3A-a01

Y 系線材評価 (3)配向 Cu テープ上に導電性中間層を配置した低コスト REBCO 線材における中間層の抵抗率の検討
Effects of Resistivity of Buffer Layer for Low-cost REBCO CC Using Conductive Buffer Layer on
Textured Cu Tape
土井 俊哉(京大，JST-ALCA)；井上 靖也(京大)；堀井 滋 (京大，JST-ALCA)； 一瀬 中(電中研，JST-ALCA)；
北口 仁(NIMS, JST-ALCA)
DOI Toshiya (Kyoto Univ., JST-ALCA); IＮＯＵＥ Seiya (Kyoto Univ.); HORII Shigeru (Kyoto Univ., JST-ALCA);ICHINOSE Ataru (CRIEPI, JST-ALCA); KITAGUCHI Hitoshi (NIMS, JST-ALCA)
E-mail: doi@device.energy.kyoto-u.ac.jp1.

用いた。SrTi0.95Nb0.05O3 導電性中間層の厚さは 1μm、抵抗はじめに
液体窒素冷却で使用可能な REBCO 線材の開発が進み、現在 IBAD 法もしくは RABiTS 法によって製造された REBCO

率ρb は 1.0 × 10-4 ～ 1.0 × 101 Ω・cm の範囲で変化させて、計算を行った。

線材が市販されている。しかし、どちらの線材も非常に高価格であるため、一般への普及が進まない状況にある。これら

3.

結果と考察

REBCO 線材の中で基材テープ、および Ag 層は大きなコスト

解析は 2 次元で行い、線材幅方向の端から端まで長さ方向ウエートを占めていると考えられる。これらの部分の大幅なコス

5 mm に渡ってＹＢＣＯ層が常伝導化した領域が発生したと仮ト低減を図るためには，ハステロイや Ni-W 合金テープを安価定し、超伝導層に流れていた電流（I=0.5 Ic）がどのように導電なコモンメタルを用いた基材テープに変更すると同時に、性中間層を通ってＣｕ層に分流し、また復帰するのか計算した。

REBCO 層の上に安定化層を形成するために不可欠な Ag 層

図 1 に、SrTi0.95Nb0.05O3 の抵抗率ρb を 1.0 × 10-4、1.0 × 10-1 Ωを不要にする新しい線材構造の採用が有効と考えられる。

cm として解析した結果を示す。ρb=1.0 × 10-4 の場合、電流が

我々は、これまで絶縁性酸化物が用いられてきた中間層に超電導層から分流（全電流の 90％）する為に必要な距離は非

YBCO/

常に小さく、ρb=1.0 × 10-1 の場合には、9 mm 程度必要である

導 電 性 酸 化 物 を 採 用 し た 新 規 な

SrTi0.95Nb0.05O3/Ni/{100}<001>Cu テープ構造を提案し[1, 2]、2新構造の短尺線材で 2.6 MA/cm (at 77 K, 自己磁場中）と実用線材と同等の高い Jc が得られることを報告し [3]、更に通電ことが分かった。
当日は、ρb を様々に変化させた結果、常伝導化した領域の大きさ（長さ）を変化させた結果等についても報告する。

電流が Ic 値を超えた際には配向銅テープに電流が回避することを報告[4]してきた。しかし、現状では導電性中間層に求められる抵抗（抵抗率と厚さ）に関して、ほとんど知見が無い。そこで、本研究では導電性中間層の抵抗率を変化させた場合に、線材に流れる全電流が REBCO 層とＣｕ層に分配される割合がどのように変化するのか、有限要素法を用いた数値計算
により検討した。
2.

実験方法
解析には㈱フォトン社の解析ソフト VOLT を使用した。我々

Fig. 1 Current distribution in x-direction (Jx) for the
YBCO/Nb-STO/Cu tape.

は YBCO/SrTi0.95Nb0.05O3/Ni/Cu/SUS316 構造を提案し、開発中であるが、数値解析では Ni 層と SUS316 テープを削除した
YBCO/SrTi0.95Nb0.05O3/Cu 構造について計算を行った。試料
温度は 77 K で一定であると仮定し、Cu 層の厚さは 30μm、抵

参考文献

抗率は 77 K における純銅の抵抗率に固定した。YBCO 層の[1] 土井ら、応用物理 84(2015) 419.

厚さは 3μm、YBCO 層の電流 I と電圧 V は n 値モデルに従う[2] Ichinose et. al., Jpn. J. Appl. Phys. 56(2017)103101.

と仮定し、n 値は同一条件で別途絶縁性の SrTiO3 単結晶基

[3] Doi et. al., Materials Trans. 58(2017)1493.

板上に同一条件で作製したＹＢＣＯ薄膜試料の I-V 曲線から

[4] 土井ら、第 95 回低温工学・超電導学会 p.4 (2017).

算出した値もしくは低電界領域の I-V 曲線から見積もった値を― 142 ―

第96回

2018年度春季低温工学・超電導学会

3A-a02

Y 系線材評価 (3)REBCO 線材における安定化材との電流分配への超伝導層表面の影響
Effect of REBCO layer surface on the current sharing between REBCO layer and stabilizer incoated conductors
北口 仁（NIMS, JST-ALCA）；土井 俊哉（京大, JST-ALCA）
KITAGUCHI Hitoshi (NIMS, JST-ALCA); DOI Toshiya (Kyoto Univ., JST-ALCA)
E-mail: KITAGUCHI.Hitoshi@nims.go.jp
1．はじめにREBCO 線材を用いた高磁場或いは高温動作マグネットへの期待大きく、REBCO 線材を用いたコイル開発が数多く進められている。その中で、コイル通電試験における熱暴走による焼損の報告例も多い[1]。コイル保護（焼損防止）のためには、臨界電流を超える電流を安定化材である銅に分流させることが必要となる。本報では、REBCO 線材における超電導層と安定化材との電流分配に与える超伝導層表面の影響について
述べる。

1400

Sample #1, 77.3K, Self Field

1200
1000
800

1~4 mm

600
400

4~7 mm200

7~35 mm02．実験方法TFA-MOD 法等の化学的成膜法では超伝導層表面に不純物が集中し、超伝導層と銅安定化材との電流受け渡しを阻害することが懸念される。このことから、電流電極近傍での銅安定化材から超伝導層への電流流入を詳しく調べた。
試料として用いた REBCO 線材は、TFA-MOD 法によって作製された線材 2 種（#1：超電導層表面に不純物が多く析出したもの、#2：熱処理の工夫により不純物の析出を抑制したもの）及び市販の CVD 法線材（#3）の 3 種であり、全てが銅安定化材（厚さ 40±10 µｍ）を有した 4 mm 幅線材である。
測定は液体窒素中で行った（試験装置の詳細は[2]で報告）。電流電極は機械的圧接で形成した。その際、Fig.1 に示
すように、試料テープ線材と電極間の大部分をポリイミドテー
プを用いて絶縁し、電流電極内側の 1 mm の部分に配したインジウム箔（厚さ 0.1 mm）部分だけで電極から線材超伝導層
側銅安定化材表面に電流が流入するようにした。また、電圧計測線は銀ペーストを用いて線材超伝導層側の銅安定化材
表面に取り付けた。電流電極間の距離は 42 mm であり、最も電流電極側の電圧計側線は電流電極から 1 mm の位置とし
た。

0

50

100

150

I (A)

200

Fig.2 E-I plot for sample #1
10

Sample #2, 77.3K, Self Field

8

1~3 mm6
4

3~5 mm2

5~37 mm

0
0

50

100

I (A)

150

200

250

Fig.3 E-I plot for sample #2
10

Sample #3, 77.3K, Self Field
8

1~4 mm
4~7 mm7~35 mm

6
4
2
0
0

50

100

I (A)

150

200

Fig.4 E-I plot for sample #3
Fig.1 Sample setting
3．結果と考察試料#1 の結果を Fig.2 に示す。電極近傍では大きな電界が観測された。1～4 mm 区間での発生電界と常伝導状態での試料の抵抗率から見積もると、1～4 mm 区間の平均で、電流の 5%が銅安定化材を流れていたと考えられる。また、電圧計測線位置を変えた測定も行った結果、全ての電流が超伝導層部分に流れ込むのに必要な長さ（電流流入距離）は 13
mm 以上であった。超伝導層表面に不純物の少ない試料#2の結果を Fig.3 に示す。試料#2 では電流流入距離が 5 mm
以下と短くなっており、不純物が超伝導層と安定化材との電流受け渡しを阻害していることが確認された。一方で、超伝導層表面の不純物が極めて少ない CVD 法線材（Fig.4）では、
電流流入距離は 1 mm 以下であった。

クエンチ等で常伝導部が発生した場合の安定化材への分流でも超伝導層/安定化材の界面抵抗に応じて本実験結果と同様の傾向になると予想される。今回の結果は、化学的（湿式）成膜法を用いる場合には超伝導層表面状態を清浄とする製法或いは工程が必要なことを示唆している。
本研究の一部は、JST-ALCA「低コスト高温超伝導線材」課
題で実施された。
参考文献
1. 例 え ば 、 S. Matsumoto, et al.: Supercond. Sci. andTechnol., 25 (2012) 025017
2. G. Nishijima, et al.: Rev. Sci. Instrum., 84 (2013) 015113― 143 ―

第96回

2018年度春季低温工学・超電導学会

3A-a03

Y 系線材評価 (3)Face-to-Face Double Stack (FFDS)構造を有する
1 mm 幅細線加工 REBCO コート線材の電流ー電圧特性
Current-Voltage Characteristics in Face-to-Face Double Stacked (FFDS)
1-mm-Wide REBCO Coated Conductor Tapes
木須 隆暢，西宮 悠平，東川 甲平，鈴木 匠，井上 昌睦（九大）；
衣斐 顕，町 敬人，和泉 輝郎（産総研）；Valery Petrykin3, Sergey Lee（SuperOX JP）
KISS Takanobu, NISHIMIYA Yuhei, HIGASHIKAWA Kohei, SUZUKI Takumi, INOUE Masayoshi (Kyushu Univ.);
IBI Akira, MACHI Takato, IZUMI Teruo (AIST); PETRYKIN Valery, LEE Sergey (SuperOX JP)
E-mail： kiss@sc.kyushu-u.ac.jp
1．はじめに希土類系高温超伝導（REBCO）コート線材は、モノリシックな超伝導層を幅広のテープに積層する構造を有する事から、線材幅に比例した大きな磁化が線材に誘起され、磁化損失の発生や、マグネット巻線における精密磁界の阻害因子となる。素線の磁化低減には、マルチフィラメント化や細線加工が有効であるが、細線化にともない局所的な不均一性の影響が顕著となり、素線の Ic の著しい低下や、発生電界の局在を招くことから、電流輸送媒体としてのロバスト性や信頼性の向上が重要な研究課題となっている。筆者等は、
REBCO コート線材の超伝導層同士を対向させて低抵抗接続を行う Face-to-Face Double Stack: FFDS 構造によって、局所欠陥に伴う電界集中を低減でき、素線のロバス
ト性向上に有効である事を示した[1]。本研究では、
REBCO 線材の非線形電流輸送特性を記述するモデルを基に、FFDS 導体構造における I-V 特性の解析モデルを提案し、単一欠陥を導入したモデル素子による実験によってその定量性を検証すると共に、本解析モデルを用いて、1 mm 幅の細線加工した線材に対し単一素線ならびにFFDS 構造とした場合の I-V 特性について考察した。

(b)Fig. 1 (a) Distributed circuit model for the FFDS: RSC1(2),i isnonlinear resistance of the REBCO tape strand, RN is joint
resistance. (b) Current-voltage characteristics of single REBCO
tape (with and without defect) and FFDS connected by silver
diffusion contact, where RN is estimated to be 6.9x10-13 m2.
10-2
10-3
Voltage V (V)

2. 実験結果及び考察
まず始めに、単一の人為的な欠陥を導入した素線を用いて FFDS 構造を作製し、その電流輸送特性について実験と解析との比較を行った。Fig. 1(a)に計算に用いた分布定数回路を示す。ここで、それぞれの REBCO 素線の非線形抵抗
は、リール式磁気顕微測定によって得られた Ic の長手分布の計測結果をもとに、等価断面積の長手変化を考慮したパーコレーション転移モデルによって記述した[2]。Fig. 1(b)に実測した I-V 特性（シンボル）と解析結果（実線）との比較を示す。両者は定量的に良い一致を示す事が分かる。また、
銀拡散接合の界面抵抗は fitting parameter として導出でき、RN=6.9x10-13 m2 を得た。本解析モデルを用いて、1 mm
幅に細線加工した 0.1 m 長の REBCO 線材の I-V 特性を解析した結果を Fig. 2 に示す。Fig. 2(a), (b)は実測した Ic
分布より導出される各素線の I-V 特性、(c)は RN 無限大、(d)通常のハンダ接合で見込める RN=6.9x10-12 m2 の場
合、(e)は銀拡散接合 RN=6.9x10-13 m2 の場合、(f)は界面抵抗を無視した場合の FFDS を示す。素線 Ic の単純和(c)に比べ、ハンダ接合においても充分大きな Ic 向上効果が見込める事が分かる。詳細については当日報告する。

(a)

(a)

(b)

(c)
(d)

10-5
10-6

(f)
(e)

10-7

謝辞：本研究の一部は、科研費（JP16H02334）ならびに JST
未来社会創造事業の助成を受けて実施したものである。
参考文献[1] T. Kiss et al., 30th ISS, WB6-6-INV, Dec. 14, 2017.
[2] T. Kiss et al., Cyogenics 80 (2016) 221.

10-4

10

Current I (A)100

Fig. 2 Current-voltage characteristics of 1-mm-wide 0.1-m-long
REBCO tape (a) single layer of strand 1, (b) single layer of strand
2, FFDSs with (c) RN= ∞, (d) RN=6.9x10-12 Ωm2, (e) R N=6.9x10-13Ωm2, (f) RN=0 Ωm2.

― 144 ―

第96回

2018年度春季低温工学・超電導学会

3A-a04

Y 系線材評価 (3)数値解析による LTS クエンチ検出器の REBCO パンケーキコイルへの適用性評価
Numerical evaluation of applicability of a LTS detector to REBCO pancake coils
泊瀬川 晋, 伊藤 悟, 橋爪 秀利 (東北大)HASEGAWA Shin, ITO Satoshi and HASHIZUME Hidetoshi (Tohoku Univ.)
E-mail: shase@karma.qse.tohoku.ac.jp
1. はじめに発表者らは，希土類系銅酸化物超伝導（REBCO）コイルの新たなクエンチ検出手法として，クエンチ検出用の低温
超伝導（LTS）検出器を使用する方法を提案している[1]。
原理検証実験では，1 枚の REBCO 線材に NbTi 線材を設置した場合，REBCO 線材のクエンチ時に，REBCO 線材の焼損よりも十分に早く，NbTi 線材で 1 V 以上の高電圧が検出された[1]。本手法を REBCO パンケーキコイルへ適用する場合，コイル内の不均一な磁場分布を考慮し，例えばFig. 1 のように複数の異なる使用条件の LTS 検出器の設置が必要と考えられる。一方，クエンチ検出信号の測定体系の複雑性を緩和するため，LTS 検出器の数を最低限に抑える必要もあるが，REBCO 線材中および線材間絶縁の熱抵
抗や REBCO 線材中の発熱密度などの，本手法のクエンチ
検出感度への影響も考慮する必要がある。そこで本研究では，クエンチ検出感度に影響を与える因子として，
REBCO 線材の構造（銅安定化材厚さ tstab，ハステロイ基板層厚さ），REBCO 線材間絶縁厚さ，LTS 検出器の材料に着目した。本発表では，REBCO パンケーキコイルを模擬した REBCO 線材の積層体に LTS 検出器を設置した体系を対象に，1 つの LTS 検出器による空間的なクエンチ検出範
囲の上記因子の依存性を数値解析で評価した結果を報告する。
2. 解析体系
解析対象と 2 次元の解析体系を Fig. 2 に示す。なお，図中(b)，(c)では左右対称な解析体系の半分を示している。長さ200 mm（x 方向）の REBCO 線材，絶縁体（ポリイミド）の積層体上に， LTS 検出器を配置した体系を想定し，4.2 K の無冷媒冷却下を仮定した。また，REBCO 線材でのクエンチ模擬のため，REBCO 中の x 方向の中心 2 mm の領域での臨界電流密度を 0 A/m2 とした。本解析では，REBCO 線材の積層体とLTS 検出器でそれぞれ静電ポテンシャル場解析と温度場解
析の弱連成解析を行った。温度分布は REBCO 線材積層体
内と LTS 検出器内でそれぞれ 2 次元熱伝導方程式から有限要素法を用いて計算した。静電ポテンシャル分布は，REBCO
線材積層体内では，n 値モデルを用いて各 REBCO 線材ごとに，x 方向に計算した。また，NbTi 検出器内では 1 次元ポアソン方程式から x 方向に計算した。以上の解析を通して，各tstab に対する，クエンチ検出時の REBCO 線材の最大温度が100 K 以下となる REBCO 線材の積層数 nmax を計算した。tstab
は，商用の REBCO 線材の構造を考慮し，30～75 m とした。
また，LTS 検出器の材料は NbTi，Nb3Sn，Nb3Al とし，LTS 検
出器でのクエンチ検出の閾値は 100 mV とした。
3. 解析結果
Fig. 3 に，REBCO 線材，NbTi 検出器への電流負荷率をそれぞれ 0.5，0.1，基板層厚さ，REBCO 線材間絶縁厚さをそれ
ぞれ 50 m，35 m に固定した場合の，nmax の tstab 依存性を示す。tstab の増加に対して nmax が増加する傾向が見られる。これは，tstab の増加により REBCO 線材の積層方向の熱抵抗が増 加 す る 一 方 ， REBCO 線 材 内 の 発 熱 密 度 が 減 少 し ，REBCO 線材内の温度上昇が抑制されるためだと考えられる。

4. まとめ本研究では，REBCO パンケーキコイルを模擬した
YBCO 線材積層体に設置された 1 つの LTS 検出器による空間的なクエンチ検出範囲の tstab 依存性の数値解析による評価を行った。その結果，商用の REBCO 線材の tstab の範囲
では，tstab の増加による本手法のクエンチ検出性能への影響の内，REBCO 線材内の温度上昇速度の抑制が支配的である
可能性が示された。解析条件の詳細およびその他の依存性評価の結果は発表当日に報告する。
参考文献[1] S. Hasegawa, et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 28(2018) 4700605

Fig. 1 Arrangement of LTS quench detectors to the REBCO
pancake coil (LTS detectors are co-winded)

Fig. 2 Analytical model for the numerical simulation

Fig. 3 The acceptable number of the REBCO tape stacks for
one NbTi detector vs thickness of the copper stabilizer― 145 ―

第96回

2018年度春季低温工学・超電導学会

3A-a05

Y 系線材評価 (3)Magnetic
Magnetic¿HOd¿HOd
dependence
dependenceof theof thecriticaO
criticaO
current
current
for forwinding
winding
strainstrainin HTSin HTS
FRLOV
FRLOV
ɼ২໦
ɼ২໦
పɼೋϊ‫ٶ‬పɼೋϊ‫ٶ‬
ߊɼ໺ଜ
ߊɼ໺ଜ
৽Ұ৽Ұ
(໌࣏େ
(໌࣏େ
)ʀ୩֋
)ʀ୩֋
߶ (߶
্ஐେ
(্ஐେ
)ʀதଜ
)ʀதଜ
෢߃෢߃
(‫ژ‬େ
(‫ژ‬େ
)ʀྗੴ
)ʀྗੴ
ߒ޹ߒ޹
(NIFS)(NIFS)KAMADA
KAMADA
Hiroharu,
Hiroharu,
UEKI
UEKI
Toru,
Toru,
NINOMIYANINOMIYA
Akira,
Akira,NOMURANOMURA
ShinichiShinichi(Meiji(MeijiUniv.);
Univ.);YAGAI
YAGAI
TsuyoshiTsuyoshi(Sophia(Sophia
Univ.);
Univ.);NAKAMURA
NAKAMURA
Taketsune
Taketsune(Kyoto(KyotoUniv.);
Univ.);
CHIKARAISHICHIKARAISHI
Hirotaka
Hirotaka(NIFS)(NIFS)

E-mail:E-mail:kamada@meiji.ac.jp
kamada@meiji.ac.jp͸͡Ίʹ
1 1͸͡Ίʹ
ҰൠʹߴԹ௒ిಋίΠϧͷ੡࡞աఔͰ͸ɼ‫ܗ‬ঢ়ʹ‫ى‬Ҽ͠ҰൠʹߴԹ௒ిಋίΠϧͷ੡࡞աఔͰ͸ɼ‫ܗ‬ঢ়ʹ‫ى‬Ҽͨ͠‫͛ۂ‬΍‫ר‬ઢுྗʹΑΔ‫ػ‬ցͻͣΈ͕ઢࡐʹෆՄආతʹҹͨ‫͛ۂ‬΍‫ר‬ઢுྗʹΑΔ‫ػ‬ցͻͣΈ͕ઢࡐʹෆՄආతʹҹՃ͞ΕΔɽ͞Βʹྫྷ٫ʹΑΔͻͣΈɼ௨ి࣌ʹੜ͡Δి࣓Ճ͞ΕΔɽ͞Βʹྫྷ٫ʹΑΔͻͣΈɼ௨ి࣌ʹੜ͡Δి࣓
ྗ͕ॏ৞͞ΕΔɽߴԹ௒ిಋίΠϧͷӡసిྲྀΛઃ‫͢ܭ‬Δྗ͕ॏ৞͞ΕΔɽߴԹ௒ిಋίΠϧͷӡసిྲྀΛઃ‫͢ܭ‬Δ্Ͱɼෳ߹తͳͻͣΈʹର͢ΔྟքిྲྀಛੑͷΈͳΒͣɼ্Ͱɼෳ߹తͳͻͣΈʹର͢ΔྟքిྲྀಛੑͷΈͳΒͣɼ֎෦ҹՃ࣓৔ʹର͢Δྟքిྲྀʕෳ߹ͻͣΈಛੑΛ໌Β͔֎෦ҹՃ࣓৔ʹର͢Δྟքిྲྀʕෳ߹ͻͣΈಛੑΛ໌Β͔ʹ͢Δඞཁ͕͋Δɽ஄ੑྖҬͰ͋Ε͹ෳ߹ͻͣΈ͸ઢ‫ܗ‬తʹ͢Δඞཁ͕͋Δɽ஄ੑྖҬͰ͋Ε͹ෳ߹ͻͣΈ͸ઢ‫ܗ‬తʹѻ͏͜ͱ͕Ͱ͖Δ͕ʹѻ͏͜ͱ͕Ͱ͖Δ͕
[1][2][1][2]
ɼઢ‫ྖܗ‬Ҭʹ͓͚Δෳ߹ͻͣɼઢ‫ྖܗ‬Ҭʹ͓͚Δෳ߹ͻͣΈ͕ಉ஋Ͱ΋ͦͷ༩͑ํ͕ҟͳΔ৔߹ʹ͓͍ͯ֎෦࣓৔ಛ
Έ͕ಉ஋Ͱ΋ͦͷ༩͑ํ͕ҟͳΔ৔߹ʹ͓͍ͯ֎෦࣓৔ಛ
YBCO
YBCO
ઢࡐΛ
ઢࡐΛ
ੑ͸ಉ༷ʹѻ͏͜ͱ͕Ͱ͖Δ͔ɼචऀΒ͸ੑ͸ಉ༷ʹѻ͏͜ͱ͕Ͱ͖Δ͔ɼචऀΒ͸༻͍ͯ͜ΕΒͷಛੑΛ·ͣ͸࣮‫ʹݧ‬ΑΓ໌Β͔ʹ͢Δ͜ͱ
༻͍ͯ͜ΕΒͷಛੑΛ·ͣ͸࣮‫ʹݧ‬ΑΓ໌Β͔ʹ͢Δ͜ͱ
Λ໨ࢦ͠ɼ͜͜Ͱ͸ްΈํ޲‫רͱ͛ۂ‬ઢுྗͱΛ૊Έ߹ΘΛ໨ࢦ͠ɼ͜͜Ͱ͸ްΈํ޲‫רͱ͛ۂ‬ઢுྗͱΛ૊Έ߹Θ(a) (a)(b) (b)࣮ͤͨ‫݁ݧ‬Ռʹ͍ͭͯใࠂ͢Δɽ࣮ͤͨ‫݁ݧ‬Ռʹ͍ͭͯใࠂ͢Δɽ
Fig.Fig.
1. 1.
Experimental
Experimental
setup
setup
for for
Ic of
Ic sampleof sample
YBCO
YBCO
coil coil
2 2࣮‫ํݧ‬๏࣮‫ํݧ‬๏
underunder(a) (a)
B//ab
B//ab
, and
, and
(b) (b)
B//cB. //c .

1.0 1.0

B//c B//c

0.6 0.6
0.4 0.4
0.2 0.2

0.0 0.0
0 00.5 0.51 11.5 1.52 22.5 2.53
Magnetic
Magnetic
fieldfield(T) (T)3(a) (a)Fig.2(a)Fig.2(a)‫ͼٴͼٴ‬
Fig.2(b)Fig.2(b)
ʹ௚‫ܘ‬
ʹ௚‫ܘ‬
80 mm
80 mm
ͷ‫ר‬࿮ʹுྗͷ‫ר‬࿮ʹுྗ
5 N5 N
ʢ6.2
ʢ6.2
MPa
MPa
૬౰ʣ
૬౰ʣ
Ͱ‫ר‬ઢͨ͠αϯϓϧίΠϧͱɼͰ‫ר‬ઢͨ͠αϯϓϧίΠϧͱɼ௚‫ܘ‬௚‫ܘ‬
60 mm
60 mm
ͷ‫ר‬࿮ʹுྗͷ‫ר‬࿮ʹுྗ
100100
Nʢ124
Nʢ124
MPa
MPa
૬౰ʣ
૬౰ʣ
Ͱ‫ר‬ઢͨ͠΋ͷͷɼͰ‫ר‬ઢͨ͠΋ͷͷɼҹ ҹ

1.0 1.0
0.8 0.8
Ic / Ic0Ճ࣓৔ʹର͢Δ‫֨ن‬ԽྟքిྲྀಛੑͷྫΛͦΕͧΕࣔ͢ɽՃ࣓৔ʹର͢Δ‫֨ن‬ԽྟքిྲྀಛੑͷྫΛͦΕͧΕࣔ͢ɽྟքిྲྀͷ‫֨ن‬Խʹ͸୹ई௚ঢ়ͷྟքిྲྀʢ
ྟքిྲྀͷ‫֨ن‬Խʹ͸୹ई௚ঢ়ͷྟքిྲྀʢ
Ic0 I=c0285
= 285
AʣAʣ
Fig.2
Fig.2
͔Β͔Β
0.0 0.0
T Ͱ͸྆ऀͱ΋T Ͱ͸྆ऀͱ΋Λ‫ج‬४஋ͱͯ͠༻͍ͨɽ
Λ‫ج‬४஋ͱͯ͠༻͍ͨɽ
Ic0 Iʹରͯ͠΄ͱΜͲ௿Լ͍ͯ͠ͳ͍͕ɼҹՃ࣓৔ʹର͢c0 ʹରͯ͠΄ͱΜͲ௿Լ͍ͯ͠ͳ͍͕ɼҹՃ࣓৔ʹର͢
Fig.2(b)Fig.2(b)ͷ ͷΔྟքిྲྀͷ௿Լ཰͸‫ػ‬ցతͻͣΈ͕େ͖͍Δྟքిྲྀͷ௿Լ཰͸‫ػ‬ցతͻͣΈ͕େ͖͍
YBCO
YBCO
ઢࡐͷްΈํ޲ʹઢࡐͷްΈํ޲ʹํ͕େ͖͍݁Ռͱͳͬͨɽ·ͨํ͕େ͖͍݁Ռͱͳͬͨɽ·ͨฏߦͳ࣓৔͕ҹՃ͞Εͨ࣌ͷํ͕ྟքిྲྀͷ௿Լ͕େ͖͘
ฏߦͳ࣓৔͕ҹՃ͞Εͨ࣌ͷํ͕ྟքిྲྀͷ௿Լ͕େ͖͘
ͳͬͨɽ࣮‫݁ݧ‬Ռͷৄࡉ͸ߨԋ౰೔ʹใࠂ͢Δɽ
ͳͬͨɽ࣮‫݁ݧ‬Ռͷৄࡉ͸ߨԋ౰೔ʹใࠂ͢Δɽ

B//abB//ab

Ic / Ic0

Ic / Ic0

0.8 0.8

R=40R=40mm,mm,
Tensile=Tensile=6.2 MPa
6.2 MPa4 4ँࣙँࣙ

R=30
R=30mm,mm,
Tensile=128
Tensile=128
MPaMPaB//abB//ab
B//c B//c

0.6 0.6

Ic / Ic0

Fig.1
Fig.1
͸αϯϓϧίΠϧͷ֎‫͋Ͱ؍‬Δɽ੡࡞ʹ͸ϑδ͸αϯϓϧίΠϧͷ֎‫͋Ͱ؍‬Δɽ੡࡞ʹ͸ϑδ
ઢ ࡐʢ
ઢ ࡐʢ
ฏ‫ۉ‬
ฏ෯
‫ۉ‬5.04෯ 5.04
mmmm
ɼฏɼฏ
‫ްۉ‬
‫ۉ‬Έ
ްΈ
Ϋϥ
Ϋࣾ
ϥ੡
ࣾͷ
੡YBCO
ͷ YBCO
0.160.16mmmm
ʣΛ༻͍ͨɽ‫ר‬࿮‫ܘ‬͸ʣΛ༻͍ͨɽ‫ר‬࿮‫ܘ‬͸
60 mm
60 mm
͔Β͔Β
120120mmmm
ͷൣͷൣ
200200N ·ͰͷൣғʢN ·Ͱͷൣғʢ
248248MPaMPaͷ ͷғͰ೚ҙʹ༻ҙ͠ɼ࠷େғͰ೚ҙʹ༻ҙ͠ɼ࠷େ
YBCO
YBCO
ઢΛઢΛ
1 ‫͖͠ר‬1 ‫͖͠ר‬ҾுՙॏʣͰ೚ҙͷுྗΛҰఆͱ͠ҾுՙॏʣͰ೚ҙͷுྗΛҰఆͱͨ͠αϯϓϧίΠϧΛ੡࡞ͨ͠ɽͦͷࡍɼిѹλοϓΛ͸Μ
ͨαϯϓϧίΠϧΛ੡࡞ͨ͠ɽͦͷࡍɼిѹλοϓΛ͸ΜCu Cu
૚͕֎ଆͱͳΔΑ͏‫ר‬ઢͨ͠ɽ੡࡞͠
૚͕֎ଆͱͳΔΑ͏‫ר‬ઢͨ͠ɽ੡࡞ͩ͠෇͚͢ΔͨΊ
ͩ෇͚͢ΔͨΊ
10 T
10·ͰൃੜՄೳͳ௒఻ಋϚάωοτʹ
T ·ͰൃੜՄೳͳ௒఻ಋϚάωοτʹ
ͨίΠϧΛ࠷େ
ͨίΠϧΛ࠷େ
0.1 0.1T ͔Β
T ͔Β
1.0 1.0
T ·T ·औΓ෇͚ͯɼӷମ஠ૉਁ௮ྫྷ٫ͷ΋ͱऔΓ෇͚ͯɼӷମ஠ૉਁ௮ྫྷ٫ͷ΋ͱT ࠁΈʹɼ
T ࠁΈʹɼ
1.0 1.0T ͔Β
T ͔Β
3.0 3.0T ·Ͱ͸
T ·Ͱ͸
0.5 0.5T ࠁΈʹ࣓
T ࠁΈʹ࣓
Ͱ 0.1
Ͱ 0.1
৔ΛҹՃͨ͠ͱ͖ͷྟքిྲྀΛଌఆͨ͠ɽ࣓৔͸αϯϓϧ
৔ΛҹՃͨ͠ͱ͖ͷྟքిྲྀΛଌఆͨ͠ɽ࣓৔͸αϯϓϧ
Fig.1(a)Fig.1(a)ʣͱɼ‫޲ํܘ‬ʣͱɼ‫޲ํܘ‬ίΠϧͷத৺࣠ํ޲ʹରͯ͠ฏߦʢ
ίΠϧͷத৺࣠ํ޲ʹରͯ͠ฏߦʢ
Fig.1(b)Fig.1(b)ʣʹՃ͑ͨɽঘɼిѹλοϓؒͷʣʹՃ͑ͨɽঘɼిѹλοϓؒͷʹରͯ͠ฏߦʢ
ʹରͯ͠ฏߦʢిѹ͕ిѹ͕
1 V/cm
1 V/cm૬౰ʹୡͨ࣌͠Λྟքిྲྀͱͨ͠ɽ
૬౰ʹୡͨ࣌͠Λྟքిྲྀͱͨ͠ɽ
3 3࣮‫݁ݧ‬Ռ࣮‫݁ݧ‬Ռ

0.4 0.4
0.2 0.2
0.0 0.0
0 00.5 0.51 11.5 1.52 22.5 2.53
Magnetic
Magnetic
fieldfield(T) (T)3(b) (b)ຊ‫ڀݚ‬͸೔ຊֶज़ৼ‫ڵ‬ձͷՊֶ‫ڀݚ‬අॿ੒ࣄ‫ۀ‬ʢ‫ج‬൫‫ݚ‬ຊ‫ڀݚ‬͸೔ຊֶज़ৼ‫ڵ‬ձͷՊֶ‫ڀݚ‬අॿ੒ࣄ‫ۀ‬ʢ‫ج‬൫‫ݚ‬
2. I2.
Ic withtensiletensileandandbendingbending
strainstrainunder
under
B//cB//candandc with‫ڀ‬ʢ‫ڀ‬Bʢ
ʣ16H04321
Bʣ16H04321
ʣͷॿ੒Λड͚࣮ͯࢪ͞Εͨ΋ͷͰ͋Δ
ʣͷॿ੒Λड͚࣮ͯࢪ͞Εͨ΋ͷͰ͋Δ. .Fig.Fig.
B//ab
B//ab
. (a). (a)ﬂatwiseﬂatwisebendingbending
radiiradii
of 40
of mm
40 mm
under
under
5 N5windN winding tension
ing tension(6.2(6.2
MPa),
MPa),
andand(b) bending(b) bendingradiiradiiof 30ofmm
30 mm
under
under
ࢀߟจ‫ݙ‬
ࢀߟจ‫ݙ‬
100 100
N windingN windingtensiontension(128(128
MPa).
MPa).

[1] [1]
M. M.
SuganoSuganoet al.:
et al.:
Physica
Physica
C 463-465
C 463-465(2007)(2007)
742-746742-746[2] [2]
D C
D van
C van
der der
Laan
Laanet al.:
et al.:
Supercond.
Supercond.
Sci.Sci.
TechTechnol.nol.
21 (2008)
21 (2008)
115002115002(6pp)(6pp)― 146 ―

第96回

2018年度春季低温工学・超電導学会

3A-a06

Y 系線材評価 (3)

REBCO
-

-

Delamination diagnostic method of REBCO tapes using ultrasonic transmission
signals at the room temperature−Thickness deformation due to gap−, ೋϊ‫ߊ ٶ‬, ໺ଜ ৽Ұ (໌࣏େ)
TOMITSUKA Takahiro, NINOMIYA Akira, NOMURA Shinichi (Meiji Univ.)

E-mail: ce171048@meiji.ac.jp
1 ͸͡ΊʹREBCO ઢࡐ͸ͦͷ‫͍ڧ‬ҟํੑ͔Β, ઢࡐ௕खํ޲ͱް
Έํ޲ͷ‫ػ‬ց‫౓ڧ‬͸େ͖͘ҟͳΔͨΊ, ઢࡐ୺෦ʹҾ͖ണ͕͢ྗ͕ՃΘΔͱ, ෦෼ണ཭·ͨ͸ണ཭ਐలʹΑΔશ໘ണ
཭͕ੜ͡, ௒ిಋ૚ͷഁյʹ൐͍ྟքిྲྀ͕ஶ͘͠ଛͳΘΕΔɻ[1][2] ͔͠͠ઢࡐ಺෦ͷইΛ௚઀‫ܭ‬ଌ͢Δखஈ͸ແ͘, ·ͨྟքిྲྀ΋‫ۃ‬௿ԹԼͰࢼ‫͢ݧ‬Δ·Ͱ೺ѲͰ͖ͳ͍ɻ
ຊ‫Ͱڀݚ‬͸,AE ηϯαʹΑΓઢࡐ಺෦ͷঢ়ଶΛਪఆ͠, ߋ

Fig. 1. Delamination daignosis methods using ultrasonicwaves based on the opposite arrangement of the AE sensors.

ʹྟքిྲྀΛ͜ͷঢ়ଶਪఆख๏ʹΑΓࣨԹ‫ڥ؀‬ԼͰධՁ͢
Δ͜ͱΛ໨ࢦ͍ͯ͠ΔɻREBCO ઢࡐͷ݈શ෦Ґͱണ཭෦Ґͷ྆ঢ়ଶΛ༗͢Δࢼྉʹ, ௒Ի೾ಁաಛੑͱઢࡐͷްΈͱΛর߹͠, ްΈͷେ͖ͳมԽΛಁաಛੑʹΑΓ‫ݕ‬ग़Ͱ͖Δ͜ͱ͕෼͔ͬͨɻ·ͨ, ಉҰࢼྉͷӷମ஠ૉԹ౓Լʹ
͓͚ΔྟքిྲྀಛੑͱࣨԹԼͷ௒Ի೾ಁաಛੑͱΛর߹ͨ͠ɻຊߨԋͰ͸͜ΕΒͷ݁Ռʹ͍ͭͯใࠂ͢Δɻ

2 ണ཭਍அํ๏
Fig. 1 ʹണ཭਍அํ๏Λࣔ͢ɻ࢖༻ͨ͠ AE ηϯα͸ްΈ 2 mm, ‫ ܘ‬5 mm Ͱ͋ΔɻREBCO ઢࡐͷ྆໘ʹૹ৴༻,ड৴༻ AE ηϯαΛ഑ஔ͠ɺઢࡐؒͷಁա೾ʹ͍ͭͯ‫ݕ‬౼ͨ͠ɻઢࡐ಺෦ʹണ཭΍‫ػ‬ցతܽଛ౳͕ੜͨ͡৔߹ɺ৴߸
ͷ఻ൖ‫ܦ‬࿏ʹมԽʹΑΔ௒Ի೾ಛੑͷৼ෯΍Ґ૬ͷมԽ͕
ੜ͡Δ͜ͱ͕૝ఆ͞ΕΔɻͦ͜Ͱɺઢࡐ௕खํ޲ʹର͠ɺ౳ִؒͰ AE ηϯαΛεϥΠυͤ͞ɺ֤Օॴʹ͓͚Δ௒Ի೾ಛੑͷධՁͱઢࡐްΈͷมԽ, ྟքిྲྀಛੑͷධՁΛߦ͍, ണ཭‫ޙ‬΋ಉ༷ʹࢼ‫ͯ͠ݧ‬ൺֱͨ͠ɻ

Fig. 2. Frequency dependence of the ultrasonic phasecharacteristics for the healthy position and delamination
position.

3 ണ཭਍அ݁Ռ
ണ཭਍அࢼ‫ ͨ͠༻࢖Ͱݧ‬REBCO ઢࡐ͸, ϑδΫϥ੡ͷ
4 mm ෯, ಔϝοΩ༗Γ, ୹ई 25 cm ͷ୹ईࢼྉͰ͋Δɻ਍அྖҬ͸ࢼྉதԝ͔Β௕खํ޲ʹ֤ 15 mm ͷྖҬͰ͋Δɻ
AE ηϯαΛ 2.5 mm ִؒͰεϥΠυ͠,5 ճͷηϯαऔΓ֎͠ʹΑΔ਍அΛߦͬͨɻണ཭ྖҬ͸, ࢼྉதԝ͔Β௕खํ޲ʹ֤ 5 mm ͷྖҬΛണ཭ͤͨ͞ɻૹ৴༻ AE ηϯαʹ͸ύϧε෯ 1 s, ిѹ 100 mV ͷҹՃʹΑΓ௒Ի೾Λൃੜͤͨ͞ɻ·ͨ, ड৴৴߸ΛσΟεΫϦϛωʔλʹΑΓ 20
dB ૿෯͠, ૹड৴৴߸Λ FFT30 ճฏ‫ۉ‬ԽॲཧΛߦͬͨɻ
Fig. 2 ͸, ಉՕॴͷ݈શ࣌ͱണ཭࣌ͷ௒Ի೾఻ୡಛੑͷ‫ۙ఺ৼڞ‬๣ͷมԽͷҰྫͰ͋Δɻ410 kHz ͷ‫ʹ఺ৼڞ‬஫໨
͢Δͱ, ണ཭࣌ʹ 100◦ ͷҐ૬มԽ͕‫ݟ‬ΒΕͨɻ
Fig. 3 ͸, ઢࡐ௕खํ޲ͷҐஔʹର͢Δ‫ۙ఺ৼڞ‬๣ͷ௒Ի೾ಛੑʹΑΔണ཭਍அ݁ՌͰ͋Δɻ410 kHz ʹ஫໨ͨ͠৔߹, ఻ୡಛੑ͸ 1 ҎԼ, Ґ૬ಛੑ͸-250◦ ҎԼΛࣔͨ͠ɻ͜ΕΒͷ݁ՌΑΓ, ઢࡐ಺෦ʹੜ͡ΔۭܺͷมԽʹΑͬͯ௒Ի೾ಛੑͷมԽΛ֬ೝ͢Δ͜ͱ͕Ͱ͖ͨɻँࣙຊ ‫ ڀ ݚ‬͸ ɺՊ ֶ ‫ ڀ ݚ‬අ ॿ ੒ ࣄ ‫( ۀ‬௅ ઓ త ๖ ժ ‫ ڀ ݚ‬ɹ
16K14219) ͷॿ੒Λड͚࣮ͯࢪͨ͠ɻ

Fig. 3. Comparison of the ultrasonic transfer signal between
the healthy position and the delamination position aroundthe resonance frequency.

[1] D.C.van der Laan, et al.: Supercond. Sci Technol.,
20,765-770 (2007).
[2] H. Maeda, et al.: Physica C 471,480-485 (2011).
[3] T. Ishigohka, et al.: TEIONKOUGAKU vol.22
No.1 pp.42‒45 (1987).

― 147 ―

第96回

2018年度春季低温工学・超電導学会