銅クラッドアルミ線の高周波抵抗の理論解析 国 立 大 学 法 人 千 葉 大 学 八 代 健一郎 1 ケーブル・機器開発センター 上 滝 千 尋 2 イ ン フ ラ 事 業 部 門 新 元 孝 3 応 用 電 磁 気 研 究 室 官 寧 4 Theorical Analysis on AC Resistance of Copper Clad Aluminum Wires K. Yashiro, C. Kamidaki, T. Shinmoto, and N. Guan 磁界の結合を利用するタイプの非接触給電装置は，その伝送効率が回路の Q 値に依存するため高周波で 抵抗の低いコイルが求められる．アルミニウム（Al）線に銅（Cu）を一様に被覆した銅クラッドアルミ （Copper Clad Aluminum，以下 CCA と記す）線で巻回したコイルは，特定の周波数範囲で同じ形状の Cu 線コイルよりも低い高周波抵抗を示す．当社では，CCA 線の表皮効果と近接効果を解析的に定式化し，高 周波抵抗の数値解析を行った．得られた計算値は測定値とよい一致を見せた．また，CCA 線コイルが Cu 線コイルより高周波抵抗の上昇が抑制される現象について解明した． Wireless power transfer system using inductive coupling through a magnetic field requires low resistance coil at high frequency because its efficiency significantly influenced by its quality factor. Copper clad aluminum wire (CCA) is an aluminum wire coated by a thin copper (Cu) layer, and is used for winding wires. A CCA coil shows lower AC resistance than Cu one with the same dimension at high frequencies under certain circumstances. We formulated both the skin and proximity effects on CCA wires and analyzed numerically the AC resistance of the CCA - wound coils. The analysis has successfully explained the unusual phenomenon that CCA wires can suppress the AC resistance than Cu ones. 銅クラッドアルミ（Copper Clad Aluminum，以下 CCA 1．ま え が き と記す）線はアルミ（Al）線に一様な薄い銅（Cu）の層 近年，電線を用いずに電磁気を利用して電力を伝送す を被覆した電線であり，Cu と Al の界面は強固な金属結合 る，いわゆる非接触給電の技術が注目を集めている．当 を形成している（図 1） ．CCA 線は主原料が資源豊富な Al 技術はスマートフォンやタブレットなどの小型電子機器 で構成され，一般的に用いられる Cu 線よりも軽量であ だけでなく，大型家電や電気自動車への搭載も盛んに開 り，接続性・はんだ性が Cu 線と同等である 3）．Al の導電 1） 発が進められている ．空間を介して電力を伝送する伝 率は Cu よりも低いため，CCA 線は通常 Cu 線よりも太い導 送効率は回路の Q 値に依存するため，磁界の結合を利用 体径で用いられる．しかしわれわれは CCA 線コイルが， するタイプの非接触給電装置においてコイルは重要な部 特定の条件下で同じ形状の Cu 線コイルよりも低い高周波 2） 抵抗を示すことを見出した 4）． 品である ．コイルの Q 値は周波数に比例し，抵抗に反 比例するため，可能な限り高い周波数で低い抵抗が求め られる．しかし，高周波電流はコイルの周囲に高周波磁 界をつくり，コイルを構成する導線の内部に渦電流を発 Copper 生させるため，コイルの抵抗は周波数の上昇に従い増大 してしまう．これを損失の発生源で区別して表皮効果お よび近接効果と呼ぶ．抵抗の上昇は電力伝送効率の低下 のみでなく，発熱量の増大を招くのでできる限り抑制す ることが求められる． Aluminum 1 国立大学法人千葉大学大学院工学研究科 教授 2 メタルケーブル・機器開発部 3 インフラ事業部門統括付（工学博士） 4 応用電磁気研究室フェロー室長（工学博士） Copper 図 1 CCA 線 Fig. 1. Copper clad aluminum wires. 48 銅クラッドアルミ線の高周波抵抗の理論解析 略語・専門用語リスト 略語 ･ 専門用語 正式表記 説 明 Q値 Quality factor 共振系において，一周期の間に蓄えられるエネルギーと系から散逸す るエネルギーの比．コイルの Q 値はインダクタンスと角周波数の積を 抵抗で除して求める． 表皮効果 Skin effect 高周波電流が導体を流れるとき，電流が導体の表面に集中し，電流の 流れる実効面積が小さくなり抵抗が上昇する現象． 近接効果 Proximity effect 近接した導体に流れる電流の作る高周波磁界が導体に侵入し，渦電流 が生じて損失が発生する現象． ここに，k i 2＝−jωσiμiμ0 であり，Jν，Yν はそれぞれν 本論文では，CCA 線の表皮効果と近接効果を解析的に 定式化し，数値解析した結果から CCA 線および Cu 線コ 次の Bessel 関数と Neumann 関数であり，A n ，B n は次式 イルの高周波抵抗の比較を行った．その結果，CCA 線は で表される境界条件から求められる定数である 5）． 近接効果による損失が Cu 線よりも小さく，CCA 線コイ E z | r = r1 - = E z | r = r1 + ルは Cu 線コイルよりも周波数の上昇に対する高周波抵 抗の増大が抑制されることを解明した．数値解析の結果 1 ∂E z m 1 ∂r は測定結果とよく一致し，高周波で CCA 線コイルの高 周波抵抗が Cu 線よりも低くなる現象が再現された． r = r1 - 1 ∂E z m 2 ∂r = （3） r = r1 + （4） ただし，考える波長は導線よりも十分に大きく，電磁波 の放射の影響は無視できる準定常状態と仮定した．式 2．定 式 化 （2）より，磁界のθ成分 H θ は次式で表される． 2．1 CCA 線の表皮効果 s1 A J (k r ) ( r £ r1 ) k1 1 0 1 s - 2 [A2 J0 ( k2 r ) + B2 Y0 (k2 r )] ( r 1 < r £ r2 ) （5） k2 CCA 線を図 2 のように断面が円形で 2 層の異なる素 - 材で構成される，z 軸方向に一様に分布する導線としてモ Hq = デル化し解析を行った．導線の内側からi （i ＝1，2）層目 の直 径，導 電 率，比 透 磁 率をそれぞれ 2 r i ，σi ，μi と し，時間因子をe jωt とする．電流 I を通電したとき，電界 Ampére の法則より，導線に流れる電流 I は導線表面 の z 成分 E z は以下の方程式を満たす． の磁界の線積分で与えられる． ∂ 2Ez 1 ∂E z + - jwm i m 0 s i E z = 0 2 r ∂r ∂r I= （1） この方程式の解は，次式で表される． Ez = e A 1 J 0 ( k1 r ) A2 J0 ( k2 r ) + B2 Y0 (k2 r ) = ( r £ r1 ) ( r1 < r £ r2 ) Ú H | q r=r2 dl 2 px [ A 2 J0' ( x ) + B2 Y0' (x )] jwm 2 m 0 （6） ここに，ξ＝k 2r 2 である．式（6）から，導線周囲の （2） 電磁界はすべて I を含む関数として表される． ここで，長さ l の導線内部における 1 周期あたりの電 y ― 力損失平均 P s は，導線表面から導線内部に流れ込むパ r ワーフローに等しい． θ PS = - H0 z 1 2 Ú E ¥ H ◊dS * 2 x = σ1， μ1 jwm 2 m 0 l I A 2 J0 ( x ) + B2 Y0 ( x ) ◊ 4 px A 2 J0 ' ( x ) + B2 Y0 ' (x ) （7） 一方，抵抗 R ，インダクタンス L の導線に電流 I を通 ― 電したときの損失 P s は次式で表される． σ2， μ2 2r1 PS = 2r2 1 ( R + jwL ) I 2 2 （8） 式（7），（8）より，導体に高周波電流を通電したとき 図 2 CCA 線の解析モデル Fig. 2. Wire model for analysis. 単位長さあたりの高周波抵抗 R s は次式で表される． 49 2014 Vol. 1 フ ジ ク ラ 技 報 È jwm 2 m 0 A 2 J0 ( x ) + B2 Y0 ( x ) R S = ¬ ÍÍ ◊ 2 px A Î 2 J '0 ( x ) + B2 Y '0 ( x ) 第 126 号 ここに， ˘ ˙ ˙˚ （9） X = C2 J1 ( x ) + D2 Y1 ( x ) ここに， ¬ は複素数の実部を表す． Y = C2 J '1 ( x ) + D2 Y '1 ( x ) （16） Z = (m 2 - 1) X + x [ C2 J0 ( x ) + D2 Y0 ( x )] 2．2 CCA 線の近接効果 ― 図 2 のように CCA 線に x 軸方向から外部磁界 H 0 が である．P p の実部は渦電流による損失を与える． 作用したとき，磁気ポテンシャルの z 成分 A z は次式で 2．3 高周波抵抗の定式化 導線を巻いたコイルの場合，コイルに作用する磁界は 表される． 導線に流れる電流自身によって作られるため，磁界大き ∂ 2Az 1 ∂A z 1 ∂ 2 Az + + 2 + ki2 A z = 0 2 r ∂r r ∂r ∂q 2 さは電流の大きさに比例する． （10） C1 J1 (k1 r ) C3 r + D3 r -1 （17） ここに，αはコイルの構造に依存する形状因子である． ( r £ r1 ) 形状因子αを用いて高周波抵抗は次式で表される． C2 J1 (k2 r ) + D2 Y1 (k2 r ) ( r1 < r £ r 2 ) A z = sin q ¥ H0 = a I この方程式の解は，次式で表される． （11） ( r2 < r ) R ac = R S + a 2 Dp （18） ここに，C n ，D n は次式で表される境界条件から求められ ここに，D p は近接効果による単位長さあたりの損失であ る定数である． り，次式で表される． m i A z \ r = r i - = m i+1 A z | r = r i + (i = 1,) 2 ∂A z ∂r (i = 1,) 2 r = ri - ∂A z = ∂r r = ri + （12） Dp = - （13） 4p x s2 また，r →∞の極限で A z ＝H 0 r sinθであることから， C3 = H 0 （19） しめる銅の割合が 5 % の CCA 線）の表皮効果による高 ― 周波抵抗 R s を計算した結果である．Cu と Al の導電率はそ れぞれ 5.8×107，3.3×107 S/m とした．CCA 線のR s は高い 線表面から導線内部に流れ込むパワーフローに等しい． Ú 図 3 は直径が 0.4 mm の Cu 線と 5 %CCA 線（断面に 長さ l の導線の外部磁界による電力損失平均 P p は，導 1 2 XY * 2 D Z 3．1 表皮効果 である．式（10）， （13）より，導線周囲の電磁界は H 0 を Pp = - ◊¬ dx 3．数 値 計 算 （14） 含む関数として求められる． 2 周波数で Cu 線に漸近するものの，100 MHz までの全周波 数で Cu 線よりも高い．図 4 は Cu 線の単位電流密度で正 E ¥ H * ◊ dS 2 2 pl x H 0 =s2 2 規化された 500 kHz における導線内部の電流密度分布で xXY * ◊ 2 Z あ る．CCA 線 内 部 の 電 流 密 度 は， 導 電 率 差 の た めr ＝ （15） 0.195 mm の Al 層と Cu 層の界面で不連続に増減する． 3 2.0 Cu Cu CCA CCA 1.5 2 RS （mΩ/mm） Normalized 1.0 Jz 1 0.5 0 0.0 0 20 40 60 80 100 0.0 Frequency（MHz） 0.1 0.2 r（mm） 図 3 R s の計算値 Fig. 3. Calculated R s in CCA and Cu wires. 図 4 導線内の電流密度分布（500 kHz） Fig. 4. Distribution of current density at 500 kHz. 50 0.3 銅クラッドアルミ線の高周波抵抗の理論解析 周波数がさらに上昇すると，磁界はほぼ導線表面に集中 図 5 は 1 A，500 kHz の電流を通電したときの導線 内部の損失分布である．CCA 線の電流密度は Cu 層で高 し CCA 線の渦電流密度分布は Cu 線と同様になるので， くなるため，導電率の低い Al 層に流れる電流密度は一 導電率の低い CCA 線の渦電流損はかえって増大する．図 様な Al 線の場合よりも低くなるが，導電率の差によっ 9 には 1 A/mm，1 MHz の高周波磁界を印加したときの て損失密度はすべての位置で Cu 線よりも大きい．その 1.10 ため，すべての周波数で CCA 線の R s は Cu 線よりも小さ Cu くならない． CCA 3．2 近接効果 1.05 図 6 は 直 径 が 0.4 mm の Cu 線 と 5 %CCA 線 の 近 接 効果による損失 D p を計算した結果である． D p は周波数の 上昇に従い増大する．また，420 kHz 以下では CCA 線の H/H0 1.00 ほうが低く，420 kHz 以上では CCA 線のほうが高い． CCA 線の D p が Cu 線よりも低い理由は，以下のように 0.95 説明される．図 7，8 にx 軸方向から 1 A/mm，100 kHz の高周波磁界を印加したときの，導線周囲におけるy 軸 0.90 上の磁界分布と渦電流損密度分布を計算した結果を示 −0.3 す．周波数が高いため，磁界は導線内部に侵入せず導線 −0.2 −0.1 0.0 0.1 0.2 0.3 y（mm） 表面に集中する．CCA 線は Al 層の導電率が低く Cu 線よ 図 7 導線付近の磁界分布（100 kHz） Fig. 7. Distribution of magnetic f ield at 100 kHz. りも磁界が内部に侵入するので各所での磁界の時間変化 が小さい．渦電流は磁界変化の大きさに比例するため， CCA 線の渦電流損失密度は Cu 線よりも小さい．しかし， 1.5 Cu CCA 4 1.0 Cu CCA 3 Jz 2/σ （mW/mm3） 0.5 Jz 2/σ 2 （mW/mm3） 1 0.0 −0.3 −0.2 −0.1 0 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.1 0.2 0.3 y（mm） 0.30 図 8 導線内の渦電流損密度分布（100 kHz） Fig. 8. Distribution of eddy - current loss density at 100 kHz. r（mm） 図 5 導線内の損失密度分布（500 kHz） Fig. 5. Distribution of loss density at 500 kHz. 50 Cu 0.5 CCA 40 Cu CCA 0.4 Dp （mΩ・mm） 0.0 30 Jz 2/σ 3 （mW/mm ） 20 0.3 0.2 10 0.1 0 0.0 −0.3 0 100 200 300 400 500 600 −0.2 −0.1 0.0 0.1 0.2 r（mm） Frequency（kHz） 図 9 導線内の渦電流損密度分布（1 MHz） Fig. 9. Distribution of eddy - current loss density at 1 MHz. 図 6 D p の計算値 Fig. 6. Calculated D p in CCA and Cu wires. 51 0.3 2014 Vol. 1 フ ジ ク ラ 技 報 D p のσに依存する変数をまとめるので，a ，ωおよび μ を固定した D p のσ依存性を与える．図 12 に示すよう に，f prox はζ＜2.5 の範囲で増加関数であり，ζ＞2.5 の 範囲で減少関数である．つまり，ζ＝2.5 を境界として a ， μ，ω が 小 さ い 場 合 は 導 電 率 が 高 い 程 損 失 が 大 き く，大きい場合は導電率が低いほど損失が小さい．CCA 線の近接効果損の振舞いは以上のような理由による． 3．3 コイルの高周波抵抗 図 13 に示す直径 20 mm のボビンに直径 0.4 mm の Cu 線と 5 %CCA 線を 14 本束ねて 80 ターン巻回した コイルの高周波抵抗の測定値と計算値を図 14 に示し た．用いた導線の長さはそれぞれ 7.2 m であり，波長 に対して十分短い．形状因子αは最小二乗法を用いた測 定値と計算値のフィッティングから 11.8 mm−1 と求め た．測定値と計算値はよく一致し，CCA 線コイルの高周 波抵抗が 15 ～ 350 kHz の範囲で Cu 線コイルよりも小 さくなる現象が再現された．60 kHz における CCA 線の 抵抗は Cu 線の 69 % であり，同径の導線を巻回したコ イルでありながら 30 % 以上の抵抗低減となった． 渦電流損密度分布を示した．CCA 線の渦電流損密度が Cu 線よりも高いことが確認できる． CCA 線の近接効果損が低周波で Cu 線よりも小さく高 周波で大きくなる現象について，さらに定性的に考察す る．簡単のため，断面が円形の一様な材料で構成された 導線を考える．この導線の近接効果損は式（19）を簡略 化し次式で表される 6）． Dp = 4 pwma 2 fprox ( z ) （20） ここに， fprox ( z ) = 1 berz ◊ber'z ◊beiz ◊bei'z z ber 2 z + bei 2 z z = 2a/d = （21） wms a 第 126 号 （22） であり，ber と bei はそれぞれ第一種，第二種のケルビン 関数であり，a ， μ，σはそれぞれ導線の半径，透磁率， 導電率である．また，d = 2/ (wms) は表皮深さであり， 変数ζは素線径で正規化した表皮深さである．図 10，11 に a /δ＝1 または 10 として導線に磁界を印加したとき の導線周囲の磁界分布を示した．ζが大きいほど磁界の 偏りは強くなり，またζが一定ならば素線径で正規化し 0.3 た磁界分布は不変である． 関数 f prox はζを変数とするから，断面が一様かつ円形 のすべての導線に共通の関数である．また，関数 f prox は 0.2 fprox 2 H/H0 0.1 1 0.0 0 −2 0 −1 x/a 0 1 2 −2 −1 0 1 2 1 2 3 ζ 図 12 関数f prox Fig. 12. Function of proximity effect. y/a 図 10 外部磁界が印加されたときの導線周囲の 磁界分布（a /δ＝1） Fig. 10. Magnetic f ield distribution for a /δ＝1 when external f ield is applied. 2 H/H0 1 0 −2 −1 x/a 0 1 2 −2 −1 0 1 4 2 y/a 図 11 外部磁界が印加されたときの導線周囲の 磁界分布（a /δ＝10） Fig. 11. Magnetic f ield distribution for a /δ＝10 when external f ield is applied. 図 13 CCA 線コイル Fig. 13. Coil wound by CCA wires. 52 5 銅クラッドアルミ線の高周波抵抗の理論解析 35 算と数値計算の両方で示した．高周波において CCA 線 30 は軽量かつ低損失な導線として用いることができるた め，特に移動体に搭載する非接触給電用の導線として有 25 用である． 20 Racl（Ω） 15 参 考 文 献 10 CCA： meas CCA： calc Cu： meas Cu： meas 5 1）N. Shinohara : “Power without wires,” IEEE Microw. Magazine, vol. 12, no.7 pp.S65 - S73, 2011 2）松木英敏 ： 非接触電力伝送技術の最前線，シーエムシ 0 0 100 200 300 400 500 600 ー出版，pp.1 - 7，2009 3）C. R. Sullivan :“Aluminum windings and other strategies Frequency（kHz） for high - frequency magnetics design in an era of high 図 14 高周波抵抗の比較 Fig. 14. Comparison of AC resistance. copper and energy costs,”IEEE Trans. Power Electron., vol. 23, no. 4, pp. 2044 - 2051, 2008 4）N. Guan, et al. :“AC resistance of copper clad aluminum 4．む す び wires,”IEICE Trans, on Commun., Vol. E96 - B, No. 10, pp. 本報告では，断面が円形で二層構造の導線の表皮効果 2462 - 2468, 2012 と近接効果による高周波抵抗の数値解析を行った．ま 5）竹山説三 ： 電磁気学現象論，丸善，1964 た，低周波において CCA 線の渦電流損が Cu 線よりも小 6）J. A. Ferreira :“Improved analytical modeling of conduc- さい現象について，理論的な解明を行った．CCA 線コイ tive losses in magnetic components,”IEEE Trans. Power ルの高周波抵抗が Cu 線コイルよりも低くなる現象を計 Electron., vol.9, no. 1, pp.127 - 131, 1994 53