(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｎｂ管又はＮｂ合金管の内側に、Ｃｕ被覆又はＣｕ基合金被覆を有し、かつ、Ｚｎ濃度が１２ｗｔ％以上４０ｗｔ％以下であり、ＳｎとＺｎの合計濃度が９５ｗｔ％以上であるＳｎ−Ｚｎ合金棒を収容する一方、前記Ｎｂ管又はＮｂ合金管の外側に、Ｃｕ層又はＣｕ基合金層を形成して単芯線としたことを特徴とするＮｂ3Ｓｎ超電導線用芯線。
【請求項２】
Ｃｕ管又はＣｕ基合金管と、Ｃｕ芯又はＣｕ基合金芯との間に、前記単芯線を複数分散させて多芯線としたことを特徴とする請求項１記載のＮｂ3Ｓｎ超電導線用芯線。
【請求項３】
前記Ｎｂ合金管は、Ｎｂに、Ｔｉ、Ｔａ、Ｚｒ、Ｖ、Ｈｆのいずれか１種類あるいは複数種を合計濃度で５ａｔ％以下含むことを特徴とする請求項１又は２記載のＮｂ3Ｓｎ超電導線用芯線。
【請求項４】
Ｎｂ管又はＮｂ合金管の内側に、Ｃｕ被覆又はＣｕ基合金被覆を有し、かつ、Ｚｎ濃度が１２ｗｔ％以上４０ｗｔ％以下であり、ＳｎとＺｎの合計濃度が９５ｗｔ％以上であるＳｎ−Ｚｎ合金棒を収容する一方、前記Ｎｂ管又はＮｂ合金管の外側に、Ｃｕ層又はＣｕ基合金層を形成した単芯線内の、前記Ｎｂ管又はＮｂ合金管の領域にＮｂ3Ｓｎが生成されていることを特徴とするＮｂ3Ｓｎ超電導線。
【請求項５】
Ｃｕ管又はＣｕ基合金管と、Ｃｕ芯又はＣｕ基合金芯との間に、前記単芯線を複数分散させた多芯線とし、前記単芯線内の、前記Ｎｂ管又はＮｂ合金管の領域にＮｂ3Ｓｎが生成されていることを特徴とする請求項４記載のＮｂ3Ｓｎ超電導線。
【請求項６】
前記Ｎｂ合金管は、Ｎｂに、Ｔｉ、Ｔａ、Ｚｒ、Ｖ、Ｈｆのいずれか１種類あるいは複数種を合計濃度で５ａｔ％以下含むことを特徴とする請求項４又は５記載のＮｂ3Ｓｎ超電導線。
【請求項７】
Ｎｂ管又はＮｂ合金管の内側に、Ｃｕ被覆又はＣｕ基合金被覆を有し、かつ、Ｚｎ濃度が１２ｗｔ％以上４０ｗｔ％以下であり、ＳｎとＺｎの合計濃度が９５ｗｔ％以上であるＳｎ−Ｚｎ合金棒を収容する一方、前記Ｎｂ管又はＮｂ合金管の外側に、Ｃｕ層又はＣｕ基合金層を形成して単芯線を作製し、該単芯線を細線化して定尺に切り分けた後、Ｃｕ管又はＣｕ基合金管とＣｕ芯又はＣｕ基合金芯との間に、前記単芯線の複数本を分散させ複合化して多芯線とし、細線化後、熱処理を施してＳｎとＮｂを反応させＮｂ3Ｓｎを生成させることを特徴とするＮｂ3Ｓｎ超電導線の製造方法。
【請求項８】
前記熱処理は、２３０℃以上、５２０℃以下の温度領域においての昇温時間も含めた保持時間を１０時間以上とし、その後のＮｂ3Ｓｎ生成熱処理温度を５５０℃以上、７５０℃以下とすることを特徴とする請求項７記載のＮｂ3Ｓｎ超電導線の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、９Ｔ以上の高磁界を発生する超電導マグネット等に用いられるＮｂ３Ｓｎ超電導線用芯線、Ｎｂ３Ｓｎ超電導線及びその製造方法に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
Ｎｂ３Ｓｎ超電導線は、９Ｔ以上の磁界を発生させるほぼ全ての超電導マグネットに使用されている代表的な超電導線材である。
【０００３】
Ｎｂ３Ｓｎ超電導線の代表的な製造方法として、以下の４つの方法が挙げられる。
【０００４】
（１）ブロンズ法
ＮｂあるいはＮｂ合金コアとＣｕ−Ｓｎ（ブロンズ）マトリックスを複合化して極細多芯化し、熱処理を施してブロンズ中のＳｎをＮｂコアヘ拡散させてＮｂ３Ｓｎとする製法である。最終的なフィラメント径を均一なサブミクロンオーダーとすることも可能で、交流損失の低減に有利である（例えば、特許文献１参照）。
【０００５】
（２）Ｓｎ内部拡散法
Ｃｕマトリックス内に多数の極細Ｎｂコアを配置するとともに、Ｓｎコアを線材中心あるいは複数に分散させて配置させ、熱処理を施してＳｎをＣｕマトリックスを介してＮｂコアに拡散させてＮｂ３Ｓｎとする製法である。臨界電流密度（Ｊｃ）の高い線を低コストで製造可能である（例えば、特許文献２参照）。
【０００６】
（３）粉末法
Ｎｂ粉末とＳｎ粉末を混合し、Ｎｂパイプ等に充填して単芯線とし、複数束ねて複合化した多芯線とした後、熱処理を施してＳｎとＮｂを反応させてＮｂ３Ｓｎとする製法である（例えば、特許文献３参照）。また、関連した製法として、Ｔａ−Ｓｎ金属間化合物粉末をＮｂパイプ内に充填して単芯線とし、複数束ねて複合化した多芯線とした後、熱処理を施してＳｎをＮｂへ拡散させてＮｂ３Ｓｎとする製法もある。この方法では、１５Ｔ以上の高い磁界でＪｃが高いという利点がある。
【０００７】
（４）Ｎｂチューブ法
Ｎｂ管内にＣｕ被覆したＳｎ棒を収容し、Ｎｂ管外側にはＣｕ管を被覆して単芯線とし、複数束ねて複合化した多芯線とした後、熱処理を施してＳｎをＣｕマトリックスを介してＮｂへ拡散させてＮｂ３Ｓｎとする製法である。臨界電流密度（Ｊｃ）の高い線を低コストで製造できるという利点がある（例えば、特許文献４参照）。
【特許文献１】特開２００４−３４２５６１号公報
【特許文献２】特開２００４−１７１８２９号公報
【特許文献３】特開２００５−３２６３１号公報
【特許文献４】特開２００５−９３２３５公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
しかしながら、前述の方法では、以下に示すような課題があった。
まず、（１）のブロンズ法では、ブロンズが伸線を繰り返すと加工硬化して断線等が発生し、伸線不能になる。従って、伸線の途中で数パス毎に中間熱処理を施し、ブロンズの加工歪みを除去して軟化させる必要があるため、製造コストが高くなり、製造に要する時間も長くなる。また、高臨界電流密度（Ｊｃ）を達成するためには、ブロンズ中のＳｎ濃度を固溶限界（１５．８ｗｔ％）近傍あるいは、それ以上まで高Ｓｎ濃度化させる必要がある。その結果、前記中間熱処理の回数は更に多くなるので、コスト高や断線の危険性が更に増大してしまう。
【０００９】
次に、（２）のＳｎ内部拡散法は、ブロンズ法のような中間熱処理が不要なため低コストで製造可能となり、Ｓｎ量も比較的容易に調整が可能であるため、高磁界での高Ｊｃ化にも有利である。しかし、フィラメント径を約５０μｍ以下にするようなフィラメントの極細化には不利なので、交流損失を低減するのは困難である。また、Ｓｎ拡散後に元来Ｓｎが存在した位置が空隙となるため、断面構成によっては線材の機械的強度が低下する可能性がある。しかも、融点が２３２℃のＳｎを含んでいるので、押出し等において、押出し比を高くし過ぎると（即ち、細く押し過ぎると）、たとえ冷間押出しでも加工熱によりＳｎが溶けて不均一加工になってしまう可能性がある。
【００１０】
また、（３）の粉末法では、粉末充填によるため、非常に多数のフィラメントを断面・長さ両方向に均一に極細化するのは困難である。特に、フィラメント径を約５０μｍ以下にするのは難しいため、フィラメント径が太くなり、交流損失を低減するのは困難である。また、長さ方向にフィラメント径が均一でない場合、マグネットにしたときの永久電流モード時の電流減衰度が大きくなってしまい、ＮＭＲ等の均一磁界を発生するマグネットには不利となる。しかも、フィラメントが太いので、Ｎｂ３Ｓｎ生成熱処理後の線材は、曲げ等の歪には弱い。
【００１１】
更に、（４）のＮｂチューブ法では、最終フィラメント径は１０〜２０μｍ程度が限界であり、ブロンズ法ほど細くはできないが、内部拡散法や粉末法ほど太くはないため、交流損失は比較的低減可能である。しかし、更なる高Ｊｃ化のためにＮｂ管内のＳｎ量を増やすと加工性が低下して加工不可能になるため、加工性が原因で高Ｊｃ化が困難になる。また、内部拡散法と同様に融点の低いＳｎを複合化しているため、大きな押出し比で押出し加工できない。加えて、リング状に生成したＮｂ３Ｓｎフィラメント内側の元来Ｓｎが存在した位置には空隙が発生する場合があり、線材の機械的強度に問題がある。
【００１２】
従って、本発明の目的は、上記従来技術の課題を解決し、従来の超電導線加工設備を用いて低コストで製造可能で、高い臨界電流密度を達成でき、歪みにも強く、機械的強度にも優れたＮｂ３Ｓｎ超電導線用芯線、Ｎｂ３Ｓｎ超電導線及びその製造方法を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１３】
上記目的を達成するため、本発明のＮｂ3Ｓｎ超電導線用芯線は、Ｎｂ管又はＮｂ合金管の内側に、Ｃｕ被覆又はＣｕ基合金被覆を有し、かつ、Ｚｎ濃度が１２ｗｔ％以上４０ｗｔ％以下であり、ＳｎとＺｎの合計濃度が９５ｗｔ％以上であるＳｎ−Ｚｎ合金棒を収容する一方、前記Ｎｂ管又はＮｂ合金管の外側に、Ｃｕ層又はＣｕ基合金層を形成して単芯線としたことを特徴とする。
【００１４】
Ｃｕ管又はＣｕ基合金管と、Ｃｕ芯又はＣｕ基合金芯との間に、前記単芯線を複数分散させて多芯線とすることもできる。
【００１５】
前記Ｎｂ合金管は、Ｎｂに、Ｔｉ、Ｔａ、Ｚｒ、Ｖ、Ｈｆのいずれか１種類あるいは複数種を合計濃度で５ａｔ％以下含むことが好ましい。
【００１７】
また、上記目的を達成するため、本発明のＮｂ3Ｓｎ超電導線は、Ｎｂ管又はＮｂ合金管の内側に、Ｃｕ被覆又はＣｕ基合金被覆を有し、かつ、Ｚｎ濃度が１２ｗｔ％以上４０ｗｔ％以下であり、ＳｎとＺｎの合計濃度が９５ｗｔ％以上であるＳｎ−Ｚｎ合金棒を収容する一方、前記Ｎｂ管又はＮｂ合金管の外側にＣｕ層又はＣｕ基合金層を形成した単芯線内の、前記Ｎｂ管又はＮｂ合金管の領域にＮｂ3Ｓｎが生成されていることを特徴とする。
【００１８】
Ｃｕ管又はＣｕ基合金管と、Ｃｕ芯又はＣｕ基合金芯との間に、前記単芯線を複数分散させた多芯線とし、前記単芯線内の、前記Ｎｂ管又はＮｂ合金管の領域にＮｂ3Ｓｎが生成されていてもよい。
【００１９】
前記Ｎｂ合金管は、Ｎｂに、Ｔｉ、Ｔａ、Ｚｒ、Ｖ、Ｈｆのいずれか１種類あるいは複数種を合計濃度で５ａｔ％以下含むことが好ましい。
【００２１】
また、上記目的を達成するため、本発明のＮｂ3Ｓｎ超電導線の製造方法は、Ｎｂ管又はＮｂ合金管の内側に、Ｃｕ被覆又はＣｕ基合金被覆を有し、かつ、Ｚｎ濃度が１２ｗｔ％以上４０ｗｔ％以下であり、ＳｎとＺｎの合計濃度が９５ｗｔ％以上であるＳｎ−Ｚｎ合金棒を収容する一方、前記Ｎｂ管又はＮｂ合金管の外側に、Ｃｕ層又はＣｕ基合金層を形成して単芯線を作製し、該単芯線を細線化して定尺に切り分けた後、Ｃｕ管又はＣｕ基合金管とＣｕ芯又はＣｕ基合金芯との間に、前記単芯線の複数本を分散させ複合化して多芯線とし、細線化後、熱処理を施してＳｎとＮｂを反応させＮｂ3Ｓｎを生成させることを特徴とする。
【００２２】
前記熱処理は、２３０℃以上、５２０℃以下の温度領域においての昇温時間も含めた保持時間を１０時間以上とし、その後のＮｂ３Ｓｎ生成熱処理温度を５５０℃以上、７５０℃以下とすることが好ましい。
【発明の効果】
【００２３】
本発明によれば、従来の純Ｓｎコアを用いたＮｂチューブ法と比較して高い臨界電流密度を達成できる。また、Ｎｂ３Ｓｎ生成後の線材の強度に優れ、歪みにも強いＮｂ３Ｓｎを低コストで製造することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００２４】
以下、本発明の実施形態について、図面を参照しつつ説明する。
【００２５】
図１に、本発明に係るＮｂ３Ｓｎ超電導線の製造過程で得られる単芯線の一例を示す。
この単芯線は、Ｎｂ管１の内側に、Ｃｕ被覆２を有するＳｎ−Ｚｎ合金棒３を収容する一方、Ｎｂ管２の外側に、Ｃｕ層４を形成したものである。
【００２６】
（Ｎｂ管）
Ｎｂ管１の材質は、純Ｎｂとするのみならず、Ｔｉ、Ｔａ、Ｚｒ、Ｖ、Ｈｆのいずれか１種類あるいは複数種を合計濃度で５ａｔ％以下含むＮｂ合金とすることが好ましい。
この理由は、ＮｂへのＴｉ、Ｔａ等の添加によりＪｃが向上し、また、Ｔａ、Ｚｒ、Ｖ、Ｈｆ等の添加によりＮｂ合金の結晶粒を均一に微細化させるため、純Ｎｂに比較してフィラメントの形状を均一に保持できる利点があるからである。但し、その添加濃度が５ａｔ％を超えると、合金の硬さが硬くなり、Ｎｂ合金管内に複合化したＳｎ−Ｚｎ合金との硬さの差（ミスマッチ）が大きくなり不均一加工の原因となる。
【００２７】
（Ｓｎ−Ｚｎ合金棒）
ＳｎにＺｎを添加することにより、ＳｎのＮｂへの拡散反応を促進させることができ、高Ｊｃ化の観点から有利となる。
【００２８】
Ｓｎ−Ｚｎ合金棒３において、ＳｎとＺｎを主成分とするＳｎ−Ｚｎ合金のＺｎ濃度は、１２ｗｔ％以上、４０ｗｔ％以下とすることが好ましく、ＳｎとＺｎの合計濃度が９５ｗｔ％以上とすることが望ましい。
【００２９】
Ｚｎ濃度を１２ｗｔ％以上としたのは、図２に示すＳｎとＺｎの相図（フェイズダイヤグラム）において、融点が２３２℃の純ＳｎにＺｎを添加していくと、Ｓｎ−８．８ｗｔ％Ｚｎにおいて融点が最低の１９８．５℃となるが、更に添加していくと約１２ｗｔ％で純Ｓｎの融点以上に高くなるからである。また、Ｚｎ濃度を４０ｗｔ％以下としたのは、ＮｂとＳｎのモル比（３：１）を考慮すると、Ｚｎを４０ｗｔ％を超えて多量に添加するとＳｎ濃度が低下するため、Ｎｂ３Ｓｎ生成に必要なＳｎ量が不足してしまうためである。
【００３０】
また、その他の添加元素としては、固溶しやすく、かつ合金の融点を極端に低下させないという条件からＢｉ、Ａｌ、Ｃｕ、Ａｇ等が考えられる。但し、主成分であるＳｎやＺｎのいずれか一方と延性に乏しい化合物を形成してしまう可能性もあるので、その添加濃度は５ｗｔ％未満とすることが好ましい。従って、Ｓｎ−Ｚｎ合金濃度は９５ｗｔ％以上とすることが望ましい。
【００３１】
（Ｎｂ３Ｓｎ生成熱処理過程）
単芯線には後に熱処理が施され、単芯線内におけるＳｎ−Ｚｎ合金棒３のＳｎとＮｂ管１のＮｂとの反応によりＮｂ３Ｓｎが生成される。
【００３２】
このＮｂ３Ｓｎ生成熱処理過程においては、２３０℃以上、５２０℃以下の温度領域での昇温時間も含めた保持時間が１０時間以上であり、その後のＮｂ３Ｓｎ生成熱処理温度が５５０℃以上、７５０℃以下とすることが好ましい。
【００３３】
この理由は、一般的なＮｂ３Ｓｎ生成熱処理温度は６００℃以上であるが、いきなり室温から上記時間より短時間で６００℃以上に温度を上昇させると、Ｓｎ−Ｚｎ部分が液状化して線材の両端末から漏れ出す可能性があるからである。
更に、円筒状ＮｂあるいはＮｂ合金フィラメント内部の液状化したＳｎ−Ｚｎ部分にＮｂが拡散していく結果、Ｎｂ３Ｓｎが島状に生成して線材長さ方向やフィラメント断面の半径方向に不連続に分布してしまい、臨界電流値等の超電導特性が低下してしまう。
【００３４】
従って、上記現象を防止するために、Ｓｎの融点近傍の２３０℃以上、Ｃｕ−Ｓｎ合金におけるε相が生成する５２０℃以下の温度で、温度上昇に要する時間（昇温時間）、あるいは２３０〜５３０℃の範囲内で、昇温時間を含めた保持時間を１０時間以上とすることで、６００℃付近でも液状化しないＣｕ−Ｓｎ−Ｚｎ合金とすることができる。
【００３５】
（製造工程）
図３に、本実施形態に係るＮｂ３Ｓｎ超電導線の製造工程の一例を示す。
まず、図４に示す単芯ビレットを作製すべく、内径１５．１ｍｍ、外径２２ｍｍ、長さ１５０ｍｍのＮｂ−１ａｔ％ＴａからなるＮｂ−Ｔａ合金管１１内に、直径１５ｍｍのＣｕ被覆１２を施したＳｎ−Ｚｎ合金棒１３（Ｓｎ−Ｚｎ合金棒１３の直径は１０．３ｍｍ）を収納させ、Ｎｂ−Ｔａ合金管１１の外周には内径２２．１ｍｍ、外径２８ｍｍのＣｕ管１４を被覆して単芯ビレット１０とする（図３工程ａ）。
【００３６】
この単芯ビレットを室温で直径１２ｍｍに静水圧押出し加工した後（工程ｂ）、伸線加工を繰り返し（工程ｃ）、図５に示すように対辺距離１．１ｍｍの六角断面シングル線２０とする（工程ｄ）。
【００３７】
このシングル線を、直状に矯正した後（工程ｅ）、長さ１５０ｍｍに切り分け、六角断面単芯線とする（工程ｆ）。
次に、図６に示すように、同じサイズのＣｕ六角線３１を８５本束ね、その周囲に２７６本の六角断面単芯線３３を束ねた後、内径２４ｍｍ、外径２８ｍｍのＣｕ管３５内に収納してマルチビレット３０とする（工程ｇ）。
【００３８】
このマルチビレットを室温で直径１２ｍｍに静水圧押出し加工した後（工程ｈ）、伸線加工を繰り返して（工程ｉ）、直径１ｍｍのマルチ線とする（工程ｊ）。
【００３９】
図７に、このマルチ線の模式的な構造図を示す。
このマルチ線４０は、Ｃｕ管４１と、Ｃｕ芯４３の間に、六角断面複合群４５が形成されており、六角断面複合群４５は、Ｓｎ−Ｚｎ合金棒５１の外側に順にＣｕ層５３、Ｎｂ−Ｔａ合金層５５が形成された六角体がＣｕマトリックス４７中に複数分散した構造となっている。
【００４０】
このマルチ線４０をＡｒ雰囲気中で、（４１５℃×１０ｈ）＋（５１５℃×５ｈ）の条件で多段階に昇温させたのち、６００℃×１００時間の熱処理を行い、Ｎｂ３Ｓｎを生成させる（工程ｋ）。
【００４１】
（本実施形態における効果）
（１）従来製法では、加工を繰り返すとＳｎだけが軟化し、他の複合物であるＮｂやＣｕは加工硬化していくので硬さの差が顕著になり、不均一加工となってしまうが、本製法では、Ｚｎ濃度を調整することでＳｎ−Ｚｎ合金の融点を純Ｓｎの融点よりも高くし、加工熱によるＳｎの溶融や軟化現象を防止することができ、均一加工が可能になる。
（２）従来製法では、加工性の観点からＮｂ管内に収納できるＳｎ量には限界値があり、Ｎｂ：Ｓｎ＝３：１に必要なＳｎを供給できなかったが、本製法によれば、たとえＳｎの一部がＺｎになっても、Ｓｎ・Ｚｎ量自体を多くできるので、結果的に純Ｓｎに比較して、より多くのＳｎを供給可能になる。
（３）熱処理後のリング状Ｎｂ３Ｓｎ層の内側には、比較的Ｚｎ濃度の高いＣｕ−Ｚｎ合金（真鍮）製の芯が残存するため、リング状Ｎｂ３Ｓｎフィラメントの補強材として有効に機能し、機械的強度が高くなる結果、マグネットに巻線したときも電磁力に耐え得る高強度Ｎｂ３Ｓｎ線となる。
（４）コスト面からは、Ｓｎ、Ｚｎともに安価な金属であり、従来法の内部拡散法等に比較してコスト高になることなく、フィラメント径が１０μｍレベルの線材を製造可能である。加えて、ブロンズ法のような中間熱処理は必要ない。
（５）従来の純Ｓｎコアを用いたＮｂチューブ法と比較して高い臨界電流密度を達成できる。また、Ｎｂ３Ｓｎ生成後の線材の強度もＮｂ３Ｓｎフィラメント内側のＣｕ−Ｚｎ合金により高くすることができ、歪みにも強いＮｂ３Ｓｎを低コストで製造することができる。
【実施例】
【００４２】
Ｃｕ被覆Ｓｎ−Ｚｎ合金棒のＺｎ濃度を０（純Ｓｎ）、１０、２０、３０、４０ｗｔ％の５種類とし、図３に示す工程図に従ってＮｂ３Ｓｎ超電導線を作製した。
【００４３】
マルチビレットを静水圧押出し加工した（工程ｈ）直後の押出し材の表面温度は、加工熱により約１５０℃まで上昇していた。押出し材内部は更に温度上昇していると考えられる。その後、伸線加工（工程ｉ）を繰り返して直径１ｍｍのマルチ線とした。図８に、このマルチ線の断面写真を示す。
本製法によれば、ブロンズ法のように加工を繰り返しても加工硬化しないため、中間熱処理無しでφ１ｍｍまで伸線できた。
【００４４】
表１に、Ｓｎ−Ｚｎ合金棒（コア）のＺｎ濃度が０（純Ｓｎ）、１０、２０、３０、４０ｗｔ％の５種類の線材の１２Ｔにおける臨界電流（Ｉｃ）とｎ値の測定結果を示す。ｎ値とは、超電導線の電流（Ｉ）−電圧（Ｖ）特性において、有限の抵抗が発生したときの対数プロットしたｌｏｇ（Ｉ）−ｌｏｇ（Ｉ）グラフの傾きに相当し、フィラメント均一性と相関関係がある。ｎ値が高いほど、フィラメントが線材長さ方向に均一であることを示しており、ｎ値が高い線材ほど永久電流モードで運転する超電導マグネットにおいて永久電流の減衰を防止できる。
【００４５】
【表１】
0004742843.tif 000002
【００４６】
表１の結果より、Ｉｃとｎ値は相関関係があり、共に高い順にＳｎ−２０，３０，４０，１０，０ｗｔ％となり、Ｓｎ−２０ｗｔ％Ｚｎコアが最も高い値を示した。Ｓｎ−４０ｗｔ％Ｚｎコアの線材はＳｎ濃度が低下したため、Ｉｃが低下している。また、Ｓｎ−１０，０ｗｔ％Ｚｎコアの線材はＩｃとｎ値が低く、断面写真観察からもフィラメンの不均一変形やサイズが一定していないことが判明した。断面が不均一になった結果、特性が低下したものと考えられる。その要因としては、押出し加工時の加工熱が２００℃付近に到達したため、ＳｎあるいはＳｎ−１０ｗｔ％Ｚｎが軟化してしまい、ＮｂＴａとの硬さの違いが顕著になったため、その後の加工で不均一が更に助長されてしまったと考えられる。
【００４７】
次に、表２に、熱処理済みの線材を室温で引張り試験した結果を示す。
【００４８】
【表２】
0004742843.tif 000003
【００４９】
表２の結果より、破断強度は高い順に、Ｓｎ−４０，３０，２０，１０，０ｗｔ％となり、Ｚｎ濃度の高い順に引張り強度も高くなった。この理由は、Ｎｂ３Ｓｎ生成後にリング状Ｎｂ３Ｓｎ内に生成したＣｕ−Ｚｎ合金（真鍮）の引張り強度が、Ｚｎ濃度の増加とともに高くなった結果と推測される。
【図面の簡単な説明】
【００５０】
【図１】本実施形態に係る単芯線を示す断面図である。
【図２】ＳｎとＺｎの相図（フェイズダイヤグラム）である。
【図３】本実施形態に係るＮｂ３Ｓｎ超電導線の製造工程図である。
【図４】本実施形態に係る単芯ビレットを示す断面図である。
【図５】本実施形態に係る六角断面シングル線を示す断面図である。
【図６】本実施形態に係るマルチビレットを示す断面図である。
【図７】本実施形態に係るマルチ線を示す模式的な構造図である。
【図８】本実施形態に係るマルチ線の断面写真であり、（ａ）は全体写真、（ｂ）は部分拡大写真である。
【符号の説明】
【００５１】
１  Ｎｂ管
２、１２、２２  Ｃｕ被覆
３、１３、２３  Ｓｎ−Ｚｎ合金棒
４  Ｃｕ層
１０  単芯ビレット
１１、２１  Ｎｂ−Ｔａ合金管
１４、２４、３５  Ｃｕ管
２０  六角断面シングル線
３０  マルチビレット
３１  Ｃｕ六角線
３３  六角断面単芯線
４０  マルチ線
４１  Ｃｕ管
４３  Ｃｕ芯
４５  六角断面複合群
４７  Ｃｕマトリックス
５１  Ｓｎ−Ｚｎ合金棒
５３  Ｃｕ層
５５  Ｎｂ−Ｔａ合金層
【図１】
0004742843.tif 000004
【図２】
0004742843.tif 000005
【図３】
0004742843.tif 000006
【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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