(57)【要約】【課題】従来は多芯超電導線材の製造工程において、多芯超電導線材の内部に破損を生じる場合があった。そこで、本発明は破損のない多芯超電導線材を提供することを目的とする。【解決手段】本発明は、ＭｇＢ2で構成するコア部と、前記コア部の外周に位置するバリア相と、前記バリア相の外周に位置する安定化相と、を有する単芯超電導線材が複数本束ねられた多芯超電導線材において、隣り合う単芯超電導線材の間に、前記安定化層を構成する金属よりも硬度が高い金属で構成する硬質金属部を有する。【選択図】図４
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
ＭｇＢ2で構成するコア部と、前記コア部の外周に位置するバリア相と、前記バリア相の外周に位置する安定化相と、を有する単芯超電導線材が複数束ねられた多芯超電導線材において、
隣り合う単芯超電導線材の間に、前記安定化相を構成する金属よりも硬度が高い金属で構成する硬質金属部を有することを特徴とする多芯超電導線材。
【請求項２】
請求項１に記載の多芯超電導線材において、
前記安定化相を構成する金属はＣｕまたはＦｅであることを特徴とする多芯超電導線材。
【請求項３】
請求項１または２に記載の多芯超電導線材において、
前記バリア相を構成する金属はＦｅ、Ｎｂ、Ｔａ、またはＢＣＣ金属を含むことを特徴とする多芯超電導線材。
【請求項４】
請求項１乃至３のいずれかに記載の多芯超電導線材において、
前記硬質金属部を構成する金属はＮｉ、Ｆｅ、Ｎｂ、Ｔａ、ＢＣＣ金属またはオーステナイトステンレス鋼を含むことを特徴とする多芯超電導線材。
【請求項５】
請求項１に記載の多芯超電導線材において、
前記安定化相を構成する金属はＣｕであり、
前記バリア相を構成する金属はＦｅであり、
前記硬質金属層を構成する金属はＮｉであることを特徴とする多芯超電導線材。
【請求項６】
請求項１に記載の多芯超電導線材において、
前記安定化相を構成する金属はＣｕであり、
前記バリア相を構成する金属はＦｅであり、
前記硬質金属層を構成する金属はＦｅであることを特徴とする多芯超電導線材。
【請求項７】
請求項１乃至６のいずれかに記載の多芯超電導線材において、
複数の前記単芯超電導線材の外周に位置する金属管を有し、
前記硬質金属層は、隣り合って位置する２つの前記単芯超電導線材と前記金属管の間に位置することを特徴とする多芯超電導線材。
【請求項８】
請求項１乃至７のいずれかに記載の多芯超電導線材において、
６本の前記単芯超電導線材を有し、
中心から離れた位置に６本の前記単芯超電導線材を配置した構造であることを特徴とする多芯超電導線材。
【請求項９】
請求項１乃至７のいずれかに記載の多芯超電導線材において、
７本の前記単芯超電導線材を有し、
中心に１本の前記単芯超電導線材を配置し、中心から離れた位置に６本の前記単芯超電導線材を配置した構造であることを特徴とする多芯超電導線材。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、二ホウ化マグネシウム（以下、ＭｇＢ2と略す）超電導線材に関する。
【背景技術】
【０００２】
ＭｇＢ2超電導体は、金属系超電導体として最も高い臨界温度（３９Ｋ）を有し、液体ヘリウムフリー（例えば１０〜２０Ｋ）で運転する超電導電磁石を実現する超電導材料として期待されている。ＭｇＢ2超電導体を超電導マグネットシステム（例えば、ＮＭＲやＭＲＩ等）の超電導電磁石に適用すれば、温度マージン（臨界温度と使用温度の差）を、従来超電導材料のＮｂ3ＴｉやＮＢ3Ｓｎで電磁石を構成した場合よりも大きくできるので、クエンチが生じにくく、熱的安定性の高い超電導マグネットシステムを提供することができる。 
ＭｇＢ2超電導線材は、Ｍｇ（マグネシウム）粉末とＢ（ホウ素）粉末との混合粉末またはＭｇＢ2粉末、更にはそれらに第三元素を添加した混合粉末を金属管に充填し、伸線加工するいわゆるパウダーインチューブ法（以下、ＰＩＴ法と略す）で一般的に作製される。ＰＩＴ法では、Ｍｇ粉末とＢ粉末とを反応させてＭｇＢ2を生成・焼結するために、伸線加工の実施後に通常６００℃以上の温度領域での熱処理が行われる。 
実用段階の超電導線材では、熱的安定性の向上や交流損失の低減の観点から、単芯超電導線材を多数組み込んで多芯化した形態での使用が要求される。特許文献１では、Ｆｅ、ＮｂまたはＴａで被覆された単芯超電導線材を製造し、これを多数本束ねて電気抵抗が小さいＣｕなどのパイプに組み込んだ「多芯組込方式」で多芯超電導線材を製造することが開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００３】
【特許文献１】特開２００４−３１９１０７号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
従来は多芯超電導線材の製造工程において、多芯超電導線材の内部に破損を生じる場合があった。そこで、本発明は破損のない多芯超電導線材を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【０００５】
本発明は、ＭｇＢ2で構成するコア部と、前記コア部の外周に位置するバリア相と、前記バリア相の外周に位置する安定化相と、を有する単芯超電導線材が複数本束ねられた多芯超電導線材において、隣り合う単芯超電導線材の間に、前記安定化層を構成する金属よりも硬度が高い金属で構成する硬質金属部を有する。
【発明の効果】
【０００６】
上記構成により、本発明は破損がなく特性が高い多芯超電導線材を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【０００７】
【図１】本発明における多芯超電導線材の製造工程のフロー図である。
【図２】硬質金属部を用いない場合の７芯組込線の多芯超電導線材の構造を示す。
【図３】硬質金属部を用いない場合の６芯組込線の多芯超電導線材の構造を示す。
【図４】硬質金属部を用いる場合の７芯組込線の多芯超電導線材の構造を示す。
【図５】硬質金属部を用いる場合の６芯組込線の多芯超電導線材の構造を示す。
【図６】断面が円形の単芯超電導線材を有する多芯超電導線材の構造を示す。
【図７】硬質金属部を用いない場合の伸線加工時に安定化相に働く力を示す。
【図８】硬質金属部を用いる場合の伸線加工時に安定化相に働く力を示す。
【図９】Ｊｃ測定結果のグラフを示す。
【発明を実施するための形態】
【０００８】
多芯超電導線材の製造工程において、単芯超電導線材を束ねて大きな金属管に組込んだ状態で、ダイスによる引抜き加工（伸線加工）などを用いて、多芯超電導線材の長尺化を行う。長尺化の過程では多芯超電導線材の外形は徐々に低下していくが、多芯超電導線材の断面構造に着目すると、伸線加工前の形状が相似形で縮小するのではなく、局部的に伸線加工前とは異なる形状に変化する場合が多い。すなわち、伸線加工時に多芯超電導線材の断面に不均一変形が生じる場合がある。
【０００９】
多芯超電導線材の断面の不均一変形が生じた結果として、組込時の単芯超電導線材の外側のバリア相（Ｆｅ、Ｎｂ、Ｔａ等の被覆材）の肉厚が不均一となり、肉厚が薄くなることにより伸線加工の途中でバリア相の破壊が生じる。バリア相は、単芯超電導線材のコア部と、複数の単芯超電導線材の間を充填する安定化相（例えばＣｕで構成する）の間に位置し、コア部を保護する機能を有する。
【００１０】
バリア相が破壊されると、熱処理中にＭｇがＣｕと優先的に反応し、結果としてコア部のＭｇＢ2の生成を阻害するため、長尺加工後の多芯超電導線材の特性を低下させてしまう課題がある。
【００１１】
本発明の特徴は、多芯超電導線材の内部（バリア相）破損を防止するための新規な構造にある。具体的には、多芯超電導線材において外周側に隣り合って位置する単芯超電導線材の間に硬質金属部を設けるものである。さらに硬質金属部の位置を特定すると、隣り合って位置する２つの単芯超電導線材と金属管の間に存在すると言える。
【００１２】
なお、多芯超電導線材を７芯で構成する（７芯組込線）場合においては、中心に位置する単芯超電導線材を除く、外周側の６本の単芯超電導線材の間に硬質金属部を設ける。また、多芯超電導線材を６芯で構成する（６芯組込線）場合においては、中心に単芯超電導線材に替えて安定化相の金属を配置し、外周側に配置した６本の単芯超電導線材の間に硬質金属部を設ける。
【００１３】
外周側に配置した６本の単芯超電導線材において、隣り合う単芯超電導線材の第１のコア部から第２のコア部までの空間は、第１の単芯超電導線材のコア部、バリア相、安定化相、硬質金属部、第２の単芯超電導線材の安定化相、バリア相、コア部の順番で構成される。複数の安定化相の間に硬質金属部を設けることで、従来組込構造で生じた安定化相（例えばＣｕ）の物質移動が抑制されて、バリア相の不均質変形を防止することが可能になる。上記の構成、位置関係は熱処理後も維持される。
【００１４】
以下に、本発明の多芯超電導線材の製造工程を詳細に説明する。
＜多芯超電導線材製造工程＞
図１に本発明における多芯超電導線材の製造工程のフロー図を示す。まず、原料となるＭｇとＢの粉末をモル比で約１：２に秤量した後、Ａｒ等の不活性ガス雰囲気中にてこれらをボールミル装置などで粉砕・混合する。場合によっては第３元素粉末（例えばＢ4Ｃ粉末）を加えても良い。
【００１５】
得られた粉末を外周部にＣｕ、内周部にＦｅが配置された複合シース管（二重シース管）に充填し、線材の直径で０.３〜０.５mmまで伸線加工を行う。一定量の伸線加工の後に、六角形状のダイスによる引抜きを行って、六角形断面の単芯超電導線材とする。その後に約５００℃の温度で熱処理を行って、複合シース管の加工ひずみを十分に除去する。
【００１６】
熱処理後の単芯超電導線材を用いて、６芯組込線または７芯組込線の多芯超電導線材を構成する。組込の際に、外周側に位置する６本の単芯超電導線材のうち隣り合う単芯超電導線材の間に、硬質金属部（例えば、板状の硬質金属部材）を設置する。
【００１７】
図２は、硬質金属部を用いず、中心に単芯超電導線材２を配置し、外周側に６本の単芯超電導線材２を配置した場合の７芯組込線の多芯超電導線材１の構造を示す。左側が伸線加工前の多芯超電導線材１であり、右側が伸線加工後の多芯超電導線材１である。図２において、多芯超電導線材１は金属管７の中に７本の単芯超電導線材２を束ねて形成される。
【００１８】
単芯超電導線材２は、コア部３と、その外周側に金属シース部を備える。金属シース部はバリア相４と、安定化相５を備える。単芯超電導線材２は断面が円形や多角形であり、単芯超電導線材２の金属シース同士は径方向において点接触または部分的に面接触する。また、単芯超電導線材２と金属管９との間の空間に、安定化相６を設けても良い。
【００１９】
図３は、硬質金属部を用いず、中心に単芯超電導線材２を配置せず、外周側に６本の単芯超電導線材２を配置した場合の６芯組込線の多芯超電導線材１を示す。
【００２０】
安定化相５はバリア相４よりも柔らかいため、安定化相５は伸線加工時に単芯超電導線材２同士の隙間を埋める充填相となる。一方で安定化相５を組込線に内包することで、多芯超電導線材１を巻線後に超電導コイルとして使用する際に、クエンチ発生時の大電流の流路としての機能を付与することが出来ることから、安定化相５は組込線において重要な役割を果たしている。
【００２１】
上記の２重被覆した単芯超電導線材２に対して、六角形状のダイスを用いた引抜き加工を行って断面が六角形状の単芯超電導線材２とする。六角形状の単芯超電導線材２を７本組み合わせることで内部に隙間のない組込構造が実現できる。その後に伸線加工に進む際には束ねた単芯超電導線材２の分解防止のため、７本の単芯超電導線材２の外側を金属管９で覆ってからダイスに通す必要がある。
【００２２】
上記の多芯超電導線材１（７本の単芯超電導線材）を引抜き加工で伸線する場合は、中心位置の単芯超電導線材２は比較的均一な厚さを保っているが、その周囲の６本の単芯超電導線材２ではバリア相４の厚さに大きな差が生じる傾向がある。これら６本の単芯超電導線材２のバリア相４の厚さは単芯超電導線材２の外周側で厚く、中心位置の単芯超電導線材２に近い場所では薄くなる傾向にある。伸線加工終了後の断面観察の結果では、バリア相の破損８は中心から離れた位置に存在する６本の単芯超電導線材２の内周側部分でのみ確認された。
【００２３】
このバリア相の破損８が特定の箇所のみに生じる理由として、伸線加工中のバリア相４と安定化相５の塑性流動の影響が推測される。単芯超電導線材２の内部のコア部３を形成するＭｇとＢの混合粉末は、バリア相４のＦｅや安定化相５のＣｕよりも伸線加工中の変形抵抗が高い。伸線加工時には、中心から離れた位置に存在する６本の単芯超電導線材２のうちの一方のコア部３と他方のコア部３の間に存在するバリア相４のＦｅと、安定化相５のＣｕは塑性変形を繰り返されると考えられる。この過程で、ＦｅとＣｕは、単芯超電導線材２の中央部から外周部へと物質移動を伴いながら徐々に変形することで、単芯超電導線材２の内周側に面した位置でのみ、バリア相４の破壊が生じたと推測される。
【００２４】
ＦｅとＣｕに物質移動が生じるメカニズムの詳細については不明な点もあるが、この物質移動を防止することにより、バリア相４の破損を防止して、多芯超電導線材全体としての特性の劣化を防止することが、本発明の目的である。
【００２５】
図４は、硬質金属部９を用いて、中心に単芯超電導線材２を配置し、外周側に６本の単芯超電導線材２を配置した場合の７芯組込線の多芯超電導線材１の構造を示す。左側が伸線加工前の多芯超電導線材１であり、右側が伸線加工後の多芯超電導線材１である。図４において、多芯超電導線材１は金属管７の中に７本の単芯超電導線材２を束ねて形成される。
【００２６】
図５は、硬質金属部９を用いて、中心に単芯超電導線材２を配置せず、外周側に６本の単芯超電導線材を配置した場合の６芯組込線の多芯超電導線材１を示す。
【００２７】
図４及び図５の多芯超電導線材１においては、硬質金属部９を含むことにより、バリア相４及び安定化相５の物質移動を防止でき、バリア相４の破損を防止することができる。
【００２８】
バリア相４、安定化相５（６）、硬質金属部９については複数の金属材料の中から選択することができる。
【００２９】
バリア相４の材料としては、コア部３を構成する構成するＭｇ粉末との反応性が小さい金属が好ましい。例えば、Ｆｅ、Ｎｂ、Ｔａ、ＢＣＣ金属（体心立方格子構造の金属）、またはこれらを含む合金等が好ましい。
【００３０】
安定化層５（６）としては、ＣｕまたはＦｅが好ましい。
【００３１】
硬質金属部９として、安定化相５（６）のＣｕよりも硬質な金属で、室温である程度の延性を有していれば特に規定はない。例えば、Ｎｉ、Ｆｅ、Ｎｂ、Ｔａ、ＢＣＣ金属（体心立方格子構造の金属）、またはこれらを含む合金、３０４、３１６ステンレス鋼等のオーステナイトステンレス鋼などから選ぶことが好ましい。
【００３２】
これらの各金属から、「バリア相４の硬度＞安定化相５（６）の硬度」、「硬質金属部９の硬度＞安定化相５（６）の硬度」という条件を満たすものを選択することが好ましい。
【００３３】
各主要金属の室温での硬度は、Ｆｅ：１１０Ｈｖ、Ｃｕ：４６Ｈｖ、Ｎｉ：９６Ｈｖ、ＳＵＳ３０４：１５０Ｈｖ、ＳＵＳ３１６：１４５Ｈｖである。この数値が高い方が硬度が高いことを示す。
【００３４】
硬質金属部９の長さ（図４、５において、奥行き方向に伸びる部分の長さ）は単芯超電導線材２と同程度が好ましい。
【００３５】
硬質金属部９の断面の短軸（図４、５において縦方向に伸びる部分の長さ）は、単芯超電導線材２の安定化相５の厚さに対して１／８〜２倍の範囲であるのが好ましい。硬質金属部９の断面の長軸（図４、５において横方向に伸びる部分の長さ）は、単芯超電導線材２の六角形を構成する１辺の長さに対して1／３〜１．５倍の範囲にあることが好ましい。
【００３６】
硬質金属部材９の断面の短軸、長軸のいずれかが上述の範囲を下回る場合は、安定化相５（例えばＣｕ）の塑性変形抑制効果が低下してしまう。また、硬質金属部材９の断面の短軸、長軸のどちらかが、上述の範囲を上回る場合は、単芯超電導線材２のコア部３の形状に歪みが生じてバリア相４の破損につながる。
【００３７】
図６は、断面が円形の単芯超電導線材２を有する多芯超電導線材１の構造を示す。ここまで、断面が六角形の単芯超電導線材２を有する多芯超電導線材１を例にして説明してきたが、断面が円形の場合や、六角でない多角形の場合でも本発明の硬質金属部９を採用することが可能である。
【００３８】
図７は、硬質金属部９を用いない場合の伸線加工時に安定化相５に働く力を示す。伸線加工処理順の流れを上から下に示す。図７の下図では、安定化相５が外周側に引っ張られることで、バリア相４に破損が発生している。
【００３９】
図８は、硬質金属部９を用いる場合の伸線加工時に安定化相５に働く力を示す。伸線加工処理順の流れを上から下に示す。図８の下図では、硬質金属部９の存在により、安定化相５が外周側に引っ張られる力が図７の場合よりも抑制され、バリア相４の破損を防止している。
【実施例１】
【００４０】
内部に純Ｆｅ、外側に純Ｃｕを配置した２重シース管を、熱間等方圧加圧法を用いて作製し、２重シース管内部にＭｇとＢの粉末をモル比で約１：２として配合してボールミルで混合した粉末を充填した。粉末充填後の２重シース管をドローペンチ装置を用いて引き抜き加工を繰り返し、６．２５ｍｍの断面が円形の単芯超電導線材を作製した。続いて六角形のダイスを通すことで、円形の単芯超電導線材を対辺長さ５．４２ｍｍの六角形の断面形状に伸線加工した。その後にＦｅ、Ｃｕのひずみを除去するため、５００℃で熱処理を行った。
【００４１】
熱処理後の六角形断面の単芯超電導線材を長さ２５０ｍｍに切断した。切断面の組織観察でコア表面を被覆するＦｅ、Ｃｕの２層の厚さを測定した結果、Ｆｅ層の厚さは０．３ｍｍ、Ｃｕ層の厚さは０．６ｍｍであった。
【００４２】
切断後の単芯超電導線材７本を図４に示すように配置し、外径２０ｍｍ、内径１７ｍｍの金属管（モネル（Ｎｉ−Ｃｕ合金））の内部に入れて７芯組込線とした。同時に厚さ０．３ｍｍ、幅３ｍｍ、長さ２５０ｍｍの純Ｎｉの硬質金属部を準備して図４に示す位置に配置した。比較材として、純Ｎｉの硬質金属部材を置かない図２に示す７芯組込材も準備した。
【００４３】
本発明材と比較材に対してドローペンチによる引抜き加工を繰返すことで、外径１．５ｍｍまでの伸線を行った。得られた多芯超電導線材の後端部から１ｍの多芯超電導線材を切り出して、２０ｃｍ長さに５分割し、異なる５箇所の断面組織を光学顕微鏡により観察した。組込時には組込線材と外側モネル管の内壁との間に空隙が存在したが、伸線後の断面には空隙は確認さなかった。伸線加工中のＣｕの変形により隙間が全て充填されたと考えられる。
【００４４】
硬質金属部材を持たない比較材の光顕写真のすべてにおいて、単芯超電導線材のコア周囲のバリア相の一部が破損している箇所が確認された。バリア相の破損は中心位置の単芯超電導線材では起こらず、外側６本の単芯超電導線材の内側の中心に近い場所でのみ確認された。
【００４５】
一方で、硬質金属部材を組み込んだ本発明材の光顕写真においては、バリア相は肉厚が薄くなる箇所は見られたが、破損している箇所は確認されなかった。Ｃｕより硬質なＮｉ板を２つのコア部の間に置くことで、Ｃｕの物質移動が抑制されたためであると予想される。
【実施例２】
【００４６】
実施例１で作製した本発明材、比較材を６００℃のＡｒ雰囲気中で熱処理を実施して、コア部にＭｇＢ2を反応により生成した。熱処理後の多芯超電導線材に対して、液体ヘリウム中（４．２Ｋ）における臨界電流密度Ｊｃ（印加磁場４Ｔ）の測定を行った。本発明材、比較材共に、実施例１で光顕観察の目的で採取した５本の多芯超電導線材についての測定を実施した。
【００４７】
図９にはＪｃ測定結果のグラフを示す。グラフのＪｃ値は５本の線材で測定したＪｃ値の平均値で規格化した値を示す。比較材の規格化したＪｃ値は０．７５から１．０４の間で値が変動しているが、本発明材においては規格化したＪｃ値の変動は０．９５から１．０５の間に収まっている。図９の比較材の値の変動幅が本発明材に比べて大きい結果は、異なる５箇所の線材間でのＪｃ値のばらつきが、本発明材に比べて大きいことを示唆している。
【００４８】
比較材では、コア部を被覆するバリア相が多くの場所で破損していることから、６００℃熱処理の段階で、Ｍｇの一部が周囲のＣｕの領域に拡散することで、ＭｇＢ2の生成が阻害され、Ｊｃ値のばらつきが増加したと推測される。本発明材においては、バリア相の破損が比較材に比べて少ないことから、Ｊｃ値のばらつきが少なくなったと考えられる。本発明材のＪｃ値はいずれも、比較材のＪｃ値のうちの最大値に相当する値を示していることから、本発明材においては、バリア相の破壊を防止することで、Ｊｃ値を高いレベルで安定して達成できたと考えられる。
【符号の説明】
【００４９】
１…多芯超電導線材、２…単芯超電導線材、３…コア部、４…バリア相、５…安定化相、
６…安定化相、７…金属管、８…バリア相の破損、９…硬質金属部
【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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【図８】
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【図９】
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