC2と第2のコイルL2とは直列接続されているが、これに限らず、並列接続されていてもよい。
The second coil L2 receives high-frequency power by electromagnetic induction with the first coil L1, and constitutes a resonance circuit together with the second capacitor C2. In addition, although the 2nd capacitor | condenser C2 and the 2nd coil L2 are connected in series, you may connect not only in this but in parallel.
整流部21は、共振回路からの高周波電力を直流に整流する整流回路である。フィルタ22は、電圧変動を抑える平滑コンデンサにより構成されている。リレー23は、オンオフが切り替えられるリレースイッチにより構成されている。負荷24は、バッテリであって、充電対象となるものである。
The
さらに、図1に示すように、受電側回路20は、コントローラ25を備えている。このコントローラ25は、負荷電力検出部(電力検出手段)25aと、負荷制御部(指令値算出手段)25bと、結合係数検出部25cとを備えている。負荷電力検出部25aは、充電対象となる負荷24に供給された電力を検出するものである。負荷制御部25bは、負荷24に供給する電力の指令値を算出するものである。
Furthermore, as shown in FIG. 1, the
結合係数検出部25cは、第1のコイルL1と第2のコイルL2との結合度合いを表わす結合係数を検出するものである。この結合係数検出部25cは、例えばリレー23を開いて給電側回路10のみに電流を流したときに発生する受電側回路20側の誘起電圧から求めることができるが、結合係数の検出方法はこれに限られるものではない。
The
なお、コントローラ25は、1つのコントロールユニット内に上記の機能を搭載しても良いし、複数のコントロールユニット内に上記の機能を分散させて搭載しても良い。例えば、負荷24としてのバッテリを制御するバッテリコントロールユニット内に負荷電力検出部25aと負荷制御部25bを備え、給電側回路10と受電側回路20との間の無線通信の制御や、バッテリコントロールユニットとの通信を行う非接触給電コントロールユニット内に結合係数検出部25cを備えるように構成しても良い。
Note that the
さらに、給電側回路10は、電力制御部(駆動手段)15を備えている。この電力制御部15は、第1のコイルL1に供給する高周波電力を生成すべくインバータ14を駆動するものであって、デューティ生成部15aと、駆動周波数選択部15bと、パルス生成部15cとを備えている。
Further, the power
デューティ生成部15aは、負荷電力検出部25aにより検出された現在の電力Poutが、負荷制御部25bにより検出された電力の指令値Prefとなるようなデューティ比を生成するものであり、例えばPI制御が行われる。駆動周波数選択部15bは、インバータ14の駆動周波数を生成するものである。
The
パルス生成部15cは、駆動周波数選択部15bにて生成された周波数、且つ、デューティ生成部15aにより生成されたデューティ比となるパルスを生成するものである。このパルスにより、インバータ14のスイッチング素子S1〜S4が駆動されることとなる。
The
特に、第1実施形態に係る非接触給電装置1において、第1及び第2のコイルL1,L2がソレノイド型コイルとなっており、駆動周波数選択部15bは、受電側回路20の共振周波数よりも低く、且つ、第1のコイルL1と第2のコイルL2との合成アンペアターンが、受電側回路20の共振周波数時における合成アンペアターンよりも小さくなる範囲内の周波数を選択する。これにより、第1実施形態では、放射電界強度を抑えつつ、大型化を防止することができる。以下、この点について詳細に説明する。
In particular, in the non-contact
図2は、第1のコイルL1と第2のコイルL2とがディスク型コイルである場合に発生する磁界を示す概略図である。なお、図2において第1のコイルL1と第2のコイルL2
との巻き方向は同じである。また、図2においては、負荷24を便宜上抵抗RLと示すものとする。
FIG. 2 is a schematic diagram showing a magnetic field generated when the first coil L1 and the second coil L2 are disk-type coils. In FIG. 2, the first coil L1 and the second coil L2
The winding direction is the same. In FIG. 2, the
まず、ディスク型コイルとは、図2に示すようにコイルL1,L2の軸方向が車両上下方向となっているものである。この場合、電力の送受電時において磁界が以下のようになる。すなわち、給電側回路10に対して交流電圧V1を印加した場合に、第1のコイルL1に対して電圧e1及び電流I1が発生したとする。また、受電側回路20では、e1・I1=e2・I2の式に基づいて、第2のコイルL2に電圧e2及び電流I2が発生する。
First, the disk type coil is one in which the axial directions of the coils L1 and L2 are the vehicle vertical direction as shown in FIG. In this case, the magnetic field is as follows during power transmission / reception. That is, when applying an AC voltage V1 with respect to the power
このとき、第1のコイルL1にて磁束φ1が発生する。この磁束φ1から明らかなように、第1のコイルL1の一端(図2において上側)が磁石でいうところのN極に相当し、第1のコイルL1の他端(図2において下側)が磁石でいうところのS極に相当する。 At this time, a magnetic flux φ1 is generated in the first coil L1. As is apparent from the magnetic flux φ1, one end of the first coil L1 (upper side in FIG. 2) corresponds to the N pole in terms of a magnet, and the other end (lower side in FIG. 2) of the first coil L1. Corresponds to the S pole in terms of a magnet.
同様に、第2のコイルL2にて磁束φ2が発生する。この磁束φ2から明らかなように、第2のコイルL2の一端(図2において上側)が磁石でいうところのN極に相当し、第2のコイルL2の他端(図2において下側)が磁石でいうところのS極に相当する。 Similarly, a magnetic flux φ2 is generated in the second coil L2. As is apparent from the flux phi 2, one end of the second coil L2 corresponds to the N pole as referred by a magnet (upper side in FIG. 2), the other end of the second coil L2 (lower side in FIG. 2) Corresponds to the S pole in terms of a magnet.
このため、図2に示す例において第1のコイルL1と第2のコイルL2との磁極方向は同じとなっている。そして、図2に示す例における全体の磁束φTotalは、φTotal=φ1+φ2となる。 For this reason, in the example shown in FIG. 2, the magnetic pole directions of the first coil L1 and the second coil L2 are the same. The total magnetic flux φ Total in the example shown in FIG. 2 is φ Total = φ 1 + φ 2 .
すなわち、図2に示すように、第1のコイルL1と第2のコイルL2との軸方向が車両上下方向となっている場合、第1のコイルL1にて発生する磁束φ1と第2のコイルL2にて発生する磁束φ2とは同方向となり、全体の磁束φTotalはそれぞれの磁束φ1,φ
2を加算したものとなる。なお、図2においてφmとは、磁束φ1,φ2の合成磁束である。
That is, as shown in FIG. 2, if the axial direction of the first coil L1 and the second coil L2 is in the vehicle vertical direction, the magnetic flux phi 1 and the second generated in the first coil L1 the flux phi 2 generated in the coil L2 becomes the same direction, the whole of the magnetic flux phi total each of the magnetic flux phi 1, phi
2 is added. In FIG. 2, φm is a combined magnetic flux of magnetic fluxes φ 1 and φ 2 .
図3は、第1のコイルL1と第2のコイルL2とがソレノイド型コイルである場合に発生する磁界を示す概略図である。なお、図3において第1のコイルL1と第2のコイルL2との巻き方向は同じである。また、図3においては、負荷24を便宜上抵抗RLと示すものとする。
FIG. 3 is a schematic diagram showing a magnetic field generated when the first coil L1 and the second coil L2 are solenoid coils. In FIG. 3, the winding directions of the first coil L1 and the second coil L2 are the same. In FIG. 3, the
ソレノイド型コイルとは、図3に示すようにコイルL1,L2の軸方向が車両平面方向となっているものである。この場合、電力の送受電時において磁界が以下のようになる。すなわち、給電側回路10に対して交流電圧V1を印加した場合に、第1のコイルL1に対して電圧e1及び電流I1が発生したとする。また、受電側回路20では、e1・I1=e2・I2の式に基づいて、第2のコイルL2に電圧e2及び電流I2が発生する。
The solenoid type coil is one in which the axial direction of the coils L1, L2 is the vehicle plane direction as shown in FIG. In this case, the magnetic field is as follows during power transmission / reception. That is, when applying an AC voltage V1 with respect to the power
このとき、第1のコイルL1にて磁束φ1が発生する。この磁束φ1から明らかなように、第1のコイルL1の一端(図3において右側)が磁石でいうところのN極に相当し、第1のコイルL1の他端(図3において左側)が磁石でいうところのS極に相当する。 At this time, a magnetic flux φ1 is generated in the first coil L1. As is apparent from the magnetic flux φ1, one end of the first coil L1 (right side in FIG. 3) corresponds to the N pole in terms of a magnet, and the other end (left side in FIG. 3) of the first coil L1. This corresponds to the S pole in terms of a magnet.
同様に、第2のコイルL2にて磁束φ2が発生する。この磁束φ2から明らかなように、第2のコイルL2の一端(図3において右側)が磁石でいうところのS極に相当し、第2のコイルL2の他端(図3において左側)が磁石でいうところのN極に相当する。 Similarly, a magnetic flux φ2 is generated in the second coil L2. As is apparent from the flux phi 2, one end of the second coil L2 (3 right) corresponds to the S pole as referred in the magnet, the other end of the second coil L2 (the left side in FIG. 3) is This corresponds to the N pole in terms of a magnet.
このため、図3に示す例において第1のコイルL1と第2のコイルL2との磁極方向は反対となっている。そして、図3に示す例における全体の磁束φTotalは、φTotal=φ1−φ2となる。 For this reason, in the example shown in FIG. 3, the magnetic pole directions of the first coil L1 and the second coil L2 are opposite. Then, the total magnetic flux φ Total in the example illustrated in FIG. 3 is φ Total = φ 1 −φ 2 .
すなわち、図3に示すように、第1のコイルL1と第2のコイルL2との軸方向が車両平面方向となっている場合、第1のコイルL1にて発生する磁束φ1と第2のコイルL2にて発生する磁束φ2とは逆方向となり、全体の磁束φTotalは磁束φ1から磁束φ2を
減算したものとなる。なお、図3においてφmとは、磁束φ1,φ2の合成磁束である。
That is, as shown in FIG. 3, if the axial direction of the first coil L1 and the second coil L2 is in the vehicle plane direction, the magnetic flux phi 1 and the second generated in the first coil L1 the direction is opposite to the magnetic flux phi 2 generated in the coil L2, the total magnetic flux phi total becomes minus the flux phi 2 from the magnetic flux phi 1. In FIG. 3, φm is a combined magnetic flux of magnetic fluxes φ 1 and φ 2 .
次に、電波の大きさ(放射電界強度)は第1及び第2のコイルL1,L2の磁束の大きさに依存する。ここで、磁束の大きさBは、ディスク型コイルにおいて以下の式(1)により表わすことができ、ソレノイド型コイルにおいて以下の式(2)により表わすことができる。
面積S1,S2が固定であるとした場合、磁束Bは、第1及び第2のコイルL1,L2のターン数N1,N2と、第1及び第2のコイルL1,L2に流れる電流I1,I2に依存する。ここで、ターン数N1,N2及び電流I1,I2の大きさから定まる第1及び第2のコイルL1,L2の合成アンペアターンATは、ディスク型コイルにおいて以下の式(3)により表わすことができ、ソレノイド型コイルにおいて以下の式(4)により表わすことができる。
図4は、負荷電力を一定とした時のインバータ14の駆動周波数とディスク型コイルにおける合成アンペアターンATとの相関を示す図である。式(1)(3)から明らかなよ
うに、合成アンペアターンATが小さくなればなるほど磁束Bは小さくなり、放射電界強度を抑えることができる。図4に示すように、本件発明者らは、ディスク型コイルの場合、既知の値である受電側回路20の共振周波数ω1よりも高い周波数において、合成アンペアターンATが小さくなることを見出した。このように、負荷電力が一定であっても、周波数の取り方によって最適な合成アンペアターンATを得ることができる。
FIG. 4 is a diagram showing the correlation between the drive frequency of the
図5は、負荷電力を一定とした時のインバータ14の駆動周波数とソレノイド型コイルにおける合成アンペアターンATとの相関を示す図である。一方、本件発明者らは、図5及び式(2)(4)に示されるように、ソレノイド型コイルの場合、既知の値である受電側回路20の共振周波数ω1よりも低い周波数において、合成アンペアターンATが小さくなることを見出した。このように、負荷電力が一定であっても、周波数の取り方によって最適な合成アンペアターンATを得ることができる。
FIG. 5 is a diagram showing the correlation between the drive frequency of the
よって、第1実施形態に係る非接触給電装置1はコイルL1,L2の軸方向が車両平面方向となるソレノイド型コイルであるため、駆動周波数選択部15bは、受電側回路20の共振周波数ω1よりも低い周波数を選択し、この周波数でインバータ14を駆動することとなる。図6は、図1に示した駆動周波数選択部15bによる駆動周波数の選択の様子を示す図である。図6に示すように、指令値Prefを満たす周波数は、ω2〜ω5の4つが存在することとなる。現在電力Poutにおける現在の周波数がfrefである場合において、駆動周波数選択部15bは、順次周波数を上げていき、図6に示す現在の電力Poutと指令値Prefとが一致する周波数ω2,ω3のいずれか一方を選択する。なお、周波数ω4,ω5については、共振周波数ω1以上の周波数であることから選択しないこととなる。
Therefore, since the contactless
そして、パルス生成部15cは、上記のようにして、駆動周波数選択部15bにより選択された周波数に応じたパルスを生成して、インバータ14を駆動することとなる。
Then, the
ここで、第1及び第2のコイルL1,L2のターン数N1,N2についても予め同数としておくことにより、式(4)は以下のように簡略化される。第1及び第2のコイルL1,L2のターン数N1,N2が同数の場合における合成電流Aは以下の式(5)により表わすことができる。
このように、第1及び第2のコイルL1,L2のターン数N1,N2が同じである場合には、上記式(2)(5)から明らかなように、合成電流Aが小さくなればなるほど磁束Bは小さくなり、放射電界強度を抑えることができる。また、合成電流Aについても図5に示す合成アンペアターンATと同様になり、既知の値である受電側回路20の共振周波数ω1よりも低い周波数において、合成電流Aが小さくなる。よって、第1実施形態に係る駆動周波数選択部15bは、ターン数N1,N2が同じである場合、合成電流Aに基づいて、受電側回路20の共振周波数ω1よりも低い周波数を選択し、この周波数でインバータ14を駆動してもよい。
As described above, when the number of turns N 1 and N 2 of the first and second coils L1 and L2 is the same, the combined current A can be reduced as is apparent from the above formulas (2) and (5). The more the magnetic flux B becomes, the more the radiation electric field intensity can be suppressed. Further, the combined current A is the same as the combined ampere turn AT shown in FIG. 5, and the combined current A becomes small at a frequency lower than the resonance frequency ω1 of the power receiving
なお、上記及び以下の説明において、合成電流Aは、合成アンペアターンATからターン数N1,N2の概念を除いたものであるため、合成アンペアターンATの一種であると
し、合成アンペアターンATの概念に含まれるものとする。
In the above and the following description, since the combined current A is obtained by removing the concept of the number of turns N 1 and N 2 from the combined ampere turn AT, it is assumed that it is a kind of combined ampere turn AT, and the combined ampere turn AT It shall be included in the concept of
さらに、本件発明者らは、図5に示すように、受電側回路20の共振周波数ω1よりも低い周波数域において、周波数が低過ぎると合成アンペアターンATが受電側回路20の共振周波数ω1時における合成アンペアターンAT1よりも大きくなることを見出した。また、受電側回路20の共振周波数ω1時における合成アンペアターンAT1よりも大きくなる周波数は、結合係数によって異なることも見出した。このため、結合係数に基づいて、受電側回路20の共振周波数ω1時における合成アンペアターンAT1よりも小さくなる周波数を選択することで、より確実に放射電界強度を低減することができる。
Furthermore, as shown in FIG. 5, the inventors of the present invention, when the frequency is too low in the frequency range lower than the resonance frequency ω1 of the power receiving
具体的に説明すると、図5に示すように結合係数kが0.3である場合、合成アンペアターンATは、共振周波数ω1より低くなると低下する傾向にあり、周波数ω6にて最小値となる。さらに、周波数が低くなると、合成アンペアターンATは、周波数ω7において共振周波数ω1時と同じ値となる。以後、周波数が低くなると合成アンペアターンATは、さらに高くなる。 Specifically, as shown in FIG. 5, when the coupling coefficient k is 0.3, the combined ampere turn AT tends to decrease when it becomes lower than the resonance frequency ω1, and becomes a minimum value at the frequency ω6. Further, when the frequency is lowered, the combined ampere turn AT becomes the same value as that at the resonance frequency ω1 at the frequency ω7. Thereafter, the synthetic ampere turn AT further increases as the frequency decreases.
よって、第1実施形態において駆動周波数選択部15bは、係合係数kが0.3である場合、ω7<インバータ14の駆動周波数<ω1とする。これにより、第1実施形態に係る非接触給電装置1は、より確実に放射電界強度を低減するようにしている。
Therefore, in the first embodiment, the drive
また、第1実施形態において駆動周波数選択部15bは、上記範囲内の周波数のうち、インバータ14を駆動したときの出力の位相が遅相となる周波数を選択する。これにより、インバータ14におけるスイッチング損失を低減することとしている。以下、詳細に説明する。
Further, in the first embodiment, the drive
一般的に共振回路の共振周波数より高い周波数によってインバータを駆動した場合、インバータを駆動したときの出力の位相は遅相となる。これに対して、共振回路の共振周波数より低い周波数によってインバータを駆動した場合、インバータを駆動したときの出力の位相は進相となる。そして、出力位相が進相となる場合には、インバータにおけるスイッチング損失が大きくなってしまう。このため、通常インバータは共振回路の共振周波数より高い周波数によって駆動される。 In general, when an inverter is driven at a frequency higher than the resonance frequency of the resonance circuit, the output phase when the inverter is driven is delayed. On the other hand, when the inverter is driven at a frequency lower than the resonance frequency of the resonance circuit, the phase of the output when the inverter is driven is advanced. And when an output phase becomes a phase advance, the switching loss in an inverter will become large. For this reason, the inverter is normally driven at a frequency higher than the resonance frequency of the resonance circuit.
しかし、本実施形態に係る非接触給電装置1はソレノイド型コイルを備えるため、受電回路側20の共振周波数ω1よりも低い周波数にてインバータ14を駆動することとなり、インバータ14の出力位相が遅相となる周波数範囲がディスク型コイルに比べると非常に狭い。故に、駆動周波数選択部15bが、受電側回路20の共振周波数ω1よりも低く、且つ、合成アンペアターンATが、受電側回路20の共振周波数ω1時における合成アンペアターンAT1よりも小さくなる範囲内の周波数を選択するにあたり、進相領域であるか遅相領域であるかを考慮しないとすると、選択した周波数が進相領域の周波数に該当してしまいスイッチング損失が大きくなってしまう可能性がある。
However, since the contactless
そこで、本実施形態において駆動周波数選択部15bは、受電側回路20の共振周波数ω1よりも低く、且つ、合成アンペアターンATが、受電側回路20の共振周波数ω1時における合成アンペアターンAT1よりも小さくなる範囲内の周波数を選択するにあたり、インバータ14を駆動したときの出力の位相が遅相となる周波数を選択する。
Therefore, in this embodiment, the drive
図7は、周波数とインバータ14の出力位相とを示す相関図である。図7に示すように、受電側回路20の共振周波数ω1よりも高い領域では遅相領域が広いが、受電側回路20の共振周波数ω1よりも低い領域では遅相領域が狭い。このため、電力制御部15は、予め図7に示すようなデータを記憶しておく。そして、駆動周波数選択部15bは、記憶
データに基づいて受電側回路20の共振周波数ω1よりも低い領域においてインバータ14を駆動したときの出力の位相が遅相となる周波数を選択する。
FIG. 7 is a correlation diagram showing the frequency and the output phase of the
なお、図7から明らかなように、インバータ14の出力位相曲線は結合係数により異なる。よって、駆動周波数選択部15bは、結合係数に基づいてインバータ14を駆動したときの出力の位相が遅相となる周波数を選択することとなる。すなわち、結合係数k=X1である場合、遅相となる周波数範囲はω8より高くω9より低い範囲となる。また、結合係数k=X2(>X1)である場合、遅相となる周波数範囲はω10より高くω9より低い範囲となる。
As is apparent from FIG. 7, the output phase curve of the
従って、駆動周波数選択部15bは、まず、結合係数から、受電側回路20の共振周波数ω1よりも低く、且つ、合成アンペアターンATが受電側回路20の共振周波数ω1時における合成アンペアターンAT1よりも小さくなる周波数範囲を求める。次いで、駆動周波数選択部15bは、結合係数から、上記の如く、遅相となる周波数範囲を決定する。そして、駆動周波数選択部15bは、これら2つの範囲内に属する周波数を選択することとなる。
Accordingly, the drive
さらに、電力制御部15は、一層放射電界強度を抑えるべく、第1のコイルL1の電流と第2のコイルL2の電流との位相差を90度よりも大きくすることとしている。より詳細に電力制御部15は、第1のコイルL1の電流と第2のコイルL2の電流との位相差を90度よりも大きく270度よりも小さくすることとしている。
Furthermore, the
図8は、コイルL1,L2に流れる電流による磁束を示す波形図であり、(a)は第1の例を示し、(b)は第2の例を示し、(c)は第3の例を示している。図8(a)に示すように、電流位相が同相に近い場合、第1のコイルL1による磁界B1と第2のコイルL2による磁界B2とは互いに強めあって全体の磁束φTotalは大きくなってしまう。こ
れに対して、位相差を90度よりも大きく270度よりも小さくすることにより、図8(b)に示すように、両磁束B1,B2を互いに打ち消すように作用させることができ、全体の磁束φTotalを小さくして、放射電界強度を抑えることができる。なお、位相差は、
受電側回路20側のインピーダンス又は周波数を調整することにより、設定可能である。
FIGS. 8A and 8B are waveform diagrams showing magnetic fluxes generated by currents flowing through the coils L1 and L2, in which FIG. 8A shows a first example, FIG. 8B shows a second example, and FIG. 8C shows a third example. Is shown. As shown in FIG. 8A, when the current phase is close to the same phase, the magnetic field B1 generated by the first coil L1 and the magnetic field B2 generated by the second coil L2 are strengthened to increase the total magnetic flux φ Total. End up. On the other hand, by making the phase difference larger than 90 degrees and smaller than 270 degrees, both magnetic fluxes B1 and B2 can be made to cancel each other as shown in FIG. The magnetic field intensity can be suppressed by reducing the magnetic flux φ Total . The phase difference is
It can be set by adjusting the impedance or frequency on the power receiving
なお、図8(c)に示すように、互いの振幅の差が大きい場合には、上記位相差であっても両磁束B1,B2を互いに打ち消す効果が小さくなってしまう。このため、第1実施形態において電力制御部15は、互いの振幅についても調整することが好ましい。その点、合成アンペアターンATは、コイルL1,L2を流れる電流の、互いの振幅差と位相差から成る評価指標であり、合成アンペアターンATを小さくする周波数を選択すれば、個別に振幅と位相を調整しなくても、振幅、位相が全体として最適化されることになる。
As shown in FIG. 8C, when the difference between the amplitudes is large, the effect of canceling the magnetic fluxes B1 and B2 with each other is small even with the above phase difference. For this reason, in the first embodiment, the
次に、第1実施形態に係る非接触給電装置1の制御方法について説明する。図9は、第1実施形態に係る非接触給電装置1の制御方法を示すフローチャートである。図9に示すように、まず電力制御部15は、負荷電力検出部25aにより検出された現在電力Pout、及び、負荷制御部25bにより算出された指令値Prefを入力する(S1)。
Next, the control method of the non-contact
次いで、電力制御部15は、結合係数検出部25cにより検出された結合係数kを入力する(S2)。その後、電力制御部15のデューティ生成部15aは、負荷電力検出部25aにより検出された現在電力Poutと、負荷制御部25bにより算出された指令値Prefとから、デューティ比を決定する(S3)。
Next, the
次に、電力制御部15の駆動周波数選択部15bは、インバータ14の駆動周波数を選択する(S4)。このとき、駆動周波数選択部15bは、上記した理論に示すように、受
電側回路20の共振周波数ω1よりも低く、且つ、合成アンペアターンATが、受電側回路20の共振周波数ω1時における合成アンペアターンAT1よりも小さくなり、且つ、インバータ14を駆動したときの出力の位相が遅相となる周波数を選択する。より具体的に、駆動周波数選択部15bは、ステップS2にて入力した結合係数kから、受電側回路20の共振周波数ω1よりも低く、且つ、合成アンペアターンATが、受電側回路20の共振周波数ω1時における合成アンペアターンAT1よりも小さくなる周波数の範囲を決定する。例えば図5に示すように、結合係数kが0.3である場合、下限値はω7となり、上限値はω1となる。すなわち、駆動周波数選択部15bは、周波数の範囲をω7<インバータ14の駆動周波数<ω1と決定する。次いで、駆動周波数選択部15bは、上記の周波数の範囲のうち、インバータ14を駆動したときの出力の位相が遅相となる周波数の範囲を決定する。例えば図7に示すように、結合係数kがX1(なお、この段落のみ、X1=0.3とする)である場合、下限値はω8となり、上限値はω9となる。そして、駆動周波数選択部15bは、下限値であるω7,ω8のうち高い方から順次周波数を上げていき、周波数が共振周波数ω1,ω9のうち低い方の周波数以上とならない範囲でPref=Poutとなる周波数を選択することとなる。
Next, the drive
その後、電力制御部15のパルス生成部15cは、ステップS3にて決定したデューティ比とステップS4にて選択された周波数とからパルスを生成し、このパルスによりスイッチング素子S1〜S4をスイッチングすることによりインバータ14を駆動する(S5)。これにより、上記式(2)(4)(5)を参照して説明したように、放射電界強度を抑えることができる。
Then, the
その後、非接触給電装置1は充電が完了であるか否かを判断する(S6)。この際、非接触給電装置1は、負荷24であるバッテリの残容量が所定値を超えた場合に、充電が完了であると判断する。
Thereafter, the contactless
充電が完了していないと判断した場合(S6:NO)、処理はステップS1に移行する。一方、充電が完了したと判断した場合(S6:YES)、図8に示す処理は終了することとなる。 If it is determined that charging has not been completed (S6: NO), the process proceeds to step S1. On the other hand, when it is determined that the charging is completed (S6: YES), the process shown in FIG. 8 ends.
このようにして、第1実施形態に係る非接触給電装置1及びその制御方法によれば、周波数の選択によって合成アンペアターンATを小さくでき、構造部材を極力用いることなく放射電界強度を低減することができる。詳細に本件発明者らは、電波の大きさが第1及び第2のコイルL1,L2のターン数N1,N2及びそれらに流れる電流に依存し、ターン数N1,N2及び電流の大きさから定まる第1及び第2のコイルL1,L2の合成アンペアターンATが、ソレノイド型コイルの場合、受電側回路20の共振周波数ω1よりも低い周波数で小さくなることを見出した。また、本件発明者らは、ソレノイド型コイルの場合、受電側回路20の共振周波数ω1よりも低い周波数域において、周波数が低過ぎると合成アンペアターンATが受電側回路20の共振周波数ω1時における合成アンペアターンATよりも大きくなることを見出した。このため、受電側回路20の共振周波数ω1よりも低い周波数、且つ、第1のコイルL1と第2のコイルL2との合成アンペアターンATが、受電側回路20の共振周波数ω1時における合成アンペアターンATよりも小さくなる周波数を選択することで、放射電界強度を低減できる。また、放射電界強度の低減には、磁界を低減する構造部材を極力用いることなく、周波数の選択により実現することができる。従って、放射電界強度を抑えつつ、大型化を防止することができる。
In this way, according to the contactless
さらに、上記範囲内の周波数のうち、インバータ14を駆動したときの出力の位相が遅相となる周波数を選択するため、インバータ14におけるスイッチング損失についても低減することができる。すなわち、上記範囲内の周波数においては、インバータ14を駆動したときの出力の位相が遅相となる周波数範囲が狭く、進相領域であるか遅相領域である
かを考慮しないとすると、選択した周波数が進相領域の周波数に該当し、スイッチング損失が大きくなってしまう可能性がある。しかし、第1実施形態では、遅相領域となる周波数範囲を決定のうえ選択するため、ソレノイド型コイルの場合にスイッチング損失が大きくなり易いという課題を解決することができる。
Furthermore, since the frequency in which the phase of the output when the
また、第1のコイルL1の電流と第2のコイルL2の電流との位相差は90度よりも大きいため、発生する磁束を互いに打ち消すこととなり、より一層放射電界強度を低減することができる。 Moreover, since the phase difference between the current of the first coil L1 and the current of the second coil L2 is greater than 90 degrees, the generated magnetic fluxes cancel each other, and the radiation field strength can be further reduced.
次に、本発明の第2実施形態を説明する。第2実施形態に係る非接触給電装置及びその制御方法は、第1実施形態と同様であるが、構成及び処理内容が一部異なっている。以下、第1実施形態との相違点を説明する。 Next, a second embodiment of the present invention will be described. The non-contact power feeding device and the control method thereof according to the second embodiment are the same as those of the first embodiment, but the configuration and processing contents are partially different. Hereinafter, differences from the first embodiment will be described.
図10は、第2実施形態に係る非接触給電装置2を示す構成図である。図10に示すように、第2実施形態に係る非接触給電装置2において、駆動周波数選択部15bは、結合係数検出部25cからの結合係数kに基づいて周波数を選択する。具体的に駆動周波数選択部15bは、図9に示すような結合係数kと周波数との相関関係を示すマップを記憶しており、結合係数検出部25cからの結合係数kを入力すると、マップを参照して周波数を決定する。
FIG. 10 is a configuration diagram illustrating the contactless
ここで、駆動周波数選択部15bにより選択される周波数は、図5に示す合成アンペアターンATが最小となる周波数となっている。よって、放射電界強度を最大限に抑えることができる。ここで、選択される周波数は、図4に示すように、受電側回路20の共振周波数ω1よりも低く、合成アンペアターンATが、受電側回路20の共振周波数ω1時における合成アンペアターンAT1よりも小さくなる周波数の範囲であり、且つ、インバータ14を駆動したときの出力の位相が遅相となる周波数の範囲であって、これらの範囲内において合成アンペアターンATが最小となる周波数となっていることがより望ましい。これによって、スイッチング損失を低減できるからである。なお、以下の説明では、駆動周波数選択部15bにより選択される周波数が図5に示す合成アンペアターンATが最小となる周波数であるものとして説明するが、インバータ14を駆動したときの出力の位相が遅相となる周波数の範囲を考慮すると更に望ましいことは言うまでもない。
Here, the frequency selected by the drive
また、駆動周波数選択部15bは、マップに代えて、以下の式(6)又は式(7)を記憶していてもよい。
ここで、第2実施形態では結合係数kにより周波数が一義的に決まってしまうことから、Pout=Prefとする制御に支障をきたす可能性がある。そこで、第2実施形態で
は、デューティ比を制御することにより、Pout=Prefを実現するようにしている。
Here, in the second embodiment, since the frequency is uniquely determined by the coupling coefficient k, there is a possibility that the control of Pout = Pref may be hindered. Therefore, in the second embodiment, Pout = Pref is realized by controlling the duty ratio.
図11は、第2実施形態に係るデューティ比による調整手法を説明する図であり、(a)は調整前を示し、(b)は調整後を示している。図11(a)に示すように、合成アンペアターンATが最小となる周波数がω6である場合、Pout>Prefとなってしまう。そこで、デューティ生成部15aは、デューティ比を小さくする。これにより、図11(b)に示すように、出力電力を図中の下方向にシフトさせ、周波数がω6においてPout=Prefを実現する。
FIGS. 11A and 11B are diagrams for explaining an adjustment method using a duty ratio according to the second embodiment, in which FIG. 11A shows before adjustment, and FIG. 11B shows after adjustment. As shown in FIG. 11A, when the frequency at which the combined ampere turn AT is minimum is ω6, Pout> Pref. Therefore, the
なお、図11では、デューティ比を小さくする場合を例に説明したが、合成アンペアターンATが最小となる周波数においてPout<Prefとなっている場合には、デューティ比を大きくすることとなる。 In FIG. 11, the case where the duty ratio is reduced has been described as an example. However, when Pout <Pref is satisfied at the frequency at which the combined ampere turn AT is minimum, the duty ratio is increased.
さらに、第2実施形態ではデューティ比を制御することにより、合成アンペアターンATが最小となる周波数においてPout=Prefを実現するようにしているが、これに限らず、スイッチング素子S0のデューティ比を算出して力率改善昇圧部13の昇圧比を変更するようにしてもよい。これによっても、デューティ比の制御と同等に、合成アンペアターンATが最小となる周波数においてPout=Prefを実現することができるからである。
Furthermore, in the second embodiment, Pout = Pref is realized at a frequency at which the combined ampere turn AT is minimized by controlling the duty ratio. However, the present invention is not limited to this, and the duty ratio of the switching element S 0 is changed. The boost ratio of the power
次に、第2実施形態に係る非接触給電装置2の制御方法を説明する。図12は、第2実施形態に係る非接触給電装置1の制御方法を示すフローチャートである。なお、図9に示す処理と同一の処理には、同一の符号を付して説明を省略する。
Next, a method for controlling the non-contact
結合係数kを入力した後(S2の後)、駆動周波数選択部15bは、マップ、又は式(6)及び式(7)から、合成アンペアターンATが最小となる周波数を選択する(S7)。次いで、デューティ制御部15aは、ステップS7にて選択された周波数において、Pout=Prefとなるように、デューティ比(又は昇圧比)を選択する(S8)。
After inputting the coupling coefficient k (after S2), the drive
その後、図9に示したステップS5,S6と同様の処理が実行され、図12に示す処理は終了することとなる。 Thereafter, processing similar to steps S5 and S6 shown in FIG. 9 is executed, and the processing shown in FIG. 12 ends.
このようにして、第2実施形態に係る非接触給電装置2及びその制御方法によれば、第1実施形態と同様に、放射電界強度を抑えつつ、大型化を防止することができ、磁束を打ち消すことにより、より一層放射電界強度を低減することができる。
In this way, according to the non-contact
また、合成アンペアターンATが最小となる周波数を選択するため、より一層放射電界強度を低減することができる。さらに、最小となる周波数を選択したことにより、現在電力Pout=指令値Prefとならなくなった場合には、デューティ比及び昇圧比の少なくとも一方の比率を調整することで、現在電力Pout=指令値Prefとすることができる。従って、充電電力に影響を与えることなく、より一層放射電界強度を低減することができる。 In addition, since the frequency that minimizes the combined ampere turn AT is selected, the radiation electric field strength can be further reduced. Further, when the current power Pout is not equal to the command value Pref due to selection of the minimum frequency, the current power Pout = the command value Pref is adjusted by adjusting at least one of the duty ratio and the step-up ratio. It can be. Therefore, the radiation electric field strength can be further reduced without affecting the charging power.
加えて、受電側回路20の共振周波数ω1よりも低く、合成アンペアターンATが、受電側回路20の共振周波数ω1時における合成アンペアターンAT1よりも小さくなる周波数の範囲であり、且つ、インバータ14を駆動したときの出力の位相が遅相となる周波数の範囲であって、これらの範囲内において合成アンペアターンATが最小となる周波数を選択する場合には、一層放射電界強度を低減しつつもスイッチング損失を低減することができる。
In addition, the frequency range is lower than the resonance frequency ω1 of the power receiving
以上、実施形態に基づき本発明を説明したが、本発明は上記実施形態に限られるものでは無く、本発明の趣旨を逸脱しない範囲で、変更を加えてもよいし、各実施形態を組み合わせてもよい。 As mentioned above, although this invention was demonstrated based on embodiment, this invention is not limited to the said embodiment, You may add a change in the range which does not deviate from the meaning of this invention, and combines each embodiment. Also good.
例えば上記実施形態に係る非接触給電装置1,2は、図示した回路構成に限るものではなく、例えば給電側回路10に絶縁トランスを備えるなど、種々の変更が可能である。
For example, the contactless
また、上記実施形態において非接触給電装置1,2は、結合係数検出部25cを備えているが、これに代えて、結合係数kのデータを予め記憶しておいてもよい。例えば、非接触給電装置1,2が特定の乗用車専用に用いられ、給電側回路10と受電側回路20の距離が既に分かっている場合などには、結合係数kのデータを電力制御部15が記憶しておき、この結合係数kに基づいて周波数を選択するようにしてもよい。
Further, in the above embodiment, the contactless
さらに、非接触給電装置1,2が車両バッテリの充電に用いられる場合、車高に基づく給電側回路10と受電側回路20との距離が予想できることから、車両側に結合係数kのデータを記憶させておき、充電時に電力制御部15に送信する構成であってもよい。
Further, when the non-contact
1,2…非接触給電装置
10…給電側回路
11…商用電源
12…整流部
13…力率改善昇圧部
14…インバータ
15…電力制御部(駆動手段)
20…受電側回路
21…整流部
22…フィルタ部
23…リレー
24…負荷
25…バッテリコントローラ
25a…負荷電力検出部(電力検出手段)
25b…負荷制御部(指令値算出手段)
25c…結合係数検出部
C1…第1コンデンサ
L1…第1のコイル
C2…第2コンデンサ
L2…第2のコイル
DESCRIPTION OF
DESCRIPTION OF
25b ... Load control unit (command value calculation means)
25c ... Coupling coefficient detector C1 ... first capacitor L1 ... first coil C2 ... second capacitor L2 ... second coil
Claims (5)
前記給電側回路は、前記第1のコイルに供給する高周波電力を生成すべくインバータを駆動する駆動手段を備え、
前記駆動手段は、前記受電側回路の共振周波数よりも低く、且つ、前記第1のコイルと前記第2のコイルとの合成アンペアターンが、前記受電側回路の共振周波数時における合成アンペアターンよりも小さくなる範囲内の周波数を選択して前記インバータを駆動する
ことを特徴とする非接触給電装置。 Power is transmitted or received in a non-contact manner between the power supply side circuit having the first coil and the power reception side circuit having the second coil by at least magnetic coupling, and at the time of power transmission and reception, the first coil In the non-contact power feeding device in which the magnetic pole direction is opposite to the magnetic pole direction of the second coil,
The power supply side circuit includes drive means for driving an inverter to generate high frequency power to be supplied to the first coil,
The driving means is lower than a resonance frequency of the power receiving side circuit, and a combined ampere turn of the first coil and the second coil is higher than a combined ampere turn at the resonance frequency of the power receiving side circuit. A non-contact power feeding apparatus that drives the inverter by selecting a frequency within a smaller range.
ことを特徴とする請求項1に記載の非接触給電装置。 The non-contact power feeding apparatus according to claim 1, wherein the driving unit selects a frequency in which a phase of an output when the inverter is driven is delayed from frequencies within the range.
前記駆動手段は、前記第1のコイルと前記第2のコイルとの合成アンペアターンが、最小となる周波数を選択し、前記電力検出手段により検出された電力が前記指令値算出手段により算出された電力の指令値に合致するようにデューティ比及び昇圧比の少なくとも一方の比率を決定する
ことを特徴とする請求項1又は請求項2のいずれかに記載の非接触給電装置。 The power receiving side circuit includes power detection means for detecting power supplied to a load to be charged, and command value calculation means for calculating a command value of power supplied to the load,
The drive means selects a frequency at which a combined ampere turn of the first coil and the second coil is minimized, and the power detected by the power detection means is calculated by the command value calculation means. 3. The contactless power supply device according to claim 1, wherein at least one ratio of a duty ratio and a step-up ratio is determined so as to match a command value of electric power.
ことを特徴とする請求項1から請求項3のいずれか1項に記載の非接触給電装置。 The contactless power supply device according to any one of claims 1 to 3, wherein the phase difference between the current of the first coil and the current of the second coil is greater than 90 degrees.
前記第1のコイルに供給する高周波電力を生成すべくインバータを駆動する駆動工程を備え、
前記駆動工程では、前記受電側回路の共振周波数よりも低く、且つ、前記第1のコイルと前記第2のコイルとの合成アンペアターンが、前記受電側回路の共振周波数時における合成アンペアターンよりも小さくなる範囲内の周波数を選択して前記インバータを駆動する
ことを特徴とする非接触給電装置の制御方法。 Power is transmitted or received in a non-contact manner between the power supply side circuit having the first coil and the power reception side circuit having the second coil by at least magnetic coupling, and at the time of power transmission and reception, the first coil In the control method of the non-contact power feeding device in which the magnetic pole direction is opposite to the magnetic pole direction of the second coil,
A driving step of driving an inverter to generate high-frequency power to be supplied to the first coil;
In the driving step, the combined ampere turn of the first coil and the second coil is lower than the resonance frequency of the power receiving side circuit than the combined ampere turn at the resonance frequency of the power receiving side circuit. A method for controlling a non-contact power feeding device, wherein the inverter is driven by selecting a frequency within a smaller range.
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