1C-a01

A15 線材大気急熱急冷処理した Nb3Al 線材の組織と超伝導特性
Microstructure and Superconducting Properties of Nb3Al Wires Fabricated throughthe Rapid-Heating/Quenching in an Open Air
古川 大 （上智大）; 菊池 章弘, 飯嶋 安男, 瀧川 博幸 (NIMS); 土屋 清澄 （KEK）; 高尾 智明 (上智大)FURUKAWA Dai (Sophia Univ.); KIKUCHI Akihiro, IIJIMA Yasuo, TAKIGAWA Hiroyuki (NIMS);TSUCHIYA Kiyosumi (KEK); TAKAO Tomoaki (Sophia Univ.)
E-mail: d-furukawa-x5r@eagle.sophia.ac.jp
1．はじめに
急熱急冷（Rapid-Heating/Quenching）法 Nb3Al 線材は、
Nb3Sn 線材と比較して耐ひずみ特性に優れており実用化が待望されるが、更なるプロセスの簡素化や低コスト化、一層の臨界電流密度の向上が求められている[1]。最近、急熱急冷処
理が大気中で実施できることが明らかにされ注目されている。
本研究では、大気急熱急冷処理時の通線速度の変化による組織と超伝導特性を調査した。

3.2．過飽和固溶体の組織変化
未加工（φ1.36 mm）の過飽和固溶体組織を Fig. 2 の(a)、（ｂ）、（ｃ）、加工率 72 %（φ0.72 mm）まで減面した組織を（ｄ）、（e）、（ｆ）に示す。未加工の場合、通線速度の増加とともに濃い黒のコントラストの領域が増加し、明瞭な違いがわかる。一方、加工率 72 %の組織は機械的に撹拌された模様を呈し、通線速度によらずほぼ同様に見える。

2．実験方法ジェリーロール法 Nb/Al 前駆体線 (Φ=1.36 mm) を、3 種類の通線速度(0.3 m/s、0.6 m/s、1.0 m/s)で大気急熱急冷処理した。さらに、過飽和固溶体が生成された線材は超硬ダイ
スで減面加工 (Φ=0.72 mm まで) した。超伝導特性の評価
は、直流四端子法による臨界温度測定の他、液体ヘリウム中（4.2 K）で、外部磁場を印加して臨界電流測定を行った。さらに過飽和固溶体組織について、SEM(走査型電子顕微鏡)による組織観察及び EDS（エネルギー分散型 X 線分析装置）による組成分析を行った。
3．実験結果3.1．臨界電流密度の変化
Fig. 1 は、4.2 K、22 T での非銅部臨界電流密度（non Cu
Jc）と減面加工率の関係である。加工前では、通線速度が速い順に大きい non Cu Jc が得られ、1.0 m/s と 0.3 m/s では 2倍以上の大きい差が確認された。しかし加工を行うと、いずれの通線速度でも Jc が大幅に向上し、加工率 20%あたりから関係性が反転した。ただし Jc の有意差は、加工率の増加とともに少なくなり、72 %の加工率では 1 割程度の差であった。

Fig. 2. BSE images of supersaturated solid solution filaments
synthesized by the RHQ treatment in an open air with different
wire velocities of 0.3, 0.6 and 1.0 m/s.
4．まとめ
急熱急冷処理時の通線速度が、non Cu Jc に影響を及ぼすことを明らかにした。生成した過飽和固溶体に加工ひずみを与えない場合、通線速度が速いほど大きい Jc が得られる。
しかし加工ひずみを与えると、いずれの通線速度でも大幅にJc が向上し、且つ通線速度による Jc の差は収束する傾向がある。72%の加工率では 1 割程度の差であった。過飽和固溶
体の組織変化が相変態後の Nb3Al の磁束線ピンニングに大きな影響を与えることがわかった。

Fig. 1. Non Cu critical current density at 4.2 K and 22 T versus
area reduction ratio curves for Nb3Al wires through the RHQ
treatment in an open air with different wire velocities of 0.3,
0.6 and 1.0 m/s.

参考文献
[1] A. Kikuchi: J. Cryo. Super. Soc. Jpn, Vol. 47 No. 8 (2012)
p.506― 31 ―

第97回

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1C-a02

A15 線材

超高 Sn 濃度ブロンズ Nb3Sn 線材の機械特性と臨界電流
Mechanical property and critical current for high-tin concentration bronze route Nb3Sn wires
小黒 英俊，永山 果那，佐野 綱輝，小池 翼 (東海大); 菊池 章弘 (物材機構); 谷口 博康(大阪合金); 淡路 智(東北大)
OGURO Hidetoshi, NAGAYAMA Kana, SANO Koki, KOIKE Tsubasa (Tokai Univ.); KIKUCHI Akihiro (NIMS);TANIGUCHI Hiroyasu (OAW); AWAJI Satoshi (Tohoku Univ.)
E-mail: h-oguro@tsc.u-tokai.ac.jp
1．はじめにブロンズ法 Nb3Sn 線材は、超伝導特性、機械特性ともに優れており、強磁場超伝導マグネットへの応用に広く使われてきた線材である。しかし、ブロンズへの Sn 固溶
濃度の限界のため、Sn 供給量に制限があり、Nb3Sn 生成
量が少なく、臨界電流密度 Jc が低いことで、内部拡散法
やパウダーインチューブ法にシフトしていく傾向があった。これに対し、Sn を固溶限以上入れた 16wt%Sn の高 Sn
濃度ブロンズによる Nb3Sn 線材が開発されている[1]。最近では、これをさらに増やして、Sn 固溶量を 17.5wt%や18.5wt%まで増加させた超高 Sn 濃度ブロンズも開発されている[2]。これら超高 Sn 濃度ブロンズを用いた Nb3Sn 線
材はブロンズ法でありながら、高い Jc を達成できる可能性があり、様々な応用へ展開できる可能性がある。
超伝導線材を超伝導マグネットへ応用するにあたって、
マグネット運転時には線材に巨大な電磁力が加わることから、機械特性の評価が必須となる。さらに、Nb3Sn 線材
はひずみにより大きな超伝導特性の変化があることが知られており、これらを評価しておく必要がある。
以上のことから、本研究では、超高 Sn 濃度ブロンズ法
Nb3Sn 線材の機械特性と臨界電流 Ic のひずみ/応力依存性の評価を行った。
2．実験方法
試料として、17.5wt%及び 18.5wt%の超高 Sn 濃度ブロンズを用いた Nb3Sn 線材と、比較として 16wt%Sn の高 Sn
濃度ブロンズ Nb3Sn 線材を用いた。これらの線材は、650ºCにおいて 96 時間、及び 240 時間の熱処理を行っている。
線材にはひずみゲージを線材の表と裏に貼り、両者の平均をとることで引張りひずみを測定した。電圧端子は10 mm の間隔で取り付けた。この線材を、東北大学金属材料研究所強磁場センターの低温強磁場下引張り通電試験
装置を用いて、温度 4.2 K、磁場 18 T 以下、通電電流 200
A 以下の条件で、応力、ひずみ、そして臨界電流(Ic)を測定した。
3．実験結果Fig. 1 に、各線材の Ic のひずみ依存性を示した。これより、ひずみ印加前の Ic は熱処理時間 240 時間の試料が大きく、高 Sn 濃度になる程に Ic の値が小さくなっていた。
これは、ブロンズ作製時に Ti を入れることで線引き加工性を保っているが、この Ti により超伝導特性が低下している可能性がある[2]。
ひずみ依存性に関して比較すると、16wt%Sn 線材の Ic
は熱処理時間の差によるひずみ効果の変化が小さい。これに対し、17.5wt%Sn 線材は残留ひずみが 96 時間熱処理
で 0.2%であるのに対し、240 時間熱処理では 0.05%と大きく変化した。また、18.5wt%Sn 線材に関しては、96 時
間熱処理線材のひずみ測定に失敗しているが、残留ひずみが大きく変わる傾向が見えた。これは、熱処理時間により Sn が Nb3Sn になった量が変わり、ブロンズ中の残留 Sn
量が変化することで、機械特性が変化したことが考えられる。つまり、熱処理によってブロンズ中に Sn を残すと残留ひずみが大きくなり、大きなひずみでも利用可能な線材にすることができることを示唆している。当日は、応力の結果も含めて詳しく示すが、超高 Sn 濃度ブロンズ線
材では、ヤング率の大きな変化も起きており、機械的に強Fig. 1 The critical current as a function of tensile strain for16.0wt%, 17.5wt%, and 18.5wt%Sn bronze route Nb3Sn
wires at 4.2 K in 14 T.
い線材を作製する一つの手法として利用できる可能性があることが分かった。
謝辞
本研究は、東北大学金属材料研究所強磁場超伝導材料
研究センターの課題の一部として行われた。また、本研究の一部は、東海大学イメージング研究センターの支援を受け、実施したものである。
参考文献
1. Y. Murakami et al., J. Cryo. Super. Soc. Jpn, Vol. 47 (2012)
474
2. A. Kikuchi et al., The proceedings of ICEC24-ICMC2012,(2012) 807― 32 ―

第97回

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1C-a03

A15 線材リアクト・アンド・ワインド用 PVF 被覆 Cu-Nb/Nb3Sn 線の開発
Development of Polyvinyl formal insulated Cu-Nb/Nb3Sn wires
杉本 昌弘，坪内 宏和，伊井 秀樹，浅見 大亮（古河電工）；淡路 智（東北大）；小黒 英俊（東海大）
SUGIMOTO Masahiro, TSUBOUCHI Hirokazu, II Hideki, ASAMI Daisuke (Furukawa Electric Co., Ltd.);
AWAJI Satoshi (Tohoku Univ.); OGURO Hidetoshi (Tokai Univ.)
E-mail: masahiro.sugimoto@furukawaelectric.com
1．はじめに
Nb3Sn フィラメント群の周囲に Nb-ロッド法 Cu-Nb 強化材を配置した、生成熱処理済みのブロンズ法 Nb3Sn 超電導線
（Cu-Nb / Nb3Sn 線）は、低温だけでなく室温での機械的強度にも優れている[1]。古河電工は、この特徴を生かし、リアクト・
アンド・ワインド（R&W）法によるコイル巻線が可能な、ポリビニールホルマール（PVF）絶縁を施した Cu-Nb/Nb3Sn 線を開発した。ここでは、PVF 被覆 Cu-Nb/Nb3Sn 線材における引張り
応力下での臨界電流特性について報告する。

参考文献
1. M. Sugimoto, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., vol. 28
no. 3, Apr. 2018, Art. ID. 6000105.
2. H. Oguro, at al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., vol. 24, no.
3, Jun. 2014, Art. ID. 8401004.
3. M. Sugimoto, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., vol. 25
no. 3, Apr. 2015, Art. ID. 6000605.
Table 1 Parameters of PVF insulated Cu-Nb/Nb3Sn wire

2．試作線材
Table 1 に、PVF 被覆 Cu-Nb/Nb3Sn 線の試作パラメーター
を 示 す 。 絶 縁前 の素 線 構 造は 、 文 献 [2]お よ び 文 献[3]のPrototype 素線と同じである。この素線を、ボビン直径（Dh）500
mm または 150 mm に巻線した状態で 670℃×96 時間の
Nb3Sn 生成熱処理を施した。その熱処理後に、所定のプーリーを用いて、繰り返し事前曲げ歪を印加した。印加した曲げ
歪は、Nb3Sn フィラメント群部の外径 dfb (mm)における最大歪で定義し、熱処理時と曲げ方向と同じ正方向の曲げ歪 pb+と逆方向の曲げ歪pb-を(1)式で算出した。
(1)

LK165

LK179

PVF insulated diameter (mm)

0.84

0.88

Thickness of PVF insulation (m)

20

40

Bare diameter (mm)Diameter of Nb3Sn filament
bundle (mm)Filament diameter (μm)

0.51Twist pitch (mm)Direction

24
Left hand helix

BronzeCu-14wt%Sn-0.2wt%Ti

ーを交互に配置して、両方向曲げ歪pb±=±0.31%を印加した。
一方、LK179 には、熱処理ボビン径よりも大きい正方向曲げ
プーリーDpb+=250 のみを 10 個配置し、直状になる時に付加される反対方向曲げ歪pb-=-0.34%のみを繰り返して印加した。
3．測定方法東北大・金属材料研究所が所有する応力印加装置を用いて、温度 4.2 K、外部磁場 14.5 T の条件下で、サンプルに引張り応力を印加しながら臨界電流を 4 端子法で測定した。サンプル長は 40 mm、電圧タップ間距離は 10 mm とし、得られた電流-電圧特性から 100-1000 V/m の電界で n 値を決定し、10 V/m の定義で臨界電流値を算出した。
4．測定結果PVF 被覆 Cu-Nb/Nb3Sn 素線（LK165 と LK179）の引張り応力下での臨界電流特性を Fig.1 に示す。これらの素線の臨界電流値の引張応力依存性は、繰り返し事前曲げ歪が印加された 25T-CSM 用 Cu-Nb/Nb3Sn 素線（文献[3]）と同等であった。
5．まとめ
PVF 被覆 Cu-Nb/Nb3Sn 線の引張応力下での臨界電流特性を測定し、R&W 法 Nb3Sn 線材として優れた特性を有していることを確認した。

― 33 ―

3.3

Sn diffusion barrierNb
20 / 35 / 45
Nb-rod-method Cu20vol%Nb

Reinforcement

ここで、Dpb+と Dpb-は、それぞれ、正方向曲げ歪を印加するプーリー直径と逆方向曲げ歪を印加するプーリー直径である。
サンプル LK165 には、10 組の Dpb+=125 と Dpb-=250 のプーリ

0.80

Cu/Cu-Nb/non-Cu (%)
Heat treatment bobbin
diameter Dh (mm)Pre-bending Positive Dpb+(mm)pulleyNegative Dpb-(mm)diameterPeakbending
strain

500

150

125

250

250

Non

Positive pb+(mm)

+0.31

Non

Negative pb (mm)

- 0.31- 0.34-Heat treatment

670 C × 96 hours

140
Critical Current (A)


1
1 
 pb  d fb  



 D
Dh 
pb


Wire ID

4.2 K, 14.5T

120
100
80
60
40
PVF_LK165
PVF_LK179

2000100 200 300 400 500
Axial tensile stress (MPa)600

Fig.1. Dependence of critical currents of PVF insulated CuNb/Nb3Sn wires on axial tensile stress at 4.2K, 14.5 T.

第97回

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1C-a04

A15 線材

ブラス法内部スズ法 Nb3Sn 線材における Ti ドープモードが微細組織と超伝導特性に与える影響
The effect of Ti dope mode to microstructure and superconducting properties on brassprocessed internal tin Nb3Sn wire
森田 太郎（上智大, NIMS）；伴野 信哉（NIMS）；余 洲（西南交通大）；谷貝 剛（上智大）；太刀川 恭治（NIMS, 東海大）
MORITA Taro (Sophia Univ., NIMS); BANNO Nobuya (NIMS); YU Zhou (Southwest Jiaotong Univ.);
YAGAI Tsuyoshi (Sophia Univ.); TACHIKAWA Kyoji (NIMS, Tokai Univ.)
E-mail: morita0079@eagle.sophia.ac.jp
1．はじめに
我々はこれまでに内部スズ法 Nb3Sn 線材において、母材に元素を添加した際の、Nb3Sn 生成過程における拡散挙動を研究し、その特性の向上を試みてきた。一方で、高磁界特性を飛躍させる添加元素として従来から Ti が知られている。内部スズ法において、Ti をどのように添加するのかという問題は、
今なお興味を引いている。本研究では Sn コア，Nb コア，CuZn 母材のそれぞれに Ti 添加を行った。添加方法の違いがNb3Sn の結晶組織，熱処理後の元素分布，超伝導特性に与える影響について研究した。
2．試料作製
試料は従来のブラス母材内部スズ法 Nb3Sn 線材と同様の工程によって作製した[1]。Nb コアへの Ti 添加試料には Nb1at%Ti，Nb-1.54at%Ti の 2 種類を用いた（試料名をそれぞれ
NT-1，NT-1.54 とする）。Sn コアへの Ti 添加試料には Sn3.88at%Ti（試料名：ST-3.9、Nb コアに対する等価 Ti 組成は1.43at%），母材への Ti 添加試料には Cu-14wt%Zn-0.2wt%Ti
母材をそれぞれ用いた（試料名：MT-0.2、Nb コアに対する等価 Ti 組成は 0.32at%）。また参考に Ti 無添加の試料も準備した（0Ti）。ブラス中 Zn はすべて 15wt%である。図 1 に 0Ti とMT-0.2 の断面写真を示す。試料は Ø0.6 mm まで伸線加工を行った後，550C/100 時間＋650C/100 時間の予備熱処理を行い，更に 670~730C の範囲で最終熱処理を行った。熱処理後に結晶組織観察，粒径分析（画像解析），元素分布分析を行った。また 10~18 T の外部印加磁場下において 4 端子法
によって Ic 測定を行った。non-Cu Jc は、Nb バリア厚を実用線材と同程度と仮定して、等価的に求めた。
3．結果と考察
Fig. 2 に 550C /100 時間の熱処理後の 0Ti と MT-0.2 の微細組織を示す。0Ti において中心の Sn は外側のフィラメントまで拡散していないが，MT-0.2 では Sn は外側まで拡散している。両者を比較すると MT-0.2 ではボイドの生成量が明らかに減少している。ボイドの生成は Sn 中の Cu の拡散が Cu 中のSn の拡散よりも早いことが原因であるが，母材への Ti 添加によって Sn の拡散速度が向上し Cu と Sn の拡散速度の差が小さくなり，それによってボイドの生成が抑制されたと考えられる。
Fig. 3 に各試料の熱処理温度（100 時間）と Nb3Sn 結晶粒径の関係を示す。他の試料に比べて MT-0.2 は全体的に結晶粒径が小さかった。EDX マップからは、Ti 母材添加試料において、Ti 分布の均一化も示されており、Ti 母材添加は Ti 分
布の改善と結晶組織の微細化に効果的だったと言える。
Fig. 4 に各試料の Jc-B 特性を示す。NT-1.54 の特性が最も優れているが，これは Ti 分布が改善されたことに加えて、十分
な Ti 量が Nb3Sn 層に固溶していることが大きな要因と思われる。MT-0.2 の Jc-B 曲線は急峻で低磁界側で特性が増大する。Nb3Sn 結晶粒の粗大化が抑制されていることが影響していると考えられる。高磁界では特性は低いが，これは Ti 添加
量が不足しているためと考えられ，Ti 添加方法を工夫することによって更なる特性の改善が期待できる。

参考文献
1. N. Banno, Y. Miyamoto, and K. Tachikawa,“Multifilamentary Nb3Sn Wires Fabricated ThroughInternal Diffusion Process Using Brass Matrix,” IEEE
Trans. Appl. Supercond., vol. 26, no. 3, pp. 3–6, 2016.

本研究の⼀部はJSPS科研費JP18K04249の助成を受けたものです。

Fig.1 Cross section of 0Ti (a) and MT-0.2 (b) (Ø 0.6 mm, nonannealed)

Fig.2 Microstructure of 0Ti and MT-0.2 after 550C/100 h heat
treatment

Fig.3 Correlation between grain size and heat treatment
temperature (100 h) for each specimen― 34 ―

Fig.4 Jc-B performance of brass matrix specimens

第97回

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1C-a05

A15 線材

ブラス母材内部拡散法 Nb3Sn 線材における Zn 量および Nb 芯径の影響

Influence of Zn content and Nb filament diameter for brass matrix internal-tin Nb3Sn
conductors
伴野信哉（物材機構）; 余洲（西南交通大, 物材機構）; 森田太郎（上智大, 物材機構）;
谷貝剛（上智大）; 太刀川恭治（物材機構, 東海大）
BANNO Nobuya (NIMS); YU Zhou (Southwest Jiaotong Univ., NIMS); MORITA Taro (Sophia Univ., NIMS);YAGAI Tsuyoshi (Sophia Univ.); TACHIKAWA Kyoji (NIMS, Tokai Univ.)
E-mail: banno.nobuya@nims.go.jp
材線で、高磁場特性の向上が見られた。Sn および Ti の拡散が促進され、特に Ti の組成分布が改善されたことが、その要因として大きいと考えられる。
[1] N. Banno, Y. Miyamoto, K. Tachikawa, Physica C, 546 (2018), 55.
[2] J-M Park et al., Jpn. J. Appl. Phys., 53 (2014), 05HA06.
本研究の⼀部は JSPS 科研費 JP18K04249 の助成を受けたものです。

Fig.1. Cross-sections of 12Zn-ST3.9-684 wire.

Fig.2. Microstructure for each specimen after heat treatment at
550C/100h.
260

Grain size (m)

1．緒言
Nb3Sn 層生成は、Nb と Cu-Sn ブロンズの固相拡散を基礎とする。しかし Nb/Cu-Sn 界面の化学反応的現象だけでな
く、芯径、Nb/Sn 組成比等の断面構造も生成層の結晶組織に多大な影響を及ぼしており、反応過程は複雑である。ここでは、各元素拡散挙動および Nb3Sn 結晶組織に対する母材への Zn 添加量と、Nb 芯径（Nb 芯間バリア厚）の影響を研究した。それらが、特にボイドの発生挙動、Sn 及び Ti
拡散に大きな影響を与えていることが見出された。
2．実験方法線材は典型的なダブルスタックのロッドインチューブ法で作製した（詳細は[1]）。母材として Cu-15ｗｔ％Zn 、Cu-12wt%Znを準備し、Nb 芯数 684 本の試料に加え、Cu-12wt%Zn 母材では Nb 芯数 1980 本の試料も準備した。参考試料として、純銅母材の Nb684 芯線を準備した。Ti は Sn 芯に 3.9at%添加されている。試料名を各々15Zn-ST3.9-684、12Zn-ST3.9-684、12Zn-ST3.9-1980、Cu-ST3.9-684 とする。Fig. 1 に、例として
12Zn-ST3.9-1980 線の断面図を示した。Nb 芯数 684 本で芯径/芯間隔は 8.2/0.91μm、1980 芯で 4.8/0.66μm である。
各線材は 550℃×100 h、650℃×100 h の予備加熱をした
のち 670～730℃の熱処理を施した。熱処理は 1 気圧の Ar 雰
囲気中で行った。平均結晶粒径は、画像解析により求めた領域面積と、領域内の粒子数から求めた。non-Cu Jc は、バリア厚を 10μm 程度（フィラメント領域に対する面積比を 0.11）と仮定し等価非銅部面積を求め、Ic をその値で除して求めた。
3．拡散挙動と特性
以下要点を掻い摘んで説明する。Fig. 2 は、550℃/100h 後の各試料の断面写真を示したものである。15Zn-ST3.9-684
では、サブエレメント間に大きなボイドが発生しており、ε相が内側サブエレメントまでしか到達していない。一方、12ZnST3.9-684 では、ボイドの発生が抑制され、ε相が Nb バリア層まで到達しているのがわかる。しかしながら 12Zn-ST3.91980 では、ボイドの発生はそれほど大きくないものの、684 芯
線に比してε相の拡散は進んでいない。一方、Cu-ST3.9684 では、内側サブエレメント間に大きなボイドがあるだけでな
く、フィラメント間にもボイドの発生が認められ、中心部に Sn が凝縮してしまっている。Cu と Sn の相互拡散は古くから詳しく研究されており、Cu と Cu6Sn5 等の化合物界面でボイドが発生することが知られている（例えば［2］）。これは Cu 中の Sn 拡散に比して、Sn 中の Cu 拡散がはるかに速いことを示唆している。純銅母材に比して、母材への Zn 添加でボイドの発生が抑制されているのは、Cu-Zn 中での Sn 拡散速度が増加したためと考えられる。さらにその効果は 12Zn 母材でより大きいことが示唆される。興味深いことに、Zn 母材添加では、芯間にボイドが発生しにくいようである。1980 芯線では、サブエレメント
間よりも芯間の方が、Sn 拡散が進んでいるようにも見える。逆の考え方として、Cu の拡散が芯間で極端に低下しているという見方もできるかもしれない。サブエレメント周囲に Ti の偏析が見られることとも関係すると思われる。Fig. 3 は粒径の熱処
理温度依存性を示したものである。12Zn と 15Zn とで粒径に大きな差は見られない。Fig. 4 に Jc-B 特性をまとめた。12Zn 母

240

12Zn-684
12Zn-1980
15Zn-684

220
200
180

Time: 100 h
160
640

660

680

700

720

740

Temperature (oC)Fig.3. Grain size vs. heat treatment temperature for brass matrix
specimens.

Fig. 4. Jc-B characteristics for brass matrix specimens; the inset
shows temperature dependence of Jc@16 T for 12Zn-ST3.9-684.

― 35 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1C-a06

A15 線材

高Jc分散Sn法Nb3Sn線材開発
Development of High Jc Distributed Tin method Nb3Sn wire
川嶋 慎也, 川原田 喬生（神戸製鋼）；加藤 弘之, 村上 幸伸（JASTEC）；小黒 英俊（東海大）；淡路 智（東北大）
KAWASHIMA Shinya, KAWARADA Takao (Kobe Steel, Ltd.); KATO Hiroyuki, MURAKAMI Yukinobu (JASTEC);
OGURO Hidetoshi (Tokai Uni.); AWAJI Satoshi (Tohoku Uni.)
E-mail: kawashima.shinya@kobelco.com
1．はじめに
Nb3Sn超電導線材は、核磁気共鳴 (NMR)装置や核融合炉、粒子加速器向けマグネットなどの高磁場用超電導マグネ
ットに広く使用されている。近年、欧州原子核研究機構（CERN）にて計画されている、次世代加速器（Future Circular
Collider ：FCC）には、non-Cu Jc = 1500 A/mm2 （4.2 K、16 T）という、従来より非常に高いレベルの電流密度特性のNb3Snが要求されている[1]。
我々は、NMRマグネットのコンパクト化や加速器用途のなどへの適用を目指し、分散Sn法を用いた高Jc-Nb3Sn線材の開発を行っている。分散Sn法は内部拡散法の1つで、ブロンズ法のようなCu中のSn固溶限の制約がなく、高特性線材の候補のひとつである。前回、Snの拡散状況のJc特性への影響を調査し、分散Sn線材のJc向上に成功したことを報告した[2]。
一方、Nb3Snにおいて、Tiなどの第3元素の添加が一般的で、上部臨界磁場（BC2）の向上による高磁場下の高特性化に効果的である。従来、我々の分散Sn法も高磁場下（＞18T）向けの高Ti添加材の開発を行ってきたが、今回、FCC向けの16T
付近の中低磁場特性の向上を図った第3添加元素制御による高Jc化開発を行ったので報告する。
2．製作方法初めに、Nb棒をOFCケースに入れ、静水圧押出と伸線加工を行い、六角断面形状のNb単芯線を作製した。次に、Nb
単芯線、583本をOFCケースに充填し、静水圧押出と伸線加工を行い、六角断面形状のNb多芯線を作製した。これとは別に、Ti添加量を従来の1.8wt%Tiから、1.5、1.2wt%と したSnTi合金棒をそれぞれOFCパイプに挿入し、伸線加工により六角断面形状のSn単芯線を作製した。最後に、所望の銅比となる厚さのOFCパイプ内側にNbバリアを配置し、その中に複数のNb多芯線とSn単芯線を組み込み、評価線径まで伸線加工を行い、Ti添加量の異なる3種の分散Sn法Nb3Sn線材を作製した。Ti仕込み量は、0.55、0.44、0.38wt%Tiで、サンプル試料
名をそれぞれ、1C、2A、2Bとする。伸線後の線材に熱処理を施して特性評価サンプルとした。
臨界電流測定は14～19Tの磁場中にて、電界基準 Ec =0.1V/cmで実施し、得られた値を線材の非銅部断面積で除し、non-Cu Jcを求めた。一部サンプルについては走査電子顕微鏡（SEM）で線材断面の観察を行った。
3．実験結果Fig.1に熱処理前の2A線材横断面の光学顕微鏡像（a）とSEMの反射電子像（b）を示す。反射電子像で明るく見える箇
所がSn芯部である。規則的なフィラメント配置と形状を維持したまま加工できていることが確認できる。
Fig.2にnon-Cu Jcの磁場依存性を示す。グラフからわかるよ

うに、Ti比率を低減した2A、2B材は、Jc-Bカーブの傾きが大き
くなり、17T付近以下の中磁場領域での特性が向上し、nonCu Jc ＝ 1,137 A/mm2 （4.2 K、16 T）が得られた。Kramer
plot[3]から算出したBC2 は1C、2A、2Bそれぞれ24.4、23.9、
23.5Tとなり、Ti添加量とBC2に正の相関が見られ、Ti添加量の低減によりBC2が抑制され、結果16TでのJc特性が向上したと想定している。
今後、熱処理条件や断面設計の改善によりさらなる高Jc化が可能と考えている。

Fig. 1. Cross-sectional SEM image of non-reacted wire.

Fig. 2. Non Cu Jc versus magnetic field.
謝辞
本研究の一部は、高エネルギー加速器研究機構（KEK）の支援を受けて行ったものである。
参考文献[1] A. Ballarino and L. Bottura: “Targets for R&D on Nb3Sn
Conductor for High Energy Physics,” IEEE Trans. Appl.
Supercond. vol. 25, no. 3, 2015.
[2] 川原田喬生ほか: 第 95 回 2017 年度秋季低温工学･超電導学会公演概要集, p. 57[3] E. J. J. Kramer, “Scaling law for flux pinning in hardsuperconductors,” Appl. Phys., vol. 30, pp.1360-1370, 1984.

― 36 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p01

加速器 (2)

LHC 高輝度アップグレード用超伝導磁石の開発（12）-2 m モデル磁石 2 号機の設計と製作
Development of superconducting magnets for LHC luminosity upgrade (12)– Design and fabrication of the second 2 m model magnet
菅野未知央, 中本建志, 鈴木研人, 川又弘史, 岡田尚起, 池本由希子(高エネ研);
Andrea Musso and Ezio Todesco (CERN)SUGANO Michinaka, NAKAMOTO Tatsushi, SUZUKI Kento, KAWAMATA Hiroshi, OKADA Naoki,
IKEMOTO Yukiko (KEK); MUSSO Andrea and TODESCO Ezio (CERN)
E-mail : michinaka.sugano@kek.jp
1. はじめに
CERN-LHC 加速器では、積分ルミノシティを現行 LHCの 10 倍以上である 3000 fb-1 まで向上させることを目指した高輝度化アップグレード計画（HL-LHC）が進行中である。目標達成のためには ATLAS 及び CMS 実験衝突点近傍の加速器システムの性能向上が不可欠であり、KEK は
この中でビーム分離超伝導双極磁石（D1 磁石）の開発を担当している。衝突点で小さな*を得るために D1 磁石には 150 mm の大口径が必要であり、また積分磁場として
35 Tm が要求されている。主双極磁場は運転温度 1.9 K、定格運転電流 12 kA で 5.6 T であり、これを Nb-Ti/Cu 超伝導コイルにより発生させる。
実機磁石の機械長は約 7 m であるが、現在 KEK 所内で
2 m モデル磁石の開発を行なっている。既報の通り、モデル磁石 1 号機を通して、コイルに与える予備応力の重要性が確認され、これを適切に調節することで良好なトレーニング特性が達成された[1]。
モデル磁石 2 号機では、CERN からの要請により、ヨーク断面の変更が必要となった。本発表では、これに伴う磁場設計のアップデート、1 号機で発生した問題とその対策
および実際の磁石製作状況について報告する。
2. 磁場設計のアップデート
磁石を軸方向に貫通する熱交換器の配置を隣接する最終収束四極磁石と揃えるために、ヨークの熱交換器穴の条件に変更が生じた。具体的には、90o、180°、R190 の位置に 1 個ずつから、Fig. 1 のように 45o 周期、R227.5 の位置に合計 4 個の穴（φ60mm）が必要になった。このヨーク新断面に対して、再度磁場設計を行った。まず、定格電流で多極磁場成分を 1 unit（主双極磁場に対して 10-4）以下、およびビーム挿入から定格電流までの各通電電流での多極成分の変動を小さくするために、磁石断面の最適化を行なった。コイルブロック配置の最適化に加えて、様々な磁場調整穴（Fig. 1 のヨークスタック穴）条件で磁場計算を繰り返し、ヨーク断面形状を決定した。
さらに、実機磁石長 7 m に渡って積分した多極成分を最小化するため、コイルエンドの形状も再調整した。2 m モ
デル磁石 2 号機に関しては、実機磁石と同一の直線部断面とコイルエンドを有し、直線部長さを短縮した設計とした。
3. コイルに対する機械支持の強化
定格の 108%相当である受け入れ条件電流でもコイル円
周方向の圧縮予備応力が残留するために、2 号機では 1b号機よりもさらに予備応力を増加させ、115 MPa を目標値とした。また、1 号機では励磁によって、コイルエンドのケーブルがボア側に落ち込む変形が観察される問題が生じた。ケーブルがターンごとに独立に変位していることが変形を容易にしている原因と考えられたため、2 号機コイ
ルではコイルエンド部分に樹脂の塗り巻きを適用した。
4. 2 m モデル磁石 2 号機の製作
耐放射線性を考慮し、エポキシ混合シアネート樹脂を用いて、2 m コイルの巻線を行った。樹脂のキュアリング条

Iron yoke

HX holeIron stacktube

Protection
heater,insulation,brass shoeKeySS
collar
GFRP
wedge

Fig. 1SS shell
Coil

New cross-section of the D1 magnet.

Fig. 2 Completed second 2 m model magnet .
件は 120℃、150℃でそれぞれ 4 時間とした。磁石組み立ては、クエンチ保護ヒーター、対地絶縁巻き、カラー、ヨーク組み付け、シェル、エンドリング溶接の順に実施し、Fig. 2 に示すようにモデル磁石 2 号機が完成した。主に予備応力が発生するヨーキング後のコイル円周方向応力は111 MPa であり、ほぼ設計通りであった。
5. まとめ
ヨーク断面変更により磁場設計を更新し、コイルの機械支持を強化した設計で 2 m モデル磁石の製作を行った。完成した磁石の試験結果は参考文献[2]で報告する。さらに今年度中に、製作再現性の確認を目的としたモデル磁石 3号機の製作も予定している。また、2018 年 7 月に文科省において、KEK 機構長と CERN 所長が協定書に署名し、D1 磁石 7 台（プロトタイプ含む）を日本が貢献することが正式に決まった。これを受けて、2019 年度から実機長のプロトタイプ磁石の製作を開始する予定である。
参考文献
1. M. Sugano et al, Abstract of CSJ Conference, Vol. 94, 2Ca07 (2017).
2. K. Suzuki et al, Abstract of CSJ Conference, Vol. 97, 1Cp02 (2018).

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第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p02

加速器 (2)

LHC高輝度アップグレード用超伝導磁石の開発
高輝度アップグレード用超伝導磁石の開発 (13)
LHC
(13)
- -2m
号機の励磁試験結果
2m モデル磁石 22号機の励磁試験結果

Developmentof superconducting
LHC
luminosity
upgradeDevelopmentof superconducting magnets
magnets forfor
LHC
luminosity
upgrade(13) (13)Result
from
the
cold
test
of
the
2nd
model
magnet- Result from the cold test of the 2nd model magnet
鈴木 研人、飯田 真久、池本 由希子、大畠 洋克、岡田 尚起、岡田 竜太郎、荻津 透、川又 弘史、木村 誠宏、
佐々木 憲一、菅野 未知央、高橋 直人、田中 賢一、中本 建志、東 憲男 (高エネ研);
MUSSO Andrea、TODESCO Ezio (CERN)SUZUKI Kento, IIDA Masahisa, IKEMOTO Yukiko, OHATA Hirokatsu, OKADA Naoki, OKADA Ryutaro,
OGITSU Toru, KAWAMATA Hiroshi, KIMURA Nobuhiro, SASAKI Kenichi, SUGANO Michinaka,
TAKAHASHI Naoto, TANAKA Kenichi, NAKAMOTO Tatsushi, HIGASHI Norio (KEK);MUSSO Andrea and TODESCO Ezio (CERN)
E-mail: kentsuzu@post.kek.jp
1 はじめに欧州原子核研究機構 (CERN) が次期 LHC 計画として進めている「High Luminosity LHC (HL-LHC)」では 2025 年頃に新磁石群が導入される予定となっており、高エネルギー加速器研究機構（KEK）は CERN との国際協力の枠組みのもと、ビーム分離用 2 極磁石（D1）の新規開発•製造を担当している。この磁石の特徴としては、ATLAS 及び CMS 実験衝
突点近傍に設置される最終収束 4 極磁石と同等の 150mm の口径を持っていること、かつ定格電流値 12 kA にて 5.6 T の
磁場強度、これは積分磁場に換算して 35 T·m を生み出す能力を保有すること、が挙げられる。磁石製作にあたり課題として挙げられる事は、1) 予備応力のコントロール (目標予備
応力 ∼115 MPa)、2) 磁場精度のコントロール（2 極磁場に対する多極磁場混入率 < 10−4 ）、そして 3) クエンチ保護の最適化（最大コイル温度 <300 K）、である。KEK ではモデル磁
石 1 号機及びその改造機の励磁試験をこれまで行い、ここで得られた反省点を踏まえて、2017 年より 2 号機の製作を着手した。上に述べた課題項目を克服するために導入した改良点が、生かされているかを確認する事が、この試作機励磁試験の大きな目的である。なお、本概要を執筆した時点では励磁試
験のための冷却中であることを予め述べておく。

並びに計算結果との比較について報告を行う。
3 今後の試験の展望
２号機に導入したその他の改良点としては、クエンチ保護
ヒーターのデザインを一から行った事、が挙げられる。刷新
したこのヒーターは図 2 にある写真のようにジグザグ型をしており、既に 2 号機に実装済みである。このヒーターの予測される性能評価について、計算結果を元に発表し、今後の試験の展望を交えて報告する。


本講演では、2 号機励磁試験結果について報告する。具体的には、1) クエンチ性能の向上、2) コイル最適化に伴う磁場分
布変化の測定結果である。詳細は以下の通りである。







 

1st model

2nd model


2 2号機励磁試験



Fig. 1: Cross-sectional and top views of the 1st (left)
and 2nd (right) models.

1 号機では予備応力が足りない事に起因して、満足の行く
クエンチ性能が得られなかった。そのため磁石を一旦分解し、一時的な措置としてコイル水平面にシムを挟み、コイル面圧を 100 MPa まで増加した 1 号改造機で再試験を行った結果、定格運転電流の 108%である 13 kA の励磁に成功した [1]。2号機では、さらなる機械支持の強化を図るべく、ケーブルのス
ペーサーのオーバーサイズといった工夫を施し、結果コイル面
圧として 111 MPa と、目標値である 115 MPa に近い値が得られた [2]。今回の試験では、この予備応力の増加に伴うクエンチ性能の向上を確認し、かつコイルに配置した電圧タップの情報からクエンチ箇所の同定を行う。まず、ここで得られた 2号機のクエンチ特性に関する結果について報告をする。
磁場性能に関わる 2 号機の変更点として、図 1 に示したよ
うにコイルエンドにおける多極成分を緩和するためのケーブ
ル配置の最適化、並びに鉄ヨークの熱交換器位置が変更となっFig. 2: Picture of a QPH that covers an outer surface
たことに伴う磁場調整穴の最適化、が挙げられる [2]。また、
D1 磁石はコイル外周部と鉄ヨークとの間隔が 20 mm 程であ of the coil.
るため、鉄の飽和磁場の影響を著しく受ける事が分かってい 参考文献
る。したがって、コイル形状や鉄ヨーク断面変化に伴う磁場 1. M. Sugano et al., Abstract of CSJ Conference, Vol. 95,
分布の変化だけでなく、各通電電流における鉄飽和磁場に起2C-A07 (2017).
因する多極成分の変化を正確に捉えるため、回転コイルを用 2. M. Sugano et al., Abstract of CSJ Conference, Vol. 97,
いた測定を行う。本発表では、2 号機の磁場分布の試験結果、
1C-P01 (2018).

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第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p03

加速器 (2)加速器用 HTS マグネットの開発（７－１）-77 K と 4.2 K における六極モデルマグネットの励磁試験Development of HTS Accelerator magnet (7-1)- Excitation Test of Sextuple Model Magnet at 77 K and 4.2 K 王 旭東, 土屋 清澄, 有本 靖, 寺島 昭男, 川井 正徳, 宗 占国, 大内 徳人, 増澤 美佳, 多和田 正文（KEK）;
菊池 章弘（NIMS）; 藤田 真司（フジクラ）
WANG Xudong, TSUCHIYA Kiyosumi, ARIMOTO Yasushi, TERASHIMA Akio, KAWAI Masanori, ZONG Zhanguo,
OHUCHI Norihito, MASUZAWA Mika, TAWADA Masafumi (KEK); KIKUCHI Akihiro (NIMS); FUJITA Shinji (Fujikura Ltd.)E-mail: wanxdon@post.kek.jp
1．はじめに近年、CERN を中心として LHC の次期計画、100 TeV 級の超大型加速器 Future Circular Collider (FCC)の検討が始まっている。そこでは、主リング用として Nb3Sn の 16 T 級超伝導
磁石と HTS の 20 T 級超伝導磁石が候補に上げられている。
我々は加速器用 HTS 超伝導磁石の開発に着目し、4.2 K 高
磁場下における REBCO 線材の臨界電流特性と接続抵抗特性を測定するとともに、REBCO コイルの製作技術開発と特性評価を行ってきた[1-4]。これらの基礎研究成果を用いて、SuperKEKB の衝突点領域用特殊六極磁石をターゲットにした REBCO 六極モデル磁石を試作した。本発表は、液体窒素（77 K）と液体ヘリウム（4.2 K）の浸漬冷却下で行った REBCO
六極モデル磁石の励磁試験結果について報告する。
2．REBCO 六極超伝導磁石の励磁試験
REBCO 六極モデル磁石をクライオスタットに設置した写真と励磁試験の回路図を Fig. 1 に示す。モデル磁石は、縦型のクライオスタット内に吊り下げて、その外側に鉄ヨークを配置した。励磁試験は、77 K で 77 A（1 A/s）まで通電し、4.2 K で250 A（1 A/s）まで通電して行った。クエンチ保護抵抗は 4.2 K
での 250 A 通電時に磁石両端電圧が 200 V 以内となるように選定した。クエンチ検出システムは、六極モデル磁石を 2 分割した三極分のコイル同士の電圧差分（Vvalance）が検出電圧
40 mV（VQD）を超えて、検出時間 10 ms（tQD）以上継続したときに遮断回路へトリガ発信するように設定した。
77 K と 4.2 K で測定したモデル磁石の各コイルの電圧・電流特性を Fig. 2 に示す。4.2 K の結果は、REBCO 六極モデ
ル磁石の設計電流までとして、Ic まで測定していない。77 K の測定結果から評価した各コイルの Ic（0.1 V/cm 基準）を Table
1 に、各コイル間の接続抵抗を Table 2 に示す。各コイルの Icとコイル間の接続抵抗は、フジクラでの磁石製作直後の測定結果と同程度であり、KEK までの輸送によるコイル劣化がないことを確認した。4.2 K の励磁試験において、電圧発生なく
設計電流 250 A まで通電でき、トレーニングも見られなかった。
励磁時の磁石電圧から換算したインダクタンスは、77 K と 4.2
K でともに約 70 mH であった。77 K の励磁試験後に、60 A
通電状態で遮断試験を行った。遮断時の電流、磁石電圧、ト
リガ信号を Fig. 3 に示す。遮断時の磁石電圧は約－45 V で、減衰時定数は約 90 ms である。遮断試験後の再励磁において、電圧信号に異常はなく磁石の健全性を確認した。

Fig. 1 Photograph of the REBCO sextupole model magnet andmeasurement setup; the electrical schematic of dump circuit.

(a)(b)
Fig. 2 I-V curve of the coil #1-6 at (a) 77 K and (b) 4.2 K.
Table 1 Critical currents of REBCO sextupole magnet at 77 K
Unit (A)

#1

#2

#3

#4

#5

#6

KEK

73

>77

>77

76

76

>77

Fujikura

73

>77

78

76

76

>77

Table 2 Joint resistances of REBCO sextupole magnet at 77 K
Unit ((+)-#1

#1-2

#2-3

#3-4

#4-5

#5-6

#6-(-)

KEK

2.6

1.5

1.5

1.6

1.2

1.6

4.3

Fujikura

3.7

1.3

1.4

1.8

1.1

1.6

5.6

Fig. 3 Dump results of REBCO sextupole magnet at 77 K.
3．まとめ
SuperKEKB の衝突点領域用特殊六極磁石をターゲットに試作した REBCO 六極モデル磁石の励磁試験を 77 K と 4.2
K で行った。劣化なく 250 A まで通電し、77 K と 4.2 K での電気特性を評価した。今後は、伝導冷却にてクエンチ特性の評価を行う予定である。
謝辞
本研究は科学研究費補助金（15H03667）の助成により実施したものである。
参考文献
1. K. Tsuchiya, et al.: IEEE transactions on applied
superconductivity, Vol. 26 (2016) 4100904
2. X. Wang, et al.: IEEE transactions on applied
superconductivity, Vol. 27 (2017) 4700105
3. K. Tsuchiya, et al.: Cryogenics, Vol. 85 (2017)https://doi.org/10.1016/j.cryogenics.2017.05.002
4. S. Fujita, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 96(2018) p.49

― 39 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p04

加速器 (2)Ճ଎‫ ༻ث‬HTS Ϛάωοτͷ։ൃ (7-2)–77K ͱ 4.2K Ͱͷ࣓৔ଌఆ–Development of HTS Accelerator Magnet (7-2)– Magnetic Measurement at 77K and 4.2 K –༗ຊ ༃, ౔԰ ਗ਼੅, Ԧ Ѵ౦, ২໦ ཽҰ, ࣉౡ তஉ, ઒Ҫ ਖ਼ಙ, फ ઎ࠃ, େ಺ ಙਓ, ૿ᖒ ඒՂ, ଟ࿨ా ਖ਼จʢKEK/૯‫ݚ‬େ)

ARIMOTO Yasushi, TSUCHIYA Kiyosumi, WANG Xudong, UEKI Ryuichi, TERASHIMA Akio, KAWAI Masanori,
ZONG Zhanguo, OHUCHI Norihito, MASUZAWA Mika, TAWADA Masafumi
E-mail: yasushi.arimoto⃝a kek.jp1.
͸͡Ίʹ
1．はじめに‫ࡏݱ‬, CERN Λத৺ͱͯ͠িಥΤωϧΪʔ 100TeV ͷԁ‫ܗ‬Ճ଎‫ث‬ͷ࣮‫ݱ‬Λ໨ࢦͨ͠কདྷԁ‫ܗ‬িಥ‫ܕ‬Ճ଎‫( ث‬Future Circular
Collider, FCC) ϓϩδΣΫτ͕ਐߦ͍ͯ͠Δ. ͦ͜Ͱ͸, Nb3 Sn
ͷ 16T ి࣓ੴͱ HTS ͷ 20T ి࣓ੴͷ 2 ͕ͭީิʹ্͛ΒΕ͍ͯΔ. զʑ͸ HTS ి࣓ੴͷ‫ૅج‬։ൃͱͯ͠ SuperKEKB Ճ଎‫΁ث‬ͷར༻Λλʔήοτʹ HTS ి࣓ੴͷ։ൃΛߦͳ͍ͬͯ
Δ. ࠓճϨʔετϥοΫঢ়ʹ‫ר‬ઢ͞Εͨ REBCO ઢࡐΛ૊Έ߹Θͤͯ‫ॴہ‬৭ऩࠩิਖ਼༻ 6 ‫࣓ిۃ‬ੴΛࢼ࡞͠, LN2(77 K) ͱ
LHe(4.2 K) ͷਁ௮ྫྷ٫ԼͰ࣓৔ଌఆΛߦͬͨ.

Function (ITF) Λిྲྀ஋ͷؔ਺ͱͯ͠ϓϩοτͨ͠΋ͷͰ͋Δ.
ITF ͸࣍ࣜͰఆٛ͞ΕΔ. ITF = g ′ · L/I. ͜͜Ͱ g ′ ͸ 6 ‫࣓ۃ‬৔ޯ഑, L ͸࣓৔௕, I ͸ిྲྀͰ͋Δ. ͜ͷਤʹ͸ 2 αΠΫϧ෼(੺ృΓ͕ 1 αΠΫϧ໨, ੨‫ ؙ͕‬2 αΠΫϧ໨ΛදΘ͍ͯ͠Δ)
ͷଌఆ݁Ռ͕ϓϩοτ͞Ε͍ͯΔ. 1 ϧʔϓͷώεςϦγε͸
খ͘͞, 100 A ෇ۙͰ 0.08% ͱͳ͍ͬͯΔ. ͜͜Ͱ࣓৔ΛҎԼͷΑ͏ʹଟ‫ۃ‬ల։͢Δ.
(
)n−1
∞
∑
x + iy(1)(bn + ian )By + iBx = g ′ × 10−4r0n=1√
cn = b2n + a2n(2)
ਤ 2 ʹࢀর൒‫ܘ‬,r0 = 20 mm ͱ͠, ্‫ه‬ͷల։܎਺ cn (͜ͷ୯

2.HTS6
2．HTS6‫࣓ిۃ‬ੴ
極電磁石ࢼ࡞ͨ͠ి࣓ੴ͸ REBCO ઢࡐΛϨʔετϥοΫঢ়ʹμϒϧύϯέʔΩ‫ר‬ઢͨ͠ίΠϧΛ 6 ‫ݸ‬૊Έ߹Θͤͨߏ଄ͱͳͬͯ
͍Δ. ίΠϧͷ֎ଆʹ͸ԁ౵ͷమͷϤʔΫ͕औΓ෇͚ΒΕ͍ͯ
Δ. ஠ૉԹ౓Ͱ 60 A, ϔϦ΢ϜԹ౓Ͱ 250 A ·Ͱྭ࣓͢Δ͜ͱ
͕ग़དྷΔ. 6 ‫࣓ిۃ‬ੴͷओύϥϝʔλʔΛ Table 1 ʹࣔ͢ [1] .

Ґ͸”units” ͱ‫ݺ‬͹Ε͍ͯΔ) Λిྲྀͷؔ਺ͱͯ͠ϓϩοτͨ͠. ిྲྀ஋͕খ͍͞ྖҬͰ͸৴߸Ϩϕϧ͕খ͘͞όϥπΩ͕େ͖͍͕, 50 A Ҏ্ͷྖҬͰ͸ిྲྀͷґଘੑ͸΄ͱΜͲ‫ݟ‬ΒΕͳ
͍. 8 ‫( ۃ‬n = 4) ͱ 10 ‫( ۃ‬n = 5) ͷଟ‫࣓ۃ‬৔੒෼͸ 1.4 unitsҎԼʹ཈͑ΒΕ͍ͯΔ͜ͱ͕෼͔Δ.
0.149

1st cycle
2nd cycle

0.1485

ITF (T/m/A)

Table 1. Main parameters of the HTS sextupole magnet
Parameters
ValuesSextupole field gradient211.7 [T/m2 ]Coil inner bore radius
75 [mm]Coil length
200 [mm]
Number of turns par one coil
224
Design current
250 [A]
Yoke material
Iron
Yoke inner/outer radius
150.5 [mm]/390 [mm]Yoke length
200 [mm]0.148

0.14750.147

0.1465
0.146
0

50

100

150

I (A)

200

250

300

Fig. 1. Transfer functions of the sextupole magnet.
5

c4
c5

4

c

ମ஠ૉਁ௮ྫྷ٫ʹ͓͚Δ࣓৔ଌఆΛߦ͍, ͦͷ‫ޙ‬ӷମϔϦ΢Ϝ1

ʹΑΔ࣓৔ଌఆΛߦͳͬͨ. ଟ‫࣓ࠩޡۃ‬৔ΛධՁ͢ΔͨΊ, ࣓0৔ଌఆʹ͸ϋʔϞχοΫίΠϧΛ༻͍ͨ. ϋʔϞχοΫίΠϧ

-10

͸ SuperKEKB QCS ࢛‫࣓ిۃ‬ੴͷଌఆʹ༻͍ΒΕͨ΋ͷΛྲྀ
༻ͨ͠. ͜ͷͨΊ‫ר‬ઢ൒‫ܘ‬͸ 20 mm ͱి࣓ੴ಺൒‫ܘ‬ͷ 1/3 ҎԼίΠϧ͔Βߏ੒͞Ε͓ͯΓ, ͦΕͧΕͷίΠϧʹ Tangential ‫ר‬ઢ, 2 ‫ݸ‬ͷόοΩϯά༻ Quadrupole (Q) ‫ר‬ઢ, 2 ‫ݸ‬ͷόοΩϯά
༻ Dipole(D) ‫ר‬ઢ͕૊Έࠐ·Ε͍ͯΔ. Q ‫ר‬ઢ͸ΞφϩάόοΩϯάʹ, D ‫ר‬ઢ͸σδλϧόοΩϯάʹ༻͍ΒΕΔ.

2n࣓৔ଌఆ͸ॎ‫ܕ‬ΫϥΠΦελοτΛ༻͍ͯߦͳͬͨ. ·ͣӷͰ͋Δ. ௕͞ 20 mm ͷγϣʔτίΠϧ, ௕͞ 600 mm ͷϩϯά3

(units)3. ࣓৔ଌఆ૷ஔ
3．磁場測定装置

50

100

150

I (A)

200

250

300

Fig. 2. Amplitudes of octupole and decapole at r = 20 mm.
ँࣙ5.
謝辞ຊ‫ڀݚ‬͸Պֶ‫ڀݚ‬අิॿۚʢ15H03667ʣͷॿ੒Λड͚ͨ΋ͷͰ͋Δ.
ࢀߟจ‫ݙ‬
参考文献

4．磁場測定結果
࣓৔ଌఆ݁Ռ
4.
͜͜Ͱ͸ӷମϔϦ΢Ϝʹਁ௮ྫྷ٫ͨ࣌͠ͷ DC ϧʔϓଌఆͷ݁Ռʹ͍ͭͯ঺հ͢Δ. ਤ 1 ͸ಘΒΕͨ Integrated Transfer

1. K. Tsuchiya, et. al., IEEE Trans. on Appl. Sup., (2018), to besubmitted.

― 40 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p05

加速器 (2)高温超伝導マグネットの HIMAC ビームラインにおける試験(1)ビーム試験用マグネットの励磁試験結果
Test of HTS magnet on HIMAC beam line (1) excitation test results of the beam-line-test magnet
高山 茂貴，久保 洋一，岩井 貞憲，宮崎 寛史，折笠 朝文，浦田 昌身，石井 祐介，来栖 努（東芝エネルギーシステムズ）；
雨宮 尚之（京大）；岩田 佳之，野田 耕司（NIRS）；荻津 透（KEK）；吉本 政弘（JAEA）
TAKAYAMA Shigeki，KUBO Yoichi，IWAI Sadanori，MIYAZAKI Hiroshi，ORIKASA Tomofumi，URATA Masami, ISHII Yusuke，
KURUSU Tsutomu (Toshiba Energy Systems & Solutions Corporation); AMEMIYA Naoyuki (Kyoto Univ.); IWATA Yoshiyuki，
NODA Koji (NIRS); OGITSU Toru (KEK); YOSHIMOTO Masahiro (JAEA)
E-mail: shigeki2.takayama@toshiba.co.jp
1．はじめに加速器システムに高温超伝導を適用することで高機能・高効率・小型化を目指している[1]。これまでに 3 次元巻線技術[2]や伝導冷却マグネット技術などの共通基盤技術の開発をおこなってきたが、今回、加速器用としての機能を実証することを目的とした高温超伝導マグネットによるビーム試験を実施する。本ビーム試験のために、REBCO 線材を用いたマグネットを設計・試作したため、その結果について報告する。
2．ビーム試験用マグネット励磁試験
設計・試作したマグネットの諸元を Table 1 に、外観を Fig.1に示す。本マグネットは 4 積層の REBCO レーストラックコイル(U1～U4、L1～L4)を上下にスプリット配置する構造としており、ビーム試験のためにビーム窓とビームダクトを有している。本
マグネットにおいて通電試験を実施した。定格 200A までの通電において明確なコイル電圧の発生は無く(Fig.2)、本試験条
件の範囲内において明確な劣化がないことを確認した。また、
コイル近傍に設置したホール素子による測定結果と解析値(Bhall)とが概ね一致することから設計通り試作できており、ビームダクト中心(Bcenter)で約 2.4T、最大経験磁場(Bmax)で約4T となっているものと推定される結果を得た(Fig.3)。
3．ビーム試験用マグネット磁場分布測定
上記マグネットにおいて詳細な磁場分布測定を実施した。
測定ではホール素子をビームダクト中ミッドプレーン上において水平(x)方向±105mm、ビームダクト軸(z)方向±270mm の範囲でスキャンすることで行った。磁場分布の測定値と解析値の差異は、コイルのｚ軸まわり 0.5deg.の回転、y 軸まわり
0.74deg.の回転で説明でき、LTS マグネットと同程度の精度で本マグネットが製作できていることを示すものである。

Table 1 Specifications of beam-line-test magnet
Coil configuration
Wire type
Number of layers
Number of turns
Center field
Peak field
Integrated field
Operating temperature
Operating current
Stored energy
Inductance

Split arrangement of
REBCO racetrack coil
REBCO
4300/coil
2.4T
4.0T
1.16Tm
10K
200A
65.7kJ
3.3H

Fig.1 Photograph of the beam-line-test magnet

4．まとめ
ＲＥＢＣＯ線材を用いたビーム試験のための高温超伝導マ
グネットを設計・試作した。励磁試験の結果、コイルに明確な劣化がないことを確認した。また、磁場測定結果から概ね設
計通り試作できていることを確認した。
謝辞
本研究は科学技術振興機構の研究成果展開事業「戦略的イノベーション創出推進プログラム(S-イノベ)」の支援によって行われた。
参考文献
1. N. Amemiya, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol.
25, no. 3 (2015) Art. ID. 4003505
2. S. Takayama, et al.: Abs. of CSSJ Conference, Vol. 91(2015) p.80
3. K. Koyanagi, et al.: Abs. of CSSJ Conference, Vol. 93(2016) p.126― 41 ―

Fig.2 V-I characteristics of the beam-line-test magnet

Fig.3 Operating current dependence of magnetic field
intensity

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p06

加速器 (2)高温超伝導マグネットの HIMAC ビームラインにおける試験 (2)ビーム誘導試験およびビーム入射試験の結果
Test of HTS magnet on HIMAC beam line (2)Beam-guiding test and beam-injection test
雨宮 尚之，羅 熙捷，井上 覚（京大）；曽我部 友輔（京大・学振 DC1）；高山 茂貴，来栖 努（東芝）；
岩田 佳之，野田 耕司（放医研）；荻津 透（KEK）；吉本 政弘（原子力機構）
AMEMIYA Naoyuki, LUO Xijie, INOUE Satoru (Kyoto University); SOGABE Yusuke (Kyoto University, JSPS DC1);
TAKAYAMA Shigeki, KURUSU Tsutomu (Toshiba); IWATA Yoshiyuki, NODA Koji (NIRS);
OGITSU Toru (KEK); YOSHIMOTO Masahiro (JAEA)
E-mail: amemiya.naoyuki.6a@kyoto-u.ac.jp
1．はじめに
我々は加速器応用に向けた高温超伝導マグネットの研究
開 発 を JST S-イノベの支 援 を受 けて進 めてきた。今 回 、RE-123 マグネットを製作し、これを放射線医学総合研究所の
HIMAC 加速器のビームラインに設置し、ビーム誘導の実証とビーム入射時の安定性についての試験を行ったのでその結果を報告する。
2．実験方法ビームライン試験用のマグネットの詳細の説明は「高温超伝導マグネットの HIMAC ビームラインにおける試験 (1)」にゆず
るが、このマグネットは定格 200 A の通電により、ビーム位置
で約 2.5 T、コイル位置で最大約 4 T の磁界を発生する。これ
を放射線医学総合研究所の加速器 HIMAC の物理汎用照射室のビームライン上に設置して実験を行った。ビームの諸元
を Table 1 に、物理汎用照射室のビームライン上におけるマグ
ネットや蛍光板ビームモニタのレイアウトを Fig. 1 に示す。マグネットの室温ビームダクトにビームを通すことによるビーム誘導
試験と、ステンレス製真空容器に設けたアルミニウム製ビーム
窓を通しての高温超伝導コイルへのビーム入射試験を行った。
後者は、ビーム制御の失敗等のインシデントを模擬したものである。
3．実験結果ビームライン試験に先立ち、室温ビームダクトに回転ピック
アップコイルを挿入し磁界の安定度の評価を行った。電流ホールド時の磁界の時間変化（安定度）は相対値で 1  10-4 以
下であり遮蔽電流による磁界の安定度劣化がビーム誘導特性に与える影響は無視できると考えられる。
Fig. 2 に磁界計算結果に基づいたビームトラッキング計算によって求めたビーム偏向角度の理論値と、蛍光板ビームモニタによるビームスポット位置観測結果から求めたビーム偏向角の実験値を示す。両者は、ビームモニタの設置精度等を考慮すると十分一致していると判断できる。
Fig. 3 にマグネットを 50 A の低電流で励磁した場合のコイ
ルへのビーム入射試験の結果を示す。温度センサはビーム上にあるわけではないので、ある程度の体積で平均された温度上昇しか測定できないが、ビーム入射時の温度上昇も小さ
く、電圧観測からも常伝導部の発生等は見られなかった。

Fig. 1 Beam line and magnet in physics experimental room of
HIMAC.

Fig. 2 Beam-bending angle versus operating current of magnet.
Symbols represent measured values, and lines represent
calculated values.

謝辞
本研究は科学技術振興機構の研究成果展開事業「戦略的イノベーション創出推進プログラム」の支援によるものである。
Table 1. Specifications of particle beam
Particle type
C6+
Energy430 MeV/u
Number of particle per spill
6.6  109 (maximum)
Interval between spills
3.3 s

Fig. 3 Temperature rise caused by beam injection: (a) temporal
evolutions of temperatures; (b) temperature rise at TS1
vs. number of spills.

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第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p07

核融合

ヘリカル型核融合炉 FFHR マグネットの HTS 設計・開発とLHD 次期計画への展開
Design and development of the HTS magnet for the helical fusion reactor FFHR,
and evolvement to the post-LHD project
柳 長門，寺﨑義朗 （NIFS）；伊藤 悟（東北大）；
三戸利行，田村 仁，濱口真司，小野寺優太，高畑一也 (NIFS)；橋爪秀利（東北大）
YANAGI Nagato, TERAZAKI Yoshiro (NIFS); ITO Satoshi (Tohoku Univ.); MITO Toshiyuki, TAMURA Hitoshi,
HAMAGUCHI Shinji, ONODERA Yuta, TAKAHATA Kazuya (NIFS); HASHIZUME Hidetoshi (Tohoku Univ.)
E-mail: yanagi@nifs.ac.jp
１． はじめに核 融 合 科 学 研 究 所 （ NIFS ） で は 、 ヘ リ カ ル 型 核 融 合 炉
FFHR の概念設計を進めており、多岐路線として進めている現在の設計オプションのうち FFHR-d1A では超伝導マグネットシ
ステムの磁気エネルギーは~160 GJ に及ぶ。3 次元形状をした
ヘリカルコイル（大半径 15.6 m）には、電流容量 100 kA 級の導体が要求される[1]。候補のひとつとして高温超伝導（HTS）
導体を検討している[2-5]。
２． FFHR-d1 ヘリカルコイルの HTS 設計と導体開発
FFHR-d1 のヘリカルコイルに適用することを想定している
HTS 導体はテープ形状の REBCO 線材を単純に積層したSTARS（Stacked Tapes Assembled in Rigid Structure）導体である。線材を銅ジャケットとステンレスジャケットの中に収めることで機械的に強固にできることが特長である。銅ジャケットとステンレスジャケットの間に電気絶縁を設け、ステンレスジャケットの外側は隣接する導体間で溶接して連結する。この導体
をヘリカル１ピッチ分（~30 m）ずつ順次接続することで巻線を行う（Fig. 1）。コイル設計と並行して 100 kA 級導体サンプルの試作と試験も行ってきた。試作した 3 m 長の短尺サンプル導体では、温度 20 K、磁場 5.3 T において電流 100 kA を達成
するとともに、温度 4.2 K で電流 100 kA を１時間保持することに成功した[2]。また、1 kA/s の高速励磁においても早期クエンチを起こすことなく臨界電流まで到達可能であることを電圧計測と数値解析により確認し、単純積層導体の成立性を検証した[3]。また、機械的接続部は 1.8 nの低抵抗を実現し、さらなる改良が進んでいる[4]。

Fig. 1 Schematic illustration of the FFHR-d1 helical coils withwindings consisting of HTS STARS conductors. Prefabricatedsegmented conductors are connected on-site using mechanicallap joint.

３． LHD 次期計画への展開
NIFS では、現在稼働中の大型ヘリカル装置 LHD のプラ
ズマ実験を完了した後に新装置を建設する計画について検討を行い、プラズマ・核融合コミュニティにおける議論を始めている。新装置の候補のうちのひとつは、LHD と同じヘリオトロン磁場配位を有し、連続ヘリカルコイルにHTS 導体を適用したものである。装置サイズは現在のLHD より小さくするものの、磁場配位の最適化を行うとともに磁場強度を LHD の 2 倍以上の 6 T まで上げることでプラズマの閉じ込め性能を改善する。これにより、プラズマの単位体積あたりの仮想的核融合出力密度を LHD よ
りも高いものに設定でき、LHD から FFHR への中間に位置付けることが可能となる。ヘリカルコイルの巻線方法としては、接続巻線やディマウンタブル方式を適用できるかどうかは将来的な検討課題であるが、難しい場合には、長尺導体を製作し、LHD と同様に巻線機を用いた連続巻線方式（Fig. 2）を採用することも想定できる。また、HTS 導体については、電流容量 10 kA 級として設定し、単純積層型の STARS 導体に加えて、積層導体をアルミニウム合金製のジャケットに入れて捩じる方式の導体（FAIRS 導体）も候補として開発を進める計画としている[6]。

Fig. 2 Schematic illustration of the continuous winding processof helical coils using a toroidally and poloidally rotating winding
machine.
参考文献[1] A. Sagara et al., Fusion Eng. Des. 89 (2014) 2114.
[2] N. Yanagi et al.: Nucl. Fusion 55 (2015) 053021.
[3] Y. Terazaki et al.: IEEE Trans. Appl SC. 24 (2014)
4801305.
[4] S. Ito et al.: IEEE Trans. Appl SC. 26 (2016) 4201510.
[5] N. Yanagi et al.: Cryogenics 80 (2016) 243.
[6] T. Mito et al.: This conference, 1C-p08.

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第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p08

核融合

核融合実験装置用 12 T - 12.5 kA REBCO 導体の開発
Development of a 12 T – 12.5 kA REBCO conductor for the fusion experimental deice
三戸利行，小野寺優太，高畑一也，柳長門，濱口真司，高田卓，馬場智澄（NIFS）;
筑本知子（中部大学）； 川越明史（鹿児島大学）
MITO Toshiyuki, ONODERA Yuta, TAKAHATA Kazuya, YANAGI Nagato, HAMAGUCHI Shinji, TAKADA Suguru （NIFS）;
CHIKUMOTO Noriko (Chubu Univ.); KAWAGOE Akifumi (Kagoshima Univ.)
E-mail: mito@nifs.ac.jp
１．はじめに核融合科学研究所の大型ヘリカル装置（LHD）は総ての磁場閉込めコイルを超伝導化した世界初の核融合プラズマ実験装置であり、1998 年の実験開始から 20 年以上に渡って安定なプラズマ閉じ込め実験環境を提供してきた。2017 年 3 月からは重水素プラズマ実験が開始され、LHD 実験はいよいよ集大成の段階に入っている。そこで LHD 次期装置への適用を目指した高温超伝導導体及びコイルの開発研究を開始した。
２．FAIR 導体
最初に薄いテープ形状の REBCO 線を構成要素として大電流容量の高温超伝導導体を構成する手法を研究開発する。
候補となる導体の構造を Fig.1 に示す。複数の REBCO テー
プ線を、高純度アルミニウムシートを緩衝材として間に挟んで積層し、円形断面のアルミニウム合金の溝部に入れ、蓋部を摩擦攪拌接合で接合した後で、積層したテープ線の電流分
布の均一化を図るために全体に捻りを加えて製作される。この際ハンダ付け等でアルミニウムジャケットの蓋部を接合すると、導体に捻りを加える際に接合部が破損してしまうため、機械的に強固な蓋部の接合が必要不可欠である。NbTi 線にアルミニ
ウム合金を被覆する場合は押出法による一体成型が一般的である。しかし、アルミニウム押出しでは超伝導線に 400℃以
上の熱が加わるため、高温超伝導線の被覆には用いることができない。REBCO 線は、200℃以上の加熱で超伝導特性の劣化が始まることが論文等で報告されており、従来製法である
押出法は使えない。摩擦攪拌接合（Friction Stir Welding）は1991 年に英国の TWI（溶接研究所）で考案された金属の接合技術で、材料の温度を上げずに接合できる長所をもっている。
摩擦攪拌接合(FSW)、アルミニウム合金被覆(Aluminum alloy
jacket)、間接冷却(Indirect cooling)、REBCO 導体の頭文字をとって、この導体を FAIR 導体と名付ける。

流す冷媒の種類、流路構成、流量等を選択することにより、最適な冷却条件が達成できる。FAIR 導体及びコイル構造では、
例えばコイルの運転温度を液体水素温度の 20K とし、運転条件で導体が常伝導へ転移する温度を 23K、つまり温度マージ
ンを+3K とすると、運転温度 4K、温度マージン+1K の場合に比べて、運転温度の上昇による固体比熱の増大の効果で約375 倍もの熱擾乱に耐えることが可能であり、超伝導線と冷媒が直接接触していない間接冷却条件下でも、十分安定なコイルを実現できる。
電気絶縁した複数の FAIR 要素コイルを積み重ねて、電磁力支持のためのコイルケースに収めることにより、Fig.3 に示すような高性能の高温超伝導マグネットを実現できる。ITER-TF
コイルの場合、導体部の電流密度は 40A/mm2、ラジアルプレートを含む巻線部のコイル電流密度が 20A/mm2 に留まるのに対し、FAIR 導体を用いたコイル構造では、運転温度 20K、コ
イル最大磁場 12T の条件下で、導体電流密度 110A/mm2、コ
イル電流密度 50A/mm2 の高電流密度の達成が可能である。

３．FAIR コイル構造
FAIR 導体を用いた要素コイル構造を Fig.2 に示す。ITERTF コイルと同様にラジアルプレートに電気絶縁した FAIR 導体を溝部に収め、蓋部を摩擦攪拌接合することで、機械的に強固で精度の良い巻線を容易に実現することができる。FAIR
導体、コイル構造では導体内に冷媒の流路を持たない構造のため、ラジアルプレートの両側に設置した冷却パネルへの熱伝導で間接的に冷却される。このため、FAIR 導体のコンジ
ット及びラジアルプレートは熱伝導率の良いアルミニウム合金を用いている。FAIR 導体の被覆材には 6000 番台のアルミニ
ウム合金を使用し、コイル巻線時には機械強度が 100MPa 以
下と比較的柔らかく巻線作業を容易にし、巻線後のコイルエ
ポキシ含浸時に約 180℃で熱処理することでアルミニウム合金の時効硬化により 300MPa の機械強度が得られる。コイルの冷却には、コイル運転温度、熱負荷条件に応じて冷却パネルに― 44 ―

Fig. 1. FAIR conductor

Fig. 2. FAIR element coilFig. 3. FAIR magnet
第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p09

核融合

核融合実験装置用新型 REBCO 導体の線材間電気抵抗の評価
Evaluation of Electrical Contact Resistances between REBCO Tapes in
A New Conductor for The Fusion Experimental Device
高橋 竜一，川越 明史 (鹿児島大学);
三戸 利行，小野寺 優太，高畑 一也，柳 長門，濱口 真司，高田 卓 (核融合科学研究所)
Ryuichi Takahashi, Akifumi Kawagoe (Kagoshima University);Toshiyuki Mito, Yuta Onodera, Kazuya Onodera, Nagato Yanagi, Shinji Hamaguchi, Suguru Takata (NIFS)
E-mail: k8855476@kadai.jp

1．はじめにLHD の次期実験装置用として REBCO 線材を束ねた 12T10kA 級導体の開発が検討されている[1]。本導体では、円断面のアルミニウム合金製のジャケットの溝に YBCO 線材をおさめ、摩擦攪拌接合により蓋を接合した後、ツイストを施す。
本導体は浸漬冷却ではなく、間接冷却を想定しているので、線材間の熱抵抗を低減した導体開発が必要となる。そのために、線材間にはアルミニウムなどの金属シートを挿入する構造としている。したがって、線材間は電気的にも接続され、励減磁中には線材間に結合損失が発生することが予想される。結合損失は線材間の抵抗に強く依存する。そこで本研究では、
長さ 100mm 程度の YBCO 線材 2 枚を、アルミニウムシートを挟んで束ね、実際の導体を模擬して線材間の電気抵抗を評価した。まず、YBCO 線 1 枚の特性を調べた後、重ねた場合の特性を調べた。
2．測定方法
まず、1 枚の断面方向の抵抗を測定した。Fig.1 に、YBCO
線材 1 枚の電位測定の位置を示す。これは線材を長手方向の真横から見た図である。Vo と V1 ~V5 の電圧タップは、それぞれ超伝導層とハステロイ層の面に付けており、超伝導層側に付けた Vo と V1 ~V5 の電位差を測定した。本測定は、直流 2Aを通電して行った。電位分布の測定結果を、Fig. 2 のような分布定数回路モデルを用いた解析結果と比較することによって、r や g の値を求めた。
次に、長さ 100mm の YBCO 線材 2 枚で、0.1mm 厚のアル
ミニウムシートを挟み面圧を加え、四端子法により電気抵抗の測定を行った。通電電流は直流とした。
実験は全て、液体窒素中で行った。
3．測定結果および考察
Fig. 3 に、YBCO 線材 1 枚の電位分布の測定結果を示す。
電流導入部から離れるにつれて電位は低下する結果となった。測定値を、Fig. 2 の分布定数回路モデルを用いて解析し、フィッティングすることによって、伝搬定数及び特性インピー
ダンス Zo を求めた。それぞれ=900、Zo=74µΩとなった。これらの結果より、液体窒素中における YBCO 線材 1 枚の長手方
向 、 断 面 方 向 の 電 気 抵 抗 は 、 そ れ ぞ れ r=66.2m Ω /m 、
g=12.2MS/m と算出することができた。
YBCO 線材 2 枚でアルミニウムシートを挟み、線材間抵抗を測定した結果は、28µΩとなった。この結果は、線材の断面方向の抵抗値と比較すると、二桁大きい。挟んだアルミニウム
シートの抵抗値は、0.63nΩとさらに小さいので、抵抗値が大きくなった原因は他にあると考えられる。このサンプルは、
YBCO 線材とアルミニウムシートを重ねて面圧を加えた状態である。このため、線材間抵抗は YBCO 線とアルミニウムシー
トとの接触抵抗が支配的であると考えられる。接触抵抗は、線材の表面状態や導体の構造、導体化の過程に強く依存するので、今後、実際の導体と同じ条件で実験を行うことが必要である。そのためには、外部磁場中で結合損失特性を測定し、間接的に接触抵抗を評価する方法が有効である。
4．まとめ
1 枚の YBCO 線材の長手方向の電位分布を測定し、断面方向の電気抵抗を明らかにした。また、2 枚の YBCO 線材でアルミニウムシートを挟んだ構造では、線材間接触抵抗が支配的であることが分かった。今後は、外部磁場中で結合損失特性を測定し、間接的に 2 枚の線材間抵抗を測定する予定である。

Fig. 1 Sample set up for measuring potential distribution of one
YBCO tape.

Fig. 2 Distributed constant circuit middle of YBCO tape.

Fig. 3 Potential distribution in the YBCO tape.
参考文献
1. 三戸利行他、「核融合実験装置用 12T-12.5kA REBCO
導体の開発」、第 97 回秋季低温工学・超電導学会、1Cp08― 45 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p10核融合

JT-60SA 中心ソレノイドおよびコイルターミナルボックスの製作進捗
Progress of Central Solenoid and Coil Terminal Box for JT-60SA
村上 陽之，土屋 勝彦，神谷 宏治，河野 勝己，礒野 高明，木津 要 (量研)；
野元 一宏（三菱電機）；高田 英治（富士電機）
MURAKAMI Haruyuki，TSUCHIYA Katsuhiko，KAMIYA Koji，KAWANO Katsumi，ISONO Takaaki，KIZU Kaname (QST);NOMOTO Kazuhiro (Mitsubishi Electric); TAKADA Eiji (Fuji Electric)

1．はじめに欧州と日本が共同で製作を進めている JT-60SA の超電導機器のうち、トロイダル磁場コイルは欧州が製作を担当し、ポロイダル磁場コイル（中心ソレノイド（CS）および平衡磁場コイ
ル）および給電用機器は日本が製作を担当する[1]。
18 個の D 形をしたトロイダル磁場コイルおよび 6 個の円形の平衡磁場コイルは、2018 年秋までにトカマク本体へ組み込まれた。4 つのモジュールからなる CS は、各モジュールを積み重ね一体化する作業が完了した。
極低温で運転される超電導コイルと室温に置かれる電源を結ぶための給電装置（コイルターミナルボックス：CTB）は、2018 年秋に最後の 2 個の製作が完了し、5 個全ての CTB がトカマクに組み込まれるまで保管されている。
本発表では、CS および CTB の製作進捗を報告する。
2．中心ソレノイドの進捗状況
中心ソレノイドは、2018 年 3 月に全てのモジュールの製作が完了し[2]、5 月より 4 つのモジュールを積み重ね固定する
一体化の作業を開始した。
CS モジュールの積層では、4 つのモジュールの中心軸をそろえる事が誤差磁場の発生を抑えるために重要である。高さ約 10 m の積層治具を用いて（図 1）、積層時のモジュール
位置を調整することにより、JT-60SA で要求される±1.0 mm の設置精度に対して、最大±0.6 mm の誤差で設置できた。
冷却時の収縮や運転時の電磁力によって CS モジュール同士がずれることの無いように、4 つのモジュールは 9 対のタイプレートと呼ばれる構造物で締め込み固定される。油圧ジャッキを用いてタイプレートを引っ張り、その時に生じる隙間にシムを詰めることで、締付力を保持した（図 2）。各タイプレートの締付力は 4.207～4.340 MN であり、要求される 4.168MN 以
上の力で固定できた。
現在は、CS に He 配管の取り付ける作業やターミナル接続部の加工を行っている。CS 製作は 12 月に完了予定で、完成した CS は横倒し状態で、那珂核融合研究所まで輸送される。
CS のトカマクへの組み込みは 2019 年初めを予定している。
3．コイルターミナルボックスおよび電流フィーダの進捗状況
JT-60SA の CTB は加熱装置などを再利用するため、トカマク周辺の利用可能な空間は既存の設備を避けた場所に限られ、小型の CTB を 5 台、分散させて設置する設計である。5台の CTB のうち、3 台は 2017 年中に完成し [2]、残る 2 台のCTB も 2018 年 10 月に完成し、全ての製作が完了した。
また、CTB と超電導コイルを接続するクライオスタット内超電導フィーダの製作も完了し、保管されている（図 3）。
これらの CTB および超電導フィーダは 2019 年夏頃からトカマクへ組み込まれる予定である。

Fig.1 Stacking of CS modules

Fig.2 Pre-compress of CS modules

参考文献
1. Y. Koide, et al.: Nuclear Fusion, Vol. 55, (2015) 086001
2. H. Murakami, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 96(2018) p.38
Fig.3 Completed In-cryostat feeders― 46 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会