(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
樹脂を含浸させた“溶融法によるバルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体（ＲＥは希土類元素）”を電源と超電導コイルとの間の通電と電流切断を行う接点の材料とし、該接点材料の結晶のab面と垂直な面を接点同士の接触面とすることによって接点への通電方向が前記ab面に平行となるようにして成ることを特徴とする、機械式永久電流スイッチ。
【請求項２】
前記含浸樹脂が、その線膨張係数を溶融法によるバルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体に近づけるための含浸樹脂よりも線膨張係数の小さいフィラ−材を分散して含有したものである、請求項１記載の機械式永久電流スイッチ。
【請求項３】
前記接点同士の接触面が研磨面である、請求項１又は２記載の機械式永久電流スイッチ。
【請求項４】
樹脂を含浸させた“溶融法によるバルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体（ＲＥは希土類元素）”を電源と超電導コイルとの間の通電と電流切断を行う接点の材料とした機械式永久電流スイッチを使用するに先立って、一旦、接点の接触面同士を接触させた状態で、少なくとも“電圧降下に続く電圧上昇現象”が現れるまで電流値を増加させながら通電を行う処理を施すことを特徴とする、機械式永久電流スイッチの使用方法。
【請求項５】
前記含浸樹脂が、その線膨張係数を溶融法によるバルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体に近づけるための含浸樹脂よりも線膨張係数の小さいフィラ−材を分散して含有したものである、請求項４記載の機械式永久電流スイッチの使用方法。
【請求項６】
前記接点同士の接触面が研磨面である、請求項４又は５記載の機械式永久電流スイッチの使用方法。
【請求項７】
前記バルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体の結晶のａｂ面と垂直な面を前記バルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体同士の接触面とすることによって通電方向を前記バルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体の結晶のａｂ面に平行となるように設定して成る、請求項４乃至６のいずれかに記載の機械式永久電流スイッチの使用方法。
【発明の詳細な説明】
【０００１】    【発明の属する技術分野】  この発明は、磁気エネルギ−貯蔵超電導磁石装置等の超電導コイルに電流を貯蔵するための永久電流スイッチ（ＰＣＳ： Persistent Current Switch）として好適な、機械式永久電流スイッチ及びその使用方法に関するものである。
【０００２】  磁気浮上鉄道，超電導電磁推進船，医療診断用超電導装置（ＭＲＩ），エネルギ−貯蔵超電導磁石装置（ＳＭＥＳ）等では、電源から超電導コイルに導入した電流をコイル内に閉じ込めて永久電流状態を創出したり、コイル内の電流を放出したりするための永久電流スイッチ（超電導スイッチ）が使用される。  この永久電流スイッチには、大電流の安定した通電、迅速なスイッチング動作特性、エネルギ−損失の軽減等といった特性が求められている。
【０００３】  【従来の技術】  永久電流スイッチの代表的な方式としては熱式，磁界式及び機械式が挙げられるが、現在、磁気浮上鉄道や超電導電磁推進船等における超電導コイルの永久電流スイッチには主に熱式が試みられている。  しかし、熱式永久電流スイッチには、通電電流が大容量になるにつれてスイッチングの動作時間が長くなるという問題があった。  例えば、超電導線を使った１０ｋＡ級の熱式永久電流スイッチの試験報告を見ると、この種のスイッチではヒ−タによる加熱・非加熱により常電導状態・超電導状態をコントロ−ルしてスイッチング動作を行わせる機構が採られるため加熱・冷却に時間がかかり、オフ動作に１８０秒、オン動作に８１３秒もの時間を要するなど、動作時間が遅いといった指摘がなされている。
【０００４】  ただ、磁気浮上鉄道や超電導電磁推進船のような励消磁回数が極く少ない用途の場合には動作時間の遅いことに目をつむることができ、また医療診断用超電導装置等ではスイッチング動作時間が多少長かったり多少の電流ロスが生じたりしてもそれほどの問題とはならないことから、熱式永久電流スイッチの研究・開発意欲に衰えが見られない。
【０００５】  しかしながら、エネルギ−貯蔵超電導磁石装置等のような大容量で励消磁が繰り返される用途を考えた場合には、前述したようにスイッチング動作時間が遅い熱式永久電流スイッチは極めて不利であると考えられる。  また、熱式永久電流スイッチや磁界式永久電流スイッチには、励消磁時に永久電流スイッチへ電流分流が起きるのを完全に防ぐことができず、この電流分流によるエネルギ−損失が大きいという問題点もあった。
【０００６】  これに対して、接点の接触，離間により電流のオン，オフを行う機械式永久電流スイッチの場合は、極く短時間のスイッチング動作で通電と完全な電流切断を繰り返すことができるので、励消磁が繰り返される超電導マグネット用のスイッチとして有利であると考えられる。  そして、機械式永久電流スイッチの接点材料に超電導材料を適用すれば、スイッチのオン時には電源からの電流を抵抗なく大容量で超電導マグネットへ供給することができ、またオフ時には電流をロスなく完全に断ち切ることが可能になると考えられた。
【０００７】  しかし、従来から機械式永久電流スイッチの開発に使用されてきた超電導材料の殆どはNbTi等の金属系材料であって臨界温度Ｔc が高く、そのため液体ヘリウム（温度 4.2Ｋ）による冷却が不可欠で設備費用の高騰を招くという問題があった。  そこで、設備費用の大幅な低減が可能な液体窒素温度（77.3Ｋ）においても十分な機能を発揮する機械式永久電流スイッチの開発が待たれていた。
【０００８】  ところで、近年、液体窒素温度よりも高い臨界温度Ｔc を示す酸化物系のＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体（ＲＥは希土類元素）が次々と発見されたことから、この酸化物系高温超電導体（焼結体）を接点材料として機械式永久電流スイッチを作成する試みがなされた。しかし、このような酸化物系高温超電導体（焼結体）を接点材料として試作された機械式永久電流スイッチでは接点の機械接触面間における電気抵抗が高くて超電導状態が得られず、実用化の目処が立たないとして研究が取り止められた経緯がある。
【０００９】    【発明が解決しようとする課題】  このようなことから、本発明が目的としたのは、オン時には電源からの電流を大容量でロスなく超電導マグネットへ供給することができ、またオフ時には電流を完全に断ち切ることができる動作時間の短い安価な機械式永久電流スイッチを提供することである。
【００１０】【課題を解決するための手段】
本発明者等は、上記目的を達成すべく行った研究の過程で、まず“焼結法による酸化物系高温超電導体”ではなくて“溶融法によって作成されるバルクＲＥ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ超電導体（ＲＥは希土類元素）”に着目し、この溶融法によるバルク高温超電導体を機械式永久電流スイッチの接点として適用することの可否を調査した。なぜなら、溶融法によるバルクＲＥ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ超電導体は磁束ピンニング力が大きいことから高温・高磁場中でも高い臨界電流密度を有するという優れた特長を持っている上、焼結法によるものとは違って緻密度が極めて高いので接点の機械接触面の密着性に優れると考えられたからである。
【００１１】  しかしながら、単に溶融法によるバルクＲＥ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ超電導体を接点としただけの機械式永久電流スイッチでも、焼結法による高温超電導体を接点としたものと同様、接点の機械接触面間に超電導状態を保持させることは困難であった。
【００１２】  そこで、本発明者等は、ＲＥ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ超電導体から成る接点の機械接触面間に超電導状態を保持させ得ない原因を解明すべく更に研究を重ね、次の事項を見出した。
ａ）  超電導体からなる接点の機械接触面間に超電導状態を保持させるためには、接点の接触面同士を数ナノメ−タ以内の間隔で密接させなければならない。そのため、表面の平滑性に劣る焼結体の場合にはこのような条件を作り出すことが難しい。しかし、緻密な溶融法によるバルク超電導体で構成された接点の場合には比較的平滑な表面を得ることができるので、接触面同士を加圧して接触させることによりこのような状態を作り出すことが可能である。この場合、接点の接触面を十分に研磨することは接触面積を増やすことにもなるので超電導状態の形成にとって一層好ましい。
ｂ）  また、ＲＥ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ高温超電導体では酸素が不安定であるため表面に酸素不足の層が形成されがちであり、この酸素不足層によって機械接触面間の超電導状態が阻害されるという現象が起きる。しかしながら、溶融法によるバルク超電導体で構成された接点の接触面同士を加圧接触させた状態で一旦これにある臨界点以上の電流を流し、その後に永久電流スイッチとしての使用を行えば、酸素不足層によってもたらされる上記弊害を克服することができる。
【００１３】  以上の知見より、溶融法によるバルクＲＥ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ超電導体を機械式永久電流スイッチの接点とし、その使用に当って接点の接触面同士を加圧接触させた状態で一旦これにある臨界点以上の電流を流す前処理を施せば優れた性能の永久電流スイッチが得られる考えられたが、その実用化に際しては更に次に示す大きな問題があった。  
【００１４】  即ち、溶融法によるバルクＲＥ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ超電導体は金属材料に比べて機械的特性が大きく劣り、そのためこれを使用した機械式永久電流スイッチの接点は接点部を超電導状態とするための（接触面の接触抵抗を極力減らすための）加圧力に十分耐え得ないということが明らかとなった。
【００１５】  加えて、バルクＲＥ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ超電導体の主相をなすＲＥＢａ２Ｃｕ３Ｏｙ  は正方晶から斜方晶への相転移による歪みの影響でａｂ面に沿ってクラックが発生しやすく、この点からも上記材料から成る接点は機械的強度の点で満足できるものとは言えなかった。即ち、これらのクラックはバルク体の冷却時に発生する熱応力等によって進行する。しかも、機械式永久電流スイッチの場合、スイッチ動作の度にバルク体で構成された接点の表面は接触を繰り返すのでその際の衝撃によって内部クラックの延伸が進行する。そして、クラックに伴う破壊はバルク体（接点材料）内部を流れる電流の妨げになるため、永久電流スイッチとしての通電容量の低下につながりかねない。
【００１６】  しかし、本発明者等は、溶融法によるバルクＲＥ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ超電導体で構成した接点の強度向上策として特許第３１４４６７５号や特許第３１００３７０号の技術に係るバルクＲＥ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ超電導体（接点材料）への樹脂含浸の手法を試み、強度が約２倍も向上した接点（バルクＲＥ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ超電導体）を得ることに成功した。そして、この樹脂含浸強化した接点を用いて機械式永久電流スイッチを試作し、この永久電流スイッチについて通電実験を行って永久電流スイッチとしての適合性を調べた。そして、次のことを確認した。
【００１７】  “樹脂含浸強化した溶融法によるバルクＲＥ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ超電導体”から成る接点を用いた機械式永久電流スイッチも、樹脂含浸なしの溶融法によるバルクＲＥ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ超電導体から成る接点を用いたものと同じく、液体窒素を充填した環境で超電導体同士を加圧接触させて電流をある程度まで流して行くと、まず当初は不安定に電圧が上がり始め、それからある電流値になると電圧が急落するが、その後は再度一定の率で電圧が上昇する現象が起きる。そして、この時点から電流を下げて行くと同じ比率で電圧が低下して行き（この領域では接点の超電導体が発熱していると考えられる）、ある値にまで電流が下がると電圧が殆ど０となり、それ以降はこの範囲で超電導状態が保たれることを確認した。また、接点の超電導体同士の加圧荷重が大きくなると、上述した超電導状態を呈する電流値の範囲が広くなることも見出した。  
【００１８】  本発明は、上記知見事項等に基づいてなされたものであり、次の（１）乃至（５）項に示す機械式永久電流スイッチ並びにその使用方法を提供するものである。
本発明は、上記知見事項等に基づいてなされたものであり、次の（１）乃至（７）項に示す機械式永久電流スイッチ並びにその使用方法を提供するものである。
（１）樹脂を含浸させた“溶融法によるバルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体（ＲＥは希土類元素）”を電源と超電導コイルとの間の通電と電流切断を行う接点の材料とし、該接点材料の結晶のab面と垂直な面を接点同士の接触面とすることによって接点への通電方向が前記ab面に平行となるようにして成ることを特徴とする、機械式永久電流スイッチ。
（２）前記含浸樹脂が、その線膨張係数を溶融法によるバルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体に近づけるための含浸樹脂の線膨張係数よりも小さいフィラ−材を分散して含有したものである、前記（１）項記載の機械式永久電流スイッチ。
（３）前記接点同士の接触面が研磨面である、前記（１）又は（２）項記載の機械式永久電流スイッチ。
（４）樹脂を含浸させた“溶融法によるバルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体（ＲＥは希土類元素）”を電源と超電導コイルとの間の通電と電流切断を行う接点の材料とした機械式永久電流スイッチを使用するに先立って、一旦、接点の接触面同士を接触させた状態で、少なくとも“電圧降下に続く電圧上昇現象”が現れるまで電流値を増加させながら通電を行う処理を施すことを特徴とする、機械式永久電流スイッチの使用方法。
（５）前記含浸樹脂が、その線膨張係数を溶融法によるバルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体に近づけるための含浸樹脂よりも線膨張係数の小さいフィラ−材を分散して含有したものである、前記（４）項記載の機械式永久電流スイッチの使用方法。
（６）前記接点同士の接触面が研磨面である、前記（４）項又は（５）項記載の機械式永久電流スイッチの使用方法。
（７）前記バルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体の結晶のａｂ面と垂直な面を前記バルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体同士の接触面とすることによって通電方向を前記バルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体の結晶のａｂ面に平行となるように設定して成る、前記（４）項乃至（６）項のいずれかに記載の機械式永久電流スイッチの使用方法。
【００１９】    【発明の実施の形態】  本発明において、バルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体（ＲＥはＹ，La，Nd，Sm，Eu，Gd，Dy，Ho，Er，Tm，Yb等の希土類元素）とはＲＥBa2Cu3Ｏy を主相とする銅酸化物系超電導体を意味するが、強化のためにAgを含有させたものでも構わない。そして、このバルク超電導体は、焼結法ではなくて溶融法によって作成されたものとする。焼結法で作成されたＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体では、機械式永久電流スイッチの接点材料としての所要性能を得ることができない。
【００２０】  溶融法によるバルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体に樹脂を含浸させる方法としては、特許第３１４４６７５号に係る技術、即ち減圧雰囲気下に保持したバルク超電導体と液状樹脂とを接触させてバルク超電導体に樹脂を含浸させる手法が適用できる。  なお、バルク超電導体に含浸させる樹脂としてはエポキシ系樹脂，尿素樹脂，フェノ−ル樹脂，不飽和ポリエステル樹脂，ポリウレタン，アルキド樹脂，メラミン樹脂等が挙げられるが、強化機能等の点からエポキシ系樹脂が適当であると言える。
【００２１】  ところで、樹脂含浸したバルク超電導体から成る接点材料では、冷却時におけるバルク超電導体と樹脂との熱歪みの差によってバルク超電導体と樹脂との含浸接触面に過剰な力が働き、樹脂やバルク超電導体が損傷を受ける可能性がある。この損傷を防ぐ上では、バルク超電導体と樹脂それぞれの熱膨張率が各温度域で一致していることが望ましい。  そこで、バルク超電導体に含浸させる樹脂中に線膨張係数の小さいフィラ−材を分散して含有させ、線膨張係数をバルク超電導体のそれに極力近づけた樹脂含浸層を形成させるのが良い。
【００２２】  このような線膨張係数の小さいフィラ−材を分散して含有した含浸樹脂層をバルク超電導体に形成させる方法としては、特許第３１００３７０号に係る技術、即ち減圧雰囲気下に保持したバルク超電導体と上記フィラ−材を分散した液状樹脂とを接触させてバルク超電導体にフィラ−材入りの樹脂を含浸させる手法が適用できる。  樹脂の線膨張係数を低くするために分散・含有せしめられるフィラ−材としては、石英，炭酸カルシウム，アルミナ，水和アルミナ，ガラス，タルク及び焼石膏等が挙げられ、これを微粉状として用いるのが良い。
【００２３】  また、バルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体からなる接点の機械接触面間に超電導状態を保持させるためには接点の接触面同士を数ナノメ−タ以内の間隔で密接させなければならないことは先に述べた通りであるが、そのためには加圧荷重を大きくすることのほかに接点の接触面を十分に研磨することが望ましい。また、接点の接触面を十分に研磨することは接触面積を大きくすることにもなるので、むしろ接点の接触面を十分に研磨しないと接点の機械接触面間に超電導状態を安定して保持させ得ないと言えるほど研磨は有効な手立ての１つである。
【００２４】  更に、バルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体から成る接点の表面を十分に研磨したとしても接点の機械接触面間に超電導状態を安定して作り出せない場合のあることが認められた。そして、この理由が、機械式永久電流スイッチに適用したバルク超電導体から成る接点同士の結晶方位が揃っていないことによるものであると考えられた。  そこで、検討を行い、バルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体から成る接点材料のab面と垂直な面を接点同士の接触面とすることによって通電方向がab面に平行となるように設定すれば上記不都合を安定して回避できることが分かった。
【００２５】  ところで、樹脂含浸した溶融法によるバルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体を接点材料として成る機械式永久電流スイッチの使用に際して重要なことは、一旦、接点の接触面同士を接触させた状態で少なくとも“電圧降下に続く電圧上昇現象”が現れるまで電流値増加させながら通電を行う前処理を施すことである。この前処理を施さないと、接点の機械接触面間に超電導状態を作り出すことができない。
【００２６】  この理由として次のことが考えられる。  一般に、バルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体は酸素が不安定なためその表面は化学反応により酸素の低い超電導特性を失った極く薄い絶縁層が形成されている。しかるに、バルク超電導体同士を接触させて電流を流すと、当初は前記絶縁層のために接触面間で円滑な電流の流れが生ぜずに高い電圧値や不安定な電圧挙動を示すが、電流値を増加させて行くと電流増加の間にこの絶縁層が破られてバルク超電導体の接触面間に超電導状態を作り出す条件が整うこととなる。  そして、前記絶縁層が破られてバルク超電導体の接触面間に超電導状態を作り出す条件が整ったことは、電圧が急降下し、それから安定した電圧状態となる現象によって確認することができる。
【００２７】  続いて、本発明を実施例により更に具体的に説明する。
【実施例】
まず、溶融法によって１０ｗｔ％のＡｇを添加したバルクＹ−Ｂａ−Ｃｕ−Ｏ超電導材料を作成した。形状は、図１に示したように一辺が約１０ｍｍの立方体とした。次に、このバルク体に、図１に示した如く電流端子と電圧端子をそれぞれ超音波ハンダにより接合し、機械式永久電流スイッチの接点とした。なお、この際、バルク体のスイッチ接触面がバルク体の結晶のａｂ面と垂直に、通電方向がａｂ面と平行となるように接点材料を作成した。
【００２８】  次いで、この状態の接点材料（バルク超電導体）に対して樹脂含浸強化処理を行った。  まず、含浸用樹脂は、主剤としてビスフェノ−ルＡ型エポキシ樹脂を、硬化剤として芳香族ポリアミンを使用した。また、樹脂の熱膨張率を接点材料（バルク超電導体）のそれに近づけるため、石英粉も配合した（樹脂と石英粉の重量配合比１００：９０）。そして、それぞれ３０℃まで予熱した状態で配合組成１００：３２（重量比）で混合して真空下で脱気を行った。  次に、電極端子（電流端子と電圧端子）のついた接点（バルク超電導体）を７０℃まで予熱してから石英粉配合の樹脂と硬化剤を付着させ、真空槽の中でまず減圧して保持した後、大気圧以上に加圧した。続いて、８０℃において６時間、１２０℃において２時間加熱した。その際、実験装置にそのまま組み込めるよう、円柱形状となるよう樹脂を型に嵌め硬化処理を行った。
【００２９】  上記のように作製した永久電流スイッチの実験に供する接点（バルク超電導体）の一部を切り出し、臨界電流密度（ＪC ）を測定した。  なお、切り出し寸法は1.31mm×1.33mm×0.21mmで、磁場の印加方向はｃ軸に平行とした。そして、試料の直流帯磁率をＳＱＵＩＤ磁束計を用いて測定し、超電導体の磁化ヒステリシス曲線を基に臨界状態をBeanモデルによって仮定し、試料のＪC を求めた。  この臨界電流密度（ＪC ）の測定結果を図２に示す。
【００３０】  図２からも明らかなように、得られた接点（バルク超電導体）の臨界電流密度（ＪC ）は「77Ｋ at ０Ｔ」の条件で57,667Ａ/cm2であった。また、「77Ｋat 0.5Ｔ」の条件では25,767Ａ／cm2 、「77Ｋ at １Ｔ」の条件では18,992Ａ／cm2 と、磁場下においても高い臨界電流密度（ＪC ）を示した。  従って、永久電流スイッチが磁場にさらされる環境下に設置されても、高い臨界電流密度（ＪC ）を保持し十分な通電容量を得ることができると言える。
【００３１】  ここで、臨界電流密度（ＪC ）を測定した際の磁場の印加方向はｃ軸に平行なためにその値は多少低めの数値となっているが、実際に永久電流スイッチを電導磁石（クライオスタット）に取付ける場合には接点（バルク超電導体）はab面方向に平行となるように設置する。これにより、積層欠陥が有効なピンニングセンタ−として作用するため、高磁場になるほどより高い臨界電流密度（ＪC ）を得ることができる。
【００３２】  次いで、作製した前記接点（バルク超電導体）につき、図３に示す通電実験装置を用いた次の手順の通電試験を行った。  ２つの（一対の）樹脂含浸強化された接点（バルク超電導体）を、接点同士が密着するように固定し、荷重コントロ−ラによって接触荷重を一定荷重となるよう制御する。  装置全体を液体窒素によって浸漬冷却し、バルクが十分冷却された後に通電する。通電電流は１０Ａ〜２０Ａまでとし、一対の上部のバルク体を陽極、下部を陰極とする。それぞれのバルク間の電圧を四端子法によって測定する。
【００３３】  なお、サンプルは、接触面を表面研磨していない荒削りの接点材料（バルク超電導体）と、その後に同サンプルを表面研磨したもののそれぞれとした。  また、試験は、１００Ｎ荷重試験，５００Ｎ荷重試験，荷重変化試験の３項目とし、１００Ｎ荷重試験では、研磨なしの接点（バルク超電導体）に１００Ｎの荷重を与えた状態で電流値を０Ａ→１０Ａ→０Ａと変化させ、この過程を５回繰り返した。  ５００Ｎ荷重試験では、研磨した接点（バルク超電導体）に５００Ｎの荷重を与えた状態で、電流値を０Ａ→１４Ａ→０Ａと変化させ、この過程を３回繰り返した。  そして、荷重変化試験では、研磨した接点（バルク超電導体）にそれぞれ１００Ｎ，３００Ｎ，５００Ｎ，７００Ｎ，９００Ｎの荷重を加え、その際のそれぞれの電流値を０Ａ→１０Ａと変化させた。
【００３４】  まず、１００Ｎ荷重試験において得られた電圧（Ｖ）と電流（Ｉ）の関係（Ｖ−Ｉ特性）を図４に示す。図４は次のことを示している。  初回の電流値増加（行き）の際、電圧は比較的高い値を示している。電圧値は電流値の増加と共に上昇し、３Ａをピ−クに緩やかに低下し始め、７Ａを過ぎたところで急激に降下する。その後 7.5Ａから電流値の増加と共に上昇する。  初回の電流値減少（戻り）の際には電圧値はほぼ直線的に降下して 3.5Ａで１ｍΩと極く小さな抵抗値を示し、超電導特有の電圧降下の現象が見られる。  ２回目以降は、行きと戻りの何れにおいても、初回の戻りと同様の経路をたどっている。
【００３５】  次に、５００Ｎ荷重試験におけるＶ−Ｉ特性を図５に示す。図５は次のことを示している。  初回の行きの電圧値は９Ａでピ−クを示し、12Ａで比較的低い値に落ちつき、その後はほぼ直線的に増加している。  初回の戻りの際は、電圧値はほぼ直線的に降下し６Ａで 0.3ｍΩと極く小さな抵抗値を示しており、１００Ｎ荷重試験結果と同様に電圧降下現象がみられる。２回目以降は、何れも、戻りは初回の戻りと同様の経路をたどっているが、行きは何れも13.5Ａを過ぎたところで急激に上昇している。  次に、０Ａで液体窒素内で接点（バルク超電導体）の接触面を離し、再度接地させ５００Ｎの荷重を加えたところ、初回目，２回目以降と、前試験とほぼ同様の結果を得た。
【００３６】  荷重変化試験におけるそれぞれのＶ−Ｉ特性を図６に示す。図６は次のことを示している。  荷重１００Ｎの電圧は常に高い値を示している。また、その電圧値は不安定で電流値の変化に追従せず、計測中も決まった値を示さなかった。  １００Ｎから７００Ｎまで荷重が増すごとにそれぞれの電圧値は減少しているが、７００Ｎと９００Ｎの荷重ではそれぞれ各電流値における電圧値はほぼ一致している。接点（バルク超電導体）の接触面に加える荷重をある値まで増やして行くことによって接触抵抗を減少させることが可能である。
【００３７】  以上の通電試験結果から、次のことが分かる。  何れの試験結果においても、初回の通電において比較的高い電圧値を示している。  ５００Ｎ荷重試験の初回通電では、電流値の増加と共に電圧値は上昇し、９Ａをピ−クに降下し、12.5Ａから再度電流値の増加と共に上昇している。９Ａから12.5Ａの降下は特に不安定な動きをしている。  １００Ｎ荷重試験結果も同様であるが、５００Ｎ荷重試験の結果の方がその傾向は顕著に表れている。荷重変化試験からはその傾向は殆ど見られず、随時高い電圧値と不安定な挙動を示している。  ５００Ｎ荷重試験の結果と荷重変化試験の荷重５００Ｎの結果は同じ接点（バルク超電導体）でありながら、初回以降、前者は電圧降下現象（ 0.3ｍΩという小さな抵抗値）を示し、後者は示していない。荷重変化試験では通電電流を最大１０Ａとしたため、不安定な動きをすると思われる９Ａから12.5Ａの領域に至っていない。
【００３８】  先にも述べたように、一般にバルクＲＥ−Ba−Cu−Ｏ超電導体では酸素が不安定で、その表面は化学反応により超電導特性を失った極く薄い絶縁層が形成されている。上記試験結果からは、電流増加の間にこの絶縁層が破られ、このような高い電圧値や不安定な挙動として表れたものと考えられる。  また、バルク超電導体は酸化物であるため金属接点のような溶着が起きにくくて通電状態の変化はそれほど生じないと考えられたが、一定の電流量を超えることによって電圧が安定化する現象が生じている。
【００３９】  絶縁層を破る現象の原因の一つとして、放電現象が考えられる。  ア−ク放電は持続放電であり、放電形態としても最終の段階にある。即ち、初期のグロ−放電状態であっても放電電流を十分大きくして行けば遂にはア−ク放電に移行する。  ア−ク放電は、各種放電形態のうち最も電流密度が大きく放電電圧が低いものである。例えば、５００Ｎ荷重試験の初回の通電において、電流の増加と共に電圧が上がる領域はグロ−放電が発生していると考えられる。グロ−放電はア−ク放電に比べて電流密度が小さいことから電圧値は高くなる。
【００４０】  電圧が降下し不安定に推移する領域は過渡状態で、グロ−放電からア−ク放電に移行している不安定な状態と考えられる。また、ア−クの柱内温度は５０００Ｋ〜７０００Ｋであるが、それでも液体窒素への浸漬冷却によって接点材料（バルク超電導体）は臨界温度Ｔc 以下の超電導状態を保持すると考えられる。  ５００Ｎ荷重試験の結果において、２回目以降で行きと戻りの経路が異なっているのは、接点（バルク超電導体）の温度上昇が原因と思われる。  即ち、行きの通電電流13.5Ａまでは温度，電流値ともに超電導の臨界温度Ｔc 及び臨界電流値Ｉc 以下を示しているが、13.5Ａを過ぎたところでＴc 又はＩc を超えて常電導状態に転移し、接点（バルク超電導体）内にジュ−ル熱が発生する。そして、戻りの際、通電電流を下げていくに従って発熱量は低下し、６Ａの時点でＴc 及びＩc 以下になって電圧降下現象が生じるものと考えられる。
【００４１】  ところで、接触面積と接触抵抗の関係はＨolm の集中抵抗の式より下記（１）式として表すことができる。
【００４２】【数１】0005247957.tif 000002
【００４３】  １００Ｎ荷重試験において、電圧降下で「１ｍΩ  at 3.5Ａ」を示したのに対して、５００Ｎ荷重試験においては「 0.3ｍΩ at 13.5Ａ」を示したが、これは接触面を研磨して接触面積を増やしたために接触面の臨界電流値も増加したものと考えられる。  前記（１）式より、今回の研磨によって接触面積は約９倍に増加したことが分かる。  なお、この試験では接点（バルク超電導体）の研磨は比較的簡素化した方法で行ったが、研磨の精密化により更なる低抵抗化が期待できる。
【００４４】  また、荷重変化試験の結果は、接触面の荷重を増やすことによって接触面積を増やすことも可能であることを示している。しかし、その反面、同じ電流量であれば単位面積当りのエネルギ−は小さくなるので、初回の通電において絶縁層を破るためには更なる大きな通電電流を必要とすると言える。
【００４５】  次に、試験結果を基に永久電流磁石のエネルギ−損失を算出し実用レベルの検討を行った。  まず、図７に示した等価回路より、熱式又は磁界式永久電流スイッチの励消磁モ−ド時の損失Ｅexは次式で示される。
【００４６】【数２】0005247957.tif 000003
【００４７】  また、機械式永久電流スイッチの永久電流モ−ド時の損失Ｅstは次式で示される。
【００４８】【数３】0005247957.tif 000004
【００４９】  計算条件として、熱式又は磁界式の永久電流モ−ド時と機械式の励消磁モ−ド時の損失はないと考え、熱式，磁界式のオフ抵抗値は６Ωとし、励消磁モ−ド及び永久電流モ−ドの時間はそれぞれ６時間とした。  その結果、大規模クラスの磁気エネルギ−貯蔵超電導磁石（貯蔵量１０ＧＷh ，定格電流５００ｋＡ，インダクタンス２８８Ｈ）の場合、熱式又は磁界式永久電流スイッチの励消磁モ−ド時の損失は１６０ＭＪであった。これは、機械式永久電流スイッチのオン抵抗値（0.12ｍΩ）の場合の永久電流モ−ド時の損失に相当する。
【００５０】  これに対して、本実施例での本発明例に係る機械式永久電流スイッチでのオン抵抗は0.3 ｍΩであり、非常に近い値であり、研磨の精密化，接触面形状の検討や荷重量の最適化を行うことによりこの計算結果を十分下回ることができる値と言える。
【００５１】    【発明の効果】  以上に説明した如く、この発明によれば、オン時には電源からの電流を大容量でロスなく超電導マグネットへ供給することができ、またオフ時には電流を完全に断ち切ることができる動作時間の短い安価な機械式永久電流スイッチの提供が可能となり、磁気エネルギ−貯蔵超電導磁石装置等性能向上に大きく寄与できるなど、産業上有用な効果がもたらされる。【図面の簡単な説明】    【図１】  実施例で作成した接点（バルク超電導体）の形態を示す説明図である。    【図２】  実施例で作成した接点（バルク超電導体）に関する臨界電流密度（ＪC ）測定結果を示すグラフである。    【図３】  実施例で使用した通電試験装置の説明図である。    【図４】  実施例で作成した接点（バルク超電導体）の１００Ｎ荷重試験において得られた電圧（Ｖ）と電流（Ｉ）の関係を示すグラフである。    【図５】  実施例で作成した接点（バルク超電導体）の５００Ｎ荷重試験において得られた電圧（Ｖ）と電流（Ｉ）の関係を示すグラフである。    【図６】  実施例で作成した接点（バルク超電導体）の荷重変化試験において得られた電圧（Ｖ）と電流（Ｉ）の関係を示すグラフである。    【図７】  超電導磁石の等価回路図である。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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