2A-a01

回転機

円形超電導界磁コイルを用いた大型風力発電機の電磁設計
Electromagnetic design of wind turbine generators using circular superconducting field coils
クッディス モハンマッド ラシド，関野 正樹，大崎 博之（東大）
QUDDES Mohammad Rashidul， SEKINO Masaki， OHSAKI Hiroyuki (Univ. of Tokyo)
E-mail: rashid@ohsaki.k.u-tokyo.ac.jp

Fig.1 (a) Rotor coil design of a 10-pole generator, (b) 2 polesof the rotor and one set of stator coils (half model).
3．各種特性の極数依存性
界磁コイルでの最大磁束密度，発電機体積，漏れ磁束，発電機出力特性等が極数に対してどのように依存するかを図 2に示す。今回の検討では 6 極から 20 極の範囲で解析を行った。また，超電導界磁コイルの断面積はこの解析では 100 mm
×200 mm を仮定した。極数を多くなると超電導コイル直径が小さくなり，最大磁束密度は上昇する。逆に極数が少ないと超電導コイル直径が大きくなり，発電機体積も大きくなる。周辺への磁界の漏れは，界磁コイル系が大きくなると拡大し，例
えば 0.05 T の範囲は発電機中心より径方向に 3.0～3.7 m である。
発電機コスト低減のためには，超電導線材量を減らすことは重要である。そこで，必要な超電導線材長を算出し，その極数依存性も調べたところ，極数とともに増加した。さらに，電Max. Magnetic Flux Density
Generator Volume
Radial Stray Field 0.05 T
Power Ratio
SC Wire Length

140
120
100
80

1600
1500
1400
1300

60

1200

40

1100

20
0

1000
4

8

12

16

Superconducting wire length [km]2．発電機の概念構造と解析上基本条件
ダイレクトドライブ方式の発電機の設計の前提として，回転数を 10 rpm，コイル系の直径を 5 m とした。回転子側は空心構造である。また，超電導界磁コイルの使用条件として，温度
20 K，最大磁束密度 10 T 程度を想定し，界磁コイルの電流
密度は 168 A/mm2 を仮定した[2]。界磁コイルと電機子巻線間のギャップは 100 mm である。
円形超電導界磁コイルを用いた 10 MW 級風力発電機の概念設計モデル例を図１に示す。図 1(a) のように，径方向磁界発生用超電導コイル 2 セットと軸方向磁界発生用超電導コイ
ル 1 セットから界磁コイルは構成される。電機子巻線は銅線による 3 相集中巻構造とした。図 1(b) に示すように，電機巻線
は 4 列で構成される（図は 1/2 モデル）。このような発電機モ
デルに関して，有限要素法に基づく 3 次元電磁界解析を行い，発電機特性等を解析した。

機子巻線も含めたモデルを構成し，発電機出力を算出した極数が多くなると，電機子巻線を配置することができる空間が小さく，10 MW 出力は困難となった。上記の検討に基づき，10極を選定して，諸パラメータ調整により発電機特性の改善を行った結果を次に示す。

Maximum magnetic flux density [T]Generator volume [m3]Radial stray field distance [m]Power capacity / 6-pole capacity

1．はじめに
大型風力発電機の実現において，発電機の重量やサイズが課題であり，発電機の高出力密度化，コンパクト・軽量化が求められる。超電導線材の高電流密度特性を利用して，高磁場を発生することによって，その課題を解決することを検討している[1]。本研究では，円形超電導コイルの適用を前提として，10 MW 級大型風力発電機の各種特性についてパラメー
タスタディと概念設計を行ってきたので，その結果について報
告する。

20

Pole numbers

Fig.2 Generator characteristic dependence on pole numbers.
4．10 極発電機の設計
超電導界磁コイルにおける最大磁束密度を 10 T 以下に抑えるため，超電導コイルの断面積を調整した。一方，電機子
巻線は，占積率を 0.5 とし，コイル平均電流密度 2 A/mm2（導体電流密度 4 A/mm2）を仮定した。電機子巻線の誘導起電力
特性を解析して，10 MW 級発電機に必要な電機子巻線の巻数を決定した。また，パラメータ調整において，超電導線材量の低減も重要条件とし，外側超電導コイルの直径を発電機出力に大きな影響が無い程度に縮小するなどをし，最終的に超電導線材長は約 1000 km となった。表 1 に設計結果の概要を示す。
さらに，固定子側に鉄心を入れることによって，最大で 35 %程度の発電機出力の増加となる。逆に 10 MW 出力のためには，必要な超電導界磁コイルの断面積を A: 80mm×160 mm，B: 64 mm×128 mm までを縮小でき，超電導線材長は最短で650 km まで短縮できる。しかし，直径 5m 程度の発電機の外周に近いところに鉄心を配置することになり，発電機重量の増大の程度は大きく，発電機を鉄心入り構造とするかどうかは，
超電導線材量と発電機重量との間のトレードオフの評価が必要である。
Table１：Design summary of air core 10 MW generator
Max. magnetic field density 10 T
168 A/mm2
Field coil current density
Field coil cross section
A: 97 mm×194 mm
B: 85 mm×170 mm
Required SC wire length
1000 km
参考文献
1. M. R. Quddes, et al. presented at ASC2010, 1LA-05(2010)
2. D.W. Hazelton, et al.: Proceedings of the IEEE, Vol. 97,
No. 11 (2009), pp. 1831-1836― 89 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

2A-a02

回転機

風力用５MW 突極型 YBCO 同期発電機の基本電気設計検討
Fundamental Electrical Design Study of 5MW Salient-pole YBCO Synchronous Generators
for Wind Power Systems
牧 直樹，篠原 信行, 和泉 充 （東京海洋大学）
MAKI Naoki，SHINOHARA Nobuyuki, IZUMU Mitsuru (TUMSAT)
E-mail: naokmaki@tuba.ocn.ne.jp

B
5.20
0.99
0.32
1.11

C
5.20
0.99
0.32
1.11

400
300
137

200

22

100

31
74

3

65

70

75

80

界磁電流
Field current[A][A]

Fig.1 Electric loss of YBCO coils on 77 K operation
Fig.2 に 77K 運転の Y 系発電機の運転電流決定法を従来法と比較して示す。ｃ軸方向磁場に対する Ic 特性と負荷線の交点から臨界電流を求める従来法に対して、導体発熱量から臨界電流を評価する方法は、臨界電流の磁場角度異方性をもつ Y 系線材には妥当な評価法である。臨界電流 74A は従来法による 59A よりも 1.25 倍大きく流せることを示しており、負荷率を 0.77 にとれば、通電電流は 74×0.77＝57A となる。

6 .0
5 .0

Bv-Ic

4 .0

Bv-Ic

3 .0

Operating point(conventional)
動作点
(従来)

2 .0

300
Heat generationof YBCO

250
200
150

動作点 point
Operating（提案)(proposed)

100
Load line
負荷線

1 .0

50

0.6

0.52
46.5

0.54
45.1

0.51
47.1

0.2×5

0.2×5

0.22×4.2

57

196

39

57
816
87
67
95.8

196
230
24
60
95.7

36
1210
137
71
95.7

0 .0

74

0

50

57

10 0

150

ＨＴＳ導体発熱量 [W]

A
5.20
0.99
0.32
1.11

500

Heat generation of YBCO [W]Generator
Stator outer diameter [m]Stator length [m]Flux /pole [Wb]
Magnetic flux density
in air gap [T]Synchronous reactance [pu]Magnetomotive force offield winding [kA/極]Size of HTS wires [mm2]
Critical current density of HTS
coils at 0.6 T vertical experienced
magnetic field [A/mm2]
Current of HTS coils [A]Number of HTS coils [turns]
Total length of HTS wires [km]Generator weight [ton]Efficiency [%]

738

600

60

場
[T] [T]
Magnetic 磁
flux
density

Table 1 Main design results of 5MW YBCO generators(3.3 kV, 972 A, 15 rpm)

700

HTS導体発熱量

2．風力用５MW 発電機の電気設計検討
開発した基本電気設計プログラム[1]を用いて 5MW Y 系発電機の基本電気設計を行い、発電機パラメータが発電機性
能（発電機重量、発電機効率、Y 系線材使用量）に及ぼす影響について検討し、次項が望ましいことを明らかにした。
・回転子外径は、高周速を得るため極力大きい 4.6ｍとする。
・高効率に向けて周波数を高めるように 40 極と多極化する。
・鉄心部磁束密度は、小型軽量化のため高い 1.95T を選ぶ。
・電機子電流密度は現用機並みの３A/mm2 とする。
・電気装荷は、空冷強化により 1.5 倍の 1200A/cm とする。
これらの設計方針に沿って実施した 5MW Y 系発電機の77K と 60K 運転における主要な発電機諸元と性能を 60K 運
転の Bi 系発電機と比較して Table1 に示す。いずれの発電機も良好な発電機性能を得るために回転子外径／固定子長さ＝4.62／0.99 ≒５の大径縮長型になっている。ギャップ磁束密度は 1.11T と現用機タイプの 1.5 倍程度である。
77K 運転特性は 60K 運転に比べて Y 系線材使用量が 3.6倍、発電機重量が 1.1 倍になるデメリットはあるが、Bi 系発電機と違って 77K 運転が可能であることは N2 冷却が可能になるなど極低温冷却システムの選択肢が広がる。60K 運転の Y 系
発電機は Bi 系発電機に比べて HTS 線材使用量が 1/5 に低減し、発電機重量が 0.85 倍に軽量化できる大きいメリットが得られる。
77K 運転の Y 系発電機を対象に三次元磁場解析を行い、無負荷励磁における界磁極の平均磁場は 2T 程度となり、設計値とほぼ一致する結果が得られた。また、負荷時の磁場分布計算から、Y 系導体の最大経験磁場は 0.6T と比較的低いことが分かった。

3．Y 系導体発熱量の算定と運転電流の決定
Fig.1 に Y 系界磁コイルの通電電流に対する Y 系導体発熱量の評価結果を示す。各種界磁電流に対して三次元磁場解析を行い、Y 系界磁コイル各部の磁場の大きさと角度依存性を考慮して臨界電流とｎ値から Y 系導体各部の発生電圧を求め、通電電流との積を HTS 導体全長に渡って積分して発熱量を求める [2]。この Y 系導体発熱量と極低温冷却装置の能力を考慮して、運転電流を決めることになる。例えば、導体発熱量を 100 W（全 40 極なので 1 極当たり 2.5 W）に制限する
場合には、HTS 導体発熱量から求めた臨界電流は図 5.4.4 に示すように 74A となる。
発HTS
熱量coil
ＨＴＳ導体[W][W]Heat generationof

1．はじめに
風力用５MW 突極型 HTS 発電機の基本電気設計を Bi 系
線材適用に対して検討してきたが[1]、今回低コスト化を狙って７７K と 60K 運転の Y 系線材使用発電機を対象に基本電気設計を行い、Bi 系線材を適用した発電機と比較するとともに、Y 系導体発熱量評価から運転電流を求めたので報告する。

0

Field
current [A] [A]
界磁電流

Fig.2 Determination of operating current for 77 K YBCO coils
参考文献
1. N. Maki: Abstracts of CSJ Conf., Vol. 83 (2010) p.21
2. Y. Koshiba: Abstracts of CSJ Conf., Vol. 83 (2010) p.22

― 90 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

2A-a03

回転機

超電導同期機の Phase-Domain モデル
A Phase-Domain Model for Superconducting Synchronous Machines
ケバル ロイキ，関野 正樹, 大崎 博之（東大）
QUEVAL Loic，SEKINO Masaki, OHSAKI Hiroyuki (Univ. of Tokyo)
E-mail: lqueval@ohsaki.k.u-tokyo.ac.jp

1．Introduction
We examine the possibility of modeling superconducting(SC) synchronous machines using the phase-domain (PD)model in association with the machine parameters obtained
from a Finite Element Analysis (FEA). This approach permits
to easily and efficiently predict the transient and steady-statebehavior of the machine integrated with the rest of the power
network, while taking into account harmonic effects due tomagnetic circuit geometry with the same accuracy as the onethat could be obtained with a computationally expensive FEA.

3．Simulation
An air-cored HTS 10 MW class wind turbine generator withdouble layer distributed three-phase armature windings
connected to a triphasic load [2] is simulated using the PD
model implemented in a Simulink environment. The rotor
position dependant inductance matrix and its derivative are
obtained from FEA, stored in lookup-tables and retrieved interms of the rotor position. Results of simulation of themachine startup are shown on Fig.2.

2．Mathematical model
The PD model is commonly expressed in terms of themachines physical phase variables. In motor convention, thevoltage equation is expressed as,(1)
Fig.1. Rotor position dependant inductances.

and the flux linkages as,(2)
where p = d/dt and θr is the rotor position. Note that thestator and rotor self and mutual inductance matrix L depends
on the rotor position. The electromagnetic torque Te isexpressed in the machine variables as,(3)
The mechanical subsystem is assumed to be represented as,(4)(5)

Fig.2. Simulation of the machine startup.
where P is the number of poles, J is the moment of inertia, Tm
is the mechanical torque, and wr is the rotor speed.
Usually the PD model is then transformed into the qd model
where the machine inductance matrix L is constant due toParks transformation. Nevertheless, the qd model isestablished based on the assumption that both the working
flux distribution and the winding flux linkages are sinusoidal[1]. But because SC machines are generally air-cored, thisassumption is not always reasonable and can bring importanterrors. The PD model is more complex but it permits to avoid
it. We underline that working directly in the physical phasedomain model simplifies the interfacing of the machine modelwith the power system network as it is not necessary to go
through parameter transformations as in the case of the qd
model.

4．Conclusion
It has been underlined that simulation tools should be
adapted to meet design criteria of SC machines. In view of this,a phase-domain model for SC synchronous machines has been
proposed. To show the effectiveness of the method, it has
been applied to an air-cored HTS 10 MW generator with
distributed windings.
References[1] Mohammed et al, IEEE Proc. Magn., Vol. 41, No. 5, pp.
1628-1631, 2005[2] Ohsaki et al, ICEMS 2010 Proc., pp.1303-1306, 2010

― 91 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

2A-a04

回転機

高温超電導電機子巻線を適用した永久磁石発電機のコギングトルク低減と発電特性改善に関する基礎検討
Fundamental study on cogging torque reduction and generation characteristics improvement of
permanent magnet generator having HTS armature windings
上原亜矢，中村 武恒, 雨宮 尚之 (京大)； 平松 敬司 (E.エナジー) ； 松下 誠一 (松下電機総合)
UEHARA Aya, NAKAMURA Taketsune, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto Univ.); HIRAMATSU Keiji (E. Energy); MATSUSHITA Seiichi (Matsushita Denki Sogo)
E-mail: tk_naka@kuee.kyoto-u.ac.jp

δFig. 2 Schematic diagram of series-connected HTS generator
by use of relative mechanical angle tuning method.
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

0
2
4
6
8
10
Number of series connenctions of HTS generator Ng

Fig. 3 Analysis results of cogging torque vs. number of seriesconnections of HTS generators.
1500
1000

参考文献
[1] T. Ueda, et al.: Abstracts of JIASC2008, Vol. III (2008) pp.
233-236

500
0
-500

-1000
-1500

Fig. 1 Analysis model.

Permanent
magnetshaft

Cogging torque normalizd by that of one rotor, cog,n2. 解析方法と結果
解析には，有限要素法を適用した。まず，コギングトルクの低減効果を検討した。図 1 には，対象とした永久磁石発電機の解析モデル（3 相，8 極，1800 rpm）を示す。このモデルで解析を実施し，その発電機を図 2 のように直列接続することを想定し，得られたトルク特性や誘導起電力について空間位相差（本配置では= 9.375°）を考慮して重ね合わせることで空間位相調整法の効果を検討した。図 3 には，直列連結数とコギングトルクの関係（1 台分の発電機のコギングトルクで規格化した値）を示
すが，直列連結数を増やすことによってコギングトルクが大幅に低減している。また図 4 には，4 連結発電機について誘導起電
力波形を足し合わせた結果を示す。空間位相を調整しない場
合の基本波ピーク値（約 750 Vpeak）に比較して，空間位相調整を施した場合には 950 Vpeak 程度にまで改善している。
以上より，直列接続されている永久磁石形発電機に空間位相調整を施すことによって，コギングトルクが大幅に低減するだけでなく，誘導起電力波形も改善されることが明らかになった。

Iron core

Electromotive force E / V

1. はじめに
近年，永久磁石形回転機が制御法の進展に相俟って様々な応用分野において使用されている。例えば，車載システムの回生用発電機では，如何に低速走行時においてもエネルギーを回収できるかがパワートレインシステム全体の高効率化の観点から重要な技術開発課題の一つと考えられる。一方，増速ギアを用いないダイレクトドライブシステムを指向する場合，電機子巻線抵抗の影響によって低速時効率が低下すると危惧されるが，我々は高温超電導電機子巻線を適用することによって克服することを検討している。さらに， 永久磁石発電機の構造に起因する問題の一つにコギングトルクが挙げられ，構造あるいは制御法のアプローチからその低減法が検討されている。構造の観点からの改善策の一つとして，Switched Reluctance Motor(SRM)のケースでは，軸方向に多段スライド構造を採用し，トル
ク脈動を低減する方法が提案されている[1]。
本報告では，永久磁石発電機について検討を進めており，複数の発電機を直列接続し，その軸方向からみた空間位相をずらす方法（空間位相調整法）を検討したので報告する。

tuningun-tuning

4
6
8
10Time t / ms
Fig. 4 Analysis results of total waveforms of electromotive
force at no-load condition (N=1800rpm).

― 92 ―

02

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

2A-a05

誘導同期機

液体ヘリウム浸漬冷却 MgB2 超電導モータの回転特性
Rotating characteristics of MgB2 superconducting motor immersed in liquid helium
久家 広嗣，柁川 一弘（九州大学）；中村 武恒（京都大学）；和久田 毅（日立製作所）
KUGA Hirotsugu, KAJIKAWA Kazuhiro (Kyushu Univ.); NAKAMURA Taketsune (Kyoto Univ.); WAKUDA Tsuyoshi (Hitachi)
E-mail: kuga@sc.kyushu-u.ac.jp
1．はじめに
昨今のエネルギー問題や環境問題を改善する先進技術の 1 つとして、水素利用社会の可能性が検討されており[1]、我々の研究グループでは、液体水素を移送するためのポンプを駆動する高温超電導誘導/同期モータ(HTS-ISM)を提案している[2]。モータの巻線には MgB2 線材を適用し、臨界温度が 36 K のため、液体水素の大気圧下沸点である 20 K において超電導状態を維持できる。
これまで、上記超電導モータの試験システムは京都大に設置されており、実験及び解析による評価が行われてきた[3]。
この超電導モータにインペラ等を取り付けてポンプデモシステ
ムを構築するにあたり、試験システムを九州大に移設もしくは新設し、その早期立ち上げを目指している。今回、ポンプ駆動用超電導モータの評価を行うにあたり、液体ヘリウム浸漬
冷却下でのモータ負荷試験を実施したので、その内容について報告する。
2．超電導モータ試験システムの概要
本研究における高温超電導誘導/同期モータは、既存の三相 4 極の誘導モータ構造において、ロータバーに MgB 2 線
材を適用したものである。この MgB2 線材は、Cu/Nb/MgB2 の三層構造線であり、液体水素温度(20 K)下では単線でも大きな自己磁界臨界電流を持つため、線材 1 本でロータバー1 本を構成している。固定子巻線は銅線で構成しており、極低温液中での試験のために、ベアリングの油抜きも行っている。この超電導モータは、Fig.1 に示すようにモータ回転軸シャフトが鉛直方向の配置とし、隣接する液体ヘリウム用の NbTi 液面計とともに、金属製クライオスタット内に収められる。モータの駆動には汎用の PWM インバータもしくはボルトスライダーを用い、パワーメータ、光学式タコメータ、トルクメータにより電圧、電流、電力、回転速度、およびトルクなどのパラメータを測定する。モータへの負荷印加には、Fig.2 に示すようなリニア駆動式プロニーブレーキを用いており、外部の制御装置により自動で負荷を印加することができる。
試験は、液体ヘリウム浸漬冷却下で行い、液面計とモータ内の固定子鉄心部及び固定子巻線部に設置された温度セン
サを監視してクライオスタット内のモータ全体が液体ヘリウムに浸かり、モータ部測定温度も 4 K を確認した状態で回転試験を行う。PWM インバータは V / f = 200 V / 60 Hz 一定で制御しており、各周波数で無負荷条件における同期回転を確認した後、プロニーブレーキにより負荷印加を行い、同期トルク
およびすべりトルクを観測するとともに、各パラメータの測定を行った。
液体ヘリウム浸漬冷却下のモータ負荷試験に関しては、
既に京都大での試験及び評価が行われており、その結果も報告されているが[4]、今回は、九州大での超電導モータ試験
システムの立ち上げと、新たに自動で負荷印加を行える装置を導入したことによる装置の動作テストも兼ねた負荷試験を行った。試験結果の詳細については、講演当日に報告する。
謝辞
本研究は、新エネルギー・産業技術総合開発機構(NEDO)の平成 20 年度産業技術研究助成事業(課題番号：
08B38006a)の一環として実施したものである。

HTS-ISM

Level Gage

Fig.1 High Temperature Superconducting Induction/
Synchronous Motor (HTS-ISM) with MgB2 Wires.

Prony Brake

Fig.2 Prony Brake for Load Test.

参考文献
1. 平林洋美：低温工学 40 (2005) 276.
2. K.Kajikawa et al. ： IEEE Trans. Appl. Supercond. 19(2009) 1669.
3. 中村武恒他： 2010 年度春季低温工学・超電導学会(2010) 2C-a07.
4. K.Kajikawa et al.：Applied Superconductivity Conference2010 (2010) 1LPE-03.

― 93 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

2A-a06

誘導同期機

高温超電導誘導/同期機の過負荷耐量に関する実験的検討
Experimental study on overload capacity of HTS induction/synchronous machine
中村 武恒, 三澤 慎太郎， 関口 大輔， 北野 紘生， 川西 勇作， 雨宮 尚之 (京大)； 伊藤 佳孝， 吉川 雅章，寺澤 俊久 (イムラ材研)；長村光造 (応用科研)
NAKAMURA Taketsune, MISAWA Shintaro, SEKIGUCHI Daisuke, KITANO Hiroki, KAWANISHI Yusaku, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto Univ.);
ITOH Yoshitaka, YOSHIKAWA Masaaki, TERAZAWA Toshihisa (IMRA); OSAMURA Kozo (RIAS)
E-mail: tk_naka@kuee.kyoto-u.ac.jp

2. 試作機と実験方法
本回転機は，固定子ならびに回転子巻線ともに DI-BSCCO®
線材で試作した全超電導 HTS-ISM であり，特に固定子巻線は24 個のレーストラックダブルパンケーキコイルを組み合わせた 3
相 4 極 2 層重ね巻の分布巻構成とした。図 1 には，固定子巻線
用 DI-BSCCO®コイル（8 ターン，ポリイミド絶縁）の写真を示す。
固定子コイルは，空芯ならびに鉄心挿入状態で逐一臨界電流を測定し，巻線工程に起因する劣化の無いことを確認している。
最終的に，通電特性低下の大きいスロット内側コイルについて，（ 臨 界 電 流 ， n 値 ） = （ 33.33 A 、 11.40 ） で あ っ た 。 試 作 し た
HTS-ISM の外観写真を図 2 に示す。

謝辞
本研究の一部は，科学研究費補助金（No. 20560268）の援助を受けて実施した。
参考文献
1. T. Nakamura: Superconductivity Web21, vol. 3 (2011) pp.
13-14

Fig. 1 Photograph of a DI-BSCCO® coil for stator windings.

Fig. 2 Photograph of fully superconducting HTS induction/synchronous Motor (HTS-ISM).

― 94 ―

40
0
35
0.2

30
0.4

25

0.6

20

15

Slip s

3. 結果と考察
試作した全超電導 HTS-ISM を液体窒素浸漬冷却し，無負荷試験を実施した。なお，図 2 に示すように，試作機には GM
冷凍機も接続されており，液体窒素の蒸発を抑えている。試験には汎用の PWM インバータを使用し，周波数 f が 5 Hz までは
V/f = 8 V/5 Hz（一定）の傾きで，また 5 Hz 以上では V/f = 50
V/60 Hz（一定）の傾きで制御した。
図 3 には，試験結果の一例を示す。まず同図から明らかなように，試作した全超電導 HTS-ISM は，1800 rpm において同期回転が達成されている。この回転数は，例えばミドルクラスの自動車を想定してタイヤ径が 600 mmφとすると，200 km/h に相当する。即ち，ダイレクトドライブの自動車を検討する場合，上記回転数を最大値とする低損失化を検討すればよく，今回の全超電導機での成功はその第一歩と考えられる。なお，本回転機は機械損が大きく，大きな一次電流を必要としている。特に，回転数 1800 rpm における電流値は 35 Arms 程度に達しており，さらに最大 40 Arms の状態で運転したケースもあった。即ち，この値は HTS 固定子巻線における臨界電流(電界基準：100
V/m)を超えているが，試作機は回転可能である。このことは，上記した過負荷耐量の概念が磁束フロー状態にまで拡大された明確なエビデンスと考えられる。内部構造他，詳細は講演当日に報告する。

Primary current I1 (A)1. はじめに
我々は，輸送機器（電気駆動式自動車，電気車，船舶他）への適用を目指した高温超電導誘導/同期機（High Temperature
Superconductor Induction/Synchronous Machine: HTS-ISM）の研究開発を実施している[1]。HTS-ISM の能力を最大限利用する精密設計のためには，短時間定格を含めて過負荷時出力を決定する必要がある。一般的に，超電導回転機の定格は，超電導巻線における磁界依存臨界電流の最小値を基準に，経験的な電流負荷率を設定して決定される。従って，HTS 巻線の許容最大通電電流≒上記最低臨界電流の制約条件で設計されると考えられる。一方，HTS 線材の電流輸送特性は金属系に比較して通常ブロードであり，また高温動作に伴う高い比熱から熱的に安定と考えられる。従って，熱力学的に超電導状態でかつ損失を発生している磁束フロー状態も冷却とのバランスさ
えクリアすれば使用可能と期待され，その場合過負荷耐量の適用範囲が拡大し，より高出力密度の回転機が実現されると期待される。本報告では，ビスマス系全超電導 HTS-ISM について，
上記概念の成立性を実験的に検証したので報告する。

0.8

Primary current
Slip
0

500

1000

1500

Rotating speed N (rpm)1
2000

Fig. 3. Experimental results at 77 K.
第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

2A-a07

誘導同期機

高温超電導誘導/同期機の自律安定性に関する検討
Study on autonomous stability of HTS induction/synchronous machine
中村 武恒, 北野 紘生， 雨宮 尚之 (京大)； 伊藤 佳孝 (イムラ材研)
NAKAMURA Taketsune, KITANO Hiroki, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto Univ.); ITOH Yoshitaka (IMRA)
E-mail: tk_naka@kuee.kyoto-u.ac.jp
1. はじめに
我々は，輸送機器への適用を目指した高温超電導誘導/同期機（High Temperature Superconductor Induction/Synchronous
Machine: HTS-ISM）の研究開発を実施している[1]。本研究開発では，各輸送機器特有の可変速運転モードにおいて最適駆動法を検討する必要がある。しかしながら，HTS-ISM はかご形誘導機と同様の基本構造を有することから，もし Ohm の法則に従うかご形巻線抵抗が単純に低くなると回転不安定になり，一般的制御法では回転制御不能になると危惧されている。
上記課題に対し，HTS-ISM における高温超電導かご形巻線の起磁力依存非線形抵抗を利用することによって，自律安定
制御可能であることを電圧方程式・力学方程式を適用した解析
結果に基づいてまとめたので，その概要を報告する。

(a) Solder(b) HTS(b)(a)

Fig. 1 Schematic diagram of voltage (V) vs. current (I) curvesin HTS squirrel-cage windings.

2. 解析方法
対象とした HTS-ISM は，3 相 4 極のかご形誘導機であり，かご形巻線のみ DI-BSCCO®線材で構成し，固定子巻線は既存の 8/9 分布短節巻銅巻線を採用した[2]。上記回転機の液体窒
素浸漬冷却運転時（温度: 77 K）の同期最大出力は 1.5 kW である。解析は，Matlab®/Simulink®を利用して行った。かご形誘導機の電圧方程式ならびに力学方程式を適用し，2 次側 HTS
かご形巻線の起磁力依存非線形抵抗の計算に際しては，べき乗式（所謂 n 値モデル；n= 23.08）を利用し，かつ銀シース材への電流分流の効果も考慮して解析コードを開発した。さらには，
実際のかご形巻線においては，ロータバーとエンドリングのハンダ接続抵抗が存在することから，その抵抗も考慮した。図 1 には，適用した電圧（V）－電流（I）特性の模式図を示す。

Nτ

3. 結果と考察開発した解析コードを適用して，定常状態におけるHTS-ISM の無負荷特性や負荷特性を計算した結果，実験結
果を良く再現できており，解析コードの妥当性が検証された[2]。
そこで，上記コードを適用して負荷時の回転安定性を解析した。
要求負荷 10 Nm の条件において，200 V（60 Hz）の電圧を直入し，回転数（N），トルク（），およびかご形 HTS 巻線発生抵抗（Rr ）の時間変化を解析した。まず，ハンダ接続抵抗（一定値；
図 1 の(a)）のみを導入した解析結果（図 2）では，トルクが激しく振動して不安定となり，同期回転は確立しない。一方，上記にHTS 線材の起磁力依存非線形抵抗（（図 1 の(a)+(b)）を考慮した場合の結果を図 3 に示す。同図から明らかなように，かご形
巻線に大きな瞬時抵抗（Rr）が発生し，自律安定回転が可能である。具体的制御法など，詳細は当日に報告する。

Rr
Fig. 2. Analysis results (Rr is obtained from (a) in Fig. 1).

N

謝辞
本研究は，新エネルギー・産業技術総合開発機構(NEDO)の委託事業「H21 年度省エネルギー革新技術開発事業（第二次公募）」の一環として実施したものである。
参考文献
1. T. Nakamura: Superconductivity Web21, vol. 3 (2011) pp.
13-14
2. K. Matsumura, T. Nakamura, et al.: Abstracts of CSJ
Conference, vol. 81 (2009) p. 36

τRrFig. 3. Analysis results (Rr is obtained from (a)+(b) in Fig. 1).

― 95 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

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誘導同期機

20 kW 級高温超電導誘導同期機の研究開発現状
Status of 20 kW class HTS induction/synchronous machine development
関口 大輔, 中村 武恒, 三澤 慎太郎, 川西 勇作, 北野 紘生, 松尾 哲司, 雨宮 尚之 (京大)； 伊藤 佳孝, 吉川 雅章,
寺澤 俊久 (イムラ材研)； 長村 光造 (応用科学研); 大橋 義正，奥村 暢朗 (アイシン)
SEKIGUCHI Daisuke, NAKAMURA Taketsune, MISAWA Shintaro, KAWANISHI Yusaku, KITANO Hiroki, MATSUO Tetsuji,
AMEMIYA Naoyuki (Kyoto Univ.); ITOH Yoshitaka, YOSHIKAWA Masaaki, TERAZAWA Toshihisa (IMRA)OSAMURA Kozo (RIAS); OHASHI Yoshimasa, OKUMURA Nobuo (AISIN)
E-mail: tk_naka@kuee.kyoto-u.ac.jp
1. はじめに
我々のグループは，新エネルギー・産業技術総合開発機構(NEDO)からの委託のもと，輸送機器用高温超電導誘導同期機(High-TC Superconducting Induction-Synchronous Machine:
HTS-ISM)の研究開発を行った。本研究開発では，HTS-ISMの高効率化だけでなく，ダイレクト駆動を指向した高トルク密度化の実現も重要である。高トルク密度化を実現するには，固定子が形成する回転磁界を大きくすることが有効である。そこで我々は，固定子ならびに回転子巻線を高温超電導線材で置き換えて大電流・低損失化を図ることで，高トルク密度化に挑戦している。
本講演では，全超電導 HTS-ISM 試験の前段階として，左記
HTS 固定子と同様の構成で銅固定子巻線を試作し，試験を実施したのでその結果を報告する。

えられる。この事を考慮し，モデルのコイル配置を変え，ロータバーの等価抵抗を上げると，実験結果に近い結果を得た。
この解析値を Fig.3 に示す。今後，ロータバーにおける交流損失の評価を行い，固定子巻線にも超電導線材を用いた実機の試験も実施する予定である。
謝辞
本研究は，新エネルギー・産業技術総合開発機構(NEDO)の委託事業「H21 年度省エネルギー革新技術開発
事業（第二次公募）」の一環として実施したものである。

2. モータ設計
HTS-ISM は，従来のかご型誘導機と同様の構造を有しており，固定子直径 265 mm，軸長 200 mm である。3 相 8 極の集中巻を採用し，ロータスロット数は 34，固定子は 24 スロットで，毎極毎相のターン数は 30 である。解析は，(株)JSOL 社製の
JMAG を使用し，解析時間短縮のため，二次元軸対称モデルを考えた。固定子巻線抵抗は 0.01 μΩ とし，ロータバー抵抗については，収束の観点から可能な限り小さな抵抗値で検討しており，1×10-10 ｍとした。Fig. 1 には，作成した解析モデル（断面図）を示す。全超電導機について，入力電圧 490 V, 固
定子電流 61 A で出力 24.8 KW の解析結果が得られた。また，
銅固定子巻線を用いた場合は，液体窒素冷却中での使用を考え，固定子巻線抵抗を 0.12 Ωとし，入力電圧 400 V で出力 14KW が得られた。

4. 実験結果と考察
Fig. 2 には実験系を，Fig. 3 には電流-トルク特性の実験結果をそれぞれ示す。負荷には永久磁石回転機を用い，周波数 50
Hz，入力電圧 380 V とした。実験中，同期回転数 750 rpm を維持していた。今回の実験では，電源系の制約により，出力 7.5
KW を得るに留まった。7.5 KW 時の効率は，部分負荷時ながら，93％と高い値を示した。解析結果 14 KW と比較し，出力が低い
値となっているのは，固定子巻線が実機では径方向外側に寄っており，漏れリアクタンスが高くなっていること，交流損失によりロータバーの等価抵抗が解析よりも大きくなっていることが考― 96 ―

Fig. 2 Photograph of experimental system.
120
100
Torque / Nm

3. モータ試作
試作機の固定子巻線は銅であるが，低抵抗化かつ大電流化を図るため，直径 0.8 mm の銅線を 2 本バンドルした導体を使用した。ロータバーには，住友電気工業（株）製の DI-BSCCO®
テープ材を 11 本束ねて用いることで，ロータバー1 本あたりの臨界電流を 2090 Ａ程度にしている。なお，今回は固定子巻線
が超電導線ではなく，銅であることから，作製の都合上，コイル配置が Fig.1 とは多少異なっている。

Fig. 1 Analysis model.

80
60
40
experiment
20
0analysis0510Current / A

15

20

Fig. 3 Analysis and experimental results at 77 K.
第84回

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