2P-p01

送電ケーブル (2)中空フォーマを用いた 275 kV 級 YBCO 超電導ケーブルの過電流通電特性解析
Numerical Simulation on Overcurrent Characteristics of
275-kV-class YBCO Power Cable with Hollow Former
王 旭東，石山 敦士（早大）；八木 正史（古河電工）; 丸山 修，大熊 武（ISTEC-SRL）
WANG Xudong，ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.); YAGI Masashi （Furukawa Electric Co.，LTD.);MARUYAMA Osamu，OHKUMA Takeshi (ISTEC-SRL)
E-mail: wan-x-don@ruri.waseda.jp
1．はじめに275 kV 級電力ケーブルは最大で 63 kArms，0.6 s の短絡事
故電流が流入する恐れがある。それゆえ，短絡事故電流による突発的な温度上昇が超電導ケーブルの劣化を引き起こさないよう，保護層としての線材安定化層，銅フォーマや銅シー
ルド層を設計することが必要となる。これまでに筆者らは保護層の最適化設計のための計算機シミュレータの開発を行い，超電導線材やモデルケーブルの過電流通電試験を行うとともに，計算機シミュレータの開発および妥当性の検証を行ってきた[1]。今回は，中空フォーマを用いて試設計したモデルケ
ーブルの過電流通電特性解析を行ったので報告する。なお，
本研究は「イットリウム系超電導電力機器技術開発プロジェク
ト」の一部として NEDO の委託により実施されたものである。

ができた。さらに 0.2 s までは超電導層を臨界温度以下に抑えることができるので，瞬時復帰も可能とする高性能なケーブル設計ができると考えられる。今後はこの設計に基づくモデルケーブルの作製と検証実験を行う予定である。
Table.1 Specifications of Superconducting Model Cable
Copper former
Hollow diameter
HTS conductor layer

Outer diameter (mm)30.6 (400 mm2)
1435.4(2 layers，Ic=5850 A)

Electrical insulation (PPLP)

79.4

HTS shield layer

80.0 (1 layer，Ic=6900 A)

Copper shield layer

88.5 (310 mm2)2．数値解析手法
我々が開発した 3 次元有限要素法と回路方程式に基づく
電流分布・熱伝導連成解析の計算機シミュレータを用いて，中空フォーマを用いた 275 kV 級 YBCO 超電導ケーブル用の解析プログラムを開発した。解析モデルの諸元とケーブル断面模式図をそれぞれ Table 1 と Fig. 1 に示す。電流分布解析
は式(1，2)，熱解析は式(3)を用いて定式化した。超電導線材
は 3 次元有限要素法を用いてモデル化し，I-V 特性には n 値
モデルを採用した。銅フォーマと HTS 導体層，また HTS シー
ルド層と銅シールド層が端部のみで電気的に接触しているとした。フォーマ中空部とケーブル最外層の表面は液体窒素に触れているとして，初期温度 70 K のサブクール液体窒素の熱伝達特性を考慮した。また，インダクタンス L，M はケーブルを円筒モデルで近似し，集中定数とした。
(1)      0
 Rcond 0   I cond   Lcond M  d  I cond  Vcond   E cond 



 
 
 0 R I
shield   shield  M Lshield  dt  I shield  Vshiled   0 
Fig. 1 Cross-sectional Structure of Model Cable

(2)

T
(3)
   kT   Q j
t
式(1)のφはスカラーポテンシャル， σは導電率である。式(2)の I は電流，V は式(1)から得られる超電導線材の電圧降下，
E は両端電圧である。添え字の cond は導体層，shield はシールド層を示す。式(3)のρは密度，c は比熱容量，k は熱伝導率，Qj は電流分布から求まるジュール発熱を意味する。

c

3．解析結果とまとめ
短絡電流通電時のシールド電流を Fig. 2 に，各層の温度上昇を Fig. 3 に示す。なお，短絡電流には定常成分（63kArms）に加えて直流成分（最大 89ｋA，時定数 90 ms）も考慮した。Fig. 2 より，シールド電流の遮蔽率は 98％で，短絡電流との位相差もほぼ 180°遅れとなっている。よって，短絡事故時にケーブル外部への漏れ磁場の影響はほぼないと言える。
Fig. 3 より，中空フォーマと HTS 導体層は 30 K 弱，HTS シー
ルド層と銅シールド層 20 K 程度の温度上昇であった。63
kArms，0.6 s の短絡事故に対して，先行研究の丸撚り形状のフォーマで設計したモデルケーブルは，HTS 導体層が 80 K以上であったが，今回の解析結果は 50 K 以上低く抑えること

Fig. 2 Simulation Results of Shield Current

Fig. 2 Simulation Results of Temperature Increase
参考文献
1. X. Wang, A. Ishiyama, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond.,
vol. 21 (2011), no. 3, pp. 1017–1020― 118 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p02

送電ケーブル (2)275 kV 級 YBCO 超電導ケーブルのケーブル間接続部における過電流通電特性
Overcurrent Characteristics of Cable Joint of
275-kV-class YBCO Superconducting Power Cable
王 旭東，石山 敦士（早大）；八木 正史（古河電工）; 丸山 修，大熊 武（ISTEC-SRL）
WANG Xudong，ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.); YAGI Masashi （Furukawa Electric Co.，LTD.);MARUYAMA Osamu，OHKUMA Takeshi (ISTEC-SRL)
E-mail: wan-x-don@ruri.waseda.jp
1．はじめに275 kV 級 YBCO 超電導ケーブルは最大で 63 kArms，0.6 sの短絡電流が想定されており，そのためケーブル間接続部も含めたケーブルの耐過電流特性が要求される。これまでに，接続部を持たないモデルケーブルの過電流通電特性評価と保護設計や，短絡事故に対する電流裕度・経年劣化の評価実験を行ってきた[1]。今回は，接続部を含むモデルケーブルを用いて，短絡事故に対する電流裕度の評価実験および接続部での通電・伝熱解析を行ったので報告する。なお，本研
究は「イットリウム系超電導電力機器技術開発プロジェクト」の一部として NEDO の委託により実施されたものである。

交流通電による表皮効果の影響である。更に接続部の温度分布の解析結果から，接続部中央の温度上昇が最も高く約
172 K であることがわかる。よって，接続端部の電流偏流がケーブル間接続の局所劣化を引き起こす可能性があることが明らかとなった。今後は，接続部の裕度評価実験と解析評価を行うとともに劣化しにくい接続方法の検討も行っていく予定である。
Table.1 Specifications of Superconducting Model Cable
Outer diameter (mm)2．裕度評価実験
これまでに筆者らは 275 kV 系統 YBCO 超電導電力ケー
ブルの耐過電流保護設計のための計算機シミュレータの開発を行っており[2]，今回はこのシミュレータを用いて，Table 1のケーブル構造を想定し，素線あたりの事故電流波形を解析評価した（Fig. 1）。素線あたりの事故電流は最大波高値（Ipeak）が 412 A である。裕度評価実験は，Table 1 のケーブル構造を模擬したモデルケーブル（銅フォーマと超電導線材 5本と絶縁層（PPLP）で構成）を用いて液体窒素浸漬冷却下で行った。初期 Ic0（1 µV/cm 基準）を測定し，素線に Fig. 1 の事
故電流を通電したのちに Ic を測定して特性劣化の有無を確認した。劣化するまでに Fig. 2 の波形を大きくしながら過電流
通電と Ic 測定を繰り返した。実験結果を Fig. 2 に示す。Ic0 は約160 A である。Fig. 2 より、Ipeak が 680 A 以上で劣化が観測され，想定される事故電流の約 1.6 倍の裕度がある。

21.7 (325 mm2)

HTS conductor layer

26.9 (2 layers)

Electrical insulation (PPLP)

79.0

HTS shield layer

80.0 (1 layer)

Copper shield layer

90.0 (310 mm2)

Fig. 1 Fault Current

3．通電・伝熱解析
通電・伝熱解析は接続部断面をモデル化して，式（1，2）を有限要素法により定式化して行った。接続部の解析モデルを
Fig. 3 (a)に示す。2 本の線材上をラップするようにもう 1 本を半田付けして接続する構造である。接続長は 10 cm である。伝熱解析では線材上部の PPLP も含めて，初期温度 77 K で解析を行った。境界条件として，PPLP の表面が液体窒素に触れているとして，その他の断面は自然境界とした。式(1)の u は電流ベクトルポテンシャル，σは導電率，μは透磁率である。
式(2)の T は温度，ρは密度，c は比熱容量，k は熱伝導率，
Qj は式（1）から求まるジュール発熱，Qq は冷却項である。
 2u  2u
u
(1)

 
t
x 2 y 2
 2T
 2T
T
(2)

k
 Q j  Qq  c
2
2
t
x
y
裕度評価実験後に測定した接続部の MO 像を Fig. 3 (b)に示す。また，接続部の中央付近における電流ベクトルと全体の温度分布を Fig. 3 (c)と(d)に示す。なお，Fig. 3(b)-(d)はFig. 3 (a)の図中の指定範囲と一致する。MO の結果から，接続部中央付近において局所的に劣化していることがわかる。
これは接続部中央での電流転流により，発熱が集中したためと考えられる。そこで，接続部中央の電流分布の解析結果から，接続端部に電流偏流が発生していることがわかる。これは，Copper former

Fig. 2 Result of Current Margin(a) Cross-Sectional View of Cable Joint(b) MO Image(c) Current Distributionk(d) Temperature Distribution
Fig. 3 Results of MO Image and Simulations
参考文献
1. X. Wang, A. Ishiyama et al.: Abstracts of CSJ Conference，
vol. 83 (2010) p.265
2. X. Wang, A. Ishiyama, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond.,
vol. 21 (2011), no. 3, pp. 1017–1020― 119 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p03

送電ケーブル (2)275 kV 高温超電導ケーブルの絶縁材料の長期特性評価
Long Period Properties of Insulating Material Used by 275 kV HTS Cable滕 軍, 八木 正史, 三觜 隆治, 野村 朋哉（古河電工）; 早川 直樹 (名古屋大); 大熊 武, 丸山 修 (超電導工研)
TENG Jun, YAGI Masashi, MITSUHASHI Takaharu, NOMURA Tomoya (Furukawa Electric); HAYAKAWA Naoki (Nagoya Univ.);
OHKUMA Takeshi, MARUYAMA Osamu (ISTEC-SRL)
E-mail: ten.jun@furukawa.co.jp
275 kV ケーブルの運転電圧 160 kV(対地電圧)に対して、1 ヶ月の試験期間で 30 年相当の寿命を想定すると、対地電圧で200 kV (n=50), 190 kV (n=80)となる。
5. 謝辞
本研究は、新エネルギー・産業技術総合開発研究機構(NEDO)の委託により実施したものである。

2. 高温超電導ケーブルの絶縁設計値選定したポリプロピレンとクラフト紙の半合成紙絶縁材料を使用して、絶縁厚 1 mm,10 mm と 20 mm のモデルケーブルを作製し、液体窒素に浸漬して、0.3 MPa(abs)に加圧した条件
で部分放電（ＰＤ）試験とインパルス（Ｉｍｐ）破壊試験を実施した。Fig.1 は部分放電開始（PDIE)特性を示しており、部分放電
が 1 回目に検出された電圧から、モデルケーブル導体直上の電界を算出した。その結果、絶縁厚みが変わっても、PDIE に変化は無く、0.1%の発生確率の 22 kV/mm を設計ストレスとした。次に、Fig.2 から、Imp 破壊特性は絶縁厚みと相関があり、絶縁厚 10 mm のデータを使い、絶縁厚 1 mm と同様のバラツ
キ（3σ）をもつとして、83 kV/mm を設計ストレスとした。その結果、Imp 特性は絶縁厚 20 mm で 83 kV/mm 以上、絶縁厚 22mm で目標とした±1155 kV 以上の性能を確認した。

10
5
3
1

20mmt model cablePD free at 300 kV(25.4 kV/mm)

22.0 kV/mm

0.5
0.3

20
22
24
26
PD inception stress [kVrms/mm]

28

30

Breakdown voltage (Imp.) [kV/mm]

Fig.1 PDIE Properties
140
120
100
80
±1155 kV
3 shots

83 kV/mm

60
40

positive(+)
negative(-)

20
0
0

5

10
15
Insulation thickness [mm]20

Fig.2 Imp Properties
60

V-t of AC breakdown stress, n=50

50
40

30

V-t of PDIE, n=80

0.3 MPa(abs)

20

-3

10

4. 275 kV ケーブルの長期課通電試験条件
今後の 275 kV ケーブルの長期課通電試験に向けて、絶縁材料の長期特性から得られた寿命指数ｎで長期課通電試験の条件（試験期間とそれに対応する課通電電圧）を設定した。

1 mmt model cable
10 mmt model cable

0.1
18

AC Voltage [kV/mm]

3. 絶縁材料の長期特性評価試験
Fig.1 の 1 mmt モデルケーブルの PDIE 測定後に、長期課電試験を実施した。最長約 1 ヶ月（760 時間）の長期特性データを取得し、寿命指数ｎ＝80 を得た（Fig. 3）。試験後のPDIE は、Fig.1 の結果に対して劣化のないことが確認されたので、そのまま破壊の長期特性試験に移行した。この時の設定
電界は、PDIE 電界の 2 倍近くであり、常に部分放電が出ている状態であった。65 時間後にサンプルの一つが破壊した。破
壊サンプルを切り離して生き残ったサンプルの PDIE を測定したところ、明らかな劣化が確認された。生き残ったサンプルに引き続き同じ条件で課電を継続したところ、102 時間でも破壊しなかったので、試験を終了し、PDIE を測定した。その結果、さらなる劣化の進行が確認された。この時に得られる寿命指数ｎは 50 となった（Fig. 3）。

99.99
99
90
70
50
30

Cumulative probability [%]1. はじめに
現在、YBCO 線材を用いた 275 kV-3 kA 級高温超電導ケーブルの開発を進めている。ケーブル構造最適化検討の一環とする絶縁設計において、コンパクト性の要請として、外径を 150 mm 以下にする開発目標があり、実用的・合理的な絶縁層厚みを選定することが必要である。我々は初期の選定試験で決めた、ポリプロピレンとクラフト紙の半合成紙絶縁材料に対し、その部分放電特性(PD)とインパルス耐圧性能(Imp)を評価してきた[1]。今回は、絶縁厚 1 mm,10 mm と 20 mm のモデ
ルケーブルの PD と Imp 課電試験を通じて見出した、275 kV
高温超電導ケーブルの絶縁設計値（PD フリー電界と Imp 耐圧電界）を基に、長期特性（部分放電開始の V-t 特性と破壊のV-t 特性）を評価し、ケーブルの長期課通電試験における試
験条件を纏めたので報告する。

-2

10

-1

10

0

10

1

10

2

10

3

10

time [hour]Fig.3 Long Period Properties (V-t) of PDIE and Breakdown

参考文献
1. T. Nomura, et al. Abstract of CSJ Conference, vol. 84 p.193(2011)― 120 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p04

送電ケーブル (2)多層導体ケーブルにおける線材幅方向の損失分布
Ac loss distribution along the coated conductor width-in multilayer superconductor power transmission cables
西野 竜平，雨宮 尚之，李 全，中村 武恒（京大）
大屋 正義（住友電工）；丸山 修，大熊 武（SRL）
NISHINO Ryohei， AMEMIYA Naoyuki， LI Quan， NAKAMURA Taketsune (Kyoto Univ.)
OHYA Masayoshi(SUMITOMO ELECTRIC INDUSTRIES, LTD.) ; MARUYAMA Osamu， OHKUMA Takeshi (SRL)
E-mail: r-nishino@kuee.kyoto-u.ac.jp
Table 1 Specification for analysis

1．はじめに
次世代高温超伝導線材を用いた超伝導送電ケーブルは、
円断面のフォーマに沿ってテープ線材をスパイラル状に複数重ねるため、超伝導送電ケーブルの断面は Fig.1 に示すような多層導体で構成される多角形となる。多層化により、内層と外層の線材配置は超伝導送電ケーブル長手方向に Tape ontape (T/T)、Tape on gap (T/G)或いは T/T と T/G の過渡的な状態である Edge on gap (E/G)が混在する。さらに内層と外層を構成する線材の幅が同じ超伝導送電ケーブル（Fig.2（a、b、c））と、内層と外層を構成する線材の幅が異なる超伝導送電ケーブル Fig. 2(d、e）) では、内外層の線材の相対位置が異なる。
超伝導送電ケーブルの長手方向の断面形状を模擬した
様々な線材配置の 2 層導体モデルに対して 2 次元の交流損
失解析を実施した。
2．解析モデル
Table 1 に示すような 2 層の導体層を有する超伝導送電ケ
ー ブ ル モ デ ル の 内 層 / 外 層 の 内 直 径 を そ れ ぞ れ 22.32
mm/22.97 mm に固定した。Cable A、B、C では内外層の線材
幅の組み合わせが異なる。この解析モデルの外層を Table 1に示す線材位置の位相(Phase)の範囲で反時計回りに回転させて超伝導送電ケーブルの長手方向に現れる様々な 2 次元
断面を模擬した。

Number of

Gap

Phase

C.C. (mm)

C.C.

(mm)

(degree)

Inner/Outer

Inner/Outer

Inner/Outer

Inner/Outer

Cable A

4/4

15/15

0.77/0.91

0/0 - 24

Cable B

4/2

15/30

0.77/0.43

0/0 - 12

Cable C

2/2

30/30

0.37/0.43

0/0 - 12Fig.1 Two-layer cables with spiral structure(a) Tape on tape(T/T)(c) Edge on gap(E/G)(b) Tape on gap(T/G)(e) Edge on gap(E/G)(d) Tape on gap + Tape on tape
(T/G+T/T)

3．解析結果2層の超伝導送電ケーブルの外層の線材位置の位相ごとの交流損失解析の結果をFig.3に示す。
Cable A、B、Cの交流損失分布の傾向は次の通りである。
Cable Aの交流損失分布は線材配置T/T～E/Gの範囲に極大が存在し、T/Gの範囲に極小が存在する。Cable Bの交流損失分布は線材配置E/G～E/G+T/Tの範囲に極大が存在
し、T/G+T/Tの範囲に極小が存在する。Cable Cの交流損失
分布は線材配置T/T～E/Gの範囲に極大が存在し、T/Gの範囲に極小が存在する。
各超伝導送電ケーブルモデルの交流損失分布を比較すると次の通りである。Cable A、Cの交流損失の極大と極小の差は約2倍である。一方、Cable Bの交流損失の極大と極小の差は約3.5倍である。
Cable A、B、Cに共通する交流損失分布の傾向は次の通りである。外層の線材端部が内層の線材間ギャップに存在する
線材配置E/Gの場合、交流損失は増加する。外層の線材端部が内層の線材間ギャップに存在しない線材配置T/T、T/Gの場合、交流損失は減少する。
線材間ギャップと線材端部の相対位置が超伝導送電ケー
ブルの交流損失に大きく影響すると考えられる。
謝辞
本研究は、イットリウム系超電導電力機器技術開発の一環として、新エネルギー・産業技術総合開発機構の委託のもと、
国際超電導産業技術研究センターとの共同研究として実施されたものである。

Width ofFig.2 Position of coated conductor (C.C.)
E/G+T/T T/G+T/T E/G+T/T

1.6

E/G

E/G

Cable A
Cable B
Cable C

1.4

AC loss (W/m)

1.2
1

E/G

T/G

E/G

0.8

T/T

T/T

0.6

T/T

T/T

0.4
0.2
0

T/G

E/G

0

4

E/G

8

12

16

20

24

Phase (degree)

Fig.3 AC loss distribution of each phase
参考文献
1. N. Amemiya: Journal of the Cryogenic Society of Japan,
Vol. 45 No. 8 (2010) p.376― 121 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p05

送電ケーブル (2):FGHKA?EPJN?><C

&.07/'6.21&67*921 33/.)'6.212,&73+4)21*7)6.1-$28+4!'(/+5
62"!#/+)64.)%'./8'9&956+05
/µ ¸µ ­¨µ j¸µ 8Aµ *Ļd8ļÇµ ?}µ Ļª¥ļµÑÙµÛåâë¸µÖËÐÎÓÔµÒÞïÞèæ¸µÔÍÖÉÐÎµÍæîìóñèæµ¶Øëæòºµìãµ×ìèóì·ÇµTOMITA Masaru (RTRI)
ËêÞæéÆµîì¹ïåæëÈìåïÞèæºèºñ¹ðìèóìºÞàºçíµQ@;B>
y4[bď¯nª¥ĊDýĜěĚpü¯ĥĦħıĎ
ĐĽ¡ęĂ¯3û÷Ľ2zĬķĺġ |ď=KĽğĪĶĢĺU9ď0±ûöĚõpü¯ª¥ĥĦħıďpü¯ċĎ´r¯@pģĺĬĶĝ@ăĚċĽU9ďqĽ2zxď\Ľ7¯N>©ďP!ùėđ7¯NX
ď"qû`HĊüĚÜ½Ýõ´r¯@pģĺĬĶĝpª¥ü¯ĥĦħıĎ@ăĚĀċĎĈ÷ĉĽĲĨĶĝ<ĂĉğĪĶĢĺďJ9ĎtsĝFĉĉĥİĳķĺĥĴĸĎė
Ěgĝ÷ô#2ďrB;;Ďù÷ĉĐ¯@ģĺ
ĬĶď@'fĎĈ÷ĉ ĂĆÜ¾Ýõ 2ĐģĺĬĶď@Yo+đ7¯NXď"qďG°ĝēĚĆĕĎāĘĎĲ
ĨĶĝLĂĉeĎėĚgĝćĆõµµQLIMOD=  Ìæäº½ĻÞļĎăėøĎĽ#2ďĲĨĶĤĺĦĐ«¾ÂºÁµ èêĽ²X ¾ÀĽ7¯NX ÁĻÖÖ½ŀÖÖÁļĽ¤¬®ĝ Á ¬Ď<ĂĆõāĘĎ ¾¾º¾µ èê «ď¯@ģĺĬĶû Á ĠN
ď7¯NĝĒėøĎĽü¯ċĎZĂĆõĀďcĊ ô 2 Đ 7 ¯ N X ĝ Ŀ  ú Ę À  ¶Ìæäº½¶ß·· ô ¿ ¶Ìæäº½¶à··Ď7^ĂôĔĆ ¿ 7¯NXc ĊāĘĎ ¾ºÁµèê lĎ¯@ģĺĬĶċü¯ĝþģĺĦ¶Ìæäº½¶á··ď ¿ c Ċeĝ=ZĽfĝm ĂĆõ¯@ģĺĬĶďuĐ ½µèÚ»èêĽa§uĐ ¼º¾Áµ èÚ»aĽkď ÊÔÕ Đ¼º½ ĝ <ĂĆõÒÞðéÞß»Öæêñéæëè ĝ|÷ĉĽÁ ¬ď2,§ď¯pĽ¯3ď7)ĝĽeĂĽğĪĶĢĺĝĂĆõµµQ  =?
Ìæäº¾ ĐĽ¯@ģĺĬĶď@ďĂYĎėćĉ¯¯%ûČďėøĎ7)ăĚúĝĂĽĭĵĦû%ĽįĞĩĦû2zĬķĺġĝăõ7¯NXď"qĎėęĽ2zxďûĘěĚûô¯@ģĺĬĶċü¯ď¬ĝ ¾ºÁèê ùüĎRăĚĀċĎėęW1āěĉ÷ĚõYô×Þßº½ Đ,c ĎùÿĚ7¯Nď_8¯%ċ_8¯pĝăõ7¯Nû Á N
öĚ5-ď_8¯p ½º¿µèÉô_8¯% ¾º¼µÒÚ Ďmēô7¯NĝľNĎqĘĂĆ5-ĐĄěąě ½ºÂ½µèÉô¾ºÁµÒÚ ċčęô½º¾Á Ăú6&ĂčúćĆõ¯@ģĺĬĶď@Ďėęô
7¯Nď xď.ûĘěĆõµIĐ¯ď³(!(vKĝėęĎĲĨĶ)ăĚċċ
ĖĎô ď¯@ģĺĬĶ@Yoċďm čČĽĥĦħı
_¦)ĝgăĚ<ĊöĚõµbĐ¶w·;OQki¶ÏÖ×·ď{;ĞīĮĺĥĴ
ĸ&¢hÜM~ĞīĮĺĥĴĸ$S£ÝďVTĎėćĉ
ĜěĆõµµ ½º ?}¸µ ¾¼½¼ CE]:rB;Ĺ¯@;¸µ ľ
É¹Þ¼Åµ¶¾¼½¼·µíº½ÄÂµ¾º /¸µ ¾¼½¼ CE:rB;Ĺ¯@;¸µ ½µ
Õ¹í¿Ãµ¶¾¼½¼·µ µµSubstations

SS1

5.7

3.5

8.9

SS2

SS3

SS4

4.1

SS5

Superconducting cable
22.2

FeederRail
24 Stations

Train
26.5

[km]

(a)
SS1

SS2

SS3

SS5

SS3

SS5

SS3

SS5

(b)
SS1

(c)
SS1

(d)
Fig.1 Analysis modelsµµFig.2 Regenerative power performance for 5 min. for analysis
models shown in Fig. 1µ― 122 ―

Tab.1 Comparison of substation conditionsµ
第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p06

電気機器 (2)イットリウム系超電導変圧器の限流機能付加技術開発－モデル変圧器の限流特性試験結果－
Current Limiting technology development of Y-based HTS transformers-Current limiting test results of model HTS transformer富岡 章，坊野 敬昭，各務 修平，磯崎 優，渡邉 和幸，外山 健太郎，杉山 修一，今野 雅行(富士電機)；
岡元 洋，五所 嘉宏，林 秀美(九州電力)；堤 智章，岩熊 成卓(九州大学)；齊藤 隆(フジクラ)；田辺 圭一，塩原 融(SRL)TOMIOKA Akira， BOHNO Takaaki, KAKAMI Syuhei, ISOZAKI Masaru, WATANABE Kazuyuki, TOYAMA Kentaro,
SUGIYAMA Syuichi, KONNO Masayuki(Fuji Electric);
OKAMOTO Hiroshi, GOSHO Yoshihiro, HAYASHI Hidemi(Kyushu Electric Power Co.);TSUTSUMI Tomoaki, IWAKUMA Masataka(Kyushu Univ.); SAITO Takashi(Fujikura Ltd.);
TANABE Keiichi, SHIOHARA Yuh(SRL)
E-mail: Tomioka-akira@fujielectric.co.jp

Table.1 Main Specification of model HTS transformer.
Primary
Secondary
Number of Phase
Single Phase
Rated capacity
400kVA
Rated voltage
6.9kV
2.3kV
Rated current
58A
174A
Rated frequency
60Hz%Impedance
10.6% (400kVA standard level)
Number of turn
576
192
Operation temperature
66K(Sub-cooled LN2)

Model HTStransformer

Phase control unit
Fig.1 Current limiting test equipments during cooling.
20

1500

Pri. voltage

10

1200

0

900

-10

600

-20

300

-30

0

-40

-300

-50
-60
-0.05

Current[A]2．試験方法
限流機能付加モデル変圧器の主な仕様を Table.1 に示す。
限流機能を比較するため、昨年度試験した短絡モデル変圧器[1]と同容量にした。用いた超電導導体は、短絡電流解析の結果[2]から仕様を決め、イットリウム系超電導線材に厚さ50μm の銅線を付加したものである。
試作した変圧器は耐電圧試験や通電試験などを行い、設計通りであることを確認した。

試験前後で特性劣化が無いことを確認した。

Voltage[kV]

1．はじめに経済産業省プロジェクト「イットリウム系超電導電力機器技
術 開 発 」 の 超 電 導 変 圧 器 技 術 開 発 で は 、 66kV/6.9kV20MVA級超電導変圧器の実用化を見通すために巻線技術、限流機能付加技術及び冷却システム技術などの開発を行っている。
超電導変圧器巻線に限流機能を付加することにより、電力系統事故時に発生する過電流が、超電導巻線の常電導転移により低減される。このために超電導導体の構成を最適化し、限流機能付加モデル変圧器を製作し、限流特性試験(短絡試験)を行ったので報告する。

-600

Pri. current

-900
0

0.05

0.1
0.15
time[s]

0.2

0.25

0.3

Fig.2 Voltage and current during current limiting test.

3．試験方法・結果
短絡発電機を用い、限流モデル変圧器の二次側を短絡させておき、一次側に 6.9kV を印加して限流特性試験を行った。
短絡電流を最大にするため、投入位相が零度になるように投入位相制御装置を使用した。また、励磁突入電流が短絡電流に重畳しないように、一次側に電圧を印加してから約 10 秒
後に短絡状態にした。短絡継続時間は実際の配電系統で用いられている 0.2 秒を目標とした。
Fig.1 に試験場状況を、Fig.2 に試験時の電流と電圧を示す。試験回路の都合により印加電圧が 6.3kV になったため、限流時に発生する熱エネルギーがほぼ等価となるように短絡
継続時間を約 0.25 秒に設定した。一次側の短絡電流は、短絡直後では 559A であり、短絡後 0.25s 後に 174A に限流した。
限流特性試験後に、超電導巻線の I-V 特性を測定し、4．まとめ
限流モデル変圧器を製作し、限流特性試験を行った。一次側の短絡電流は 559A から 174A に限流し、目標である定格電流の 3 倍以下になることを確認した。また、この試験前後
で特性劣化が無く、限流動作に耐えることを確認した。
謝辞
本研究は、経済産業省プロジェクト「イットリウム系超電導電力機器技術開発(超電導変圧器技術開発)」をNEDOからの委託を受けて実施した。また、㈱戸上電機製作所の短絡試験設
備を用いて実施した。関係者に謝意を表します。
参考文献
1. H. Okamoto, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 83(2010) p.141
2. H. Okamoto, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 84(2011) p.51

― 123 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p07

電気機器 (2)中型超電導同期モータの概念設計のための基礎検討
Fundamental study on conceptual design for medium class superconducting synchronous motor
土井 昭幸，金 錫範（岡山大）
DOI Akiyuki，KIM SeokBeom (Okayama University)
E-mail: kim@elec.okayama-u.ac.jp
1．はじめに現在，モータの小型軽量化・高効率化を目標として高温超電導体を用いた様々なモータの研究が行われている．しかし，その大多数は数 MW 級の大型モータであり，数百ｋW 級の中型モータにおいてはあまり検討が行われていないのが現状である．我が国の電力消費の 50％以上は回転機駆動に使われており，その内 8 割は中小容量機であるため，超電導回転機
による真の技術革新を達成するためにも中小型の電動機への超電導応用を進める必要があると考えられる．従って，本研
究では，低速回転時のみならず，高速回転時においても高効率を維持できる 300ｋW 級の超電導同期モータの開発を目的として行う．その基礎研究として，中型回転機用の界磁超電
導コイルの概念形状設計について数値的に検討したので，その結果について報告する．
2．二次元手法の 300kW 級高温超電導モータの概念設計
Fig.1 は，本研究で設計した高温超電導モータの断面図を示す．4 極の界磁回転子にレーストラック型の超電導コイルを用いており，空隙磁束密度を正弦的にするために階段状に積層された構造とした．また固定子である電機子の巻線方式には全節巻の 2 層巻を用いており，各相はＹ結線された構造としている．概念設計段階においては， 300ｋＷ級の高温超電導モータの設計入力パラメータを決定する必要があり，機器の基本設計パラメータである端子電圧，周波数と回転数はモータの応用分野と既存の同クラスモータの仕様を参照して決定した．界磁コイルにはテープ形状を有する高温超電導線材を用いており，これはテープ面に垂直に作用する磁場に対して臨界電流値が最も低くなる．本研究では，界磁コイルとして YBCO 薄膜線材を用いることにする．超電導モータの界磁コイルを構成する高温超電導線材面に垂直に作用する最大磁場を 1.0Ｔ程度とすると，現在の YBCO 薄膜線材の臨界電流密度特性から運転温度を 40K 以下に設定する必要がある．
巻線後の臨界電流の減少を考慮して運転電流を 150Ａとし，界磁コイルの冷却には液体ネオンを想定した運転温度 30Ｋに設定している．また，同期リアクタンスは小さいほど機器の体積は減少し，効率は増加する．しかし，同期リアクタンスが小さい場合，通常状態での機器の特性は良いが短絡故障や負荷変動時の過渡電流が増加するという短所もある．そこで，本設計では外国の開発事例（ドイツの SIEMENS の 400ｋＷ超電導モータや米国の 5000hp 超電導モータ）を参照して，励磁制御がなくても負荷に応じた電圧変動率が 10％以下になるよ
うに同期リアクタンス値を 0.4p.u.とした．
以上のことをまとめた設計する高温超電導モータの仕様と主な設計諸元を Table.1 と Table.2 に示す．

超電導同期回転機は空隙が機器の大部分を占めているため，従来の装置とは異なり，3 次元的な実際の磁場分布は 2 次元的に行った解析結果とはかなり異なると予想される．また，コイルの端部による影響を考慮するためにも今後は 3 次元的な解
析手法に基づいた概念設計が必要となるため今後の課題としている．
Table.1 Designed main specifications of a 300kW HTS
synchronus motor
Rated capacity
Revolution
Terminal voltage
Power factor
Frequency
Synchronous reactanceField coil operation current
Number of poles
Max. magnetic flux density of field coil

300 kW
3600 rpm
1500 V1.0
120 Hz0.4 p.u.
150 A
4
0.9 T

Table.2 Conceptual design results of a 300kW HTS motor
Number of armature slots
24Armature coil rated current
120 A
Number of armature coils
80 turns/phase
Armature coil inner/outer radius
160/200 mm
Machine shield inner/outer radius
210/239 mm
Damper inner/outer radius
143.2/149.6 mm
Field coil inner/outer radius
110.9/132 mm
Number of field coils
500 turns/poles
Field coil straight axial length
250 mmWinding wire for field coil
YBCO tape
Field coil type
Racetrack
Field coil winding typeDouble Pancake
Field coil operating current
150 A
Max. magnetic flux density of field coil
1.0 T

Shaft

Armature coil

3．三次元解析方法による超電導モータの最終設計前に決定した 2 次元的な概念設計案は，機器の軸方向に沿った磁場の変化がない場合に相当するものである．しかし，― 124 ―

Field coil （HTS）

Fig.1 Cross-sectional view of conceptual structure of a
300kW HTS synchronous motor
第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p08

電気機器 (2)10 MW 級全超電導風力発電機の電磁特性Electromagnetic characteristics of
10 MW class fully superconducting wind turbine generators
寺尾 悠，関野 正樹, 大崎 博之（東大）
TERAO Yutaka，SEKINO Masaki, OHSAKI Hiroyuki (Univ. of Tokyo)
E-mail: y_terao-008@ohsaki.k.u-tokyo.ac.jp
1．はじめに
風力発電は、現在最も注目されているクリーンエネルギーの一つである。近年、風車単機あたりの発電容量は増加傾向にあり、10 MW 級発電機の研究開発も行われている[1]。この発電機の実現には、搭載されるナセル部分の重量増加を抑えるため、発電機を高出力密度化する必要がある。
我々は 10 MW 級風力発電機への応用を目指し、2 種類の超電導線材を用いた全超電導風力発電機を提案している[2]。
本稿ではこの発電機について、有限要素法(FEM)を用いた電磁設計を行い、それらに基づいた等価回路からの発電
機特性、必要超電導線材量及び電機子コイルでの交流損失の算出結果を報告する。
2．全超電導風力発電機の電磁設計
本発電機は界磁コイルに高温超電導(HTS)テープ線材、
電機子コイルに MgB2 線材を用いた全超電導風力発電機である(Fig.1)。低速運転(10 rpm)を前提としており、発電機直径
3.67m、8 極とした。全超電導構造により、界磁・電機子コイル
間の機械的なエアギャップを減らし、界磁コイル部分の HTS
テープ線材の使用量を低減する。また多芯・細線構造のMgB2 線材を集中巻の電機子コイルに用いることで、低速回転と合わせて交流損失を低減可能と考えた。本発電機について
有限要素法(FEM)による電磁設計を行った。すなわち、電機子コイル部分に掛かる最大経験磁束密度 Bmax を 2.0、2.5、
3.0 T と変化させた発電機 A、B、C の特性を求め、さらにMgB2 電機子コイル部分での交流損失の計算を行った。

Back Iron
3-phase MgB2
Armature Windings
HTS Field Coils

Fig.1. Illustration of fully superconducting wind turbine
generator (8 poles)

TABLE.1 Characteristics of designed generators
Generator

A

B

C

Output [MW]

10.0

10.2

10.3

Line current [kA]

1.76

1.77

1.78

Line-to-line voltage [kV]

3.31

3.33

3.34

Synchronous reactance[pu]

0.53

0.41

0.32

Field coils
Current density [A/m2 ]3．解析結果TABLE.1 に発電機特性を示す。いずれの場合も出力として 10MW を得た。これらに用いる線材量を Fig.2 に示す。全超電導機では、界磁コイルの構成に最大 450km 程度の HTS テ
ープ線材が必要となる。さらに MgB2 電機子コイルの交流損
失を見積り、1.06-1.52 kW となった。鉄損をはじめとした他の損失も考えると、撚り線構造などを採用した上で最適設計を行い、数百 W オーダーまで低減することが必要と考える。

Total cuurent [MA]

1.18

1.54

2.00

Bmax @ field coils [T]

5.73

6.73

8.05

150

92

68

Thickness [mm]

250

285

297

Weight [t]

31.7

35.7

37.1

Armature windings
Number of turn
Back iron

Length of superconductor windings (km)4．まとめ
2 種類の超電導線材を用いた 10 MW 級全超電導風力発電機について、電機子コイルに掛かる最大経験磁束密度を変化させて 3 通りの発電機を設計し、発電機特性の評価を行った。10MW の出力を得るには最大で 450km 程度の HTS
テープ線材が必要であった。また、界磁コイル部分での最大経験磁束密度は約 8.0T となった。さらに電機子コイルでの交流損失の計算を行い、損失は 1.0 kW 周辺となることが分かった。今後は交流損失低減のための詳細検討を行い、電機子部分の最適設計を行う必要がある。
参考文献
1. M. HASEGAWA, et. al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol.
84 (2011), p. 55
2. Y. TERAO, et. al.: presented at MT-22 (2011), 4EP2-3

1.68×108500
450

HTS tape

MgB2 wire

400
350
300
250
200
150
100
50
0
A

B
Generator typeC

Fig.2. Length of superconductor windings― 125 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p09

電気機器 (2)系統接続された超電導同期機のモデリングに関する研究
Modeling of Grid-connected 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 developed an accurate, efficient and flexible modelingmethod for the steady-state and transient analysis of
grid-connected superconducting synchronous machines. The
potential of the method is demonstrated by simulating a
10 MW superconducting wind turbine generator connected to
the grid through a AC/DC/AC converter under fault
condition.
2．Coupled FE Phase-Domain model
The synchronous machine is modeled with the coupledfinite element phase-domain model. Saturation and iron losses
are neglected. The phase-domain model is expressed as,

Fig.1 Simulation overview, grid-connectedsuperconducting wind turbine generator.

10

MW

(1)
(2)
(3)
(4)
where v, i and λ are respectively the instantaneous voltage,current, and flux linkage vectors. J is the moment of inertia,
and Tm, Te and Tdamp are respectively the mechanical torque,the electromagnetic torque and the damping torque. R is theresistance matrix of the windings. The inductance matrix L
depends on the rotor positionθ. It is evaluated through static
FE analysis, stored in a lookup-table and retrieved in terms ofrotor angle. The electromagnetic torque Te depends on therotor position and currents. It can be derived from L using the
global virtual work method or directly calculated from FE
analysis using the Maxwell stress tensor method.
3．Application Example
We built a complete simulation model of a superconducting
wind turbine generator connected to the grid through an
AC/DC/AC converter. The generator is a 10 MW classsuperconducting synchronous generator [1]. The AC/DC
converter is a three-phase uncontrolled full-wave rectifier
bridge in series with a DC/DC boost converter. The objectiveof the DC/DC converter control is to maximize the power
extracted by regulating the generator speed to its optimalvalue (MPPT). The DC/AC converter is an IGBT-based PWM
inverter. The objectives of the DC/AC converter controls are
to guarantee that all the power coming from the rectifier isinstantaneously transferred to the grid by keeping theDC-link voltage constant, and to actively support the grid byregulating the reactive power fed to it. Finally the blade angle
control system ensures that the reference optimum power
does not exceed the rated power of the generator.

Fig.2 Simulation results, dynamic response to a voltage sag
resulting from a remote fault.
Initially the system is in steady-state conditions. At t= 0.4 s
the positive-sequence voltage of the grid drops to 0.5 pu
causing an increase of the DC-link voltage, a decrease of thegenerator speed and a drop of the wind turbine output power.
After the fault elimination at t= 0.5 s, the system returns to its
steady-state. We underline that, as opposed to the classicaldq model, both space and time harmonics are taken into
account with the phase-domain model.
4．Conclusion
The proposed method permits to calculate steady-state andtransient performances of grid-connected SC synchronousmachines. The accuracy and efficiency of the model are
obtained by the combination of the FE model and thephase-domain model. The flexibility of the method isdemonstratedbysimulatingagrid-connectedsuperconducting wind turbine generator under fault condition.
References[1] Ohsaki et al, ICEMS 2010 Proc., pp.1303-1306, 2010

― 126 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p10

HTS バルク

三次元シミュレーションを用いたパルス着磁における超電導バルク内の磁束運動
Flux motion in the HTS bulk during pulsed field magnetization usinga three-dimensional simulation
小山 允，内藤 智之，藤代 博之（岩手大）
OYAMA Mitsuru, NAITO Tomoyuki, FUJISHIRO Hiroyuki (Iwate Univ.)
E-mail:t2211004@iwate-u.ac.jp
T 低い印加磁場で捕捉し始めている。また、図 2 より捕捉

1．はじめに本グループではこれまでに、超電導バルクのパルス着磁

磁場●と領域 2 の中心捕捉磁場■の概型が近いことからにおける磁束運動と温度変化を、実験的検討と共に、均一

不均一分布時の領域 2 の中心の捕捉磁場は、領域 2 の外周

な臨界電流密度 Jc を持つバルクに対する二次元の軸対称部から侵入した磁束ではなく領域 1 から侵入した磁束のシミュレーションにより検討を行ってきた[1]。しかし実影響を大きく受けていることがわかる。また、不均一な分際のバルク内の Jc は不均一であり、磁束の侵入や捕捉に布時の三次元シミュレーションの捕捉磁場の概型は均一

大きく影響する。そのため、場所により異なる Jc を仮定

な分布時のシミュレーション結果(〇, □)よりも代表的なした三次元シミュレーションによる磁束の捕捉分布につ実験結果に近い形となった。これにより、不均一分布のバ

いて検討を現在行っている[2]。本研究では、超電導バル

ルク内での磁束運動の様子を解析により確認できた。当日

クに欠陥が存在する状態の磁束運動と温度変化を求めるは異なる不均一を導入した場合のシミュレーション結果

ため、バルク内の一部に低い Jc の要素をもつ超電導バルについても報告を行う。

クで三次元シミュレーション行った。超電導バルク内での参考文献

磁束運動と温度変化を均一な Jc 分布の場合の解析結果や、[1] 藤代ほか、第 84 回 2011 年度春季低温工学・超電動学

実際の超電導バルクの実験結果との比較を行った。

会 [2D-a06] (つくば)[2] H. Fujishiro et al. (EUCAS2011)

2．解析と検討
図 1(a)に三次元シミュレーションの実験配置を示す。
40K に冷却した超電導バルク(φ45 mm, 15 mm 厚)の周囲に solenoid-coil を設置した。図 1(b)に領域を色分けして示[3] Y.Komi, et al.,Physica C 469(2009)1262
(a)

(b)
OD

α=1.83e9

す。領域毎の Jc 分布を異なる値で設定し解析を行った。
電磁界と熱伝導の連成方程式は大崎らの解析を参考に解bulk

析した[3]。超電導体の非線形な E-J 特性は n 値モデルを用

coolinｇ

い、臨界電流密度 Jc の磁場依存性は(1)式のように Kim モ

yデルを用いて表現した。

Jc は欠陥と仮定する小さな部分(領域 1)をα=0.46e9Hyα=0.46e9zxz
Fig.1 (a) The analytical setup for the pulsed field magnetization
using the solenoid coil.
(b)Inhomogeneous distribution in bulk and positional
spatial relationship with a coil
2

3D simulation
T =40(K)｛Jc(40K, 0T)=0.33×109A/m2｝とし、それ以外の部分(領域S2)をα=1.83e9｛Jc(40K,0T)=1.33×109A/m2｝とする。印加

(T)

T

C

α=0.46e91B

図 2 の左図にバルクの表面中心における捕捉磁場の印
加磁場依存性を示し、■と●は Jc の不均一な分布時の各領域結果で、□と〇は Jc の均一分布時での捕捉磁場の印

9

0.46e

9

1.83e

0.5

9

0.46e (uniformity)

加磁場依存性を示す。また、代表的なバルクの表面中心の91.83e (uniformity)
experiment

捕捉磁場の実験結果は破線で示す。右図はバルクを上方か0ら見た簡略図を示し、図中の■・●はバルク表面における捕捉磁場の計測位置を示す。左領域 1 の中心捕捉磁場(■)

α=1.83e9

1.5するパルス磁場 Bex(t)は立ち上がり時間τ=0.01 s とし、実験のパルス波形に近似させた。

x

0

2

4

6
B (T)

8

10

12

ex

Fig.2 The applied field dependence of trapped field at 40K forはα=1.83e9 で均一分布の中心捕捉磁場(□)の時よりも 3― 127 ―

the center of the bulk surface.
第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p11

HTS バルク

Y-Ba-Cu-O バルク超伝導体における BaSnO3 添加による Y2BaCuO5 相の微細化
Refinement of Y2BaCuO5 with BaSnO3 addition in Y-Ba-Cu-O bulk superconductors

岩﨑 弥友, 本間 優作, 菊池 暢, 馬越 純人, 池田 洋二, 関 宏範, 腰塚 直己, 村上 雅人 (芝浦工業大学)
IWASAKI Mitomo, HOMMA Yusaku, KIKUCHI Toru, UMAKOSHI Sumito, IKEDA Yoji, SEKI Hironori, KOSHIDUKA Naoki,
MURAKAMI Masato (Shibaura Institute of Technology)
E-mail: mb11010@shibaura-it.ac.jp

2. 実験方法
Y2O3, BaO2, CuO, SnO2, を原料粉とし, Y123, Y211, BaSnO3 を作製した. BaSnO3 をY211に対し30 及び60mol%混合し, 1000℃で焼結を行い, その後Y211 と Y2Ba4CuSnOx の共焼結反応を X 線回折装置 (XRD) により確認した.
つぎに走査型電子顕微鏡 (SEM) により, 焼結粉と無添加
Y211 の粉を観察し, 粒径の比較を行った.
作製したY211 とY2Ba4CuSnOx の焼結粉をY123 と混合した.
混合比は Y123 : Y211 : Y2Ba4CuSnOx = 100: 40-x (x = 4, 8)mol%としている. これら試料をφ20mm の治具を用い圧粉成形し前駆体を作製したのち, Top-Seeded Melt -Growth法により NdBa2Cu3Ox を種結晶として溶融成長させ, 単一
ドメインからなるバルク超伝導体を作製した. その後, 酸
素アニール処理を施した.
作 製 し た バ ル ク 超 伝 導 体 に , 液 体 窒 素 中 (77K) で
Fe-Nd-B 磁石により 0.5T の磁場を印加して, 磁場を捕捉させ, 二次元走査型磁場分布測定装置を用いて磁場分布を測定した.
3. 実験結果及び考察
Fig. 1 に Y211 : BaSnO3 = 100: x (x= 30, 60) mol%の焼結粉の XRD
による回折データと, 無添加 Y211 の回折データを示す. BaSnO3を添加することで図中に黒丸で示した箇所に Y211 と異なるピークを得た. これは Y2Ba4CuSnOx 特有のピークである. このことから Y2Ba4CuSnOx と Y211 が共焼結されたことがわかる.
Fig. 2にY211: BaSnO3 = 100: 30 mol%の焼結粉と無添加Y211を,それぞれ SEM により観察を行ったものを示す. 図 2 から無添加
Y211 の試料に比べ, BaSnO3 を加えた試料は全体的に微細化していることがわかる.
Fig. 2(a)中の1μm 程度の粒子がY211 であり, 50~300nm 程度の粒子が Y2Ba4CuSnOx である. また, Fig. 2(a)の Y211 は Fig. 2(b)のY211 に比べ, 球状の形状を呈しており, Y211 の周りから
Y2Ba4CuSnOx が生成していることが分かる. 以上の結果から,
BaSnO3 とY211が反応し, Y2Ba4CuSnOx が生成される過程で, Y211が微細化したものと考えられる.

BaSnO3 添加量 0, 30 , 60mol%のそれぞれ測定したバルク体の捕捉磁場特性においては, 30mol%BaSnO3 添加試料において最も高い値が出ており, 無添加試料に比べ 2 倍以上の特性を示した. これは第二相が微細化されることにより捕捉磁場特性が向上した結果と考えられる. 一方, 60mol%BaSnO3 添加試料においては無添加試料よりも特性が低下する結果となった. この原因としては30mol%に比べ添加量が 2 倍になったが, 焼結条件が同じである
ため, BaSnO3 が残留し, 超伝導特性を劣化したものと考えられる.

Y2BaCuO5

Y2BaCuO5 +Intensity (cps)1. 緒言
溶融法により作製した REBa2Cu3O7-δ (RE123; RE:希土類元素) 系バルク超伝導材料は臨界電流密度を向上させるために,磁束のピニングセンターとして非超伝導相粒子を分散させている. これまで利用されてきたピニングセンターの代表がRE2BaCuO5 (RE211) であり, RE123 とRE211界面が磁束のピニン
グに寄与するため, RE211 粒子の微細化により臨界電流密度の向上が報告されている[1].
一方, 最近では RE2Ba4CuMOy (M = Zr, Hf, Nb, Ta, W, Mo, U, Sn,
and Re) 組成の複合ペロブスカイト型化合物などをピニングセン
ターとして用いる試みも検討されている. この RE2Ba4CuMOy は,
RE211 より粒径が小さいということが報告されており, RE211 の1~5μm 程度に対し, RE2Ba4CuMOx 相では50~300nm 程度とされている[2].
そこで本研究では, Y2BaCuO5 (Y211)に 30 及び 60mol%の
BaSnO3を添加することで, Y2Ba4CuSnOxとY211を共焼結させ, その反応を利用することで Y123 相中に分散する Y211 を微細化させることを目的として実験を行った.

30mol% BaSnO3

Y2BaCuO5 +60mol% BaSnO3
20

40

2θ (deg)60

80

Fig.1 X ray diffraction patterns for Y211, Y211+30mol%BaSnO3,
and Y211+60mol%BaSnO3.

Fig.2 Scanning electron micrographs for the powders:(a) Y211+30mol%BaSnO3; (b) Y211
参考文献
1. 成木 紳也, 坂井 直道, 村上 雅人, 平林 泉 : 低温工学, vol.40
No. 6, (2005), p238
2. N. Hari Babu, K. Iida, D.A. Cardwell : Physica C, 445-448, (2006),
p.353― 128 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p12

HTS バルクY 系バルク超伝導体に磁性粒子を添加した際の影響
Effect of magnetic particle additions on flux pinning in bulk Y-Ba-Cu-O superconductors
土屋 拓己，池田 洋二，馬越 純人，本間 優作，腰塚 直己，村上 雅人（芝浦 工大）
TSUCHIYA Takumi， IKEDA Yoji, UMAKOSHI Sumito, HOMMA Yusaku, KOSHIZUKA Naoki, MURAKAMI Masato(Shibaura
Institute of Technology)
E-mail: mb11036@sic.shibaura-it.ac.jp

2. 実験方法
供試体のバルク超伝導体の原料粉として、YBa 2Cu3O7-δ
(Y123)：Y2BaCuO5 (Y211)=10：4 のモル比で混合し、CeO2 を
1wt%添加したものを作製する。その後、作製した粉末にセンダストをそれぞれ 0、0.02、0.04、0.08、0.12wt%添加する。それらをφ20 mm の治具を用いて圧粉成形し、Hot-seeding 法を用いた溶融成長法により単一ドメインバルク超伝導体を作製したのち、酸素アニール処理を施した。また、非磁性の γ-酸化第二鉄を添加したものも同様の手法で作製した。
ピニング特性評価は捕捉磁場測定により行った。表面磁場
0.5 T の Fe-Nd-B 磁石をバルク超伝導体の上部に設置した
後、液体窒素（77 K）にて冷却し、静磁場着磁を施す。磁石を取り除いた後で、超伝導体に捕捉された磁場をホール素子走査型 2 次元磁場分布測定装置により測定した。
また、センダストを添加したバルク超伝導体の表面をエメリ
ー紙とラッピングフィルムを用いて研磨を行い、光学顕微鏡を用いて表面観察を行った。0.5 T の Fe-Nd-B 磁石をバルク超伝導体の上部に設置した後、液体窒素（77 K）にて冷却し、静磁場着磁を施す。磁石を取り除いた後で、超伝導体に捕捉された磁場をホール素子走査型 2 次元磁場分布測定装置により測定した。
また、センダストを添加したバルク超伝導体の表面をエメリ
ー紙とラッピングフィルムを用いて研磨を行い、光学顕微鏡を用いて表面観察を行った。

Fe-Si-Almagnetic flux density(G)

1. 緒言
第二種超伝導体では、外部磁場の大きさが下部臨界磁場（Hc1）を越えると、超伝導体内部に量子化磁束が侵入する。
この状態で電流を流すとローレンツ力が磁束に作用し、その運動のため、電気抵抗が発生する。そこで、あらかじめ超伝
導体内部に常伝導粒子を導入することで、磁束流抵抗の発生を防ぐ方法が講じられている。これがピン止めセンターの導入である。現在、Y 系バルク超伝導体においては、ピン止め
センターとして Y2BaCuO5 (Y211)や金属酸化物が利用されている。磁性を有する金属粉は、量子化磁束とより強い正の相互作用を有するため、バルク超伝導体のピン止め力の向上が期待できる。
そこで、本研究では磁性体であるセンダスト (Fe-Si-Al 系合金)粉末をピン止めセンターとして導入することによりピン止め力の向上を目指した。また、粒子の形状が針状の γ-酸化
第二鉄の添加も行い、両者の比較を行った。
従来の研究では、比較的小さな試料を用いて、ピン止め効
果に及ぼす影響が調べられている。しかし、実用的な観点か
らは、より大きなバルク体として捕捉磁場特性に及ぼす影響を調べることが望ましい。
よって、本研究では、単一ドメインバルク超伝導体を合成したうえで、そのマクロ特性としての捕捉磁場を測定することにより、ピン止め効果に及ぼす影響を調べた。

γ-Fe2O3

magnetic particle addition(wt%)

Fig.1 Effect of magnetic particle addition the maximum
trapped magnetic field for bulk Y-Ba-Cu-O superconductors

Fig.2 A). Fe-Si-Al powderB).γ-Fe2O3

3. 実験結果及び考察
Fig.１にセンダストおよび酸化第二鉄の添加量がバルク超伝導体の最大捕捉磁場に及ぼす影響を示す。
センダスト添加材では 0.02wt%のバルク体が 1296G と最も高く、0.04wt%以上を添加すると、捕捉磁場は急激に低下した。以上より、磁性粒子添加によって、マクロなピン止め特性である
捕捉磁場が向上することを確認した。
また、磁性粒子添加によるピニング効果の向上は 0.02wt%程
度が上限であり、それ以上の添加では、磁性およびバルク体との反応などにより、超伝導特性に悪影響を与えるものと予想される。非磁性の γ‐第二酸化鉄も添加においても同様の傾向がみられる。これは、バルク体との反応が原因と考えられる。
Fig.2 に示すように、添加したセンダストおよび γ‐酸化第二鉄粉末の SEM 写真を示す。両者の形状は、明らかに異なり、これら形状因子もピニング効果に影響を及ぼすことから、今後
は、分散粒子の形状についても調べる必要があると考えられる。

― 129 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p13

HTS バルク

Y-Ba-Cu-O バルク超伝導体のためのバインダー添加方法の最適化
Optimization of the binder addition methods for bulk Y-Ba-Cu-O superconductors
池田 洋二, 馬越 純人, 菊池 暢, 本間 優作, 腰塚 直己, 村上 雅人（芝浦工大）; 関 宏範, 丸山 忠勝（淡路マテリア）
IKEDA Yoji, UMAKOSHI Sumito, KIKUCHI Toru, HOMMA Yusaku, KOSHIZUKA Naoki, MURAKAMI Masato (Shibaura Instituteof Technology) ; SEKI Hironori, MARUYAMA Tadakatu （AWAJI MATERIA）
E-mail: m210006@shibaura-it.ac.jp
3. 実験結果および考察

1. はじめに
バルク超伝導体の前駆体合成の際に、アクリルやポリビニ

Fig.3 に各種バインダーを添加した前駆体の圧縮試験結果

ールアルコール（PVA）のようなバインダーを添加すると、クラを示す。バインダー添加により前駆体の圧縮強度が向上してックの抑制とともに、その後の超伝導体の単一ドメイン成長にいることが分かる。これは、バインダーが前駆体の粒子間の隙有効であることが分かっている。

間に入り粒子をより強固に結合させているためと考えられる。

ただし、バインダー添加量がバルク体内で不均一であった

アクリルバインダーより PVA の圧縮強度が高い理由はアクリル

り、添加量を制御しないと、逆に、クラックが導入され、単一ドバインダーの粘性が高すぎるため、試料全体に浸透できなか

メイン成長を阻害してしまう場合もある。

ったためと考えられる。

本研究では、バインダー添加手法の最適化を目的として、
バルク Y-Ba-Cu-O 系超伝導体において、溶融成長後のバル
ク体の超伝導特性に及ぼすバインダー添加の影響を調べた。
また、φ40mm×15mm の Y-Ba-Cu-O バルク超伝導体の溶融
成長に及ぼすバインダーの影響についても検討した。

2. 実験方法
原料粉末として YBa2Cu3O7-δ (Y123) と Y2BaCuO5 (Y211)
を 10 : 4 のモル比で秤量し、CeO2 を 1wt%加えたものを用意

Fig.1 TG-DTA curve for PVA added Y-Ba-Cu-O

し、バインダーを添加する。今回使用したバインダーは、アクリル酸系バインダー (AS-2000, 東亜合成株式会社) 、PVA
(水 200 ml、ポリビニルアルコール 2 g、グリセリン 1 ml、エタノ
ール 30 ml を混合) の 2 種類であり、各々2wt%添加した。
これら混合粉を、内径 48 mm の治具に封入し、一軸プレス
により厚さ 18 mm の前駆体に成型した。前駆体の機械的特性を評価するために圧縮試験を行った。その後、前駆体に溶融成長 (ホットシーディング法) および酸素アニール処理を

Fig.2 TG-DTA curve for Y-Ba-Cu-O with acrylic binder

施し、単一ドメインバルク超伝導体を作製した。
各バインダーを添加した混合粉の TG-DTA 結果を Fig.1 お
よび Fig.2 に示す。
以上の結果をもとに、バインダーを添加した混合粉は溶融
成長前に TG-DTA で確認した脱バインダーが生じる温度域
を 5 ℃/h で加熱することによりバインダーを除去した。
捕捉磁場特性評価は、磁束密度 1T の電磁石を用いて液体
窒素 (77K) 中で磁場中冷却を行い、ホール素子を用いて二次元走査測定をする手法で行った。また、バインダー添加がバルク超伝導体の微細組織に及ぼす影響を調べるため光学
顕微鏡観察を行い、バインダー添加がバルク超伝導体の機械

Fig.3

Compression strength of the precursors with andwithout the binder additions.

的特性に及ぼす影響を調べるため圧縮試験を行った。

― 130 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p14

HTS バルク

Top-seeded infiltration-growth(TIG)法を用いて合成した
Y123 超伝導バルク体の前駆体へのバインダー添加の影響
Effects of binder addition on the precursor for Y-Ba-Cu-O bulk
superconductors fabricated with a top-seeded infiltration growth
馬越 純人, 池田 洋二，菊池 暢，腰塚 直己，村上 雅人（芝浦工業大学）
UMAKOSHI Sumito， IKEDA Yoji, KIKUCHI Toru, KOSHIZUKA Naoki,
MURAKAMI Masato (Shibaura Institute of Technology)
E-mail: m210009@shibaura-it.ac.jp

1．はじめに
高温超伝導バルク体は大きな捕捉磁場、高い磁気浮上力を有することから、フライホイールや超伝導モータなどへの応用が期待されている。超伝導バルク体の捕捉磁場を向上させるためには、高い臨界電流密度が求められる。臨界電流密度に影響を与える要因として、溶融法で作製した Y-Ba-Cu-O 超伝導バルク体では、微細構造がある。
近年、超伝導バルク体の作製法の一つにインフィルト
レーション法がある。インフィルトレーション法は Y123
内に Y211 相の粒子を均一分散させるのに有効であると報告されている。
その作製には Top-seeded infiltration-growth(TIG)法が用いられる。焼結法で合成した Y2BaCuO5（Y211）前駆体に、液相（Ba-Cu-O）を浸透させることで、Y211 と液相が反応し、Y123 超伝導相が生成する。製法時に、前駆体に種結晶を設置すると、単一ドメインバルク超伝導体の合成が可能となる。従来の溶融法と比較して、バルク体の密度が増加し、空孔が減少することが知られている。
ただし、前駆体の成型および、その機械特性の低さが製造時に問題となる。
そこで、本研究では、前駆体である Y211 焼結体へのバインダー添加がインフィルトレーション法に及ぼす影響を精査することを目的とした。
2．実験方法
実験の前段階としてバインダー無添加 Y211 粉を内径φ20mm の治具により、一軸等方プレスし、前駆体を作製した。同様にして、バインダー添加量 1%、2%の前駆体を作製した。その後、これら前駆体に圧縮試験を行った。
また、上記と同様な方法にて作製した前駆体表面を光学顕微鏡にて観察した。
TIG 法による Y-Ba-Cu-O 超伝導バルク体の作製手順を以下に示す。仮焼した Y211 粉を内径φ20mm の治具により、一軸等方プレスし、前駆体を作製した。この前駆体を 1200
度で仮焼した。また、仮焼した Ba3Cu5O8 も同様に一軸等方プレスし、前駆体を作製した。Y211 粉は市販の Y2O3、BaO2、CuO 粉を撹拌し、1173K で仮焼したものを用いた。
また、Ba3Cu5O8 は市販の BaO2、CuO 粉を撹拌し、1073Kで作製した仮焼したものを用いた。支持部材として、市販の Yb2O3 粉を一軸等方プレスしたものを敷き、さらにその下に MgO 単結晶基板を敷いた。種は Sm123 単結晶を使用した。
作製した前駆体および支持部材を Fig.1 のように設置した。最後に熱処理及び、酸素アニール処理を施し、超伝導バルク体を作製した。また、仮焼した Y211 粉に市販のアクリル系バインダーを 1wt%、2wt%添加した粉末を上記と同様な作製手順を行い、超伝導バルク体を作製した。
超伝導バルク体の磁化特性の評価は、PPMS (Physical

Property Measurement System) により 77K(液体窒素温度)にて行った。また、光学顕微鏡、SEM による組織観察
を行った。
Sm123
solid
phase

Y211
バインダー添加量
0%、1%、2%liquidphase

Ba Cu O
3

Yb O
2

5

8

3

MgO single crystal
Al O
2 3
Fig.1. Arrangement of the precursors for top-seeded infiltration
process.
3．実験結果および考察
Fig.3にバインダー添加量0%、1%、2%のY211粉前駆体の圧縮試験の結果を示す。

Fig.3 Compressive strengths of the compacted Y211 precursors
with and without binder additions
圧縮強度はバインダー無添加では15.7 MPa、添加量 1%
は22.2 MPa、添加量2%は25.4 MPaとなった。バインダー
添加量が増加するにつれて前駆体の機械特性の向上が見られた。このことからバインダーは前駆体の機械的特性向上に効果があると考えられる。
謝辞
本研究において超伝導特性評価で御協力頂いた ISTECの筑本知子博士に謝意を表します。

― 131 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p15

MgB2 (2)炭素置換 ex situ 法 MgB2 線材の作製と超伝導特性
Preparation and superconducting properties of
ex situ processed MgB2 tapes
藤井 宏樹, 小澤 清, 北口 仁(NIMS)
FUJII Hiroki, OZAWA Kiyoshi, KITAGUCHI Hitoshi (NIMS)
E-mail: fujii.hiroki@nims.go.jp

MgB2 + xC → MgB2-xCx + xB
放出された硼素や炭素化合物の分解生成物は結晶粒界に析出し、弱結合を引き起こす。Mg 添加によってこの組成ずれが補償されて結合が改善され、Jc 特性が向上したものと考えられる。
ミリング処理を行わない試料で、Mg 添加によって逆に特性が劣化しているのは、添加した Mg 表面が酸化されているための弱結合によるものと考えられる。一方、ミリング処理による特性向上は、処理によって Mg 表面が活性化されて結合が改善され、組成補償の効果が表れたためだと考えられる。
現在のところ、得られる Jc 特性はバッチごとのばらつきがや
や大きいが、これは Jc 特性が炭素置換量に対して敏感であるのに対し、試料ごとの炭素置換量の厳密な再現性が得られていないためであると推察される。

4

Jc (A/cm2)

10

3

10

4.2 K
2

10

A
B
C

1

10

0

2

D
E
4

6
8
B (T)

10

12

Fig. 1. Transport Jc as a function of magnetic field for MgB2
tapes A(pristine), B(with oil), C(ball-milled with oil), D(withMg) and E(with Mg and ball-milled with oil). The field isapplied parallel to the tape surface.

0.0
-0.2
M / M(5K)

1．序
MgB2 線材の Jc の高磁界特性の改善に対し、炭素置換は最も有効な手法の一つである。線材の一般的製法であるパウダー・イン・チューブ(PIT)法のうち、ex situ 法では in situ 法と比べて、高密度コア層が得られるものの、置換反応が起こりづ
らく、また、結晶粒間結合も強固ではない。これまで有機酸溶
液処理による炭素置換によって、ex situ 法線材の Jc 特性の向上を図ってきたが、粒間結合の改善による更なる特性向上を
試みた。
2．実験
市販 MgB2 粉末を油に浸し、ボールミルによる粉砕混合を行った。また、一部の粉末には、対 MgB2 で Mg 粉を 10：1 のモル比で添加し、同様の粉砕混合を行った。これらの粉末を真空中で乾燥させ、充填粉とした。こうして得られた粉末を Fe
管に充填後、線材形状に加工し、Ar ガス気流中加熱処理を行った。また比較のために市販粉や、ボールミリング未処理
粉を用いた線材作製も行った。
3．結果と考察Fig.1 に、4.2K での種々の線材の Jc-B 特性を示す。市販
粉使用線材の Jc 特性と比較すると、油含浸により、高磁界特性が大幅に向上しており、4.2K、10T での値を比較すると、およそ 10 倍となった。また、Mg 添加とミリング処理によってそのJc 値は更に向上し、およそ 9kA/cm2 となった。
これらの線材の MgB2 コア層の XRD を測定すると、Jc 向上がみられた線材試料では、市販粉と比較して、MgB2 の 110 ピークが高角度側にシフトしており、a 軸長の減少が確認された。
また、Fig.2 に示すように DC 磁化曲線から求めた Tc も、3K ほど低下していた。以上のことから、Mg 無添加線材試料の Jc 特性の向上は、炭素置換によるものと考えられ、この炭素源は乾燥時に結晶粒に吸着残存している油成分からによるものと思われる。
ミリング処理による充填粉末の活性化によって、炭素置換反応の促進が期待されたが、TEM による組織観察から、結晶粒径の微細化は確認されたものの、Mg 無添加試料では Jc 特性の向上も炭素置換量の増大も確認できなかった。一方、
Mg 添加試料ではミリング処理による Jc 特性の向上がみられた。
炭素置換により、以下の式に従って組成のずれが起こる。

-0.4
-0.6
-0.8

A
B
C

D
E

ZFC / 10 Oe

-1.0
20

25

30
T (K)

35

40

Fig. 2. DC magnetization curves as a function of temperature
for MgB2 tapes A – E shown in Fig. 1 in 10 Oe in a ZFC mode.
The magnetization M is normalized to that measured at 5 K,
M(5K), for each tape.

― 132 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p16

MgB2 (2)In-situ/MgB2 線材の Jc 特性に及ぼす B4C 添加効果
Effect of B4C addition on Jc performance of in-situ MgB2 wire
田中 和英，児玉 一宗，一木 洋太，岡本 和孝（日立・日立研）
TANAKA Kazuhide， KODAMA Motomune， ICHIKI Yota, OKAMOTO Kazutaka (Hitachi)
E-mail: kazuhide.tanaka.je@hitachi.com

1000

2.0B
1.0B+(0.1B 4C) 2
1.4B+(0.1B 4C) 2
1.8B+(0.1B 4C) 2
2.2B+(0.1B 4C) 2
2.6B+(0.1B 4C) 2

900
800
700
2

MgB2 超電導体は比較的高い Tc(～40K)を有し、かつコヒー
レンス長さが 6-7nm と酸化物系に比べて数倍長く超電導接続が可能であることから、ヘリウムフリー、小型・軽量、低コストなマグネットを実現する唯一の高温超電導材料である。MRI を
はじめとするマグネット応用には磁場中で高 Jc 化を実現する必要があるが、その手法として主に C 添加が行われてきた[1]。
中でも B4C 添加は、分解しても副次的に生成する化合物がな
いため、有効な添加材であるといえる。しかし、B4C は安定な化合物であるため、その分解には 800℃以上の高温熱処理が必要であり、MgB2 結晶粒が粗大化し、粒界が減少するためピンニング特性が低下する問題がある。このことから、できるだけ低温で B4C を分解させ、粒界を維持することができれば、磁場中で高い Jc を有する線材が実現できる可能性がある。
本報では、B4C 添加 in-situ/MgB2 単芯線材の高 Jc 化を目的に、初期配合組成を種々変化させた線材を 630℃の低温で熱処理し、Jc の磁場依存性及び Tc を評価した結果について報告する。

規格化質量磁化が-0.1 のときの温度と仮定すると、B と C の合計モル比を過剰にすることで Tc は高くなる傾向が認められたが、C 添加を行わない Mg+2B のときに比べて Tc は 2K 低下した。この低下が冷凍機冷却で想定される 20K 程度の温度領域でどのような影響を与えるかについては、今後、 Jc の磁場温度依存性を検討する等して、明らかにする必要がある。
(1)式における xi を 0.50-0.20 まで変化させたときの Jc の磁場依存性、ならびに各線材の格子定数、C 置換量について
は当日報告する。

Jc （A/mm )1． はじめに

600
500
400
300

2． 実験方法

200

3． 実験結果
Fig.1 に作製した各試料の Jc の磁場依存性を示す。xi を0.10 にした場合、ｙが 1.0 のときに化学量論組成となるが、ｙの増加に伴い Jc は向上し、ｙ=2.2 のときに最大値を持つことがわかった。ｙ=2.2 のときの B と C の合計モル比は、Mg が 1.0 に対して 3.2 になる。化学量論組成に対して、B と C の合計モル比を 60%過剰にしたにも関わらず、Jc の向上が確認された。比較のために、B4C を添加しない(Mg+2B)線材の Jc についても併せて示す。7T では B と C を過剰にすることで Jc が 4 倍に向上した。ｙ=2.2 のときの B サイトへの C 置換量は 0.22 であり、初期配合組成を工夫することで、低温熱処理でも元素置換効率を高められることが明らかとなった。
SQUID による磁化の温度依存性を測定し、Tc を比較した結果を Fig.2 に示す。縦軸は 40K での質量磁化を 0、25K での質量磁化を-1 として規格化している。ここで、Tc オンセットは

100
0
3

4

5

6

7

8

B (T)
Fig.1 Jc-B Properties of MgB2 mono-core wires．
0.0
2.0B
Mg+2.0B
1.0B+(0.1BC)4C) 2
Mg+1.0B+(0.1B
4 2
1.4B+(0.1B 4C)2
Mg+1.4B+(0.1B
4C)2
1.8B+(0.1B 4C)2
Mg+1.8B+(0.1B2
2.2B+(0.1B4C)4C) 2
Mg+2.2B+(0.1B
22
2.6B+(0.1B4C)
4C)
Mg+2.6B+(0.1B
4C)2

-0.2

M M(arb.unit)(arb.unit)

線材の作製は、in-situ/PIT 法により行った。Mg、B 及び
B4C 粉末を一度にボールミル混合した後、外径 6.0mm、内径3.5mm の Fe 管に充填した。その後、溝ロール圧延により、1.5mm×1.5mm の角状線材に加工し、MgB2 単芯線材とした
後、630℃で熱処理することにより、超電導線材とした。
B4C の添加量と Jc の関係を明らかにするために、初期配合
組成（以下、xi）として B4C を 10mol%添加した。具体的には、
Mg+ ｙB+ xi (B4C）2 ------------------------(1)として、(1)式における y を 1.0-2.6、xi を 0.10 にして、Jc の磁場依存性を直流四端子法により測定した。磁化の温度依存性
は、SQUID を用い、印加磁場は 10 Oe として測定した。

-0.4

-0.6

-0.8

-1.0
24
24

26
26

28
28

30
30

32
32

34
34

36
36

38
38

40
40

TT(K)
(K)

Fig. 2 Relationship between the normalized
magnetization and temperature for MgB2
mono-core wires.

参考文献
[1]

― 133 ―

A. Yamamoto et al. ; Supercond. Sci. Technol. 18,(2005) 1323.

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p17

MgB2 (2)内部拡散法（IMD）による 19, 37 芯 MgB2 線材の作製
Fabrication of internal Mg diffusion (IMD) processed 19- and 37- filamentary MgB2 wires
葉 術軍 (九大、NIMS); 松本 明善, 戸叶 一正, 熊倉 浩明 (NIMS);
寺西 亮 (九大); 木吉 司 (九大、NIMS);
Shujun YE (Kyusyu University, NIMS);
Akiyoshi MATSUMOTO, Kazumasa TOGANO, Hiroaki KUMAKURA (NIMS);
Ryo TERANISHI(Kyusyu University); Tsukasa KIYOSHI(Kyusyu University, NIMS)
Email: YE.Shujun@nims.go.jp― 134 ―

Fig.1 Cu-Fe sheathed 19-filamentary MgB2 wires by IMD
process (After heat treatment at 670℃ for 3 hours)

Fig.2 Cu-Ta sheathed 37-filamentary MgB2 wires by IMD
process (After heat treatment at 670℃ for 3 hours)

Fig.3 SEM Image of Cu-Ta sheathed 37-filamentary MgB2
wires by IMD process2

Critical Current Density (A/cm )1．はじめに
内部拡散法(Internal Mg diffusion, IMD)による MgB2 線材はMg を B 層に拡散で供給するために体積の収縮が少なくなり、充填率が高くなるため、高い臨界電流密度(Jc)が得られる。これは伝統的な Powder-In-Tube (PIT)法 MgB2 線材の充填率低下の解決策として、注目されている。本研究では、外部シースが Cu、内部シースが Fe の 19 芯(Cu-Fe 19)線材及び内部シースが Ta の 37 芯(Cu-Ta 37)線材を作製して、組織の観察と臨界電流特性の測定を行った。
2. 実験(1) IMD 法による 19 芯(Cu-Fe19)MgB2 線材の作製① 外径 4mm,内径 1.5mm の Fe tube の中心に直径 2.0mm の Mg 棒を置き、周りは 10mol%のナノ SiC を混ぜた Boron
粉末を充填する。この線材を直径 1.7mm の単芯線に冷間加工(groove rolling, swaging と drawing)する。
② ①で作成した単芯線を 19 本集めて、Cu tube (外径:12.6mm, 内径: 8.5mm)の中に入れて、上記と同じプロセスで直径 1.5mm までの線材を加工する。
(2) IMD 法による 37 芯(Cu-Ta 37)MgB2 線材の作製① 外径 4mm,内径 1.5mm の Ta tube の中心に直径 2.0mmの Mg 棒を置き、周りは 10mol%のナノ SiC を混ぜた Boron 粉
末を充填する。これを直径 1.2mm の単芯線に冷間加工(groove rolling, swaging と drawing)する。
② ①で作成した単芯線を 37 本集めて、Cu tube (外径:12.6mm, 内径: 8.5mm)の中に入れて、上記と同じプロセスで直径 1.6mm までの線材を加工する。
(3) 組織観察と臨界電流測定
上記線材から 4cm の短尺線材を切って、670℃で 3 時間熱処理した。組織は光学顕微鏡ならびに SEM で観察した。熱処
理後の線材に対して磁場中で 4 端子抵抗法を使って臨界電流を測定した。反応層面積によって臨界電流密度を計算した。
3．結果(1) 断面写真
Fig.1, Fig.2 に示した熱処理後線材の断面には hollow(黒い部分)が残った core と Mg が残った core があるが、殆ど全て
core には MgB2 が生成していた。
(2) SEM Image
Fig.3 は線材(Cu-Ta 37)の core 内部 (Fig.2 の赤い丸枠内)の SEM Image である。MgB2 層において B rich 部分(黒いスポット)がはっきり観察できる。
(3) 臨界電流密度 Fig.4 は 10mol％ナノ SiC 添加した IMD法による(Cu-Ta 37)と(Cu-Fe 19)の臨界電流密度を示す。両線材の磁場依存性は殆ど同じであるが、4.2K、10T で(Cu-Ta37)線材で約 60 kA/cm2 と高い値が得られた。一方、 (Cu-Fe
19)線材の Jc は 27k A/cm2 しか得られなかった。これは Ta の加工性が Fe より良好で均一なフィラメンドができたためと考えられる。
謝辞
本研究は科学技術振興機構(JST)の先端的低炭素化技術開発事業(ALCA)の助成を受けた。

5

10

Cu-Ta 37 core
Cu-Fe 19 core
4

10

6

8

10

12

Magnetic Field (T)Fig.4 Jc-B curve of IMD processed multi-filamentary
MgB2 wires
第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p18

MgB2 (2)

3 テスラ級 MgB2 超電導バルク磁石の開発

Development of 3 Tesla Class MgB2 Superconducting Bulk Magnets
富田 優, 石原 篤 （鉄道総研）； 山本 明保 （東大, JST さきがけ）； 下山 淳一, 岸尾 光二 （東大）

TOMITA Masaru, ISHIHARA Atsushi (Railway Technical Research Institute);
YAMAMOTO Akiyasu (The Univ. of Tokyo, JST-PRESTO); SHIMOYAMA Jun-ichi, KISHIO Kohji (University of Tokyo)

E-mail: tomita@rtri.or.jp

1．はじめに冷凍機冷却による 15-30 K で応用可能な超電導バルク磁石として MgB2 バルク体を検討した。金属系超電導体としては最高の転移温度 Tc（40 K）を持つ MgB2[1]は、超電導コヒーレ
ンス長が長く電磁的異方性が低いことから、無配向の多結晶体においても 105 A/cm2 以上の比較的高い臨界電流密度 Jcを持つ巨視的超電導電流が得られる[2]。この結晶粒間における弱結合の不在は、多結晶試料全体にわたっての均一な超電導電流分布を可能とする[3]。また、MgB2 バルク体はマ
グネシウムとホウ素の混合粉末に熱処理を施す in-situ 法など
により比較的容易に、かつ低コストで作製可能である。
MgB2 は線材化研究が積極的に行われているが、弱結合フリーに由来する特徴は RE 系溶融凝固バルクで研究が進んでいる超電導バルク磁石としても最適である。すなわち、40 K
以下で動作可能な強力磁石として、輸送・医療等への応用が期待でき、とくに、高い磁場均質性が求められる MRI, NMR等の計測機器への応用に適すると考えられる。
最近我々はクラックの無い均一な組織を持つ MgB2 バルク体を作製する技術を開発し、比較的大型のバルク体の作製が可能となった。本研究では、Mg と B の混合粉末の圧粉成
型体を熱処理することにより円盤型 MgB2 バルク体を作製し、その捕捉磁場特性を評価した。
2．実験方法Mg と B の混合粉末を 20, 30 mmφ、厚さ 10 mm の円盤状に成型し、Ar 雰囲気下で 850℃, 3 h の熱処理を行い MgB2
バルク体を得た。一部のバルク体は、機械的強度を高めるた
めに MgB2 バルク体/金属(SUS)複合体とした。得られたバルク
体試料、および 1 対のバルク体を厚さ 2.4 mm のスペーサーを介して組み合わせたバルクペア試料をヘリウム冷凍機で 15 K
以下まで冷却し、超電導マグネットを用いて磁場下冷却（FC）
条件により 6 T の磁場下で着磁を行った。バルク体の捕捉磁場特性に関してはスペーサー内、バルク体表面、または一定ギャップをもって配置したホール素子を用いて測定し、捕捉
磁場の温度、時間、位置依存性を評価した。なお、試料温度
はバルク体底面の温度とした。また、バルク体から切り出した
試料片に対して SQUID 磁束計により磁化特性を評価した。
3．結果と考察作製した MgB2 バルク体試料は、表面にマクロスケールのクラック、ボイド等はみられず、均一な組織を有していた。バルク体から切り出した試料の磁化特性を調べたところ、Tc は約
39 K であり、Jc は 30 K において 1×105 A/cm2 以上であった。
直径 30 mmφ , 厚さ 10 mm のバルク体試料を着磁後、バルク体表面中心において測定した捕捉磁場の温度依存性をFig.1 に、位置依存性を Fig.2 に示す。15 K において 2.25 Tが得られ、27.5 K 程度まで 1 T 以上の、ほぼ同心円状の捕捉
磁場分布が得られた。次に、直径 30 mmφ , 厚さ 10 mm のバ
ルク体試料 2 ケを対向させたバルクペア試料を着磁後、バルク体間の中心の位置において捕捉磁場を測定した。得られた捕捉磁場は 17.5 K において 3.1 T であり、 30 K 程度まで 1 T
以上の磁場を捕捉した。単一の直径 30 mmφ , 厚さ 10 mm のバルク体試料の表面中心における捕捉磁場は 17.5 K で 2.05
T であったことから、バルクペア試料では単一試料の 1.5 倍以

Fig. 1. Trapped magnetic field as a function of bottom facetemperature for MgB2 bulk disks with 20 or 30 mmφ×10 mmt
and disk pairs with 20 or 30 mmφ×20 mmt.

Fig. 2. Position dependence of trapped magnetic field (@20K,
3 mm gap) for a MgB2 bulk disk with 30 mmφ×10 mmt.
上の捕捉磁場が得られていることが分かる。なお、測定後の試料にクラック発生等のバルク破壊は認められず、測定を繰り返した際の特性劣化は認められなかった。
4．結論
MgB2 バルク体を作製し、超電導バルク磁石としての素質を検討した。30 mmφ MgB2 バルク体においてほぼ同心円状の捕捉磁場分布を確認し、2 つのバルク体を対向させることで約
3.1 T(@17.5 K)の中心捕捉磁場が得られた。バルク体の臨界電流密度、微細組織の改善により捕捉磁場のさらなる向上が可能で、MgB2 バルク体は数テスラ級の強力超電導バルク磁石候補として有望であるといえる。
5. 謝辞
本研究は科学研究費補助金（23246110）の助成を受けて実施したものである。
参考文献[1] J. Nagamatsu, N. Nakagawa, T. Muranaka, Y. Zenitani andJ. Akimitsu, Nature 410, 63 (2001).
[2] D. C. Larbalestier et al., Nature 410, 186 (2001).
[3] 山本明保, アレクサンダー・グレビッチ, デビッド・ラバレス
ティエ, 下山淳一, 岸尾光二, 応用物理 79, 48 (2010).

― 135 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p19

HTS 電磁特性

磁化測定法による PLD-GdBCO 線材の低電界領域における電流輸送特性評価
Characterization of current transport properties in low electric-field range of
PLD-GdBCO coated conductor by use of magnetization measurements
今村 和孝，廣松 聖人, 山口 仁正, 榊原 崇志, 井上 昌睦, 東川 甲平, 木須 隆暢(九大)；淡路 智, 渡辺 和雄（東北大）; 飛田 浩史, 吉積 正晃, 和泉 輝郎(ISTEC)IMAMURA Kazutaka， HIROMATSU Masahito, YAMAGUCHI Yoshimasa, SAKAKIBARA Takashi, INOUE Masayoshi,
HIGASHIKAWA Kohei, KISS Takanobu (Kyushu Univ.); AWAJI Satoshi, WATANABE Kazuo (Tohoku Univ.);
TOBITA Hiroshi, YOSHIZUMI Masateru, IZUMI Teruo (ISTEC)
E-mail: imamura@ees.kyushu-u.ac.jp

2．実験
実 験 に は 、 BaHfO3 を 添 加 し ナ ノ 欠 陥 を 導 入 し た
PLD-GdBCO 線材を用いた。磁化測定法では長さ 3mm 幅
1mm の 矩 形 形 状 に 加 工 し た も の を 、 四 端 子 法 で は 長 さ500μm、幅 60μm のマイクロブリッジに加工したものを試料として用いた。直流磁化の緩和測定は、SQUID を用いた磁束率計によって行った。通電法による電流-電圧測定は、直流四端子法にて実施した。
3．結果及び考察
Fig.1に65Kでの磁化の緩和特性を示す。両対数プロット上で線形に変化する典型的な磁化の緩和特性が得られていることが確認できる。
磁化の緩和特性からのE-J特性を以下の表式によって導出
した。
J =

(1)

E =

(2)

10

-1

T=65K
0.8T

-m [emu]

1.0T
1.5T

10

-2

2.0T
2.5T
3.0T

10

-3

100

104

1000

t [s]
Fig.1 Relaxation of magnetization at 65K.

10

T=65K

-3

transport

10

E [V/m]1．はじめにYBa2Cu3O7-δ 線材に比べて TC が高く、磁場依存性も優れている GdBa2Cu3O7-δ（GdBCO）線材を用いた線材の開発研究が現在精力的に進められている。BMO(M=Metal)系の新しい
ピン止め材料を用いた人工ピンニングセンターの導入により、磁場中の臨界電流特性が飛躍的に向上することが示されている。 [1, 2]。これら高性能線材の開発に伴い、電力機器等の開発研究も期待されるが、NMR や磁気浮上列車などの永久電流状態で動作させる機器においては、磁束クリープ現象
による磁化の緩和の影響を強く受けることから、その特性を十分に把握する必要がある。すなわち、10-10V/m 程度の超低電界領域の E-J 特性の定量的評価が不可欠である。本研究では、新材料を用いてピン止め点を導入した試料について、磁化測定によって、低電界領域における E-J 特性を評価すると共に、四端子法による測定結果との比較を行い、機器設計の際に重要となる広い電界領域に亘る E-J 特性について考察し
た。

-5

10-7

3.0T 2.5T 2.0T 1.5T1.0T 0.8T

10-9
10

magnetization

-11

109

1010

2

1011

J [A/m ]Fig.2 E-J characteristics at 65K

ここで、d は膜厚、l は長辺、w は短辺、Gは形状パラメータである。
Fig.2に65Kでの磁化の緩和特性より得られたE-J特性ならびに四端子法により得られたE-J特性を示す。両者のE-J特性
が系統的によく一致していることが確認できる。これにより、7桁を超える電界領域に亘るE-J特性を求められることが確認できた。その他の条件における測定結果及び解析の詳細については当日報告する。

謝辞
本研究の一部は、イットリウム系超電導電力機器技術開発の一環として、ISTECを通じてNEDOからの委託を受けて実施した。
参考文献
1. H.Tobita et al., presented at this conference, 3A-p04.
2. M. Inoue, et al.: presented at this conference, 1A-a03.

― 136 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p20

HTS 電磁特性

高温超電導線材の高温加熱による特性変化
Characteristic Change in HTSs due to High-temperature heat
矢崎 真二郎，青木 徹，神林 佑，柄澤 彰良，琴寄 拓哉，石山 敦士（早大）；宮原 信幸（放医研）
YAZAKI Shinjiro， AOKI Toru， KAMBAYASHI Yu， KARASAWA Akira， KOTOYORI Takuya，
ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.); MIYAHARA Nobuyuki (NIRS)
E-mail: atsushi@waseda.jp
1．はじめに超電導線材を機器応用する際には，その加工時に，はんだ付けやエポキシ含浸などが行われるため，線材の加熱に対する耐性のデータは工学的・工業的に非常に重要であるといえる。そこで我々は市販の Bi-2223 線材および YBCO 線材を恒温炉で加熱し，加熱前後の I-V 特性(Iｃ)を評価してきた[1]。
今回は電気炉を用いて，より高い温度環境下での特性変化と，製造プロセスの異なる YBCO 線材について実験を行ったので報告する。
2．実験方法
試料線材の諸元と設定温度を Table 1 に示す。温度をこのように設定したのは以下の理由による。Sample 1 については，
前回の実験[1]で幅 4.8 mm の線材が 220 ℃付近で劣化したことから，今回の幅 4.4 mm の線材では 200 ℃付近を細かく
温度を設定した。Sample 2 については，今回初めて測定したので前回同様，超電導コイル製作時に用いるエポキシ剤の硬化温度や，ハンダ融点を考慮して 130 ℃から 250 ℃まで広く温度を設定した。Sample 3(Bi-2223 線材)については，前回
250 ℃以下では劣化しなかったことから，今回 300 ℃以上の温度を設定した。
はじめに，超電導線材の Ic を計測しこれを初期 Ic(Ic0)とする。
Ic 測定は 77 K 液体窒素浸漬冷却，自己磁場中，1 µV/cm 基準で行った。熱電対を付けた試料を炉内にセットし，設定温度に達したら各種線材を各設定温度につき 2 本ずつ測定す
るとし，計 38 本を炉に投入した。加熱時間を 10 分間で固定し(一定温度を保持)，温度をパラメータとして特性変化を調べていった。最後に，昇温試験後の Ic 測定を行い，Ic0 と比較することで温度と Ic/Ic0 の関係を評価した。

3．実験結果Sample 1，Sample 2，Sample 3 の結果をそれぞれ Fig. 1，
Fig. 2，Fig. 3 に示す。試料は設定温度ごとに新しいものに交換したので，各パラメータにつき 2 本の値をそれぞれプロットした。Sample 1 は 2 本とも 200 ℃付近から Ic 値の低下が確認され，205 ℃においては Ic がおおよそ 10%低下した。さらに
210 ℃で超電導状態が失われた。Sample 2 についても 2 本とも 200 ℃付近から Ic 値の低下傾向が確認されたが，Sample 1のそれと比較して非常に僅かであり，250 ℃でもおおよそ 5%低下したのみであった。また Sample 3 については，400 ℃付
近から Ic 値の低下が確認され，500 ℃でおおよそ 20%低下した。

Fig. 1 Temperature vs. Ic/Ic0 of Sample 1

Table 1 Specification of HTS samples, preset temperature
NumberSample 1

Material

Sample 3

SuperPower

Sumitomo

SCS4050

DI-BSCCO

2G HTS(TypeH)YBCO
AMSC

Manufacturer

Sample 2344Superconductors

Bi-2223
Fig. 2 Temperature vs. Ic/Ic0 of Sample 2

Process

MOD/RABiTS

MOCVD/IBAD

CT-OP

Width

4.4 mm

4.0 mm

4.3 mmLength100 mm

100 mm

100 mmThickness

0.22 mm

0.1 mm

0.23 mm

90 A

135 A

140 A

180 ℃

130 ℃

300 ℃

185 ℃

150 ℃

350 ℃

Fig. 3 Temperature vs. Ic/Ic0 of Sample 3

190 ℃

180 ℃

400 ℃

本研究は「科研費(基盤研究 A)」により実地したものである。

195 ℃

200 ℃

450 ℃

200 ℃

220 ℃

500 ℃

205 ℃

250 ℃

Ic(nominal)

150 ℃

Presettemperature

210 ℃

参考文献
1. A. Ishiyama, A.Karasawa, et al.: Characteristic Change
in HTSs due to Temperature Rise, Abstracts of CSJ
Conference, Vol. 84 (2011) p.151― 137 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p21

HTS 電磁特性

RE123 系線材の剥離に対する欠陥の影響
Influence of defects on delamination of RE123 coated conductor
坂井 直道、重森正隆、町敬人、衣斐顕、高橋保夫、徳丸美幸、吉積正晃、田辺圭一、和泉輝郎（ISTEC-SRL）
SAKAI Naomichi, SHIGEMORI Masataka, MACHI Takato, IBI Akira, TAKAHASHI Yasuo, TOKUMARU Miyuki, YOSHIZUMI
Masaaki, TANABE Keiichi, IZUMI Teruo (ISTEC SRL)
E-mail: nsakai@istec.or.jp
1．はじめに近年、RE123 系テープ線材を用いた各種機器開発が活発に進められている。ここで、機器製作の際に線材の剥離が原因で特性劣化したケースがいくつか報告されており、信頼性向上の観点で耐剥離性の改善が求められている。そのため
我々は、RE123 系テープ線材の剥離に関し、その原因を調査するとともに改善方法の検討を行っている。剥離した線材を多数調査した結果、剥離する線材には欠陥が存在しており、その欠陥を起点として、その後の各種処理による機械歪や熱歪等により剥離が生じたものと推測された。剥離の仕方にはいく
つかの種類があるが、本報告では、そのうち、切断加工で導入された欠陥および線材に内在する欠陥による影響に関して報告する。

の条件調整により基板との密着性を改善し、剥離強度が改善可能であることが確かめられている。また、コンタミが原因と考えている欠陥部の抑制に関しては、洗浄の強化などで改善可能であると考えている。なお、今回示した剥離面は一つの例
であり、線材種類と作製条件により多少異なる場合がある。

2．実験方法及び結果剥離評価は、垂直引張剥離強度試験およびEPMAによる組織、組成分析により行った。Fig.1(a)に、垂直引張剥離強度
試験治具の外観写真を示す。評価試料は、主にIBAD基板(CeO2/LMO/MgO/GZO/Hastelloy)上にPLD法でGd123 を成膜した線材(Ag被覆)を用いた。以下、切断加工と内在する欠陥の影響に関して述べる。

Fig.1 Method of transverse tensile test.

(1) 切断加工の影響
10mm幅の線材を、YAGレーザーを用いて 5 mm幅に切断した。ここで、試料Aは、スポット径 40 µmでかつ収束の悪いレーザーで切断し、試料Bは、スポット径 20 µmで収束が良くなるように改良したレーザーで切断した。これらを、Fig.1(b)に示
す様に、3 mm角のCuアンビルをレーザー切断端にハンダ付
けし、剥離試験を実施した。剥離強度をFig.2(a)に、剥離した基板側の端部写真をFig.3(A)および(B)に示す。試料Aの剥離強度は、10-20 MPaと低く、端部には 150-200 µmの欠陥(基板の露出)が生じていた。一方、改良後のレーザーで切断した
試料Bの強度は、30-60 MPaと高く、切断端に大きな欠陥は観察出来なかった。線材Aは、その後の液体窒素浸漬やコイル化の際に、 Ic低下や剥離が見られた。一方、線材Bに劣化は観測されなかった。これより、切断加工時に導入された欠陥が剥離起点となったと考えられた。また、この剥離は切断条件の調整により回避可能であることが分かった。

Fig.2 Transverse tensile strength for various samples.

(2) 内在する欠陥の影響
線材中には不純物のコンタミやプロセス条件の不具合に起因する欠陥が内在することがある。そこで、内在する欠陥と強度の関係に関して調査した。試料 C は、GZO ベッド層を試
験的に MOD 法で成膜した試料（MOD ベッド）であり、試料 B
はスパッタ法で成膜した標準的な試料である。剥離強度(3mmφ治具使用、線材中央で測定)および剥離面（基板側）の組織をそれぞれ Fig.2(b)および Fig.3 (C1), (D1)に示す。試料
C の強度は、10-15 MPa で、剥離面には基板が露出した欠陥が多数見られた。また、試料 D の強度は、30MPa-70 MPa と幅広く分布していた。ここで、試料 D の強度が低い箇所 D1 の組織から、剥離面には、数百µm の欠陥が観察され、強度の高い箇所 D2 には、この様な大きな欠陥は見られなかった。これらのことから、大きな欠陥の存在が剥離強度を引き起こしたものと推測された。ここで、MOD ベッド法に関しては、その後

(a)

(b)

GdBCO tape

SupportTop anvil
Top anvil
position

GdBCO
tape

(A)

cut
edge

(B)
Defectcutedge

GdBCO, (CeO2)(C1)

100 µm(D1)

Defect300 µm

Fig.3 Photographs of defects shown in delaminatedsurface (substrate side).

3．まとめ
切断加工時やプロセス時に線材に内包されてしまった欠陥が線材の剥離に影響していることを示した。しかしながら、切断加工で導入された欠陥は切断条件の改良で抑制可能であり、内包された欠陥を除去することも可能であることから、剥離は本質的な問題ではなく、線材作製プロセスが洗練されるとともに改善され、線材の信頼性は向上するものと考えている。
本研究は「イットリウム系超電導電力機器技術開発プロジェク
ト」として NEDO の委託により実施したものである。

― 138 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p22

HTS 電磁特性

HTS バルクの高調波磁界による交流損失の測定
Measurement of AC losses in HTS bulk by the harmonics magnetic field
山岸 一人，塚本 修巳（横浜国大）；宮城 大輔（東北大学）
YAMAGISHI Kazuhito， TSUKAMOTO Osami (Yokohama National University); MIYAGI Daisuke (Tohoku University)
E-mail: yamagisi@ynu.ac.jp
1．はじめに
我々は，バルク超伝導体を用いた交流高温超伝導機器の実用化のために，バルクがさらされる様々な変動磁界による捕捉磁束への影響について調査研究を行ってきた[1][2]．電動機などの交流機器は様々な変動磁界にさらされており，その変動磁界により交流損失が発生する．その交流損失によりバルクの温度上昇が起こり，捕捉磁束の減少を引き起こす．
本報告では，回転機等で問題となる高調波成分を含んだ交流磁界がバルクの交流損失に与える影響について検討を行ったので報告する．

Hall sensor

Polystyrene form

Compress

Compress

Calibration
heaterHTS bulk
FRP sample holder

Chromel-Constantan
thermocouple

Fig.1 Sample arrangement
LN2

FRP Cryostat

2．実験方法
今 回 の実 験 で使 用 した HTS バルクは， Gd 系の直径34.4mm×厚さ 10.4mm の円筒型のものであり，最大捕捉磁束は液体窒素温度で 1.17Ｔとなっている．臨界電流密度 Jc は，
捕捉磁束分布より求めた到達磁界を元に計算したものであり，
およそ 6.8×107A/m2 となっている．その HTS バルクを図 1 に示すような FRP 製のサンプルホルダーで挟み込み，バルク円
筒側面には昇温およびキャリブレーション用のヒータが設置されている．バルク下面中心には温度上昇を計測するための熱電対を設置し，上面には捕捉磁束を測定するためのホール
センサが設置されている．また，バルクの冷却特性を調整するためにバルク周囲を断熱材で覆い，サンプルホルダーを上下に圧縮することで，微調整を行うことを可能とした．この HTS
バルクをセットしたサンプルホルダーは，外部磁界を印加するために図 2 に示すような，液体窒素で冷却された交流マグネ
ットの中心にセットされている．この交流マグネットの電源は，外部コントロールにより，様々な波形を励磁することが可能となっており，今回の測定では高調波を含んだ波形により励磁を行った．さらに，HTS バルクを着磁するためにクライオスタッ
ト全体を最大 5T まで発生させることが可能な直流マグネットに挿入されている．今回の交流損失の測定は，印加磁界の波形に高調波成分を含ませるため，精度の高い電気的測定法は使用できない．よって，熱電対を用いて熱量から損失を測定するカロリメトリック法[3]により測定を行った．

Fig.1 Logo of Cryogenic Association of Japan (9 point)
DC Magnet

Sample holder

AC Magnet

Fig.2 Arrangement of the experimental set-up
100Bean model
Q : Fundamental wave
1

10

Q : Fw +3rd harmonics-1+3

Q : Fw +5th harmonics+5-2

Qm [W]

10

10

-3

10

-4

f=60Hz
10

-2

10

B [T]

-1

m

(a) Without trapped magnetic flux.
100

Q : Fundamental wave1

謝辞
本研究は，科研費・基盤研究C（21560292）の助成を受けて実施したものである．

+3

10

-1

10

-2

Q : Fw +5rd harmonics+5

Qm [W]

3．実験結果とまとめ
図 3(a)にバルクが着磁されていない状態の交流損失の測定結果を示す．Q1 が，基本波である 60Hz の交流磁界を印加した際の損失の値であり，実線で示された値は Bean モデル
による損失の計算値である．この二つの値は，良く一致していることがわかる．Q+3 は，基本波に 3 次の高調波(180Hz)を含めた際の損失の測定値であり，基本波のみの場合に比べて若干ではあるが大きな値となっている．また同様に Q+5 は 5 次の高調波(300Hz)を含めた際の測定値は，3 次の値よりも若干大きな値になっている．図 3(b)はバルクを着磁した状態での交流損失の結果である．着磁なしの状態と比べると，Q1, Q+3,
Q+5 の測定値は，ほぼ同じ値となっている．しかし，これらの結果から，カロリメトリック法の測定精度の問題もあり，精度向上とデータの蓄積が必要と思われる．

Q : Fw +3rd harmonics

10

-3

10

-4

f=60Hz
10

-2

B [T]

10

-1

m

(b) With trapped magnetic flux.
Fig. 3 Measured values of Bm vs. Qm

参考文献
1. O. Tsukamoto, et al.: Journal of Materials Processing
Technology, 161, 1-2, (2005) pp52-57
2. Y. Zushi, et al.: Cryogenics, 45, (2005) pp17-22
3. K. Yamagishi, et al.: Journal of Physics: Conference Series
43, (2006) pp.595-598― 139 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p23

HTS 電磁特性

大電流直流超伝導ケーブル向け積層構造高温超伝導テープ線材の臨界電流測定
Critical current measurements on multi-stacked HTS tapes for large-current DC
superconductivity power transmission
小原 久人、山内 駿、孫 建、渡辺 裕文、浜辺 誠、河原 敏男、山口 作太郎(中部大学)
Ohara Hisato，YAMAUCHI Shun, SUN Jian, WATANABE Hirohumi, HAMABE Makoto, KAWAHARA Toshio,
YAMAGUCHI Sataro
E-mail: te11006@isc.chubu.ac.jp

3．結果と考察Fig.2 に臨界電流の測定例を示す。非測定線材の電流は0A である。線材の単独での臨界電流測定では、それぞれ
164A,であったが、積層構造では線材の臨界電流はそれぞれ 221A,248A と増大した。
Fig.3 に非測定線材に流す電流を変えた時の線材の臨界電流を示す。線材単独一本の臨界電流に比べ、臨界電流が大幅に増加していることが分かる。特に四層の場合非測定線材に 140A 流した場合、240A まで増加している。
また三層の場合には同様に 160A 流した場合、248A まで増加した。これは増加率にして約 50％増加していることになる。
以上より、このような導体構成によって性能向上を計る可能性がでてきた。

tapes in the experiment

Field intensity[μV/cm]

2．実験方法
これまでにビスマス系線材では積層構造を取り、各層毎の電流方向を反転させる導体が提案されている 1)，3)，4)。
Fig.1 に線材配置の一例を示す。テープ線材である住友電気工業製 Bi2223 をそれぞれカプトンテープで電気絶縁し、積層構造になっている。Fig.1 の様に積層構造を採ったものを液体窒素に入れた。中央のテープ線材の臨界電流測定を行った。この時、上下の非測定線材には一定電流を 0～160A の範囲で流し、上下で往復電流とした。また、中央の線材には別電源を用意した。三層の場合には中央の一本にだけ流れるようにし、四層の場合には中央の二本に往復電流が流れる構成とした。これによって、導体部の磁場は大電流になっても高くならず、特にテープ面に垂直方向の磁場は低く押さえられる。これはビスマス系
線材に取っては望ましく、臨界電流が増大する。

Fig.1 The schematic arrangements of the three and four HTS

3
2
1

three stacks
singlefour stacks

221A

164A

248A

0
-1
100

150

200
250
current[A]300

Fig.2 V-I characteristics for critical current measurement

250
Critical current[A]1．はじめに
高温超伝導テープ線材の開発が進み、実際への応用が広く検討され、高電圧電力ケーブルの開発も進んできた。
一方、応用先の一つに超伝導バスバーなどの低電圧・大電流直流応用の検討も行われている 1),2)。電圧は DC400V –DC1500V 程度であり、電流は 20kA 以上である。応用先としては、データセンター(iDC)や電気鉄道などがある。
iDC では直流を利用することによって、節電につながり、
大電流応用として期待されている。また、電気鉄道では
長く直流が使われてきて、超伝導利用により路線に沿った変電所を集約し、コスト削減につながると言われている。
一方で、超伝導ケーブルに大電流を流すと自己磁場が大きくなり、テープ線材の臨界電流が下がることがある。
このため、大電流応用では自己磁場の影響を最小化することが重要であると思われる。本報告では、自己磁場の影響を少なくなるようテープ線材を配置したことについて述べる。また、このことから超伝導ケーブルの設計を見直し、新しい導体構造の検討を始めた。

230

データ 8 15:59:35 2011/09/30

三層
4層
single

210
190
170
150
-50

single050100Current[A]

150

200

Fig.3 Critical currents versus outer tape current for Three andfour tapes stack conductor
参考文献
1) 羽田 幸一,羽根 晶 特開平5-236649 酸化物
高温超電導導体の送電方法
2) M.Takayasu, J. Minervini, L.Bromberg, CEC-ICMC
2009, M1-K-04, Arizona (2009)3) Ballino Amail et al, 4-LD-P48 EUCAS 20114) J.SUN et al, 4－LB-P31 EUCAS 2011

― 140 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p24

加速器 (2)超伝導線安定化材の低温での中性子照射試験
Neutron Irradiation Tests of Superconductor Stabilizer Materials at Low Temperature
吉田 誠，中本 建志, 荻津 透 （KEK）; 板橋 高久, 久野 良孝, 佐藤 朗 （阪大）; 栗山 靖敏, 宮田 清美, 森 義治, 秦 斌,
佐藤 紘一, 徐 虬, 義家 敏正 （京大）
YOSHIDA Makoto, NAKAMOTO Tatsushi, OGITSU Toru (KEK); ITAHASHI Takahisa, KUNO Yoshitaka,
SATO Akira (Osaka Univ.); KURIYAMA Yasutoshi, MIYATA Kiyomi, MORI Yoshiharu, QIN Bin, SATO Koichi,
XU Qiu, YOSHIIE Toshimasa (Kyoto Univ.)
E-mail: makoto.yoshida@kek.jp
1．超伝導磁石の放射線耐性
加速器の大強度化、高エネルギー化に伴い、加速器や実験装置に用いる超伝導磁石にも非常に高い放射線環境下で運転できることが要求されるようになってきた。CERN 研究所の LHC 加速器のアップグレード計画や、J-PARC に提案されているミューオン電子転換仮定探索実験 COMET[1]では 1021
～1022 n/m2 の中性子に超伝導磁石がさらされると計算されている。本研究では、超伝導磁石材料の低温環境下での中性子照射による劣化を調査することを目的とする。今回の発表
では、アルミ安定化超伝導線に安定化材として用いられるアルミ合金に原子炉からの中性子を低温環境下で照射し、電気伝導度の劣化をその場測定した結果について報告する。
2．アルミ安定化超伝導線
COMET 実験（J-PARC E21）ではこれまでにない大強度負ミューオンビーム生成のために強磁場を発生できる超伝導磁石を使用する計画である。直径 1.3 ｍの超伝導ソレノイド磁石の中心に陽子標的を配置し、ミューオンの親となるパイオンを強磁場でトラップする。陽子標的からの強烈な放射線から超伝導コイルを守るためコイル内側にシールドを挿入するが、それでも透過してくる中性子量は、実験終了までに 1021 n/m2 に達すると予想されている。放射線による核発熱を抑えるために
アルミ安定化超伝導線を用いる。図 1 は COMET 実験で提案されているアルミ安定化超伝導線の断面図である。

FIGURE 1. Cr oss section vie w of the alum inum stabiliz ed
superconducting cable designed for the COMET experiment.

FIGURE 2. Th e aluminum sample cut from the a luminumstabilized superconductor attached with a voltage sense wire.
3．照射試料
今回は、5N 純アルミに Mg（40ppm）と Cu(20ppm)を添加して高強度化したアルミ材を用いた超伝導線の試作品からアルミ試料を切り出した（図 2）。冷間加工による歪を保存するため

ワイヤー放電加工によって断面 1x1 mm2、長さ 70 mm に成型し、銅スリーブにてリード線を圧着した。試料の両端には電流導入用リード線を圧着、電圧測定用リード線を 45 mm 間隔で圧着し、4 端子法により電気抵抗を測定した。
4. 結果
中性子源には京都大学原子炉実験所の研究炉（KUR）を用いた。試料と共に照射した Ni 片の放射化量測定によると、
熱出力 1 MW で原子炉を運転したときの高速中性子束は1.4×1015 n/m2/sec であった。試料は KUR に設置された低温照射設備 LTL[2]のクライオスタットに挿入され、冷凍機からのヘリウムガスを循環させることで 1 MW 運転時にはおよそ 12Kに冷やされる。低温下での抵抗増加をその場測定した結果、1 MW 運転時、5 MW 運転時ともに、1020 n/m2 当り 1.2 μΩの抵抗増加を観測した(図 3)。また、1 MW 運転後に室温まで昇温することにより劣化が回復することも確認した。これより、COMET 実験においては多くとも年に数回程度の昇温によって中性子によるアルミ安定化材の劣化は回避できると期待される。

FIGURE 3. M easured resistan ce ch anges dur ing n eutron
exposure by KUR as a function of exposure time. The orig inof time is set at the reactor activation. Thick red line indicatedthe irradiation dat a wi th a 5 MW re actor oper ation(~3000 min.). Fine b lue line i ndicates data with a 1 MW
reactor operation (~2700 min.).
5. 謝辞
本研究は、京都大学原子炉実験書の共同利用研究として実施され、原子力基礎基盤戦略研究イニシアティブにより実施する「京大炉（KUR）及びホットラボの利用高度化に関する研究」、科学技術振興機構の産学イノベーション加速事業【戦略的イノベーション創出推進】、強磁場磁石 R&D における
CERN-KEK 協力事業、日米協力事業の支援を受けた。
参考文献
1. COMET (J-PARC E21) Collaboration, Conceptual
Design Report (2009)
2. M. Okada et al., Nucl. Instrum. Meth. A 463,
pp. 213-219 (2001).

― 141 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p25

加速器 (2)

中性子照射による高温超電導体への影響
Effect of Neutron Irradiation on High-Temperature Superconductors
琴寄 拓哉，神林 佑, 柄澤 彰良, 矢崎 真二郎, 石山 敦士（早稲田大学）；
宮原 信幸（放射線医学総合研究所）;植田 浩史(大阪大学)
KOTOYORI Takuya， KAMBAYASHI Yu, KARASAWA Akira, YAZAKI Shinjiro, ISHIYAMA Atsushi(Waseda University);
MIRAHARA Nobuyuki (NIRS); UEDA Hiroshi(Osaka University)
E-mail: atsushi@waseda.jp
1．概要
我々は高温超電導技術を応用し，医療用重粒子線加速器の小型化，効率化を実現するための基礎研究を行っている。
加速器運用中に高温超電導体が放射線環境中で使用される事を想定し，超電導線材への中性子線照射実験を行った。
先行研究では放医研大型サイクロトロン(AVF-930)を用い，水冷ベリリウムターゲット上に 30 MeV 重水素を 20 A を照射す
ることにより発生した中性子線(77 ｋGy×3 回)を Bi-2223 線材と Y 系線材照射し，臨界電流特性に影響がないことを確認した[1]。今回の実験ではさらに多量の中性子線照射(77 kGy×７回)による高温超電導線材の臨界電流特性への影響を調べたので報告する。

3．実験結果Sample1 の実験結果を図 2，Sample2 の実験結果を図 3，まとめたものを図 4 に示す。図 2,3 では中性子線照射前の I-V曲線と中性子線 539 kGy 照射後の I-V 曲線を同一のグラフに示してある。Sample1，Sample2 ともに中性子線照射後も目立った Ic の低下は見られなかった。なお、本研究の一部は科研費(基盤研究 A)によったことを付記する。

2．実験方法
実験では Bi-2223 線材と Y 系線材に中性子線を照射し，その前後で Ic 測定を行った。Ic の測定は液体窒素中(77 K)で行い，Bi-2223 線材と Y 系線材をそれぞれ一本ずつ，計 2 本のサンプルを測定した。電圧測定端子の配置を Fig. 1 に，使用した線材の諸元を Table 1 に示す。
中性子線照射には先行研究[1]と同様に放医研大型サイ
クロトロン(AVF-930)を用い中性子線を Bi-2223 線材およびYBCO 線材に照射した。Be ターゲット上の d 電流は 20 A でターゲットからの距離 10 cm で照射野直径 5 cm である。この位置では，中性子のフラックスが高すぎて直接測定できない
ので，ターゲットから 2 m 離れた位置での中性子フラックスならびに線量率から推定した。中性子線照射は計 7 回行い，総量は 539 kGy(1.74×1015 n/cm2)である。

Fig.2 Experimental Result of Sample1

Table 1 Specification of HTS Samples
Sample 1

Sample 2

Material

Bi-2223

YBCO

Manufacturer

Sumitomo
Electric

AmericanSuperconductorModelnumber

DI-BSCCO(Type H)344 Super
conductors

Process

CT-OP

RABiTS/MOD

Width

4.4 mm

4.4 mmLength

90 mm

120 mmThickness

0.22 mm0.22 mmIc (@ 77 K)

146.0 A

90.0 A

Fig.3 Experimental Result of Sample2

Fig.4 Experimental Results of all Samples

Fig.1 Arrangement of Voltage taps

参考文献
1. Y. Kambayashi, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol.
82 (2010) p.166― 142 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p26

加速器 (2)

次世代超電導サイクロトロンの設計：電磁応力評価
Design of Next Generation HTS Cyclotron: Analyses of Electromagnetic Stress
柄澤 彰良， 石山 敦士 (早大)； 植田 浩史， 福田 光宏， 畑中 吉治 (阪大); 長屋 重夫, 鹿島 直二(中部電力)；
宮原 信幸(放医研)
KARASAWA Akira， ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.); UEDA Hiroshi, FUKUDA Mitsuhiro, HATANAKA Kichiji (Osaka
Univ.); NAGAYA Shigeo, KASHIMA Naoji(Chubu Electric Power Co.); MIYAHARA Nobuyuki(NIRS)
E-mail: ak_0323.karasawa@suou.waseda.jp
1．はじめに筆者らは、小型・高効率・高性能の次世代型重粒子線がん
治療用加速器の開発を目指し、YBCO 超電導コイルを用いたサイクロトロンの概念設計を進めている。軽量・コンパクトなシステムを実現するためには，高機械強度のコイルシステムの開発が必要となる。
開発中のサイクロトロン用超電導コイルシステムは、等時性磁場発生用の円形スプリットコイルと AVF 発生用のスパイラル
セクターコイルから成り，これらのコイルは，等時性磁場と AVFが重畳された複雑な磁場を形成する。そのため，コイルシステ
ムの各要素は，フープ応力に限らず複雑な応力を経験するため詳細な解析を要する。ここでは，基本設計により得られたサ
イクロトロン用コイルの電磁応力計算を試みたので報告する。
2．AVF 発生のための超電導コイルシステム
重粒子を高いエネルギーまで加速するためには，磁場を等時性に保ちつつ，かつ，周方向に強弱を持つ磁場(AVF)を形成する必要がある。特に，磁場分布をスパイラル状にするとより強い収束効果が得られ，高いエネルギーのビーム出力が可能となる。上記のような磁場分布(Fig.1)を形成するためには，
等時性磁場発生用円形スプリットコイル(ここでは 3 対を想定)
および，AVF 形成用のスパイラルセクターコイル(4 対を想定)
を組み合わせた複雑なコイルシステムとなる。Fig.2 に，試設計した次世代超電導サイクロトロン用コイルシステムの全景図を 示 す 。 こ の コ イ ル は ， 放 医 研 HIMAC と 同 等 の 出 力(400[MeV/核子],300[nA])を想定して，以下の条件の下に使用線材の最小化を図ったものである。

超電導特性および電磁応力の視点から，次世代型超電導
サイクロトロンの成立性を評価する。
まず，超電導特性については，コイルの経験する磁場より，
メインコイル 1 とスパイラルセクターコイルの Ic はそれぞれ
420[A]，369[A]となる。運転電流は Ic 以下であり，通電可能範囲である。
電磁応力の視点では，Y 系超電導線材の機械強度については，超電導特性が劣化しない限界値として引っ張り応力
600[MPa]が得られている。これに比して，メインコイル 1 につ
いては線材自身の強度で電磁応力に耐えることができるが，スパイラルセクターコイルについてはフープ応力によるふくらみを抑えるような補強を施す必要があると考えられる。
最後に本研究は，科研費(基盤研究Ａ)により行われたことを付記する。
3.28[m]Fig.1 Magnetic Field
Distribution on Mid-Planeⅰ)YBCO 超電導線材は，幅 10[mm]･厚さ 200[μm ]ⅱ)線材の V-I 特性の磁場強度・角度依存性 を考慮
ⅲ)運転温度は伝導冷却による 20[K]で負荷率は 0.7ⅳ)占積率 0.7(絶縁等を含む)
ⅴ)コイルに加わる引っ張り応力の最大は 600[MPa]ⅵ)複数のスプリットコイルは同一電源により励磁される
ⅶ)セクターコイルにおける最少曲げ半径は 30[mm]

(b)

(a)

Fig.3 Magnetic Field Distribution of(a) Split Coil (b) Spiral Sector Coil

3．コイル経験磁場設計したコイルシステムについて，メインコイル 1 およびス
パイラルセクターコイルにおける経験磁場分布を例として，それぞれ Fig.3(a)(b)に示す。これらのコイルにおける最大経験
磁場はそれぞれ 6.44[T]，8.35[T]である。
4．電磁応力
三次元有限要素法を用いて電磁応力を計算した。Y 系超電導線材の積層構造は考慮せず，コイル一体を弾性体として解析した。本解析において想定している線材の構造は，基板(Hastelloy) ： 100[ μ m] ・ YBCO 層 ： 1[ μ m] ・ 安 定 化 層(Cupper):100[μm]の三層構造である。
コイルシステムの各コイルについての電磁応力の例として，
ここでは代表としてメインコイル１，およびスパイラルセクターコ
イルに働く周方向の電磁応力分布をそれぞれ Fig.4(a)(b)に示す。

Fig.2 Overview of Coil System

(a)

(b)

Fig.4 Electromagnetic Stress Distribution of(a) Split Coil (b) Spiral Sector Coil
参考文献
1. 石山他: 「高温超電導技術を活用した先進ハイブリッド・サ
イクロトロンの開発」，電気学会超電導応用電力機器研究会資料，ASC-11-009 (2011.1).

― 143 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p27

加速器 (2)次世代高温超電導サイクロトロンのための高温超電導コイルの遮へい電流による磁場の空間的・時間的変化 －（２）計算例－
Spatial and Temporary Behavior of Magnetic Field Distribution by Shielding Current
in HTS Coil for Next Generation HTS Cyclotron application – (2) Calculation Example –植田 浩史，福田 光宏，畑中 吉治（阪大），石山 敦士（早大）
UEDA Hiroshi, FUKUDA Mitsuhiro, HATANAKA Kichiji (Osaka Univ.); ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.)
E-mail: hueda@rcnp.osaka-u.ac.jp

2．次世代高温超電導サイクロトロン
重粒子を高いエネルギーまで加速するためには，磁場を等時性に保ちつつ，かつ，周方向に勾配を持つ磁場（AVF）を形成する必要がある。特に，磁場分布をスパイラル状にするとより強い収束効果が得られ，高いエネルギーのビーム出力が可能となる。上記のような磁場分布を形成するためには，等時性磁場発生用円形スプリットコイル（3 対）および，AVF 形成
用のスパイラルセクターコイル（4 対）を組み合わせた複雑なコ
イルシステムを要す。Fig.1 に，試設計した次世代超電導サイ
クロトロン用コイルシステムの全景図および Fig.2 にメインコイ
ルの断面図を示す。このコイルは，放医研 HIMAC と同等の出力（400 MeV/核子，300 nA）を想定して，使用線材の最小化を図って設計したものである[2]。
3．解析例
線材は YBCO 線材で幅 1 cm，超電導層 1 m，ハステロイ
100 m，安定化層（銅層）100 m とする。従って，巻線内で線材は 200 m 離れていることになる。超電導特性は n 値モデルで表わされる E-J 特性により表現し，IC 540A，n = 30 とした（運転温度 20 K を想定）。コイルは上述した設計したサイクロトロン用メインコイル（Fig. 2 参照）の 1/4 モデルとした。ここで解析対象にしたのは，最も外側にあり Volume も大きいコイルである。コイル内径は 0.5 m，外径 0.6 m，高さ 0.05 m，巻数200 である。通電電流は 300 A とした。計算結果（中心磁場）を Fig. 3 に示す。励磁直後の発生磁場は所望の磁場の約98%になっている。その後，時間経過に伴い，所望の磁場に近づいていく。
4． おわりにY 系超電導コイルについて線材に流れる誘導電流が発生させる磁界の時間的変化の計算例を示した。我々が用いた数値計算手法[3]は 3 次元電磁界解析でも適用可能である。
今後は，我々が提案している次世代超電導サイクロトロン用コ
イル（メインコイルおよびスパイラルセクターコイル）の誘導電Fig. 1. Schematic drawing of superconducting coils for next
generation cyclotron.

Fig. 2. Cross-sectional view of main coil for next generation
cyclotron.
0.267

Magnetic Field(without screening current‐induced magnetic field)

0.266
Magnetic Field (T)1．はじめに
我々は，高温超電導技術を活用した小型・高効率・高性能の次世代超電導サイクロトロンの開発・実現を目指している[1]。
サイクロトロン用高温超電導コイルにおいては，空間的・時間的に高精度な磁場が 3 次元的に分布することが要求される。
高温超電導コイルでこのような高精度磁場を実現する際の問題として，遮へい電流により誘導される磁場がある。Y 系超電導コイルでは，Y 系超電導線材のテープ面がコイルの発生中
心磁場方向と平行になるように巻かれるため，コイルの上下端部ではテープ面を貫く磁場が大きく，遮へい電流が顕著に誘導され，それによって生じる磁場がコイルの設計磁場に影響を及ぼし，発生磁場の空間的均一性や時間的安定性を損なう可能性がある。本報告では，新たに開発した数値解析手法[3]を用いて，Y 系超電導線材に流れる誘導電流が発生させる磁界の空間的かつ時間的変化の計算例を示す。

0.265
0.264

Magnetic Field(with screening current‐induced magnetic field)

0.263
0.262
0.261
0.260
0

1

2

3

4

5

Time (h)Fig. 3.

Magnetic field drift at center of coil with time.

流の影響，さらに冷却時，励磁時のコイル変形による磁場精度について調べていく予定である。
なお，本研究の一部は科研費（若手研究B）によったことを
付記する。
参考文献
1. A. Ishiyama, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 84 (2011)
p.134
2. A. Ishiyama, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 84 (2011)
p.135
3. H. Ueda, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 85 (2011) 1B-p02― 144 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p28

加速器 (2)薄膜線材のテープ形状を考慮したコイル支配型
FFAG 加速器マグネットの 3 次元磁場設計
Three dimensional magnetic field design of coil-dominated magnet for FFAG accelerator
considering flat tape shape of coated conductors
高橋 慶多，雨宮 尚之，中村 武恒，森 義治（京大）；荻津 透（KEK）；
吉本 政弘（原子力機構）；渡辺 郁男，長内 昭宏，吉行 健（東芝）
TAKAHASHI Keita，AMEMIYA Naoyuki，NAKAMURA Taketsune，MORI Yoshiharu (Kyoto Univ.)； OGITSU Toru (KEK)；YOSHIMOTO Masahiro (JAEA)； WATANABE Ikuo，OSANAI Akihiro, YOSHIYUKI Takeshi (Toshiba)
E-mail: amemiya@kuee.kyoto-u.ac.jp
1．はじめに薄膜線材のテープ形状を考慮し，コイル支配型 FFAG 加速器マグネットの磁場設計を行った。コイル支配型マグネットとは，導体配置を精密に設計することにより，加速器マグネッ
トに要求される精密な磁場を発生するマグネットである[1]。
FFAG 加速器は磁場が時間的に一定であるため直流マグ
ネットにより構成でき，かつ強集束性を併せ持った加速器である[2]。FFAG 加速器では，Fig. 1 に示す様に，ビームの加速と共にビーム軌道の半径は大きくなるが，ビーム軌道径方向に非線形に増大する磁場を利用しており，軌道の変位はサイクロトロンほど大きくはない。
2．FFAG 加速器用マグネットの磁場設計
今回 FDF triplet 型ラディアルセクタ型 FFAG 加速器用マグ
ネットの磁場設計を行った。k 値は 4, セル数は 8，ビーム軌道
半径は 3.63 m から 5.09 m である。設計マグネットの概要をTable 1 に示す。線材幅 5 mm，厚さ 0.2 mm の薄膜線材を 10本束ねて巻線することを想定し，線材断面に対する電流密度は 500 A/mm2 まで許容すると仮定した。加速器中心を中心とする円に沿って磁場を積分した積分磁場が加速器設計の要求を満たすように導体配置の最適化を行った。
マグネット開口部の巻線部では Frenet-Serret の式を用いて線材の edge-wise 曲げ歪，flat-wise 曲げ半径を計算した[1]。ここで，0.3%以下の edge-wise 曲げ歪，20 mm 以上のflat-wise 曲げ半径は許容すると仮定した。Fig. 2 (a) に設計した集束マグネットの鳥瞰図，Fig. 2 (b) に集束マグネット最内層の上面図を示す。最大 edge-wise 曲げ歪は 0.275%で，最小
flat-wise 曲げ半径は 50.3 mm であった。
3．まとめ
薄膜線材の edge-wise 曲げ歪，flat-wise 曲げ半径を設定した許容範囲に抑え，ラディアルセクタ型 FFAG 加速器用マグ
ネットの 3 次元磁場設計を行った。今後は使用線材量及び磁場強度を低減するため，スパイラルセクタ型 FFAG 加速器用
マグネットの設計を目指す。
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。

Fig. 1 Arrangement of magnets and beam orbit of designed
radial sector FFAG accelerator

Fig. 2 (a) Bird’s-eye view of designed focus magnet (b) Topview of inner-most layer of designed focus magnet

TABLE 1 OUTLINES OF THREE-DIMENSIONAL MAGNET DESIGNS

参考文献
1. S. Russenschuck: “Field computation for accelerator
magnets,” Weinheim: WILEY-VCH, (2010) pp. 293–326,
pp. 609–636.
2. K. R. Symon, et al.: “Fixed-Field Alternating-GradientParticle Accelerators,” Phys. Rev., vol. 103, no. 6, (1956)
pp. 1837‒1859.

― 145 ―

Type of magnet

F magnet

D magnet

Distance between magnet centerand accelerator center

4.35 m4.35 mRadius of beam pipe

1.2 m

1.3 m

Inner radius of iron yoke

1.4 m

1.5 m

Good field region±0.77 m±0.77 mOperation current per tape

461 A

465 A

Integrated field at r=4.35 m

1.64 T·m

1.06 T·m

Number of turns

2158 × 10

2066 × 10

Number of layers

10

10

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p29

冷却・冷凍

Warm bore anti-cryostat to investigate temperature profileof the SuperKEKB IR magnet coil bobbin
宗 占国，大内 徳人，土屋 清澄，東 憲男，岩崎 昌子, 山岡広, 多和田 正文（KEK）
ZONG Zhanguo，OHUCHI Norihito, TSUCHIYA Kiyosumi, HIGASHI Norio, IWASAKI Masako, YAMAOKA Hiroshi,
TAWADA Masafumi (KEK)E-mail: zhanguo.zong@kek.jp
1．Abstract
In the proposed SuperKEKB interaction region (IR), thesuperconducting (SC) quadrupole magnet system is designedwith a small coil inner radius. The vacuum gap for the thermal
insulation between the cold coil bobbin and warm beam pipe isjust about 3.5 mm and the thermal radiation will increase thecoil temperature. This paper will introduce a warm bore
anti-cryostat for investigating the temperature profile of thecoil bobbin and the preliminary results and analysis.

LHe from outer side, the vessel over vacuum chamber also
accommodates LHe to keep the same temperature.

2．Introduction
The SuperKEKB is proposed as the upgrade project of
KEKB, with the 40 times higher target luminosity. In theinteraction region, the final focus system for each beam
consists of the superconducting quadrupole, compensation
solenoid and correction magnets. The quadrupole andcorrection magnets are located between two beams and are
required to be as close to the interaction point (IP) as possible,
with strong space constraint. The superconducting wire will beplaced on the bobbin with a small inner radius, against whichin the cryostat the beam pipe will be kept at room temperature.
The distance between the warm beam pipe and the coil bobbin
is only about 3.5 mm, as shown in Fig. 1 of QC1RP half crosssection [1]. The thermal radiation from the warm tube will
increase the coil temperature and limit the superconductor
operation. This R&D is dedicated to investigating theinfluence of the thermal radiation on the superconductor. A
vertical cryostat prototype with warm bore was designed andfabricated. Several multi-insulation layers were applied in theevacuated narrow gap of 3.5 mm between 300 K and LHetemperature and cryogenic experiments were carried out. In
this paper, the configuration of the cryostat prototype will be
introduced and the preliminary results will be presented.

Fig.2 Quarter of the warm bore cross section of theanti-cryostat with a schematic sketch of other side.

Fig.1 Cross section (half) of QC1RP SC quadrupole forpositron beam and correction coils for electron beam.
3．Configuration of the anti-cryostat
A quarter of the warm bore cross section of the verticalanti-cryostat is shown in Fig. 2, in which the LHe and vacuum
vessels of other side are schematically sketched. The innertube is kept at room temperature by blowing the gaseous
nitrogen of 300 K. Several multi-insulation layers can beapplied in the vacuum gap of 3.5 mm to reduce the thermalradiation. The helium vessel inner tube is covered by a G10cylinder and attached by three precious Cernox temperature
sensors. The liquid helium (LHe) temperature is also measured
by an immersed Cernox sensor. To reduce the heat leak to the

LHe

Temperature (K)

LH
V ac euum

G10
Bobbin
(SUS)
Warm
bore

2011-01-19 5 Layers with 300 K

6
5
4
30.0

20.0

40.0
60.0
LHe level (%)

80.0

At 87%
X40885 4.231
X62291 4.452
X62290 4.438
X62289 4.404

100.0

10.84

0.3

8.13

0.2

5.42

0.1

2.71

0.0

1

2

3

4

5

6

7

Insulation layers

8

9

10

0.116

0.00
11

0.087
0.058
0.029

Heat flux per length (W/m)∆Τ/Heat flux densy/per length2

0.4

Heat flux density (W/m )Temperature difference with LHe (K)Fig.3 Temperatures evolution of the Cernox sensors with the
LHe level.

0.000

Fig.4 Measured temperature differences with insulation layers
and corresponding the heat flux density and per length.
4．Experiment results and analysis
The measured Cernox temperature evolution with the LHelevel is shown in Fig. 3. By comparison with the LHetemperature (Cernox X40885), the temperature differences
can be concluded. Due to the narrow gap and the assembling
accuracy, the insulation layers may touch the LHe tube, which
will cause the thermal short circuit and can be reflected by thestandard deviations of the three Cernox sensors. Fig. 4
summarizes the results with small deviations (<0.03 K, shownby the error bar in the figure). The heat flux density (W/m2,
on the R17 surface) or per length (W/m) due to the thermalradiation is calculated according to the heat conduction overthe G10 wall.
5. Conclusion
A warm bore anti-cryostat was designed and fabricated forthe investigation. With more than 3 layers of thermal
insulation, the temperature difference is less than 0.4 K andcorrespondingly the heat flux density by thermal radiation isless than 10 W/m2.
6. Reference
1. N. Ohuchi, el al., in Proc. CSJ2011s, Paper 1D-P04.

― 146 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p30

冷却・冷凍

2T 級無冷媒型超伝導磁石の設計・製作
Trial manufacture of 2T class superconductiving magnet
沼島 辰明，冨岡 孝裕，重松 利信（佐世保高専）; 佐藤 誠樹，河江 達也（九大工）NSHIMA.Tatuaki，TOMIOKA.Takahiro， SHIGEMATU.Toshinobu (Sasebo National College of Technology),
SATO Seiki, KAWAE Tatsuya(Kyushu Univ.)
E-mail：shige@post.cc.sasebo.ac.jp
1．はじめに
当研究室では機能性脂質を生産する微生物に対する磁場印加効果を調べている。これまでの研究で低磁場(～0.5T）

コイル

では磁場が脂質生産に大きくかかわり、高磁場（4T, 6T）
ではほとんど磁場に依存しない結果を得ている[1]。磁場の印加は飽和酸素濃度の増加にもつながり、磁場の強さと脂

ボビン

アルミ材

内径

150 ㎜

長さ

110 ㎜

巻数

5300 巻

コイル
間距離

30ｍｍ

質生産量の増加分とは比例関係になると予測できるが、その予測と大きく食い違う結果となっている。この違いを明2-2 製作らかにするためには、2T 程度までの系統的な磁場印加実験

製作には専用の巻き線機が必要である。そこで、高エネが非常に有効である。そこで、当研究室内で培養中の磁場

ルギー加速器研究機構の細山先生にお願いし、巻き線機を印加実験が行えるように、微生物実験に適した 2T 級の電使用させて頂き、製作した。製作した超伝導磁石の長さは磁石の製作を計画した。

280mm（上下フランジ含），ボビン内径 141 ㎜であり、電磁石は超伝導磁石を製作し、その冷却にはＧＭ冷凍機

室温のサンプル挿入空間はφ110 である。

（IWATANI; HE05）を用いる。本冷凍機に関しては、一般に無冷媒型超伝導磁石に用いられている冷凍機の冷凍能力に比較して、小さ目であるため、十分な熱シールド対策や寒3．性能実験
コイルの性能評価は液体ヘリウムに浸漬した状態での冷の伝達方法など数々の工夫を行う必要があると考えてい印加電流と発生磁場の関係を調べた。Fig.1 に 50Ａ印加時る。

の発生磁場の空間分布を示す。設計通りの分布となってい

本稿では現在製作が完了した超伝導磁石部分の詳細につ

る。

いて示す。
2．無冷媒型超電導磁石の設計・製作
2-1 コイルの設計
設計する電磁石は、微生物への磁場印加効果を調べることに特化した装置である。そこで微生物培養実験として以下の 3 点の要請があった。
① 実験空間内の磁場均一度が 10％以下であること② 実験空間は磁場方向、動径方向ともに 100[mm]以上の空間が確保できること③ 最大磁場が 2[T]程度まで安定して発生できること
これらの条件を満足するソレノイドコイルを設計した
ところ、コイル長 300mm, コイル径 150mm となった。
このままの設計では、Quench の発生を抑えることが出来ない可能性が高い。そこで、円筒コイルを２つ製作し、それらを連結させる方法を採用することにした。以下のTable.1 に設計したコイルの諸諸元表を示す。

Fig.2

Table１．Outline design of superconducting Maget
超伝導線材

JASTEC 社製 NbTi(K55 / 1.3 / 50)

設計電流50Ａ（2T）

Field profile at 50[A]参考文献
1. T.Shigematsu et al.: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平成 21 年度年次報告書(2009) 175― 147 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p31

冷却・冷凍

活性炭へのヘリウム吸着量測定
Measurement of Helium Adsorptionon Charcoalunder Cryogenic Conditions
岡田 竜太郎, 岡村 崇弘, 大畠 洋克（KEK）, 高田 卓（筑波大）, 都丸 隆行, 木村 誠宏, 羽澄 昌史,
荻津 透, 山本 明（KEK）, 中西 努, 後藤 修一（ジェック東理社）
OKADA Ryutaro, OKAMURA Takahiro, OHHATA Hirokatsu (KEK), TAKADA Suguru (Tsukuba Univ),
TOMARU Takayuki, KIMURA Nobuhiro, HAZUMI Masashi, OGITSU Toru, YAMAMOTO Akira (KEK),
NAKANISHI Tsutomu, GOTO Syuichi (JECC Torisha Co. Ltd.)E-mail: ryutaro.okada@kek.jp

1. 緒言
現在，宇宙マイクロ波背景放射（CMB）実験を始めとする高エネルギー · 宇宙物理学実験分野において，1K 以下で性能を発揮する検出素子の冷却に必要不可欠なヒートスイッ
チ並びにソープション冷凍機等の超低温機器の開発・製作技術の確立が求められている．ソープション冷凍機はへリウム
ガスの活性炭への吸着現象を利用することで 250 mK 程度を実現できるものであり，ヘリウムを用いたガスギャップヒー
トスイッチも同様の吸着現象を利用した熱スイッチである．
こうした機器の R&D を進めるにあたり，ヘリウムガスの活性炭への吸着特性を把握しておくことは必要不可欠である．
そこで我々はまず定容式吸着量測定装置を製作し，活性炭に対するヘリウム吸着量を 4.2 K ならびに 77 K で測定した．
本報では吸着実験装置ならびに吸着量測定結果に関して報告する．

Fig. 1 Helium adsorption measurement system

2. 吸着測定装置並びに測定原理
Fig.1 に本実験で用いた定容積型吸着測定装置の構成を示
す．試験装置は活性炭ポット (v 2 = 8 4.5 cm3 ) とバッファ(v 1 = 279 cm3 ) から構成されており，両者はバルブ (V1) を介して 1/4 インチ SUS 配管で連結されている．活性炭ポッ
トはクライオスタット内に収められ，液体ヘリウムもしくは液体窒素により一定温度になるよう浸漬冷却される．ヘリウムガスはバルブ (V2) を開けることによりボンベからバッ
ファタンクに充填され，さらに V1 を開けることで活性炭ポットへ供給される．本試験装置を用いた吸着量測定原理を以下に記す．一般に吸着量 M は以下のように温度 T , 吸着
質平衡圧力 peq , 吸着相互作用ポテンシャル E の関数で記述される [1]．

M = f (T, peq , E ),E = E (T )(2)を明らかにする．(2) は吸着等温式と呼ばれており吸着特性を明らかにする上で重要な指標となる．以下に吸着等温線を得るための手順を示す．(step0): V1, V3 を open し，活性炭
ポット並びにバッファを真空引きする．(step1-a): V1,V3 を(1)close，V2 を open することで，バッファに圧力 pB を加えた後 V2 を close する．(step1-b): V1 を open し，活性炭にヘ(1)リウムを吸着させる．圧力ゲージ (P1, P2) の値 peq が一定（平衡状態になったら）V1 を close する．このとき標準状態における吸着量 M (1) cm3 (STP) は以下の式から算出される．

M (1) =

22414
R

(1)

(1)

(1)

pB v 1
peq v 1
peq v 2
−
−
T1
T1
T2

ステップ目における吸着総量 M cm3 (STP) は以下式から求められる．

M = M (1) +n22414
R j =2(1)

本実験では，T = const , (E = const ) 下における吸着量に着目することで吸着量 M と吸着平衡圧力 peq の関係

M = f ( peq ) T, E

Fig. 2 Adsorption isotherm at 4.2 K, 77 K, 300 K.

(3)

ここで v 2 は活性炭ポットの体積 v 2 から活性炭体積を引いた体積である．以上の操作を n 回繰り返すことで n プロットからなる吸着等温線が得られる．(3) を一般化することで n(j )( j − 1)

(j )

(j )

pB v 1
peq v 2
peq v 1
peq v 2
+
−
−
T1
T2
T1
T2

(4)

T1 , T 2 はバッファ温度（室温），活性炭ポット温度を意味する．また本実験ではクラレコール粒状活性炭を用い，これを活性炭ポットに充填した後，真空引きしながら約 12 時間
400 K でベーキングを行った．
3. 結果と考察
Fig.2 に T2 = 300 K, 77 K, 4.2 K における吸着等温線を示す．縦軸は活性炭 1g あたりの吸着量，横軸は吸着平衡圧
力 peq である．T 2 = 300 K, 77 K の場合，吸着量は吸着平衡
圧力と比例関係にあり，吸着剤（活性炭）と吸着質（ヘリウム）間の相互作用が比較的弱い系において成立する Henry 型の吸着等温線となる．一方で T 2 = 4 .2 K の場合は Henry 型とはならず，低圧部分 peq ~ 10− 1 Pa で吸着量の増大が著しい一方で，peq が凡そ 1 以上で勾配 ( dM /dp eq ) はなだらかとなる傾向にある．これは勾配の大きな部分では細孔内への吸着が起き，なだらかな部分では細孔への吸着が飽和したことにより活性炭表面への吸着が進行していることを示している。これは微小細孔（マイクロ孔）を有するゼオライトなどの吸着剤で見られる吸着等温線と同タイプとなる．
参考文献

1. 近藤他：“吸着の科学” 第 2 版（丸善）.

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第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p32

冷却・冷凍

蓄冷材の同軸配置による GM 冷凍機の冷凍性能
Cooling performance of a GM cryocooler by co-axial layout of regenerator materials
増山 新二，松井 康平，田村 昂大(大島商船高専)；沼澤 健則(NIMS)MASUYAMA Shinji, MATSUI Kohei, TAMURA Kota (Oshima National College)； NUMAZAWA Takenori (NIMS)
E-mail: masuyama@oshima-k.ac.jp
１．はじめに前報において，蓄冷器内に HoCu2 と Gd2O2S (以下，GOSとする) の二種類の材料を同軸配置構造とするとこで，同軸部が等価的にこれら両方の比熱特性を有した蓄冷材として働くことを実験的に実証した[1]。これは，ヘリウムガスが同軸部を二分して流れることに起因するものであり，一般的な層構造では実現しない。
今回は，同軸配置のさらなる可能性を調査するため，中心部に充填される GOS の球径を変えることによる冷凍性能の影響を調べた。また，ベークライト棒を入れた実験も行った。以下に，実験方法，冷凍性能試験結果を述べる。

４．まとめ
同軸構造の可能性を調査するため，GOS の粒径を変えて冷凍性能を評価した。同軸構造とするとこで，0.1mm という微粒子を使用しても十分な性能を発揮できることが証明された。
また Bakelite 構造においては，さらなる検討を続ける。
Hot
end

Cold
end
HoCu2

Pb

GOS

Fig.1. Co-axial layout of regenerator materials

２．同軸配置の概略
蓄冷材の同軸配置(co-axial layout)構造の概略図を図 1に示す。GM 冷凍機の 2 段目蓄冷器(内径：15mmΦ，長さ：
100mm)の高温側に Pb を一層充填し，同軸部である低温側の外側に HoCu2 ，内側に GOS が充填された構造である。同軸部の体積比は，HoCu2:GOS=30:20 である。同軸部を仕切るために，内径 9mmΦ，長さ 50mm，肉厚 0.5mm のステンレ
ス管を使用し，その管内に GOS が充填されている。また，各蓄冷材を分離・固定する目的でフェルトを使用している。なお
図 1 中には，ステンレス管，フェルトは省略してある。
冷却試験の結果を受けて，GOS 部分(仕切用ステンレス部分も含む)をベークライト棒(外径 10mmΦ，長さ 50mm)に置き換えた構造による実験も行った。

Table1. Regenerator type and filling volume ratio

Filling volume ratio [%]Regenerator
type

Gd2O2S

Pb
(0.2)

HoCu2
(0.2)

(0.25)(0.1)

Layer 1

50

30

20

－

Layer 2

50

30

－

20

Co-axial 1

50

30

20

－

Co-axial 2

50

30

－

20

Bakelite

50

30

－

－

4.5
Layer 1
Layer 2
Co-axial 1
Co-axial 2
Bakelite

4.0

Cooling Power [W]

3.5
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

0

5

10
15
20
Temperature [K]2530

Fig.2. Cooling power results
0.20

Cooling Power at 4.2 K [W]

３．実験方法・結果
2 段 GM 冷凍機(SHI：SRDK-101D，電気入力：1.3kW@
60Hz)を使用し，冷凍性能評価を行った。なお動作周波数は1.2Hz である。実験した蓄冷器タイプと充填した蓄冷材重量を
表 1 に示す。ここで，Layer1，2 は一般的な三層構造，
Co-axial1，2 は同軸構造，Bakelite はベークライト棒入り構造を示す。球径は，Pb，HoCu2 が 0.2mm 一定であり，GOS
は 0.25 と 0.1mm の二種類を試験した。
図 2 に 5 つの蓄冷器タイプにおける冷凍能力試験結果を，
図 3 に 4.2K での冷凍能力比較を示す。Layer 構造では，6K以上において冷凍能力の傾きが急激に減少している。これは，GOS の比熱が小さくなる温度領域に一致している。GOS の球径による影響は，0.25mm が 4.2K において有効であることが分かり，0.1mm では全温度領域において冷凍能力が小さい。これは圧力損失が影響していると考えられる。
一方，Co-axial 構造においては，GOS の比熱特性による傾きの減少は見られず，10K 以上においては，三層構造より
1.7-2.0 倍の冷凍能力を示しており，同軸構造の効果がよく表れている。さらに注目すべきは，7K 以上の温度領域において，0.1mm の方が 0.25mm より大きな能力を発揮していることである。0.1mm 球のような微粒子を充填すると，流路抵抗の増加により冷凍能力が低下することを予測していたが，意に反した結果となった。これは，外側の HoCu2 部のヘリウム流量が増加したことが要因と考えられる。
そこで，中心部のヘリウム流をベークライト棒を使って止めてしまう Bakelite 構造を試みた。その結果，4.2K での能力は小さくなったが，7K 以上の温度領域においては，最も大きな能力を示すという興味ある結果が得られた。

0.16
0.12
0.08
0.04
0.00

Layer 1

Layer 2 Co-axial 1 Co-axial 2 Bakelite

Fig.3. Cooling power comparison at 4.2 K

参考文献

1. S. Masuyama, K. Tamura and T. Numazawa: Abstracts of
CSJ Conference Vol.84 (2011) p.129― 149 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p33

冷却・冷凍

4 バルブ型 1 段パルスチューブ冷凍機の鉛蓄冷材の効果
Effect of lead regenerator material of a 4-valve type single stage pulse tube cryocooler
滝口 雄太, 丸岡 剛, 増山新二(大島商船高専)
TAKIGUCHI Yuta, MARUOKA Tsuyoshi, MASUYAMA Shinji
E-mail: masuyama@oshima-k.ac.jp

3. 実験方法・結果
冷却試験は，ソレノイドバルブの開閉タイミング，ならびにニードルバルブの開度は，すべて一定として行った。
Fig. 2 は，SUS#200 メッシュを充填した 1 層蓄冷材の冷却特性を示す。縦軸は温度、横軸は冷却時間である。室温から冷却後、約 35 分で 30K レベルに到達し、最低到達温度は113 分で 31.6K を達成している。ただし，多少の温度不安定性も観測されている。なお，以下に示す Pb を組み合わせた場
合でも同様な冷却過程を示した。
Fig. 3 は SUS#200 メッシュ(高温側)と Pb 球(低温側)を組み合わせた 2 層蓄冷材での到達温度を示す。縦軸は到達温度、横軸は SUS と Pb の割合を示している。Pb の量を 0%か
ら 増 加 す る と 到 達 温 度 は 低 下 し ， SUS:Pb=70:30 の 時 、
16.9K の最低到達温度を達成した。Pb:40%では，到達温度が少し上昇している。以上のことから，到達温度を下げるためには，Pb は非常に有効な材料であり，また，その分量も重要なパラメータとなることが理解できる。
4. まとめ
高効率 20K 冷凍機の開発を目指して，4 バルブ型 1 段パルスチューブ冷凍機を構築し，冷却試験を行った。実験結果
らか，Pb 蓄冷材の有効性が十分に確認できた。また，最低到達温度として 16.9K が得られており，目的達成の第一段階として，よいスタートが切れた。
今後は、冷却過程で見られた温度不安定性を改善するとともに，磁性体蓄冷材の使用を視野に入れ，研究を進める予定
である。
参考文献
[1] S. MASUYAMA, Y. TAKIGUCHI, et al; Abstracts of
CSJ Conference Vol. 83 (2010) p.54

to Compressor
Needlevalve

Solenoid
valve

Water
cooling

Pulse
tube

Regenerator

Fig. 1 A schematic of the 4-valve type single stage
pulse tube cryocooler
300
250

Temperature [K]2. 4 バルブ型 1 段パルスチューブ冷凍機の概要
Fig. 1 に本研究で製作した 4 バルブ型 1 段パルスチューブ
冷凍機の概略図を示す。冷凍機は U 字構造とし，4 個のソレノイドバルブ(CKD; 流体制御バルブ)，2 個のニードルバルブ(Swagelok; SS-4L)から構成される。また，パルスチューブ高
温端は水冷している。蓄冷器は，長さ 160mm、内径 52mmφであり，蓄冷材として，SUS#200 メッシュ，Pb(0.2mmφ)球を準備した。パルスチューブと蓄冷器の両端には，銅メッシュを適量積層するとともに，ヘリウムガスの流れを整える整流器が挿入されている。また，概略図では省略されているが，室温部での圧力測定も行っている。
ヘリウムの初期充填圧力を 1.6MPa とし，動作周波数は
2Hz とした。圧縮機は C-300G(SUZUKISHOKAN)を使用し，その電気入力は 7.3kW@60Hz である。

謝辞
本研究は，NIFS 一般共同研究 NIFS11KECA007「無冷媒冷却システムを目指した高効率冷凍機の開発」の一環として実施している。ここに感謝する。

200
150
100
50
0

0

20

40

60

80

100

120

Time [min]Fig. 2 A result of cooling characteristic35

Temperature [K]1. はじめに
本研究は，液体水素や高温超電導システムなどに適応可
能な、20K 高効率 1 段パルスチューブ冷凍機の開発[1]が目的である。今回、新たに 4 バルブ型 1 段パルスチューブ冷凍機を製作し、性能評価を行った。蓄冷材として，ステンレス(SUS)メッシュを用いた 1 層蓄冷材、SUS メッシュと鉛(Pb)球の 2 層蓄冷材において冷却試験を行い、低温端での Pb 蓄冷材の効果を調査した。以下に，パルスチューブ冷凍機の概要、冷却試験結果について述べる。

30
25
20
15
10
5
0

Fig. 3― 150 ―

0

10

20

30

SUS(100-x):Pb(x) [%]40

Achievable lowest temperature and filling ratioof regenerator materials
第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p34

冷却・冷凍

MEG 用ヘリウム循環装置の自動制御
Development of an automatic control system of the Helium Circulation System for MEGs
岡本 雅美（東大，新領域技術研）; 武田 常広（東大）
OKAMOTO Masayoshi (Univ. of Tokyo, FTI); TAKEDA Tsunehiro (Univ. of Tokyo)
E-mail: okamoto@brain.k.u-tokyo.ac.jp
1．はじめにMEG（脳磁場）計測では、SQUID センサを超伝導に保つため液体ヘリウムを必要としている。年間数千リットルにもなる多量の液体ヘリウムの使用が脳磁計の維持費を押し上げていたが、ヘリウム循環装置（HCS）により液体ヘリウムの消費量を大幅に削減できるようになった[1]。従来、HCS の運転操作は動作モードの変更を手動で行っていた。今回、動作モードを自動で遷移させる制御システムを開発したので報告する。

液化モードでは、精密測定、冷凍機保守、閉塞解除へスイッ
チ操作により遷移させることができる。停止時は精密測定を経由した後に停止する。

2．ヘリウム循環装置の概要
Fig.1 に HCS の概要図を示す。デュワで蒸発したヘリウムガ
スは冷えた状態でトランスファーチューブを経由し凝縮器に吸い込まれ液化される。液化されたヘリウムは重力によりデュワへ流れ落ちる。また、熱シールドとして GM 冷凍機の 1st ステージで約 40K に冷却されたガスをトランスファーチューブ経由
でデュワ上部に循環ポンプを用いて流す。
Fig.2 State transition diagram
5．操作パネル装置の操作はコントローラと LAN 接続された PC 上のリモー
トパネルから行う。Fig.3 はプロセス操作用のリモートパネルである。通常の使用においてユーザが行う操作は、このパネル
中の液化運転スイッチの ON/OFF のみで良い。また、精密測定や冷凍機保守モードへの移行などの基本機能の操作もこのパネル内で行うことができる。各動作モードの詳細な設定等については別パネルにて行う。

Fig.1 Helium circulation system
3．動作モード
制御ソフトウェアの開発を容易にするため、HCS の運転で必要な動作モードを次のように分類した。
◆停止(standby) 冷凍機が停止した状態にする。起動前、および、停止操作後はこの状態となる。
◆清浄化(clean out) 精製器とその配管内のガスを排気する。
◆冷却(cool down) ヘリウム循環装置を液化運転が可能な状態まで冷却する。冷却の段階に応じた制御を行っていく。
◆液化(liquefied) 液化運転の状態である。液を増加させる運転や液量を保持する制御が可能である。
◆精密測定(low noise) 冷凍機を停止させ MEG 測定へのノイズの影響を最小にする。精製器の排気を行う。
◆冷凍機保守(maintenance) 冷凍機を室温にする。コールドチャンバ全体が室温になるため、精製器の排気を行う。
◆閉塞解除(blocking release) 精製器を昇温させ凍結していた不純物を気化排出する。
◆昇温(heat up) コールドチャンバを昇温させガス循環を行なうことで MEG のデュワを積極的に昇温させる。
4．状態遷移Fig.2 に動作モードの遷移図を示す。起動時の運転では、停止状態から清浄化、冷却を経て液化モードへと遷移する。

Fig.3 Process control panel of Compact Field Points
6．まとめ
ヘリウム循環装置は運転状態に応じて様々な動作モードに遷移させる必要があるが、開発した制御システムにより、起動から液化モードの運転までをスイッチ操作一つで制御することが可能となった。今後は自動制御のさらなる最適化を行い、装置性能を向上させていく予定である。
参考文献
1. T. Takeda, et. al.: Cryogenics, Vol. 49 (2009) p.144-150― 151 ―

第85回

2011年度秋季低温工学・超電導学会

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冷却・冷凍

低温動作振動式ヒートパイプの開発― 熱輸送特性評価への半経験的モデルの適用 ―Development of cryogenic oscillating heat pipes- An application of semi-empirical modeling to prediction of the heat transfer performance –夏目 恭平（総研大）; 三戸 利行, 柳 長門, 田村 仁（NIFS）; 玉田 勉, 式町 浩二, 平野 直樹, 長屋 重夫（中部電力）
NATSUME Kyohei (SOKENDAI); MITO Toshiyuki, YANAGI Nagato, TAMURA Hitoshi (NIFS); TAMADA Tsutomu, SHIKIMACHI Koji, HIRANO Naoki and NAGAYA Shigeo (CEPCO)
E-mail: natsume@nifs.ac.jp
1．はじめに次世代の大型超伝導マグネット冷却方式として期待されている伝導・間接冷却方式に応用可能な低温動作の自励振動式ヒートパイプ（Oscillating Heat Pipe: OHP)の開発を行っている。これまでの低温動作 OHP の動作実証試験及び熱輸送特性評価試験で得られたデータに無次元数を用いた半経験的モデルを適用することによって解析を行った。
2．自励振動式ヒートパイプ (Oscillating Heat Pipe: OHP)OHP は細いパイプを何重にも折り曲げた形状をしている。
封入された流体はパイプ内部に気泡と液柱が長手方向に交互に分布し、入熱部で液柱が蒸発し、冷却部で気泡は蒸発する。それに伴う圧力変化が振動流を駆動し、潜熱と顕熱の両方を以て熱は輸送される。
3．低温動作 OHP の熱輸送特性評価試験
実験では、OHPを低温クライオスタットの真空容器内に設置し、OHPに冷凍機とヒーターを接続することによって、OHPの断熱及び冷却と加熱を行う。また各所に温度計や圧力系を設置することで、熱輸送特性の評価し、OHP内部の圧力振動を観測する。実験パラメーターはヒーター入熱量、流体封入
量、パイプ径、OHP設置方向（鉛直上向き、水平向き、斜め45度など）である。実験は作動流体として窒素、ネオン、水素を用いて行い、運転温度範囲はそれぞれ、67-91 K, 26-34 K,
17-30 Kになった。実験の結果[1]、測定されたOHPの実効的な熱伝導率はそれぞれ 5000-18000 Wm-1k-1, 1000-20000
Wm-1k-1, 500-12000 Wm-1k-1になった（図１）。これは安定化材として用いられる純度の高い銅やアルミニウムの熱伝導率と同程度から10倍程度の値であり、低温動作OHPを超伝導マ

Fig. 1 Measured effective thermal conductivities of OHP
in vertical operation mode. The fluid filling ratio is fixed at50%. Legends in graph indicate the outer diameter ofOHPs.

グネットに応用することによって、高い熱拡散性能を実現し得ることがわかった。

STD = 30%

STD = 50%

Fig. 2 Comparison of a semi-empirical model withexperimental results. Legends in graph indicate theinner diameter of OHPs.
4．半経験的モデルの適用
S. Khandekar et al.による室温動作 OHP の研究[2]において、測定された実験データに基づいて、無次元数を用いた半経験的なモデルが提案された。そのモデルでは、プラントル数(Pr)、ヤコブ数(Ja)、カルマン数(Ka)及び OHP 設置角度(β)
によって、OHP の熱輸送量を表している。我々の実験結果も同様の式を用い、重回帰分析によって実験データをフィッティ
ングした。図２にその解析結果の一つを例示している。横軸は実験によって得られた熱流束を示し、縦軸はフィッティングによって得られた変数の値を用いた半経験式から計算される熱流速を示している。本会議では、この半経験的モデルと解析結果の詳細について報告する。
本研究は、核融合科学研究所、科研費(21360456)の助成を受けたものである。
参考文献[1] T. Mito and K. Natsume et al., "Achievement of HighHeat Removal Characteristics of Superconducting
Magnets with Imbedded Oscillating Heat Pipes", IEEE
Transactions on Applied Superconductivity, vol. 21,
NO.3, page 2470-2473, (2011).
[2] S. Khandekar et al., "Closed loop pulsating heat pipes
Part B: visualization and semi-empirical modeling",
Applied Thermal Engineering, vol. 23, 16, page2021-2033, (2003).

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