1P-p01

計測・基礎

低粘度熱硬化樹脂 PENTAM®8000 の-196℃における力学物性
Physical properties of low viscose thermosetting resin, PENTAM®8000, at -196℃
竹内 正基，(RIMTEC)； 水野 克俊，田中 実，（鉄道総研）
TAKEUCHI Masaki，(RIMTEC)； MIZUNO Katsutoshi, TANAKA Minoru, (RTRI)
E-mail: M5.Takeuchi@rimtec.co.jp
1．はじめにナフサ留分であるジシクロペンタジエンを用いた熱硬化性
樹脂 PENTAM®、METTON®（RIMTEC 製）は、自動車バンパ
ー、トラック遮風パネルや、建農機ボディパネルなど耐衝撃と大型一体成形が要求される分野に重用されている。一方で、我々は高温超電導磁石の充填剤として、初期粘度や硬化挙動を重視した熱硬化樹脂 PENTAM®8000 を開発した。この樹脂を鉄道総合技術研究所が開発中の浮上式鉄道用 RE 系高温超電導磁石に用いたところ、加振時の発熱挙動が良好で、超電導特性への影響は無く、充填剤として利用できることを報告した[1]。今回は、液体窒素温度における機械強度を明らかにするため、PENTAM8000 単体の引張試験と曲げ試験を実施したので結果を報告する。

試験挙動を示し、破壊まで 5%以上の呼びひずみが得られたのに対し、エポキシ樹脂は試験間の破壊のバラツキが大きく、また得られた呼びひずみも 3%以下であった。
曲げ試験は両樹脂とも最大で 200MPa 前後の強度を示した。ただし、試験での挙動は両樹脂で大きく異なり、
PENTAM®8000 は液体窒素温度で降伏が見られ、変位 8%で破壊しなかったのに対して、エポキシ樹脂は降伏せず、変位3%程度で試験片が破壊した。
以上より、PENTAM®8000 は、液体窒素温度でエポキシ樹脂とほぼ同等の機械強度を持つが、降伏するため破壊しにくいことが明らかとなった。

2．樹脂の硬化挙動
硬化剤混合直後の PENTAM®8000 は常温で 10mPas 以下と極めて低粘性であるため脱泡が容易であるとともに、間隙への含侵性に優れている。主剤と硬化剤を混合してから樹脂が1000mPas となる時間は、樹脂配合を調整することにより、室温25℃で 5～30 分の範囲で調整することができる(Fig.1)。今回
6mm 厚の平板用型に PENTAM®8000 を注型し、硬化が進んで室温で流動しなくなった後 90℃30 分に引き続き 120℃30
分でキュアを行い樹脂の硬化を完結させ、6mm 厚板を得た。
比較として市販の汎用エポキシ樹脂についてもメーカー指定の条件で 6mm 厚板を得た。

Fig.2 Tensile test at -196oC according to JIS K7161-2

Fig.1 Viscosity increasing of resins cured at 25oC
Fig.3 Flexural test at -196oC according to JIS K7171
3．液体窒素温度での機械強度試験結果得られた樹脂板を後述規格の試験片に切り出し、液体窒素に浸した状態で引張試験(JIS K7161-2)並びに曲げ試験(JIS K7171)を行った。それらの変位-応力曲線を示す(Figs. 2,3)。
引張試験は、両樹脂とも最大で 110MPa 程度の強度が得られた。PENTAM®8000 は、耐力とともに試験片間で安定した

参考文献
1. K. Mizuno, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 94(2017) p.1― 64 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p02

計測・基礎

液体水素用超電導式液面計の表示器の開発
Development of Monitor of Superconducting Level Sensor for Liquid Hydrogen田中 直樹，柁川 一弘（九大）；小黒 英俊（東海大）；杉野 慎，中西 努，青木 五男（ジェック東理社）
TANAKA Naoki, KAJIKAWA Kazuhiro (Kyushu Univ.); OGURO Hidetoshi (Tokai Univ.);
SUGINO Makoto, NAKANISHI Tsutomu, AOKI Itsuo (Jecc Torisha)
E-mail: tanaka@sc.kyushu-u.ac.jp
1．はじめに水素は燃焼時に水のみを排出するクリーンエネルギーとして期待されており、液化することで大量貯蔵・大量輸送が可能となるが、その際、容器内の液体水素の量を正確に把握する必要がある。これまでに、超電導線と非超電導線を用いた平行配置型液面計が考案・製作されている[1]。また、この平行配置型液面計に適用可能な表示器の開発も行っており、電源やモニタ、CPU等を全て組み込むことで、表示器単体で動作可能となる。そこで、我々が開発している平行配置型超電導式液面計の専用表示器の現状について報告する。
2．平行配置型超電導式液面計の動作原理
本研究では、容器内に充填された液体水素の液面位置（液位）を計測するために考案された、超電導線と非超電導線から構成される平行配置型超電導式液面計を前提としており、その原理図をFig. 1に示す[1]。超電導線Aのみを使用する従来構造の液面計に対して非超電導線Bを平行に配置
して電気的に直列に接続する。直流電流 ‫ ܫ‬を流すことで、超電導線Aのガス中部分では、ガス中の長さに応じた電圧 ܸீ が発生し、液中は超電導状態のため電圧は発生しない。一方で、
非超電導線Bでは、ガス中の長さに応じた電圧 ܸீ と液中の長さおよび冷媒温度 ܶ௕ に依存した電圧 ܸ௅ が発生する。この2つの線の両端電圧 ܸ஺ と ܸ஻ の差分を取ることによって、非超電導線Bの液中にある部分のみの電圧 ܸ௅ を計測でき、液位に換算することができる。これによって、特に液体水素の場合に問題となっていたガス状態の影響を受けにくくなり、より正確に液位を計測することができる。
次に、超電導線Aと非超電導線Bの理想的な抵抗 ܴ஺ , ܴ஻の温度依存性をFig. 2に示す。超電導線Aは臨界温度 ܶ௖ 以
下で抵抗ゼロの超電導状態に遷移するが、非超電導線Bは
超電導遷移せずに有限の残留抵抗をもつ。また、 ܶ௖ 以上では両線材は同一の温度依存性を示す。そこで計測対象となる
極低温液体の温度 ܶ௕ が ܶ௖ よりも小さい場合、Fig. 1に示すような原理に従って平行配置型液面計は動作する。ただし、実際の両線材の抵抗の温度依存性にはずれがあるため、差分を取る際に補正が必要となる[2]。
3．表示器の設計・製作
上記で述べた液面計に適用可能な専用表示器を開発した。
Fig. 3に表示器の構成図を示す。表示器内部には電源、CPU、
AD/DAコンバータ、モニタ、液面計用電源、分圧器、アイソレータを配置した。液面計のセンサから出力された電圧 ܸ஺ , ܸ஻は分圧器・アイソレータ・ADコンバータを通してメモリに取り込
まれ、これらを用いて予め組み込まれたプログラムに従いCPUで液位を算出する。演算結果はモニタに送られるとともに、
DAコンバータ・アイソレータを介してアナログ電圧として外部へ出力される。また、モニタ画面はタッチパネル式となっており、液位を mm 単位と % 単位で表示する機能の他に、モニタから較正するための値を変更できる機能や、液面計からの出力
ܸ஺ と ܸ஻ をそのまま確認できる機能を組み込んだ。
ステンレスシースMgB2線Aと非超電導線Bで構成された平行配置型液面計を予備的に液体ヘリウムに適用することにより、製作した専用表示器が正常動作することを確認した。

Fig. 1 Principle diagram of parallel-type superconducting(SC) level sensor composed of SC wire A and non-SC wire B.

Fig. 2 Ideal temperature dependence of resistances in SC
wire A and non-SC wire B for parallel-type SC level sensor.

Fig. 3 Circuit diagram of monitor for level sensor.
参考文献
1. K. Kajikawa, et al.: Phys. Procedia 36 (2012) p. 1396
2. J. Koshio, et al.: TEION KOGAKU 52 (2017) p. 355― 65 ―

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2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p03

大型冷却システム

超伝導ケーブル冷媒の循環動力低減のための低流体抵抗パイプラインの研究開発
Drag reduction in long cryogenic pipelines for superconducting power transmission system
イワノフ ユーリ （中部大）；クズマ キチタ ユーリ，グラズコフ ヴァシーリー （モスクワ電力工学大）；
渡邉 裕文，山口 作太郎 （中部大）
IVANOV Yury (Chubu University); KUZMA-KICHTA Yury, GLAZKOV Vasiliy (Moscow Power Engineering Institute);
WATANABE Hirofumi, YAMAGUCHI Satarou (Chubu University)
E-mail: ivanov@isc.chubu.ac.jp
1．Introduction
It is known that progress in the development of hightemperature superconducting (HTS) power transmission lines
is hampered by the complexity of cooling of HTS cable sinceliquid nitrogen is pumped through the very long and narrowcryogenic channels. In this report, we consider the possibilityof increasing the pumping length of liquefied gases by reducing
the hydraulic resistance of the cryogenic channels.
2．Conventional drag reduction methods
Drag reduction problem for the long cryogenic pipeline
combined with HTS cable is acute due to the high cost ofcryogenic equipment. Frictional pressure drop, or drag, is a
result of the resistance predominantly encountered by flowing
fluid coming into contact with the walls. There are generally
two types of flow: laminar and turbulent. The friction pressuresobserved in laminar flow cannot be changed unless the physicalproperties of the fluid are changed. The modern drag reduction
methods (DRM) are effective only in turbulent flow. DRM canbe roughly divided into two groups: modification of the pipeline
surface properties and change of the properties of a liquid.
The inner surface of the pipe can be modified by applying
micro/nanorelief like of a lotus leaf to give it ultrahydrophobic
properties. Experiments show that such pipes exhibit reduced
hydraulic resistance. The surface can be modified not only byphotolithography. A method of producing densely packedordered molecular layers of surfactants was suggested. The
formation of molecular layers occurred due to the adsorptionof a surfactant on the metal surface from aqueous solutions.
Cetaceans seem to possess unusually low overall dragcoefficients. This effect is at least some part due to specificdesign of their skin. Nowadays it is clear that compliant
coatings can be designed to behave in a similar fashion to theskin of a dolphin. The development of the compliant coating istheoretically complicated, although the optimized coating canoffer the drag reduction up to 50%. The skin of fast-swimming
sharks exhibits riblet structures aligned in the direction of ﬂow.
The riblets are known to reduce skin friction drag in the
turbulent-ﬂow regime. Nowadays similar structures have been
fabricated for study and application that replicate and improveupon the natural shape of the shark-skin riblets. Experiments
are providing a maximum drag reduction of some 10%.
Drag-reducing agents (DRA) are additives that reduceturbulence in a pipe; they are usually used in petroleum
pipelines. DRA can be broadly classified under the following
three categories: polymers and biological additives, solidparticle suspensions, and surfactants.
Solutions with fibers of aspect ratio (l/d) of 25-35 showeddrag reduction with high concentration of fibers. With
increasing aspect ratio and decreasing fiber diameter, theeffectiveness of fibers increases. Systems of fibers mixed withpolymers achieved up to 95% drag reduction. Fibers are

chemically and mechanically stable in an aqueous environment.
Since they are insensitive to water chemistry, piping materials,
and temperature, they can be effective over a wide
temperature range. However, use of fibers is limited by the
drawback that they can cause plugging and abrasive problems
in pipelines due to the high concentration (as high as a few
percent) required for drag reduction.
3．Features of drag reduction for long cryogenic pipelines
As we are concerned about pipeline surface properties thebasic methods of drag reduction for cryogenic fluids are justthe same as for other fluids. In the context of the energy
transmission systems, it must be taken into account that HTS
cable should be pulled into the cryostat before use. Moreover,it can move due to thermal expansion and contraction. Thereis the possibility of mutual damage of the pipe inner surface
and cable sheath. Probably, the modification of the surface canbe applied only to return pipes where the cable is not installed.
Cryogenic temperatures exclude the use of polymer andbiological DRA as they freeze. The fibers also lose elasticity.
Drag reduction in slush nitrogen was discovered not so longago. Pressure drop reduction became apparent at flow velocityof 2.5 m/s and over, with the maximum amount of reduction
being 12% in comparison with liquid nitrogen.
4．Conclusion
Various drag reduction methods, which can be applied incryogenic pipelines of HTS power transmission systems, areconsidered. It is noted that methods based on modification ofpipe surface can have limited application due to the possibilityof mechanical damage of surface during field assembly andsystem operation. Modification of the physical properties ofcryogenic liquids is also difficult since low temperature cause
freezing of polymers and biological additives, which are usuallyused for this purpose. By contrast, it is promising to inject icy
needles with aspect ratio (l/d) of 25-35 in cryogenic fluid inorder to obtain the satisfactory result.
References
1. M. A. Romashov et al.: J. Phys. Conf. Ser. 507 (2014)
032037
2. X.-M. Li et al.: Chem. Soc. Rev. 36 (2007) 1350-1368
3. M. O. Kramer: New Sci. 7 (1960) 1118-1120
4. W. Li et al.: J. Exp. Biology 217 (2014) 1656-1666
5. D. D. Kale et al.: AIChE J. 20 (1974) 1218-1219
6. K. Ohira: Cryogenics 51 (2011) 389-396― 66 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p04

大型冷却システム

混合ガス中の希薄アンモニアの固化除去法の検討
A Consideration of The Solidified Removal System of a Thin Ammonia in Mix Gas
田中 峰雄（TS テクノサポート）；柏 笑冬，金 鍾列，松岡 茂（島川製作所）
TANAKA Mineo(TS・Technosuport); BAI Xiaodong, KIM Jong Youl, MATSUOKA Shigeru(Shimakawa seisakusho)
E-mail: tstech@kawachi.zaq.jp

1．はじめにCase3 は圧力を固定し、アンモニアのモル濃度を変えた場合

一般に半導体製造工程においては、水素、窒素、アンモニの比較を行った。放出濃度は圧力に依存するが、大気圧であアを含む各種の物質を原料として使用され、アンモニアを含っても 1ppm 以下に低減できる。アンモニア濃度を高くするとんだ混合ガスが排出される。これらの排出ガス中のアンモニア

液化量が増加するが、放出濃度は変化しない。

は通常燃焼除害され環境に放出されるが、その際、副産物とTable 1 設定温度

して、NOx が生成されることが課題となっている。
我々はアンモニアを含む混合ガスを約 120K 以下に冷却することによって、アンモニアを固化除害したのち、大気放出す

PositionA

B

C

Temperature (K)

300

197

120

る方法を考案した[1]。約 120K におけるアンモニア飽和蒸気
圧は約 0.1Pa 程度と非常に低いことから、NOx を生成すること

Table 2 試算条件と結果なく、排出されるアンモニア量は燃焼除害方式に比して低減

Case No.

できる。以下に、固化除害方式の概要と具体的な試算例およInlet mass flow

びその有用性について検討したので報告する。

rate (at position

Case 1A) (mol/hour)
2．固化除害方式の概要と試算例
Fig.1 に典型的なフロー図を示す。混合ガスは熱交換器１および２で液体窒素によって冷却され、混合ガス中の希薄アン
モニアが液化、または固化して除去される。除去できなかった
アンモニアは環境に放出される。冷媒は液体窒素によらず、示す。各部の圧力損失は無いとして試算した。Case1 と Case2
は混合ガスのモル比を固定し、圧力を変えた場合を、Case1 とCase 3

NH3

20

200

N2

990

900

H2

990

900

Pressure (MPa)

0.1

1

0.1

Liquefied NH3 (%)

031.765

34.06

Solidified NH3(%)

99.99634

68.235

65.94

Released NH3 (ppm)

0.366

0.03660.365

試算に使用した物性値は主として熱物性プログラム[2]を使冷凍機等による冷却に置き換えることもできる。Table 1 に各ポジションの設定温度を、Table 2 にその他の条件と試算結果をCase 2用した。3 重点以下のアンモニアの飽和蒸気圧と密度は「PROPATH」と「真空ハンドブック」[3]に基づく推定値を使用した。
3．まとめ
アンモニア１％の混合ガスを 1 気圧で 120K に冷却すると放出アンモニア濃度は 0.366ppm まで低減できると見積もられた。
また、高濃度のアンモニアでも 放出濃度は変わらず、液体または固体として除去される量が増加することから、アンモニアを回収し、再利用できる方式として、期待できる。また、冷却方
式は液体窒素冷却、冷凍機冷却、それらの組み合わせ等目
的に合わせて最適なシステムを構築できる。
参考文献
1.

松岡茂ほか;特許第５９８８２８５号、登録日 2016.8.19

2.

流体熱物性プログラムパッケ PROPATH:開発 九州大学

3.

「新版 真空ハンドブック」 ㈱アルバック編 発行㈱オーム社 , P177

Fig.1 Typical flow diagram― 67 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p05

ヒートパイプ

自励振動式ヒートパイプの複数同時動作時の熱輸送特性
Thermal Transport Properties of Multiple OHPs under Simultaneous Operation
信國 佑太郎, 川越 明史 (鹿児島大学);
三戸 利行, 小野寺 優太, 高畑 一也, 柳 長門, 濱口 真司, 高田 卓 (NIFS); 平野 直樹 (中部電力）
Yutaro Nobukuni, Akifumi Kawagoe (Kagoshima University);Toshiyuki Mito, Yuta Onodera, Kazuya Takahata, Nagato Yanagi, Shinji Hamaguchi, Suguru Takata (NIFS);
Naoki Hirano (CHUBU Electric Power)
E-mail: k7322539@kadai.jp
1．はじめに
高温超伝導（HTS）コイルの冷却方式としては、浸漬冷却ではない伝導冷却や関接冷却方式も検討されている。これらの冷却の場合、冷却はコイル内の熱伝導性を高めることが重要である。そこで我々は、熱輸送特性に優れた自励振動式ヒートパイプ（OHP）を用いる冷却システムを検討している[1]。
我々の提案している冷却システムでは、板状の OHP を複数枚同時に使用する。これまでは、一枚の OHP の熱輸送特性の評価を行なってきた。今回は、複数の OHP を同時動作させた場合の熱輸送特性を明らかにするために、4 枚の OHP を用いたダミーコイルの冷却試験を実施予定である。OHP の作動
流体は水素とし、動作温度は 20K としている。
2．実験サンプルと冷却システム
Fig. 1 に実験サンプルを示す。OHP4 枚の同時運転時の特性を評価する目的のため、コイルは FRP 円板を用いたダミーコイルとした。2 枚の円板を、実際のコイルのボビンにセットし、そのダミーコイル２枚で OHP を挟む構造にしている。OHP
は、Fig. 1 に示すように、放射状に 4 枚配置している。この実
験サンプル内には、OHP の加熱部として、SUS シート製のヒーターを設置している。OHP の冷却は He ガスを循環することで行う。内径側と外形側にそれぞれ冷却用の He ガスを流す
銅管が接続されており、それぞれの OHP の両端を冷却する。
OHP の冷却面積を確保するために、He ガスを流す銅管を銅板に半田付けし、その銅板と OHP を接触させた。
Fig. 2 は、実験装置の全体図で、冷却システムを示している。
実験サンプルは、クライオスタット内の輻射シールドで囲まれている。冷却は、上述したように He ガスを循環することで行う。
この He ガスは、2 本の銅管を内部にもつ２重管で構成される熱交換器 Hx1 を通ったあと、輻射シールドと熱交換し、２重管の Hx3 を通り、冷凍機 2nd ステージと熱交換し、実験サンプ
ルの OHP を冷却する銅管を通る。OHP を冷却した He ガス
は、Hx3、Hx1 を通り、室温空間に戻る。

Fig. 1 Construction of the dummy coil

冷凍機は 2 台組み込んでおり、2nd ステージの冷凍能力は、10K で約 13W、20K で約 40W である。
実験サンプルの温度特性を測定するため、OHP の冷却部と加熱部にそれぞれ Cernox 温度計を取り付けている。
3．OHP のセットアップ
OHP の作動流体の入口は、バルブを介してバッファタンク(B2~B5)に接続している。圧力計（P3~P6）は、OHP の作動中の圧力振動を監視するために使用する。
OHP を適切に動作させるためには、低温中で液化した作
動流体の量が適切に制御されている必要がある。そのために、冷却前に充填しておく OHP の作動流体の量を予め決めておく必要がある。
4．実験方法OHP における作動流体である水素の充填方法は次のとおりである。まず、OHP、充填配管、バッファタンク内の残留ガスを真空ポンプで排気する。そして、ガスボンベからバッファタ
ンクに充填され、バッファタンクの圧力（P3~P6）が測定される。
その後、冷却をスタートさせる。サンプルが冷えるのに伴って、OHP 内の水素が液化する。2nd stage に取り付けたヒーターで
OHP の冷却部の温度を制御する。冷却完了後、ボビンに取り付けた SUS ヒーターに通電を行い、特性の評価を行う。
5．まとめ
4 枚同時運転時の OHP の特性を評価する実験システムを構築した。実験結果は当日報告する。
参考文献
1. K. Natsume, et al.: cryogenics , Vol. 51, Issue 6, pp.309-314(2011)

Fig. 2 Schematic diagram of experimental apparatus
T1~T15: PtCo, Tx5~Tx8 Tx13 Tx14: Cernox,― 68 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p06

ヒートパイプ

A study of thermal behavior of liquid nitrogen heat pipe for wide range of heatloads at several filling ratios
WANISON Ramnarong(SOKENDAI); KIMURA Nobuhiro(SOKENDAI, KEK);MURAKAMI Masahide(University of Tsukuba)
Email: wanison@post.kek.jp

1．Abstract
A study of cryogenic heat pipe is ongoing forpotential applications in cryogenic engineering. The
heat pipes tested were commercially available room
temperature heat pipes, but working fluid was
replaced by liquid nitrogen. The size of the heat pipe
is 6 mm in the outer diameter and 200 mm long, witha combined wick structure consisting of axial grooves
and sintered coper powder. The maximum heattransport capability, Qmax, is the primary target of thisexperimental study. It was experimentally obtained asa function of the working fluid filling ratio, fr, and wascompared with the theoretical predictions based on
the axially groove wick and the sintered copper
powder wick theories, respectively.
2. Maximum heat transport capability
In order to theoretically estimate the maximum heattransport capability as a function of the filling ratios,
the capillary limitation is usually used because it gives
the lowest value compared with other limitations,
namely, the boiling limit, the entrainment limit, thesonic limit and the viscous limit.
The equations for calculation of the maximum heattransport capability are respectively;
For  90% filling ratio;
Qc,max =2σ - Prc
fv Rev μvμl+ LeffKAw ρl λ
2 r2h, v Av ρv λ(1)For  110% filling ratio;
Qc,max =

2σ + Prc
fv Rev μvμl+ LeffKAw ρl λ
2 r2h, v Av ρv λ(2)

3．Experimental Set up
Liquid nitrogen bath locates inside a cryostat shownin Fig.1, which provides an environment at liquid
nitrogen temperature (78 K) [1]. The heat pipe is
attached to the bottom of the cylindrical liquid
nitrogen bath using copper blocks which work as acondenser section. A schematic of heat pipe,
dimension [2], and location of temperature sensors
were shown in Fig. 2.

15

Vacuum vessel
for adiabatic condition

Stainless-steel
Capillary Tube
CopperEvaporator section
with Heater
Six temperature sensors

T2

17.5 T1

LN2

Liquid nitrogen bath120

Condenser
section65
Heat Pipe

6

7

Copper BlockFor Heater

20

To Cryostat
vacuum pump

Stainlesssteel

Adiabatic
sectionEvaporator
sectionTo Gas reservoir

T3

T5

T4

Copper Block
Temperature Sensor

32.5
47.5

Condenser Section
Heat Pipe

Fig. 1 Experimental set up

67.5
110
180
200

Fig. 2 Heat pipe

Eq

.2

E

Eq

.1

t
sin
for

for

f
q.2

t
sin

d
ere

ed
ov
gro
or

d
ere

1
Eq.

for

d
ove
gro

Fig. 3 Comparison of maximum heat transport
capability by calculation and experiment4．Experimental Result and Discussion
The Qmax was defined as the heat input above which
the evaporator temperature started to rise in a large
scale in the experiment conducted while the heat
input was stepwise increased. In Fig. 3, Qmax of theseveral heat pipes tested in this study are plotted as afunction of fr together with the theoretical predictions
based on the capillary limit theory. In these two
predictions the wick is assumed to be axial grooves
with the groove width of 0.146 mm or to be sinteredcopper powders with the average powder size of 0.05mm, respectively. Furthermore, the gravity effect isconsidered in the case of fr larger than 110%, which
results in larger Qmax. In the excess liquid fill mode, thegravitational force enhances the liquid returncapability to the evaporator section due to an excess
liquid puddle formed in the condenser section. The
experimental results are found to be equal to or
smaller than the grooved wick theory prediction for fr
smaller than 90 %. This may result from imperfectwetting in the sintered metal wick portion of thecomposite wick because of smaller fr than 85 %, where
sufficient capillary force does not function and thus
the capillary force is primarily generated in thegrooves. It is fair to conclude that a kind of transition
can be seen in the experimental results to the gravity
assisted mode of the axially grooved heat pipe branchin the cases of fr larger than 100 %. The result of theHeat Pipe 1 seems even to indicate the transition fromthe axially grooved heat pipe branch to the sinteredmetal wick branch for fr larger than 100 %. The data
scattering may also result from the manufacturing
variability of the wick

T6

References
1. R. Wanison, et al.: Abstracts of CSJ Conference,
Vol.96 (2018) p.123
2. P. Sakulchangsatjatai, et al.: Defect and Diffusion
Forum, Vol. 312-315 (2011) p.1015-1020― 69 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p07

MgB2 (1)ex situ 法 MgB2 線材における充填粉の結晶子サイズと超伝導特性
Crystallite size of filling powder and superconducting
properties of ex situ processed MgB2 tapes
藤井 宏樹, 岩撫 暁生, 北口 仁 (NIMS)
FUJII Hiroki, IWANADE Akio, KITAGUCHI Hitoshi (NIMS)
E-mail: fujii.hiroki@nims.go.jp

参考文献
1. B. Lorenz, et al.: Supercond. Sci. Technol., Vol. 19 (2006)
p.912
2. C. Tarantini, et al.: Phys. Rev. B, Vol. 73 (2006) p.134518

◆◆

●

◆

▲ : MgO

102
111

▲
◆◆◆

110

●
●◆ ◆

002

● : WC ◆ : MgB
4

101
100

relative intensity (a. u.)001(e) 800C▲(d) 750C(c) 700C(b) 600C(a) as-milled
20

30

40

50
2 (deg)

60

70Fig. 1 XRD patterns of as-milled and sintered milled MgB2
powders. The milling condition was 350 rpm for 100 h. The
sintering temperatures were 600, 700, 750 and 800 °C. XRD
peaks assigned to MgB2 are indexed and those to WC, MgB4
and MgO are denoted by circles, rhombuses and triangles,
respectively.
Table 1 Full width at half maximum (FWHM) values of 101
peak , crystallite size L and lattice strain  for MgB2 in the asmilled and sintered milled powders for Fig. 1.
L (nm) (deg) (%)
As-milled
1.88
5.53(18)0.83(9)600°C
1.49
7.97(14)0.98(6)700°C
1.27
9.49(19)0.98(4)750°C
1.10
10.8(7)0.69(6)
800°C
0.70
14.8(11)0.40(6)2 102

Jc (A/mm 2)@4.2 K

1．序ex situ 法 MgB2 線材に於いては、充填粉の品質が臨界電流密度(Jc)特性に大きな影響を及ぼすが、充填粉を粉砕処理
すると結晶粒径や結晶子サイズが微細化され、Jc 特性が改善されることが知られている。本研究では、結晶子サイズと超伝導特性との相関を詳細に調べた。
2．実験所定量の市販 MgB2 粉を WC 製容器に入れ、種々の条件
で粉砕処理した。Ar ガス中、これらの粉末を種々の温度で 1
時間焼成する一方、充塡粉として、Powder-in-tube(PIT)法でFe シース線材を作製し、Ar ガス気流中で 1 時間加熱処理を施した。こうして得られた試料の組織や超伝導特性の評価を行った。結晶子サイズ L や格子歪み(d/d)は、XRD 図を全パターンフィッティングして Williamson-Hall 法により算出した。
3．結果と考察
粉砕中の容器摩耗による WC 混入量は粉砕条件に依存し、ICP での組成分析では最大で 10 mass%前後であった。350rpm で 100 時間粉砕した後、種々の温度で焼結した試料のXRD 図を Fig. 1 に示す。加熱処理によって MgB2 のピーク幅は小さくなったが、700°C 以下では顕著ではなく、MgB2 の分解によって生成する MgB4 等の不純物もほとんど見られなかった。これらの試料中の MgB2 の 101 ピークの半値幅と結晶子サイズ、格子歪みを Table 1 に示す。結晶子サイズの低下
はピーク幅の増加を引き起こすが、粉砕試料の結晶子サイズ
は 5–6 nm であり、加熱温度の上昇に伴って大きくなった。一方、格子歪みは 1%程度であったが、750°C 以上の加熱処理
で小さくなった。また、組織観察から、加熱焼結による結晶粒成長は確認されない一方、XRD の解析結果と対応して、結晶粒の電子線回折図形から、結晶子サイズの増大が示唆された。
種々の温度で加熱処理した線材の磁化曲線を測定すると、粉砕処理によって臨界温度(Tc)は 39 K から大きく下がるが、加熱処理温度の上昇に伴って Tc は上昇した。350rpm で 100
時間粉砕した場合、705°C では 24.5 K、765°C では 27 K となった。結晶子サイズの低下が Tc の低下を引き起こすという報告があり[1]、この上昇は Table 1 と対応して、結晶子サイズの増大によるものと考えられる。
350 rpm で 100 時間粉砕処理した粉末を充填粉として作製した線材を種々の温度で加熱処理した試料の 4.2K での通電
Jc-B 特性を Fig. 2 に示す。加熱温度上昇と共に、Jc の低磁界特性が改善し、高磁界特性が劣化する傾向が見られた。即ち、Jc 特性の磁界依存性が大きくなった。結晶子サイズの微細化が上部臨界磁場(Hc2)を上昇させるという報告があり[2]、加熱
温度上昇に伴う磁界依存性の増大は、高温焼結で結晶粒間結合が改善されるものの、結晶子が成長して Hc2 が低下したためだと考えられる。

1.5 102

1 102

705C
735C
765C
1

5 10

9

10

11

12

field (T)Fig. 2 Jc–B properties at 4.2 K for the tapes using MgB2
powders milled at 350 rpm for 100 h. Those tapes were sintered
at 705, 735 and 765°C. The measurements were performed in amagnetic field applied parallel to the tape surface.

― 70 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p09

MgB2 (1)

Ic 劣化の抑制を目指す MgB2 ラザフォードケーブルの開発状況
Present status of development of MgB2 Rutherford cable without Ic degradation
槇田 康博, 新冨 孝和 （KEK）；神保 茉那, 上林 昌弘, 桑原 優介, 高尾 智明, 谷貝 剛 （上智大）；津田 理, 宮城 大輔（東北大）；平野 直樹 （中部電力）；富田 優, 恩地 太紀 （鉄道総研）；菊池 章弘 （NIMS）；
繁森 敦, 中島 健太郎 （岩谷産業）；濱島 高太郎, 駒込 敏弘, 塚田 健一, 星野 昌幸 （前川）MAKIDA Yasuhiro，SHINTOMI Takakazu (KEK); JIMBO Mana，KAMIBAYASHI Masahiro，KUWABARA Yusuke，TAKAO
Tomoaki，YAGAI Tsuyoshi (Sophia Univ.); TSUDA Makoto, MIYAGI Daisuke (Tohoku Univ.); HIRANO Naoki (Chubu ElectricPower Co., Inc.); TOMITA Masaru，ONJI Taiki (RTRI); KIKUCHI Akihiro (NIMS); SHIGEMORI Atsushi, NAKAJIMA Kentaro(Iwatani Corp.); HAMAJIMA Takataro，KOMAGOME Toshihiro，TSUKADA Kenichi (Mayekawa MFG. Co., Ltd.)E-mail: yasuhiro.makida@kek.jp
1．はじめに
水素-電力システムに液体水素で冷却される SMES を連携させ、電力制御の高度化を提案している[1]。SMES の線材として MgB2 に注目してケーブルやコイルの開発を進めているが、Nb3Sn 線同様、歪による超伝導特性の劣化が確認されており、
撚線加工やコイル巻き線時の劣化の特性を理解しておかな
ければならない。加工方法の最適化を目指して、素線を調達してラザフォードケーブルに撚線成型加工し、Wind & React
法及び React & Wind 法によるダブルパンケーキコイルを試作し, 冷却励磁を行っている[2]。
これまで W&R 法による 1 号機（DP1）、R&W 法による 2、3号機(DP2,DP3)とコイル試作を進めてきたが、ケーブルの改良が主要な開発項目となっており、現在の状況を報告する。
2．線材の選定及びラザフォードケーブルの製作
MgB2 素線はハイパーテック（HT）社製の 30-NM（30 フィラメント）及び 24-NM（24 フィラメント）を購入し、コイル用に Fig.
1 に示す断面構成のラザフォードケーブルを作製した。
1 号機用のケーブルは、30-NM の銅の断面比率が 12 %と低いため、銅のコアを付加したケーブルとしている。また巻き線後に MgB2 生成熱処理（約 675℃×1 時間）を行うため、
S-glass の編組で絶縁を施している。
2 号機用のケーブルは、24-NM を 10 本撚線後に熱処理し、
ポ リ イ ミ ド テ ー プ で 絶 縁 を 施 し て い る。 ま た 、 24-NM は 、
30-NM と比べて、MgB2 の比率が低い（11 %, 30-NM は 17 %）
分剛性が高く、撚り戻しを抑えるため、厚さ方向に 85 %まで圧縮（ローラー）加工をしている。
3 号機用のケーブルは、30-NM を採用するが、20 K 運転
時の臨界電流（Ic）を考慮し、本数を増やして 12 本撚線とした。
撚り及び圧縮加工による劣化が、前 2 種類及びそれ以外の試作ケーブル（撚線ピッチを調整）においても確認されたため、厚さ方向は 95 %程度のローラー圧縮加工にとどめ、撚線ピッチも 82 mm とした。
3．Ic の測定結果と内部観察
液体ヘリウム中で各ケーブルの Ic を測定し、Fig. 2 にまとめている。同じ 30-NM 素線を使用した 1 号機用と 3 号機用で比較すると、劣化率は下がったものの依然 40 %近く劣化している。また、24-NM 素線を使用した 2 号機用の方が圧縮加工率は大きいものの、劣化率は低くなっている。
Fig. 3 は 3 号機用ケーブルを撚りほぐして、断面観察したもので、MgB2（黒色）の周囲を囲う Nb（白色）が破れ、素線中央部の銅（灰色）に Mg が拡散し MgCu2 が生成している。撚りほぐした素線で Iｃを測定したところ、ケーブル折り返し部での劣化が大きく、断面観察からも裏付けられている。また、より詳細な断面観察からは、Powder-in-Tube 法の Tube に相当する
Nb 層は、板をラップさせた筒で、断面変形時には容易に開くように思える。
ケーブル加工時、幅方向はフリーで成型しているが、2 号機用の方が剛性の高い分、折り返し部での曲げ変形が小さく、劣化も少なくなったと考えている。

謝辞
本研究は、科学技術振興機構の先端的低炭素化技術開発（JPMJAL1002）の助成を受けて実施しています。
参考文献[1] T. Hamajima, et. al : IEEE Trans. Appl. Super. Vol. 22,
no.3, June. 2012, Art.no. 5701704.
[2] Y. Makida, et. al : Abstracts of CSSJ Conf., Vol. 95, p.127

Fig. 1 Cross sections of each MgB2 Rutherford trial cables

Fig. 2 Critical current of each trial cables

Fig. 3 Observation by a micro X-Ray CT and a microscope― 71 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p10HTS 線材評価

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8000
6000

STO (200)(a)

STO (100)

Intensity [cps]

10000

4000
2000
0

0

10

20

30
40
2T [deg.]

(b)

50

60

Intensity [a.u.]

TiO2 (101)

STO (101)

0

90

180

I [deg.]

104
10 Pa

103

3 Pa
102

101

360

700ºC
600ºC

10 Pa

500ºC

3 Pa

ascrystallized

100
10–1

270

10 Pa

3 Pa

U//ab [m: cm]

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200
300
Temperature [K]㻲㼕㼓㻚㻞㻌U䇵㼀㻌㼏㼡㼞㼢㼑㼟㻌㼛㼒㻌㻺㼎䇵㼀㼕㻻㻞㻌㼠㼔㼕㼚㻌㼒㼕㼘㼙㼟㻌㼍㼒㼠㼑㼞㻌㼜㻻㻞㻌㼍㼚㼚㼑㼍㼘㼕㼚㼓㻌ㅰ㎡㻌ᮏ◊✲䛾୍㒊䛿䠈㻶㻿㼀㻙㻭㻸㻯㻭䠈㻶㻼㻹㻶㻭㻸㻝㻝㻜㻥㻌 䛾ᨭ᥼䜢ཷ䛡䛯䜒䛾䛷䛒䜛䠊㻌㻌ཧ⪃ᩥ⊩㻌㻝㻚㻌 ᅵ஭㻌 ಇဢ㻌 ௚䠈ᛂ⏝≀⌮㻌 㻤㻠㻌㻔㻞㻜㻝㻡㻕㻌㻠㻝㻥䇵㻠㻞㻞㻌㻞㻚㻌 ᅵ஭㻌 ಇဢ㻌 ௚䠈᪥ᮏ㔠ᒓᏛ఍ㄅ㻌 ➨ 㻤㻜 ᕳ㻌 ➨ 㻣 ྕ㻌 㻔㻞㻜㻝㻢㻕㻌㻠㻞㻤䇵㻠㻟㻟㻌

― 72 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p11HTS 線材評価

時間依存 Ginzburg-Landau 方程式を用いたシミュレーションによる臨界電流密度�� のピンの角度依存性解析

TDGL simulation on the angular dependence of the critical current density
in superconductors with columnar defects
米塚 里奈，濱田 雄成，上地 和典，谷村 賢太，吉原 敬貴，
小田部 荘司（九工大）；馬渡 康徳（産総研）；松野 哲也（有明高専）
YONEZUKA Rina, HAMADA Yusei, KAMIJI Kazunori, TANIMURA Kenta, YOSHIHARA Takaki,
OTABE Edmund Soji (Kyutech); MAWATARI Yasunori (AIST); MATSUNO Tetsuya (NIT,AC)
E-mail: yonezuka@aquarius10.cse.kyutech.ac.jp
1．はじめに横磁界下での超伝導体内の磁束線を留めるピンについての様々な条件の違いよって臨界電流密度�� が変化することが知られている。たとえば銅酸化物超伝導体の�軸に沿って重イオン照射をし、柱状ピンを導入した際に、�� のピンの角度依存性があることが実験で確認されている[1]。しかし、理論的に確認したケースが少ない。そこで、本研究では 3 次元の
TDGL 方程式を数値的に解くことで、横磁界下での超伝導体内の量子化磁束線の動きを可視化し、これを用いて柱状ピンにおける�� のピンの角度依存性の調査を行った。
2．計算手法
本研究では、3 次元の TDGL 方程式について計算を行った。考察する超伝導体として、コヒーレンス長�で規格化したサイズにおいて、一辺の長さが 10 の立方体を仮定し、電流と磁界は Fig. 1(a)に示す方向にそれぞれかけるものとした。また、
Fig. 1 The thin superconducting wire with different
angle in vacuum: (b)� � 0°, (c)� � ��°, (d)�� � �0°.

ピンの領域では強制的に超伝導電子密度が 0 となるようにした。磁界�は上部臨界磁界で、電流密度�は対破壊電流密度の 2.60 倍の値で規格化した。ここで、柱状ピンを 4 本配置し、
� � 0� �0� � � �0°で計算を行った。ここで角度�は印加磁界の方向と柱状ピンの長軸方向とのなす角度である。シミュレーシ

ョン領域の境界の影響を小さくするために本研究では印加磁界の方向を固定しておき、ピンを回転させることで角度依存性を調べた。
3．結果
柱状ピンにおける�� の角度依存性の調査は� � 0��で行った。Fig. 2 に柱状ピンの� � 0��における�� の角度依存性を示す。角度が大きくなるにつれて�� が減少しており、特に�が20°

0.2

Normalized critical current density Jc

外 部 磁 界 � � 0�� 、 電流 密 度 � � 0�0�� 0�02� � � 0�30 、 角 度

から30°の間で�� が急激に減少していることが確認できた。�がB=0.400.1

000°から20°の範囲では、柱状ピンは磁束線を捕捉できたが、�が20°よりも大きくなると磁束線は柱状ピンの間をすり抜けるこ30

Angle 

60

90

Fig. 2 Angular dependence of �� at � � 0��

とが分かった。このように、今回のシミュレーションによって�� の

角度依存性と磁束線の運動の様子との関係を明らかにするこ

参考文献とができた。

1. T. Sueyoshi, IEEE Trans. Appl. Super, Vol. 27 (2017)
8001305― 73 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p12HTS 線材評価

極小ピックアップコイルによるマルチフィラメント HTS 線材の電流分布測定法の測定精度に関する検討
Study on measurement accuracy of AC current distribution measurement method in
multifilamentary HTS tapes by a miniature pickup coil中山 倖季，平山 斉，川畑 秋馬 （鹿児島大）
NAKAYAMA Koki, HIRAYAMA Tadashi, KAWABATA Shuma (Kagoshima University)
E-mail: k9414173@kadai.jp
1．はじめに
本研究では、低損失加工されたマルチフィラメント HTS テ
ープ線材内の電流分布を定量的に評価するために、ピックア
ップコイル群による試料線材表面の自己磁界分布の測定結果から数値計算により電流分布を求める測定手法の確立を目指している。本測定法では、5 mm 幅 5 分割 HTS 線材に対する電流分布は測定誤差 10%程度で測定できているが、5mm 幅 10 分割 HTS 線材に対しては、十分な測定精度が得られていない。そこで本発表では、電流分布の測定精度の改善を図るために、測定誤差要因ならびにその低減策について検討したので、その結果について報告する。

でコイル幅を電流要素幅と同程度に狭くし、測定空間分解能を向上させることで測定精度の改善を狙った。また、ピックアッ
プコイルの保護用フィルムの厚みをこれまでの 70μm からより薄い 10 μm に変え、ピックアップコイルとサンプルとの距離を近づけ、測定磁場分布の起伏がより大きくなるようにした。
これらのコイルによる自己磁場分布の測定結果を Fig .4 に示す。Coil B は Coil A よりも磁場分布の起伏をよく測定できていることがわかる。他の通電パターンでも電流分布測定を行った結果、いずれの通電パターンにおいても誤差率が低
下し、従来のピックアップコイルでは最大 50%程度あった誤差
率を 20%程度に改善することができた。

2．本測定法による電流分布算出方法
本測定法では、本来、Ｆｉｇ．１に示すように、ピックアップコ
イル群でサンプル線材表面付近の磁場分布を測定し、その結果から数値計算により電流分布を求める。測定に用いるピックアップコイルは、40 m あるいは、30 m の絶縁 Cu 線
を紙製ボビンに巻線したもので、これを 30 個あるいは 40 個集
めてコイル群とする。本測定法において電流分布は、求める各電流要素に電流値を与え、その電流分布による計算磁場
分布と測定磁場分布を比較し、その誤差の二乗和が最小となるような電流分布を解として求める。
3．ピックアップコイルと電流要素の関係
超伝導フィラメント内の電流分布は一様でないため、超伝導フィラメント周辺の磁場分布を精度よく計算するためには、
超伝導フィラメント内に少なくとも 3 つの電流要素を配置してフィラメント内部の電流分布まで求める必要がある。5 mm 幅
10 分割 HTS 線材の超伝導フィラメントサイズは、フィラメント間の溝幅を考慮しない場合は 0.5 mm であり、この場合の電流要素の幅は 0.5/3＝0.167 mm となる。一方、ピックアプコイル
は、線径が 30 m, 20 m の Cu 線の場合、コイル幅は 1 層 6
ターンでそれぞれ 0.18 mm, 0.12 mm となる。
4．本測定法の測定精度に影響を及ぼす要因
測定精度に影響を及ぼす要因としては、ピックアップコイルの設置精度やピックアップコイルの断面積や断面形状などの個体差が挙げられる。他にも測定ノイズの影響などもあり、かつこれらが関連しているため、どの要因が最も影響が大きいかを特定することは困難である。そこで、測定精度改善のための検討を容易にするために、Fig. 2 に示すように、1 個の極小
ピックアップコイルと X-Y ステージを組み合わせた測定を行い、コイル設置とコイル個体差の誤差要因を排除した。その上で、5 mm 幅 10 分割 HTS 線材に対して十分な測定精度が得られない要因として、電流要素の幅が小さくなったことに因るのか、
線材分割数が増えたことに因るのかを調べることとした。
5．測定空間分解能を向上させたコイルによる測定
5 mm 幅 10 分割 HTS 線材を模擬したより狭い電流要素幅の模擬導体の電流分布を精度よく測定するために、Fig. 3 に示すようなコイル厚みを減らした従来の Coil A と、さらにコイル
巻き数を減らした Coil B を準備した。コイル巻数を減らすこと― 74 ―

Fig. 1. Relation between sample and pickup coils.

Fig. 2. Schematic view of a measuring apparatus.

Fig. 3. Parameters of pickup coils.

Fig. 4. Measured self-field distributions.
第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p13HTS 線材評価

超伝導コート線材における縦磁界効果を利用した
臨界電流密度特性の膜厚依存性の評価
Evaluation of layer thickness dependence of critical current density characteristics using
longitudinal magnetic field effect in superconducting coated conductors
米中 友浩，小田部 荘司（九工大）；Vyatkin Vladimir，Lee Sergey（SuperOx Japan）；阿久根 忠博，西嵜 照和（九産大）YONENAKA Tomohiro, OTABE Edmund Soji (Kyutech); VYATKIN Vladimir, LEE Sergey (SuperOx Japan);
AKUNE Tadahiro, NISHIZAKI Terukazu (KSU)
E-mail: yonenaka@aquarius10.cse.kyutech.ac.jp
果から今回測定した試料の縦磁界下での最適な膜厚は 0.9 –1.2 ሾɊሿあたりだと考えられる。

40

65.0 K

30
2

20

10

Table 1 Superconducting layer thickness in each sample
SampleA
B
C
D

Thickness ሾɊሿ
0.6
0.9
1.2
1.5

0.1

0.2

0.3
B [T]

0.4

0.5

Fig. 2 ‫ܬ‬ୡ Ǧ ‫ ܤ‬characteristics of each sample in longitudinal andtransverse magnetic fields at 65.0 K

30
0.5 T

20
2

2．実験方法
今回の測定には HASTELLOY 基板に IBAD 法を用いて中間層（MgO）を製膜し、PLD 法を用いて超伝導層を製膜した
Gd 系コート線材を用いた。試料名と超伝導層の厚さを Table
1 に示す。この試料を直流四端子法により、65.0 K，70.0 K，77.3 K の温度条件のもと、磁界‫ܤ‬を 0 – 0.5 T まで印加して‫ܬ‬ୡ Ǧ ‫ܤ‬特性を測定した。

0

Jc [GA/m ]Fig. 1 Transverse magnetic field state and longitudinalmagnetic field stateJ∥B JB

A
B
C
D

Jc [GA/m ]1．はじめに超伝導体に流せる最大の電流（臨界電流）‫ܫ‬ୡ は超伝導層の厚さに依存し、厚さが増すほど‫ܫ‬ୡ は増加する。しかし超伝導コート線材の場合には超伝導層がある程度厚くなると‫ܫ‬ୡ が増加
しにくくなる。これは結晶配向性の悪化により臨界電流密度‫ܬ‬ୡが減少するためである。そして実際の材料では、どの程度の厚さから‫ܬ‬ୡ が減少するのか具体的に調査されている。私たちはこれを縦磁界効果を利用して測定することで、より明確に厚さによる違いが表れるのではないかと考えた。縦磁界効果はFig. 1 に示すように電流と平行に磁界を印加すると磁界の増加に伴って‫ܬ‬ୡ が増加する現象である[1]。本研究では超伝導層の厚さが異なる超伝導コート線材を用意し、膜厚の変化が縦磁界状態における臨界電流密度特性にどのような影響を与えるのか調査した。

10

3．結果および考察測定した‫ܬ‬ୡ Ǧ ‫ܤ‬特性のうち、65.0 K の結果を Fig. 2 に示す。
A の‫ܬ‬ୡ が小さいのは膜厚が薄く結晶成長が不十分であったためだと考えられる。B，C，D について横磁界の結果を見ると、どれも同じように減衰している。縦磁界を見ると磁界が増える
につれて D が B，C に比べて減少している。これがはじめに述べた結晶配向性の悪化によるものだと考えられる。
Fig. 3 に 0.5 T 印加時の膜厚‫ݐ‬と‫ܬ‬ୡ の関係を示す。横磁界では C と D の‫ܬ‬ୡ に差がみられないが、縦磁界では 70.0 K，65.0
K と低温になるほど D の‫ܬ‬ୡ が減少していることがわかる。このよ
うに縦磁界効果によって厚さによる違いが表れた。これらの結065.0 K
70.0 K
77.3 K
0.6
A

0.9
B t [µm]

1.2
CJ∥B JB

1.5
D

Fig. 3 ‫ܬ‬ୡ Ǧ ‫ ݐ‬characteristics in longitudinal and transverse
magnetic fields at 0.5 T
参考文献
1. T. Matsushita: J. Cryo. Super. Soc. Jpn., Vol. 46 No. 10(2011) p.558 – 568― 75 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p14HTS 線材評価

REBCO coated conductor の曲げ及び静水圧ひずみ印加による超伝導特性の低温磁場中測定

Measurement of superconducting properties for REBCO coated conductors
under bending or hydrostatic strain at low temperature and field
小黒 英俊，畑野 和大，武輪 裕之，佐藤 一樹，太田 知希（東海大）; 三浦 正志（成蹊大）; 一野 祐亮（名古屋大）;神原 陽一（慶応大）
OGURO Hidetoshi, HATANO Kazuhiro, TAKEWA Hiroyuki, SATO Kazuki, OHTA Toshiki (Tokai Univ.);
MIURA Masashi (Seikei Univ.); ICHINO Yusuke (Nagoya Univ.); KAMIHARA Yoichi (Keio Univ.)
E-mail: h-oguro@tsc.u-tokai.ac.jp

1．はじめにREBCO coated conductor はその高い超伝導特性と機械特性から、超伝導マグネット他への応用が期待される線材である。このとき、線材としては多くの電流を輸送できると、装置のコンパクト化により、特に応用が期待される大型機器(強磁場超伝導マグネットや送電ケーブル)にとって大きなメリットとなる。このために、様々なグループ
で REBCO 線材作製の基礎研究を行い、特に人工ピンニン
グの導入により磁場中 Jc は大きく向上している[1]。
ここで、さらに Jc を向上させるための一つの方法として、ひずみ効果に注目した。REBCO coated conductor の引張りひずみ下での Jc は放物線状に変化することが知られており、高温弱磁場中でピークを持つことも知られている[2]。これを利用すると、高温で REBCO 線材を利用しようとする磁場範囲において、これまで以上に Jc を向上させることができる可能性がある。ここで、膜作製時にひずみを印加できると、ひずみ効果を利用した膜が作製できる。これを実現する方法として、人工ピンが REBCO にひずみを与えることがわかっているため[3]、人工ピンを利用してひずみを付与し、REBCO の超伝導特性を向上させることができると考えられる。
本研究では、上記の前段階として、どのようなひずみが Jc 向上に寄与するのかを調べるため、各種のひずみ印
加装置、および測定系を開発した。測定系の詳細と、測定できる各種超伝導特性に関して報告する。

2．実験方法新設した装置は、曲げひずみ印加用ジグ、回転磁場環
境、高圧セルを用いた静水圧ひずみ印加装置である。
曲げひずみ印加ジグは、銅と Ti-6Al-4V 合金の両方で作製した。これは、熱伝導率と熱収縮率を考慮しての選択である。熱伝導率を考えると、Cu は 77 K において 544
W/m K であり、Ti 合金は 3.5 W/m K であるため、熱伝導のみで考えると Cu が有利である。しかし、ハステロイの熱収縮率は 77 K において 0.204%であり、Cu と Ti 合金はそれぞれ、0.302%と 0.163%であり、Cu ジグの場合には、線材がジグから浮いてしまう可能性がある。この影響を、
ひずみゲージをジグと線材に貼ってそれぞれのひずみを測定することで、調査した。
さらに、ジグを用いて曲げひずみ下における coatedconductor の臨界温度の測定、及び、磁場中(0.4 T 以下)における不可逆磁場の測定など行うための装置の整備を行った。Fig. 1 に装置の写真を示す。電磁石により 0.4 T 発
生させることができ、さらに電磁石を回転することで、360º 磁場の方向を変えて測定を行うことができる。
静水圧ひずみ印加に関しては、薄膜の場合には近似的に膜に対して垂直方向のひずみのみ印加することになる
ことがわかっている。市販の高圧セルを用いて coatedconductor の圧力依存性を評価することで、REBCO の c 軸
方向へのみ圧縮応力を印加した状態の超伝導特性評価を行った。

Fig. 1 A measurement system for superconducting wires at
low temperature and various angle of magnetic fields.

Fig. 2 The thermal expansion behaviors for coated conductors
with Cu or Ti alloy jig.
3．実験結果REBCO coated conductor を曲げジグにセットし、両者の熱ひずみを測定した結果を Fig. 2 に示す。参照試料を用いていないデータのため、絶対値の議論はできないが、ひず み の 振 る 舞 い よ り 、 Cu の ジ グ を 用 い る と 、 coatedconductor がジグから離れてしまい、Ti 合金であれば接触が保たれ、設計したひずみが発生していることが分かった。詳細は当日報告するが、熱伝導は不利であるが、Ti 合
金を使う方が正確なひずみを印加できることが分かった。
高圧セルを使った結果に関しては、当日報告する。
謝辞
本研究は科学研究費補助金(17H03239)の助成により実施したものである。
参考文献
1. T. Izumi et al., J. Cryo. Super. Soc. Jpn, Vol. 47 (2012) 590
2. M. Sugano et al., Supercond. Sci. Technol., Vol. 23 (2010)
0850133. M. Miura et al., NPG Asia Materials, Vol. 9 (2017) e447

― 76 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p15

バルク応用

流体力学的超伝導電磁解析における電磁力の扱い
Treatment of electromagnetic force for electromagnetic field analysis of superconductor basedon computational fluid dynamics analysis
紀井 俊輝（京大）
KII Toshiteru (Kyoto University)
E-mail: kii@iae.kyoto-u.ac.jp
1．はじめに超伝導体の電磁解析ではマクスウエル方程式を有限要素法により離散化して微分方程式を解く場合が多いが、複雑形状の大規模 3 次元モデルを解析する場合には計算資源や高精度化が課題となっている。特に、計算点と電流界面が一致しない場合に、問題が生じやすい。本研究では、バルク超伝
導体をゼロ磁場冷却、もしくは磁場中冷却し、その後外部磁場を変化させた際に誘起される遮蔽電流分布解析を対象とし、クーパー対の流れを“流体”とみなして解析を行う際に、電流分布を支配する電磁力の表現方法について検討を行ったので報告を行う。
2．流体力学的扱いによる遮蔽電流解析
我々はバルク超伝導体内部の遮蔽電流分布解析を流体
力学的な考え方に基づき分析する手法について提案[1]を行い解析手法の検討を進めてきた。
遮蔽電流をクーパー対の流れとみなし、その流れの性質についてマクロな超伝導電流の特徴を表現すると、電流密度は臨界電流密度に等しく、非圧縮性の流れとみなせる。また、
電流経路は印可磁場に垂直なバルク超伝導体の断面形状に沿った形状をとり、層流として扱える。したがって、非粘性流としての近似が成立する。電子の運動速度も遅いため、レイノ
ルズ数が小さな流れと考えることができる。局所的には渦無し
流れとみなせるため、速度ポテンシャルで表現できるポテンシ
ャル流としての扱いができる。
クーパー対からなる非圧縮性非粘性流の完全流体として近似する場合の u を速度、を密度、P を圧力、を粘性、g を外力とすると Navier–Stokes 方程式は𝐷𝐷𝒖𝒖
� ��� � �� � 𝒖𝒖 � 𝜌𝜌�𝜌𝜌𝐷𝐷�と記述されるが、右辺第二項の粘性項も無視すればオイラー方程式として扱える。
Navier–Stokes 方程式の離散化にあたり、メッシュフリー解法として知られる非圧縮流体を対象に開発された
MPS(Moving Particle Semi-implicit)法[2]による解析を想定した。一般に粒子法では、遮蔽電流界面の大変形が生じる場
合でも、自動的に界面の追跡が可能になる特徴を持つため、バルク超伝導体に流れる遮蔽電流解析に適した解析法となることが期待できる。
3．相互作用モデル
モデルの簡略化のため、円筒状のバルク超伝導体を対象とし、磁場変化方向を円筒の中心軸とした円筒対象な系とし、円電流をリング粒子と考え、２次元円筒座標での粒子と考える。
MPS 法においては、近隣の粒子との相互作用から勾配・発散・ラプラシアンといった微分演算子を求め解析を行う。通常の流体に対する粒子法での解析では、近隣粒子との相互作
用を van der Waals 力のような近距離にのみ有効な相互作用として表現するため、リング粒子間の電磁相互作用をそのまま取り扱うことは現実的ではない。文献[1]で以前報告した解析法においては、全リング粒子間の相互インダクタンスを計算し磁気エネルギー変化から粒子間力を求め粒子の静止まで追跡することで、エネルギー極小となることを示したが、複雑形

状や３次元化には莫大な計算量が必要となり、現実的ではない。この問題を解決するには、流体計算部分と電磁力計算を分離し弱連成問題として解決する方法が考えられ、磁性流体に対して解析[3, 4]が行われており超伝導体解析でも有効である可能性がある。
また、文献[1]の全エネルギーを計算する手法においても、
適切な有効ポテンシャルを設定することで外力項を粒子間相互作用モデルに組み込むことを検討した。円電流に働くフープ力は、電流半径を広げる方向に働くが円筒座標系により２次元化したモデルにおいては、中心軸から離れる方向への力として表現できる。半径 R、太さ a の円環状フィラメントの自己インダクタンス Li はを透磁率とすると R>>a であれば、
���𝐿𝐿� � �𝑅𝑅 ��� � � ��

forと表現でき、同様にフープ力も𝑅𝑅 𝑅 𝑅𝑅

𝐼𝐼 � 𝜕𝜕𝜕𝜕
2 𝜕𝜕𝜕𝜕
となるため、円筒座標上の位置の関数で容易に表現可能である。相互インダクタンス項については、リング電流の結合定数 k を用いて、�� � ∑��� 𝑀𝑀�� 𝐼𝐼� 𝐼𝐼� 、𝑀𝑀�� � ��𝐿𝐿� �𝐿𝐿�
�𝐹𝐹���� � �の形で表現し自己インダクタンスとの比によりカットオフを定めるなどの手法で有効相互作用モデルを表現し、計算量を減らせる可能性はある。

4．まとめ
超伝導電流をクーパー対の流れとみなし、流体力学的に解析する手法は超伝導電流界面の扱いが比較的容易になる
ため精密な解析に向けた手法として有効性が期待できる。特に粒子法を用いた場合には、相互作用範囲をコンパクトにとることができるメリットがある。その一方で、電磁流体間に働く電磁力が遠方まで有効な力であるため外力項の正確な扱いが不可欠であり、弱連成解析を適用できる期待はあるものの計算量としてのメリットはそれほど大きくない。外力項をフープ
力と相互インダクタンス項に分離して表現すると、自己インダ
クタンス項については比較的容易に定式化できるものの、相互インダクタンス項については困難が予想される。
参考文献
1. T. Kii, Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 92 (2015) p.142.
2. S. Koshizuka, H. Tamako, and Y. Oka, Comput. Fluid Dyn.
J. 4 (1995) p 29-46.
3. G. Yoshikawa, K. Hirata, F. Miyasaka, and Y. Okaue, IEEE
Trans. on Magn., vol. 48 (2011) p.1370-1373.
4. Kenta Mitsufuji, Shuhei Matsuzawa, Katsuhiro Hirata,
Fumikazu Miyasaka, IEEJ Journal of Industry Applications,vol. 5 (2016) p. 355.
謝辞
本研究は、科学研究費補助金 17H01127 の援助を受けました。ここに感謝の意を表します。

― 77 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p16遮蔽電流磁場 (1)500 MHz LTS/REBCO NMR における遮蔽電流磁場解析による磁場均一度評価
Numerical evaluation on field homogeneity in 500 MHz LTS/REBCO NMR
by using screening current-induced field analysis
盛川 瑛亮，徳永 佳祐，小泉 智暉，金 錫範，植田 浩史（岡山大学）；柳澤 吉紀（理研）
MORIKAWA Eisuke, TOKUNAGA Keisuke, KOIZUMI Tomoaki, KIM SeokBeom, UEDA Hiroshi (Okayama University);
YANAGISAWA Yoshinori (RIKEN)
E-mail: pc063zqa@s.okayama-u.ac.jp
1．はじめに現在，JST による「未来社会創造事業大規模プロジェクト型研究開発」として，「高温超電導線材接合技術の超高磁場
NMR と鉄道き電線への社会実装」というプロジェクトが進行している。この一環として 1.3 GHz NMR の開発が進められており，従来の低温超電導(LTS)マグネットに高温超電導(HTS)マ
グネットを組み合わせた，LTS/HTS NMR が検討されている。
超電導マグネットを励磁した際，線材内に遮蔽電流が誘導され，不整磁場を生じさせる。この不整磁場は磁場均一性や時間 安 定 性 を悪 化 さ せ る 要 因 と なる 。 本 研 究 では ， 1.3GHz(30.5 T) LTS/HTS NMR の設計における遮蔽電流評価の準備として，既報[1]の 500 MHz LTS/REBCO NMR の実験結果
を比較対象とし，開発した電磁場数値解析手法を用いて遮蔽電流における磁場均一度の影響を評価したので報告する。

Screening current-induced ﬁeld (mT)

5 × 0.15
5 × 0.25
80
117.702
400
72
5544

0
-10
-20
-30
-40
-50
-60
-70
0

50

100

150

Current (A)Fig. 1 Numerical results of the screening current-induced field at centeras a function of the coil current.

3．解析結果と考察
Fig. 1 にコイル中心における遮蔽電流磁場の変化を励磁完了時まで示す。遮蔽電流磁場は励磁完了時で 40 mT ほど発生している。Fig. 2 は励磁完了後のコイル中心の磁場の時間変化である。100 時間で 10 mT ほど変化する。Fig. 3 は励磁完了時の z 軸上の磁場分布，Table 2 に磁場均一度を示す。
Z2 成分 206 ppm の大きな不整磁場が生じていることが確認できる。実験結果との比較・考察については当日報告する。
謝辞
本研究の一部は，JST 未来社会創造事業 JPMJMI17A2の支援を受けたものである。
参考文献
1. Y. Yanagisawa，et al., J. Magn. Reson., Vol. 249 (2014)
2. H. Ueda, et al., IEEE Trans. Appl. Supercound., 24, 4701505(2014)― 78 ―

Drift of magnetic ﬁeld,
Bz(t) - Bz(0) (mT)

12.0
10.0
8.0
6.0
4.0
2.0
0.0
0.1

1

10
Time (h)

100

1000

Fig. 2 Numerical result of drift of magnetic field at center of coil.
11.6355

Magnetic ﬁeld, Bz (T)2．解析モデルおよび条件
解析対象は，既に製作された 500 MHz NMR の LTS/HTS
マグネットで，inner HTS coil と outer LTS coil の 2 種類で構
成されている。inner HTS coil はテープ幅 5 mm, 超電導厚さ2 µm の REBCO 線材で巻線されている。Table 1 に inner HTS
coil の諸元を示す。今回の解析では最も遮蔽電流を生じると想定される inner HTS coil を対象に解析を行った。inner coilは 内 径 80 mm ， 外 径 117.702 mm で あ る 。 運 転 電 流 を
LTS/HTS マグネットに通電した際の中心発生磁場は，inner
HTS coil で 2.33 T，outer LTS coil で 9.56 T である。マグネッ
ト構造はソレノイド巻を想定し，径方向 72 ターン，軸方向 77 ターンとした。REBCO 超電導線材は線材厚み方向で電磁場が一様であると仮定する近似を用いて，積分方程式，高速多重極法や超電導特性を考慮可能な非線形有限要素法を組み合わせた三次元電磁場数値解析を用いて計算を行った[2]。
超電導の電流―電圧特性は 値モデルを用いた。Sweep
rate を 0.001 A/s とし，運転電流は 136 A である。励磁完了後100 時間ホールド後の磁場分布において，20 mmDSV にて磁場均一度評価を行った。

Table 1 Model Coil Specifications
Conductor cross section(width × thickness) (mm × mm)
Insulated conductor cross section(width × thickness) (mm × mm)
Inner diameter (mm)Outer diameter (mm)Height (mm)Number of layers
Number of turns

11.6350
11.6345
11.6340
11.6335
11.6330
11.6325
11.6320
11.6315-10-5
0
5
Axial position, z (mm)10Fig. 3 Spatial magnetic field distribution along the z-axis.
Table 2 Field inhomogeneity for the REBCO/LTS coil
Harmonics
Inhomogeneity (ppm)
Z1
-9.64
Z2
-206
X
0.604
Y
-207
ZX
0.351
ZY
1.72

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p17遮蔽電流磁場 (1)ヒステリシスを利用したオーバーシュート法による遮蔽電流不整磁場の低減法：
9.4T 級ヒト全身用 MRI コイルを対象として
Reduction of irregular magnetic field due to shielding current
By overshoot method using hysteresis curve
稲垣 善太，伊東 慶太，石山 敦士 （早大）；植田 浩史（岡山大）；野口 聡（北大）
INAGAKI Zenta, ITO Keita, ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.);
UEDA Hiroshi (Okayama Univ.); NOGUCHI So (Hokkaido Univ.)
E-mail: z-inagaki@asagi.waseda.jp
1．はじめに
我々は 9.4T 級ヒト全身用 MRI コイルの開発を目指してきた[1]。MRI 用マグネットでは撮像空間における磁場の時間安定度と空間均一度が重要である。前者について撮像空間中
心の遮蔽電流磁場の時間変化を 1ppm/h 以下とすることを目標としてきたが、遮蔽電流磁場の大きさを 0[G]に近づける手法についての検討は不十分であった。そこで励磁完了時に遮蔽電流磁場を 0G に近づける手法[2]の MRI 用コイルへの適用可能性を示し、更にその手法の磁場空間均一度への影
響を評価した結果を報告する。
Fig. 2 Hysteresis of screening current field

2．解析対象および解析手法
解析対象は図 1 に示す 9.4T 級ヒト全身用 MRI コイルモデ
ルである[2]。Coil1, 2, 3 は主磁場を発生させるメインコイル、Coil4, 5 は漏洩磁場を防ぐためのアクティブシールドコイルであり、撮像空間は 400mmDSV とする。励磁速度 0.1A/s で運転電流 253.717A まで励磁し 1 時間ホールドする条件が図における normal である。この解析には 3 次元非線形過渡電磁場解析プログラムを用いている[3]。磁場均一度は撮像空間における球面調和関数展開の係数により評価する。
3．ヒステリシスを用いたオーバーシュート量の決定
遮蔽電流磁場を低減するのに適当なオーバーシュート量を見積もるため、三角波を通電して撮像空間中心の遮蔽電流
磁場の変化を計算した。この三角波は励磁速度および減磁
速度が 0.1A/s であり、3 通りのピーク値 280A、310A、320A とした。計算結果を図 2 に示す。この結果から 310A まで通電するオーバーシュート法を行うと通電時の中心の遮蔽電流磁場が 0[G]に近づくことが予想された。そこで 310A を含む複数の条件についてオーバーシュート法を適用した計算を行った。
4．オーバーシュート法解析結果と考察
各条件について撮像空間中心の遮蔽電流磁場の変化を
図 3 に示す。310A まで励磁した場合の遮蔽電流磁場が 0[G]に近づくことが確認できた。また空間均一度の結果を図 4 に示す。このことから適切な励磁電流の制御は遮蔽電流磁場を0[G]に近づけるだけでなく、空間均一度も向上させられることが分かった。ヒステリシスを利用したオーバーシュート法と細線化手法を組み合わせることにより空間均一度 10ppm、時間
安定度 1ppm/h を達成できる可能性がある。

Fig. 1 Schematic of System

Fig.3 Time variation of screening current field at center

Fig.4 2nd and 4th order field inhomogeneity
謝辞
本研究は、日本医療研究開発機構（AMED）の「未来医療を実現する医療機器・システム研究開発事業『高磁場コイルシステムの研究開発』」の成果を参考に実施したものである。
参考文献
1. T. Tosaka, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 92(2015) 3B-a01
2. K. Nakazono, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. 27 4(2017)
3. Y. Ozone, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 89(2016) 1A-a04
4. H. Ueda, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 26,
no.4, 4701205, June 2016.

― 79 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p19

解析・特性評価

Multi-Stacked 無絶縁 REBCO パンケーキコイルシステムの電磁的特性の評価
Evaluation of electromagnetic behavior in multi-stacked no-insulation
REBCO pancake coil system
尾下 遥，市川 哲理，柿本 雄太，金原 徹郎，石山 敦士(早稲田大学);
野口 聡(北海道大学)；渡部 智則，長屋 重夫（中部電力）;
ONOSHITA Haruka, ICHIKAWA Tetsuri, KAKIMOTO Yuta, KINPARA Tetsuro, ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.);
NOGUCHI So (Hokkaido Univ.); WATANABE Tomonori, NAGAYA Shigeo (Chubu Electric Power Co.,Inc)E-mail: atsushi@waseda.jp
1．はじめに無絶縁コイル（以下「NI コイル」）では，電流が常電導転移部を避けて隣接ターンへ転流し，ホットスポットの形成を抑制できることが示唆されている。これにより，従来の絶縁コイルでは二律背反の関係にある高電流密度化と高熱的安定性を両立できる巻線方式として期待されている。しかし，積層 NI コイ
ルでは，あるコイル内で常電導転移が発生すると通電電流が一定でも発生磁場が変化し，他のコイルに電圧が誘導され電流分布や全体の発生磁場が変化するといった絶縁コイルとは異なる電磁的挙動をすると考えられる。そのためコイル内の振る舞いを明らかにする必要がある。今回は数値解析を行い，実験結果と比較し、NI コイル特有の電磁的挙動について検討を行ったので報告する。

Table.1 Specifications of NI REBCO Pancake coilParameters
ValuesREBCO
Tape width (mm)4.00
Conductor
Copper stabilizer thickness(µm)
20>80Tape Ic @77K, self-field (A)NIi.d; o.d (mm)
60;70
Coil
Height (mm)10.050Turn per pancake
Coil Ic @77K, self-field (A)602．解析方法解析で用いたコイル(シングルパンケーキコイル)の諸元をTable.1 に示す。このコイルが２つ積層されたものを 1 個のダ
ブルパンケーキ(DP)コイルとしている。解析は Fig.1 に示すよ
うな Partial Element Equivalent Circuit（PEEC）モデルによる
電流分布解析と FEM による熱解析を連成したものを用いた[1]。今回は先行研究[2]で用いた試作コイルを再現し、実験でヒーター投入した箇所と同じ DP コイル上段の中央２５ター
ン目の要素で局所的常電導転移を発生させ、その振る舞いを評価した。コイル熱容量は線材を銅安定化層とハステロイ
基盤の合成熱容量として線材内の占有率をもとに算出し，熱計算は LN2 冷却として行った。
3．数値解析結果
Fiｇ.2,Fig.3 に今回の解析結果である中心磁場の変化の様
子と各コイルの電圧の変化の様子を示す。また、Fiｇ.4 に先行研究[2]で行った実験における中心磁場の変化の様子と各コ
イルの電圧の変化の様子を示す。解析結果は実験結果と同様に中心磁場は局所的常電導転移が発生すると減衰していき、超電導状態復帰後は中心磁場の値も元に戻った。各コイ
ルの両端電圧の変化に関しても実験結果と同様に局所的常電導転移させた上段コイルでは正の電圧が発生し、下段コイルでは負の電圧が発生した。中心磁場の減少や各コイルの電圧の変化が実験結果と比較して小さくなっているのは、実験では局所的常電導転移を 10 秒間 10W のヒーター投入で再現したが、解析では常電導転移が PEEC 一要素で有限の抵抗が発生したと仮定したためだと考えられる。
熱解析の結果としては、局所的常電導転移を発生させた場合の各コイルの温度上昇は極めて低く、コイル内の温度上昇は均一でホットスポットは形成されないことが確認できた。
本研究は科研費基盤研究 S(No. 18H05244)によった。
参考文献
1. S. Hahn, et al.: SUPERCONDUCTOR SCIENCE &TECHNOLOGY, Vol.29, issue 10, 2016
2. T.Ichikawa, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol.95(2017) P.154

Fig.1 Partial Element Equivalent Circuit Model (DP coil)Fig.2 Magnetic field traces during a normal conducting trace(Simulation)

Fig.3 Voltage traces during a normal conducting trace(Simulation)

Fig.4 Magnetic field traces and voltage traces during a normal
conducting trace (Experiment)― 80 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p20

解析・特性評価ϋΠύʔαʔϛΞ༻ߴप೾ి࣓ੴࢼ࡞‫ػ‬ͷ௚ྲྀྭ࣓݁Ռ‫ͼٴ‬
ハイパーサーミア用高周波電磁石試作機の直流励磁結果及びΠϯϐʔμϯεͷप೾਺ಛੑ
インピーダンスの周波数特性

DC Excitation Text Results and Impedance Frequency Characteristics ofa High-Frequency Magnet Prototype for Magnetic Hyperthermia‫ڐ‬許ߤ航、ɺ໺ଜ৽Ұ ໌࣏େߴൣ ஜ೾େ
野村 新一(明治大)；ɺү෦
磯部 高範(筑波大)ɺ
XU Hang, NOMURA
Shinichi(Meiji Univ.); ISOBE Takanori(Tsukuba Univ.)
E-mail: wardenxuhang@meiji.ac.jp͸͡Ίʹຊ‫Ͱڀݚ‬͸ɺ࣓ੑཻࢠ༠ಋՃ೤ϋΠύʔαʔϛΞͷͨΊɺ༗ޮͳߴप೾࣓৔ൃੜ૷ஔͷઃ‫ݕ͍ͯͭʹ࡞ࢼͱܭ‬౼
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― 81 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p21

解析・特性評価

MgB2 線材の電流転流距離と電圧－電流特性の実験的評価

Experimental study on current transfer length and voltage – current characteristicsof MgB2 wire
井上 覚, 羅 煕捷, 雨宮 尚之（京大）
INOUE Satoru, LUO Xijie, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto University)
E-mail: s-inoue@asl.kuee.kyoto-u.ac.jp


1．はじめにMgB2 線材において、超伝導フィラメント部を覆うシースが高抵抗である場合、電流端子から超伝導線材に電流を注入する際に、完全に超伝導フィラメントに電流が注入されるまである程度の距離を必要とする。この距離を電流転流距離（以下、転流距離）といい、転流距離内で電圧が観測される。この電圧は電流端子付近で比較的大きく発生し、超伝導線材の電圧―電流特性（V-I カーブ）の測定に影響を与える可能性がある。

Fig.1 Schematic view of sample (VT: voltage tap, TS:temperature sensor).

2．実験試料と実験装置
本研究では、Colombus Superconductor 製の MgB2 線材を実験試料として、転流距離内に発生する電圧が V-I カーブに与える影響を実験的に調べた。試料の概略図を Fig. 1 に示す。冷却は伝導冷却により行った。試料の長さは 200 mm（両端の 25 mm の銅電流端子を含む）で、試料に電圧測定のための電圧タップをはんだ付けし、温度測定のためのセルノック
ス温度センサを 4 つ取り付けた。冷凍機の 2 段部と試料の間に温度制御用の複数のヒータを取り付けて温度制御した。試料には最大で 2 T の磁場を印加でき、500 A の電流を通電できる。

Fig.2 Example of E-I curve including the voltage caused bysheath.

3．実験手順実験の手順は以下の通りである。
1. 試料に所定の磁場を印加し、所定の温度に制御
2. 試料に電流を流して、V-I カーブを測定
3. 試料全体の電圧が所定の値になったら、0 A まで遮断
上記の手順で各電圧タップ区間の V-I カーブを測定する。
4．転流距離内に発生した電圧の影響の考え方
Fig. 2 に転流距離内の電圧が比較的大きい場合の例を示す。下記に、各電圧タップ区間について、この電圧の影響を無視できるか否かを決定する手順を示す。
1. 電界 E が 100 V/m となる電流値（I1）を決定する
2. 1.で決定した I1 の 50 %の通電範囲の E-I カーブに最小 2乗法による線形近似を行う
3. 転流距離内に発生する電界はシースの常伝導抵抗によるものと仮定し、2.の線形近似から抵抗 R を求める
4. 3.で得られた R で 100 A における電界を決定する
5. 4.で得られた電界が 10 V/m を超えた場合、シースの抵抗に起因する転流距離内の電界は無視できないと判断し、
E-I カーブから 3.の R によって発生する電界を引き算したものが真の E-I カーブとして判断
5．実験結果
各電圧タップ区間の E-I カーブを Fig. 3(a)に示す。Fig. 3(b)には転流距離内に生じた電圧の影響を Fig. 3(a)から差し引いた結果を示す。Table 1 に Fig. 3 (a), (b)の結果を比較し、各電圧タップ区間の電界が 100 V/m となる電流値や、シースの抵抗に起因する電界の 100 A における値を示す。Table 1 のFig. 3(b)の結果において、各電圧タップ区間で 100 V/m となる電流値がほぼ一致するため、シースの抵抗に起因する成分を引き算することで、適切な E-I カーブが得られていることがわかる。また、シースの抵抗による転流距離内の電圧を無視できるのは銅電流端子から 30 mm 以上離れた位置であった。

Fig.3 E-I curves of each voltage taps: (a) including the voltage
caused by sheath; (b) excluding the voltage caused bysheath (MA: window of moving average).
Table 1: Making comparison between Fig. 3 (a) and Fig. 3 (b)Fig. 3 (a)Fig. 3 (b)Electric
Current
Current
Section offield atvoltage taps at 100 Vm
at 100 V/m
100 A
VT1 – VT2
90.3 A109.9 A
84 V/m
VT2 – VT3
111.7 A
(111.7 A)*
2.4 V/m
VT3 – VT4
109.1 A
(109.1 A)*
3.1 V/m
VT4 – VT5
108.5 A
(108.5 A)*
3.6 V/m
VT5 – VT6
111.4 A
(111.4 A)*
0.93 V/m
VT6 – VT7
111.3 A
(111.3 A)*
1.6 V/m
VT7 – VT8
94.0 A108.3 A
75 V/m
VT1 – VT8108.2 A109.8 A
28.4 V/m* Because electric field at 100 A is less than 10 V/m, thevoltage caused by sheath is negligible, and currents are sameas currents of Fig. 3 (a).

― 82 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p22

解析・特性評価

鉄芯を挿入した高温超伝導コイルスタックの交流損失測定
AC loss measurement in stacks of HTS coil assemblies coupled with an iron core
李 陽，曽我部 友輔，雨宮 尚之（京大）；姜 哲男，シドロフ ゲナーディー（ウェリントン・ヴィクトリア大学）
LI Yang, SOGABE Yusuke, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto University);
JIANG Zhenan, SIDOROV Gennady (Victoria University of Wellington)
E-mail: y-li@asl.kuee.kyoto-u.ac.jp
1．Introduction
Utilizing high temperature superconducting (HTS) in rapid
cycling synchrotrons (RCSs) has great potential for further
reduction of construction and running costs of the magnets.
However, heat due to a phenomenon known as AC loss is a
critical obstacle for the application. Since RCS magnets arecoupled with an iron core, prediction and reduction of AC lossof the HTS magnet coupled with iron core are important, but noexperimental study of AC loss in HTS coil windings coupledwith iron core is reported. In this work, the AC loss of thestacked HTS double pancake coils (DPCs) coupled with an ironcore are measured, and evaluated by comparing with the AC lossof the same DPCs without the iron core.

Innovative Nuclear Research and Development Program. Great
thanks to Romney Koraua who helped us design the iron core.
References
1. Zhenan Jiang, et al., Supercond. Sci. Technol., vol. 29, 2016,
Art. no. 095011.
2. Satoshi Fukui, et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., vol. 26,
no. 4, Jun. 2016, Art. no. 5203705.
3. W. T. Norris, Journal of Physics D: Applied physics, vol. 3,
no. 4, Nov. 1969.

2．Measurement system and measurement method
The setup of the measurement sample is shown in Fig.1. Inorder to measure the AC loss, two lock-in amplifiers (Stanford
830) is used. One for measuring the current amplitude and phase,and other for registering the in-phase voltage from the coilvoltage taps. The lock-in amplifier internal oscillator was usedas the input signal for a CROWN K2 audio amplifier. The coils
were energized through a toroidal transformer immersed in a
LN2 dewar. A two-stage current transformer was used as a phasereference of the coil current [1].
8 DPCs, an iron core, and a copper coil are prepared for themeasurements. Each DPCs are wound with coated conductors
made by Shanghai Superconductor Co. with an average selffield critical current (Ic, defined electric field E0 = 1×10−4 V/m)of 193 A, and has total turn number of 10. The net wire length(ignored the extra winding at the coil end) of each DPC isconsidered 1.12 m. The iron core is assembled with 0.5 mm
thick silicon steel sheets, and coupled with DPCs as shown in
Fig.1. It has the round-like cross-section with 25 mm diameter,and outer size of iron core is 115 mm × 233 mm. The copper
coil is prepared for the evaluation of AC loss induced by ironcore [2]. It was wound with copper tape (5 mm × 0.4 mm)
insulated by kapton tapes and the turn number is 47.
3．Measurement results
To begin with, the performance of the coated conductor usedin DPC is examined by the measurements. The measurements
on single wire (140 mm long, voltage tap of 60 mm) showed theIc value of 195 A, and the AC loss agrees with the Norris
equation [3] as shown in Fig. 2 (Ic value is measured by thedifferent measurement system with the AC loss measurements).
Also, the total AC loss of the copper coil coupled with the ironcore is measured. By subtracting the Joule loss of the copper(using the measured copper resistance in LN2, 13.6 mΩ), the ACloss induced by the iron core is obtained as shown in Fig.3. And
we assumed the AC loss induced by the iron core is constant aslong as ampere-turn of the coupled coil is the same.
In the poster, the AC loss measurements on different kinds ofthe sample setup will be compared, in order to examine how
those factors affects the AC loss of the stacked DPCs. As thevariable factor, the existence of iron core, number of DPCs, andthe gap between iron core is considered.

Fig.1 Setup of the 1 DPC coupled with iron coreFig.2 Transport AC loss of the single wire and corresponding
calculation results of Norris equation

Acknowledgement
This work is supported by the university research fund grant(GMS num. 8-1620-216481-3764), and by MEXT under the― 83 ―

Fig.3 The AC loss induced by iron core (evaluated bymeasurements on copper coil)
第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p23

解析・特性評価

2 枚バンドル導体を巻いた HTS コイルにおける交流損失の予備的評価
Preliminary evaluation of AC losses in HTS coil wound using two-ply conductor
横山 大貴，柁川 一弘（九大）；淡路 智，高橋 弘紀，岡田 達典（東北大）
YOKOYAMA Hiroki, KAJIKAWA Kazuhiro (Kyushu Univ.);
AWAJI Satoshi, TAKAHASHI Koki, OKADA Tatsunori (Tohoku Univ.)
E-mail: yokoyama@sc.kyushu-u.ac.jp
1．はじめに高強度の金属基板上に成膜された希土類（RE）系高温超電導（HTS）線材は機械強度に優れているため、大きな電磁力が加わる強磁界発生用マグネットのインサートコイルとして適用が検討されている。しかし、東北大を中心に製作された
25 T 無冷媒超電導マグネットにおける RE 系 HTS インサート[1]は、部分的な劣化により局所電圧が発生し、焼損に至った。
その打開策として、2 枚の RE 系線材の超電導層側同士を対向させて無絶縁で貼り合わせた後に全体を電気絶縁したバン
ドル導体[2]を用いて、より高い安定性を有する HTS インサートを製作・試験する計画である。本研究では、単線を巻いた
HTS インサートにおける初期励磁時の交流損失評価[3]と比較して、2 枚バンドル導体で置き換えた HTS インサートで発生する交流損失を予備的に評価した。

と、中心到達磁界 �� は �� � �� �� ��� � �� �� ����� で表される。磁界分布の折れ曲がり位置 �� は、負荷率 � � �� ��� を用いて、�� � �� で与えられる。このとき単位時間・単位体積当たりの交流損失 �bundle は次式のように求まる。

2．交流損失理論表式の導出
多芯線におけるフィラメント間の磁気的結合を抑制して、履歴損失の低減やフラックスジャンプの抑止を実現するために、
線材長手方向を軸として撚りを加えるのが通常である。このツイスト加工に伴って生じる結合損失の物理的発生機構を説明するために、その状況を単純化したモデルとして 1 枚の常電
導金属平板を挟んだ 2 枚の超電導平板に対して長手方向に変動磁界を印加した際の結合電流が議論されている[4]。超電導平板間が磁気的に結合するか否かの指標となる臨界長さは変動磁界の掃引速度に比例するため、多芯線のツイスト
ピッチは通常数〜数十 mm 程度に設定される。一方、本研究が対象とする 2 枚バンドル導体をコイルとして巻線する場合も全く同一な状況として認識できるが、単長は数百 m 規模となるため、超電導層同士が完全に磁気的に結合してしまい、平行磁界中の履歴損失が非常に大きくなることが懸念される。
そこで、2 枚バンドル導体における外部磁界掃引時の電流配分について議論した後、交流損失の理論表式を導出する。
Fig. 1(a)に示すような � 軸に沿って配置した有効長 � の 2
枚バンドル導体を考える。通電電流 ��� が流れる導体に平行（ � 軸方向）に外部変動磁界 �� が印加され、遮蔽電流 �� が誘起された場合を想定する。線材 1, 2 の分流電流をそれぞれ
��� , ��� とすると、飽和条件下で次式が成り立つ。

通常、超電導層間距離 � は超電導層の厚さ � に比べて非常に大きいので、2 枚バンドル導体化により平行磁界中の交流損失が非常に大きくなることがわかる。
次に、外部磁界と通電電流、および臨界電流密度が微小量 ��� �� ��, ���� �� ��, ��� �� �� だけ変化したときの交流
損失 � の理論表式を導出すると、�� � ��� の場合、

��� � ��� � ��� , ��� � �� � ��� � �� � ��(1)��� � ��� � �� , �� � �� � ��(2)

�bundle �

���
��

�

�� � � � � � � ��(4)�� � � � ���(5)

ここで、� は 2 枚バンドル導体内の超電導層間の距離、�� ����� ������� である。一方、単線の交流損失 �single は�single �

���

���

である。よって、(4)式と(5)式の比として次式が得られる。
�bundle�single����� � �� ��� � � �� ����� � �� � ������ �� � ������ � �� � ��

�

��
�

�

�� � � �
�

��
�

(6)

� � � � ����� � ��� � � ������ � (7)となる。ここで、� � �� ⁄�� , � � � ���� ⁄���⁄�� , � � � ���� ⁄���⁄��である。� � � �, � � � � のとき、(7)式は(4)式に一致する。また、� � � のとき、(7)式は単線の理論表式[3]に一致する。

3．HTS インサートの交流損失評価(7)式および � � �� � ��� の場合の理論表式を用いて、2枚バンドル導体を巻いたHTSインサートにおける初期励磁時の交流損失を計算し、単線の場合[3]と比較・検討した。
本研究は、科学研究費補助金基盤研究(S) （課題番号18H05248）の支援により実施したものである。
(a)

(b)

ここで、�� は線材 1 枚の臨界電流である。(1)式を連立すると、が求まる。つまり、飽和条件下では通電電流 ��� が均等に配分される。よって、線材 1, 2 に流れる正味の電流 �� , �� はそれ
ぞれ、次で与えられる。
�� � ��� � �� � �� , �� � ��� � �� � ��� � ��(3)(3)式で表される電流が流れる 2 枚バンドル導体に外部変動磁界 �� が印加された場合の交流損失理論表式を導出する。ただし、臨界電流密度 �� 一定の Bean モデル[5]を仮定する。外部磁界が比較的大きい場合（�� � ��� ）に、それを微小量 ��� �� �� だけ変化させたときの 2 枚バンドル導体内の� 軸方向の磁界分布の変化は、Fig. 1(b)で示したようになる。
ここで、線材内の超電導層の厚さと幅をそれぞれ �, �� とする

Fig. 1 (a) Distribution of transport and screening currents and(b) profile of magnetic fields in two-ply HTS conductor.
参考文献
1. S. Awaji, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. 24 (2014)
4302005
2. Y. Imai, et al.: Abstracts of CSSJ Conference 95 (2017) 151
3. K. Kajikawa, et al.: Cryogenics 80 (2016) 215220
4. M. N. Wilson: “Superconducting Magnets,” Oxford Science
Publications, Oxford (1983) 174176
5. C. P. Bean: Phys. Rev. Lett. 8 (1962) 250253― 84 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p24

JT-60SA

JT-60SA 向け極低温流体用バルブボックスとトランスファラインの設計と製作
Design and manufacture of valve box and transfer line as cryogenic distributors for JT-60SA
中島 章治，青木 淳，萩原 琳太郎，林 卓弥，宮井 玲，熊木 卓也，高橋 亘，市瀬 大輔（大陽日酸）；
夏目 恭平，市毛 尚志，木津 要，礒野 高明（量研機構）
NAKASHIMA Shoji, AOKI Jun, HAGIWARA Rintaro, HAYASHI Takuya, MIYAI Ryo, KUMAKI Takuya, TAKAHASHI Toru,
ICHINOSE Daisuke（TNSC）; NATSUME Kyohei, ICHIGE Hisashi, KIZU Kaname, ISONO Takaaki（QST）
Shoji.Nakashima@tn-sanso.co.jp
1．はじめにJT-60SAは，プラズマを閉じ込めるための超伝導コイルをはじめ,サーマルシールド,クライオポンプ等の極低温機器を備えている。それら機器の能力を最大限発揮させるためには
極低温ヘリウム（以下，冷媒と呼ぶ）の供給が必要不可欠である。当社は，ヘリウム冷凍機で生成された冷媒をクライオスタットに移送するための，国内最大級となるトランスファラインと，冷媒を被冷却機器に分配移送するためのバルブボックス11
基を，量子科学技術研究開発機構 那珂核融合研究所に納入した。
2．設備概要クライオスタットと納入機器の接続イメージをFig.1[1]（クライオスタット本体は一部の内部構造を可視化している。）に示す。図中四角枠で示す機器が納入機器である。ここではそれぞれの納入機器の特徴を述べる。
トランスファラインは全長約50m，外径965mmの真空外管
内に，内径800mmのサーマルシールド，冷媒が通る内管9本（100A×6本，50A×3本）を有し、別室に設置されたヘリウム
冷凍機から最小限の入熱で冷媒をクライオスタットまで移送する通り道である。トランスファラインは中間位置を境にAユニットとBユニットに便宜上分けられ，ヘリウム冷凍機側のAユニット
は現地で据え付けまでを実施した。クライオスタット側のBユニ
ットに関しては，クライオスタットが建設中のため単品で納入した。トランスファラインの外観写真をFig.2に示す。
バルブボックスは高さ2m，直径1.4mの真空容器内に，サーマルシールドとバルブ3～11台を有している。トランスファラ
インにより移送されてきた冷媒は，バルブボックスで主管から枝管に分岐し，クライオスタット内の被冷却機器に分配される。
分配量は各々の系統に設置されたバルブによって調整される。
クライオスタットが建設中のため，11基全て単品で納入している。バルブボックスの外観写真をFig.3に示す。

Fig.1 Connection image of cryostat and transfer line, valve box

Fig.2 Transfer line

3．設計要求適用される法規は高圧ガス保安法の冷凍保安規則および耐震告示である。また，法的要求事項以外にも内管の熱収縮によって生じる熱応力，耐放射線・耐磁場，低ヒートロスな
どの厳しい仕様を満足する設計が求められた。

Fig.3 Valve box

4．現地工事
トランスファラインの現地工事に関しては，Aユニット（ヘリウム冷凍機側）が現地で据付けされた。放射線管理区域を含む計4部屋にまたがる工事となり，各ユニットの据付・接続，
MLI・サーマルシールドの施工，外管の溶接，各種検査等の約5ヶ月に亘る現地工事を無事故無災害で完工した。現地工事の様子をFig.4に示す。
5．まとめ
極低温ヘリウムを移送・分配する設備は，極低温機器の冷却に必要不可欠な技術である。本設備の設計・製造・現地工事という一連の過程で得られた技術を今後の超伝導応用技術の更なる発展に活かしていきたい。

Fig.4 installation of transfer line
参考文献
[1] 国立研究開発法人 量子科学技術研究開発機構 夏目他，2017 年度秋季低温工学超伝導学会， 2C-p02 より引用して改変― 85 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p25

JT-60SA

JT-60SA ダイバータクライオポンプ用バルブユニットの設計
Design of valve unit for JT-60SA divertor cryopump
夏目 恭平，神谷 宏治，木津 要，礒野 高明（量研機構）
NATSUME Kyohei, KAMIYA Koji, KIZU Kaname, ISONO Takaaki (QST)
E-mail: natsume.kyohei@qst.go.jp
1．はじめにトカマク実験装置 JT-60SA の真空容器内には，排気用のクライオポンプ（CP）が設置される。CP に供給される 3.6-4.5 Kの He ガスを制御する極低温弁は，周辺機器との兼ね合いにより設置可能空間に制約があることから，トカマククライオスタ
ットの側壁に水平方向から 30 度傾けた状態で設置される。また，弁体を引き抜く際に弁上部に必要な空間が無いため，弁を水平に傾け，真横に引き抜く。本講演では，弁の設置に関する独特な設計について報告する。
2．設置空間の制約
JT-60SA では，既存の建物や加熱装置，計測装置を利用しつつ，プラズマ体積を出来る限り大きくすることが，設計の目標の 1 つである。クライオポンプ（CP）に極低温ヘリウムを供給する冷媒配管は，トカマククライオスタット（TC）内下部にあり，CP 冷媒配管用の極低温弁の設置を考えた時，TC 周囲に専用のバルブボックスを新たに設置するための空間は無かった。我々は，TC の側壁に穴を設け，穴に取り付けるフランジに極低温弁を設置することとした。図 1 に TC 下部に取り付けられたフランジと極低温弁で構成されたクライオポンプバルブ
ユニット（CPVU）とその周辺状況の 3D モデルを示す。本図では視認性向上のため，弁軸に沿ってモデルを手前で切断している。弁には WEKA 社製の極低温弁を用い，配管呼び径
15A 用が 8 個，20A 用が 1 個設置される。また，本弁においては，80 K の熱アンカリングはされない。フランジの内側には多層断熱材が設置される。

度や圧力，吸着方式も含め，CP 本体の設計が未完了であり，全体の想定熱負荷は今後変更される予定である。
4．極低温弁の点検・改修
CPVU の上部には TC の水平部分が張り出し，弁の点検・改修時に弁体を引き抜くための空間が無い。そこで，フランジ
ごと弁を傾け，水平にした状態で真横に弁体を引き抜くこととした。図 2 に運転時と弁体引抜時の CPVU の姿勢を示す。極低温弁の傾斜動に追従するため，接続する冷媒配管はフレ
キシブルチューブとし，傾け機構を持った支持具がフランジに取り付けられる。

Fig. 2 Comparison of the cryopump valve unit configuration
between at the operation and maintenance.

Fig. 1 Cryopump valve unit installed on the tokamak cryostat
3．冷媒系統への極低温弁からの熱侵入量
極低温弁は，水平方向から 30 度傾けて設置されるため，垂直に設置されるよりも，冷媒系統への熱侵入量が大きい。
WEKA 社によると，極低温弁を傾けて設置した場合の 4K ヘリ
ウムへの伝導による熱侵入量は，W(θ) = W0 / sin2θで表される。ここで，W(θ) ，W0 ，θ は，それぞれ極低温弁を垂直に設置した場合の熱侵入量，設置角度である。本弁 9 個の W(θ)
の合計は 3.2 W となり，W(30∘) は 12.8 W となる。系統全体への想定熱負荷は 82 W であることから，弁からの熱侵入量は全体の 15.6%にあたる。但し，CP の製作と JT-60SA への設置は，最初のプラズマ運転の後の改造期間に成されるため，運転温5．フレキシブルチューブの圧力損失
同径の直管に比べ，フレキシブルチューブを使用した場
合，内部流体の圧力損失は大きくなる。現設計の運転条件では，20A と 15A の系統にそれぞれ 60 g/s，30g/s で，3.7 K のヘリウムが流れる想定となっている。本件で使用するフレキシ
ブルチューブの長さは 1.8-2.1 m であり，その圧力損失は，15A で 6 kPa，20A で 3 kPa と計算された。
6．弁軸への荷重
極低温弁は，室温部からの熱侵入量を低減するため，弁軸部の肉厚は薄い。弁の正常動作のために，弁軸の先端へかかる軸に垂直な力には制限がある。運転時にかかる力を見積もると，それぞれ 16.5 N （20A），9.7 N （15A）となり，弁軸の許容荷重よりも小さく，問題ないことがわかった。
7．まとめ
JT-60SA ダ イ バ ー タ ク ラ イ オ ポ ン プ 用 バ ル ブ ユ ニ ッ ト（CPVU）の設計及び製作が完了した。JT-60SA への CPVU の設置は，2019 年前半を予定している。

― 86 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p26

JT-60SA

JT-60SA のパルスオペレーションにおけるポロイダル磁場コイルの冷媒流量変化
Refrigerant flow changes through poloidal field coils during JT-60SA pulse operation
福井 良磨，神谷 宏治，磯野 高明，夏目 恭平，木津 要，村上 陽之，土屋 勝彦，河野 勝己 (量子機構)
FUKUI Kazuma, KAMIYA Koji, ISONO Takaaki, NATSUME Kyohei, KIZU Kaname, MURAKAMI Haruyuki, TSUCHIYA
Katsuhiko, KAWANO Katsumi (QST)
E-mail: fukui.kazuma@qst.go.jp
1．はじめに核融合実験炉である超伝導トカマク装置 JT-60SA は、日欧の国際協力の下で製作が進められている。最大で 100 秒
間、プラズマを生成することができるトカマクシステムである[1]。
パルス運転中はコイル系に通電する電流を短時間で増減させるため、交流損失が発生し、冷媒がコイルから吐出される現象が生じる。その際に差圧の変動による循環器の停止(トリップ)が考えられる。コイル冷却系を模擬し、パルス運転中に印加される熱負荷を与え、循環器の差圧を解析した。本発表ではその詳細を報告する。
Fig.2 Current of the Central Solenoids
2．マグネットシステム
JT-60SA は 超 伝 導 コ イ ル を 使 用 し て お り 、 6 つ のEquilibrium Field (EF)コイルと 4 つの Central Solenoid (CS)の(Fig.1)ほか、18 個の Troidal Field (TF)コイルが導入されている。運転中、コイルは全て 4.4 K に冷却されている[2]。
TF コイルには 25.7 kA で一定の電流を供給している一方で、PF コイルには最大で±20 kA のパルス状の電流を供給する(Fig.2)。そのため、PF コイルにはパルス運転中に Fig.3 に示すような交流損失が発生し、コイル内の冷媒が過熱されて膨張する。その結果、交流損失による熱負荷が最大になるプ
ラズマ点火前後にコイルから吐出される方向に流量が急上昇
し、PF コイル冷却ループの循環器の差圧が急変動することが考えられる。

Fig.3 Heat load of the Central Solenoid

3．熱流体解析
熱流体解析コード FLOWER と THEA を用いて PF コイルの冷却ループを模擬した。各種類のコイルから熱負荷が最大になる冷却流路を選択し、並列な流路を構築した(Fig.4)。各
コイルには定格流量の冷媒を流すように下流のバルブを調整し、循環器からコイルまでの冷媒配管も模擬した。
解析の結果(Fig.5)、交流損失が最大になる時点でコイル
入口圧が急上昇し、コイル出口圧力は流調弁があるため緩やかに上昇し、循環器の差圧は 14 kPa 程度変動することがわかった。
参考文献
1. Y. Koide, et al, 2015, Nucl. Fusion, 55. 086001.
2. K. Kamiya et al, 2017 J. Phys.: Conf. Ser. 897 012015

Fig.1 Poloidal Field coils of JT-60SA tokamak

Fig.4 Calculation model

Fig.5 Pressure changes at inlet and outlet of thecirculator, the coils and the valves― 87 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p27

加速器 (1)[1][2]AVF

Azimuthally Varying Field(a) Overview(b) Sector CoilFig.1 Schematic drawing of HTS coil system
for K80 Skeleton Cyclotron

211At

36 MeV

[3]
SPECT

PET

cm

Fig.1

7

4He2+

BNCT

(a) Magnetic field distribution(b) Magnetic force distribution
Fig.2 Straight sector coil for accelerating D+ to 40 MeV
Table 1 Magnetic force of the radial and height direction
in Straight sector coil for accelerating D+ to 40 MeVPart of Sector coil
Fr (MN)Fz (MN)Arc #1
0.173-0.0251
Arc #20.101-0.00571
Arc #30.315-0.0271
Arc #40.101-0.00571
Brick #1
0.394
-0.00908
Brick #2
0.394
-0.00908

RI
50

4

D+ 40 MeV
Fig.2(a)

Yoroi

μm

REBCO

D+ 40 MeV
6 mm
0.1 mm20 K

1.0

0.01 A/s 16.6

Fig.2(b)Fr Fz

Fig.1(b)Table 1

A(26249036)

S(18H05244)[4]
Fig.2(a)

[5]
REBCO

1.
2.
3.
4.
5.

― 88 ―

H. Ueda, et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., 23, 4100205 (2013).
5682903,5708984,
2015-079626
A. Ishiyama, et al., Abstracts of CSSJ Conference Vol.96 (2018)
p.51
H. Ueda, et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., 24, 4701505 (2014).
S. Nagaya, et al., IEEE Trans. Appl. Supercond.,23,4601204(2014).

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p28

加速器 (1)J-PARC MUSE 超伝導ソレノイド磁石の性能確認
Performance confirmation of the J-PARC MUSE superconducting solenoid magnet
黒澤 宣之，山崎 高幸，大畠 洋克，河村 成肇，佐々木 憲一，下村 浩一郎（高エネ研）；清矢 良浩(大阪市大);青木 正治(阪大); 高橋 拓也(大阪市大); 三宅 康博(高エネ研)
KUROSAWA Noriyuki, YAMAZAKI Takayuki, OHATA Hirokatsu, KAWAMURA Naritoshi, SASAKI Kenichi,
SHIMOMURA Koichiro (KEK); SEIYA Yoshihiro (Osaka City Univ.); AOKI Masaharu (Osaka Univ.);
TAKAHASHI Takuya (Osaka City Univ.); MIYAKE Yasuhiro (KEK)E-mail: noriyuki.kurosawa@kek.jp
1．はじめに東海村にある J-PARC では、高統計で高強度、長期で利用する事を目的としたミュオンビームラインを建設中である。2 台の超伝導ソレノイド磁石（定格電流 179A、中心磁場 0.5T）を2015 年に製作した。ビームラインへのインストールに先立ち、冷却試験および励磁試験を行った。また、実際の運用を見据えた掃引速度のテストも行い、掃引速度に対する熱負荷の試験を行った。

Table.1 Specification of the superconducting
solenoid magnets

2．磁石仕様2 台の超伝導 ソレノイド磁石の主なコイルパラメータをTable.1 に示す。基本的なパラメータは２台とも共通であり、それぞれが横向きに取り付けられた GM 冷凍機１台で伝導冷却される。冷凍機の取り付け方向について、ビームラインでの設
置場所における放射線シールドとの干渉を避けるため 180 度異なっているが、冷却パス長はほぼ同じとなるように設計してある。
3．冷却・励磁試験結果
各磁石について、2018 年 7 月および９月に試験を行った。
どちらも冷却に要する日数は、約 12 日であった。
冷却期間中、コイルに 20mA を流して電圧を測定し、RRR を求めた。8～10K 付近で超伝導状態に転移していることが確認でき、コイル温度 286K において 309Ω、コイル温度 10K に
おいて 1.77Ωであり、RRR は 175 となった。線材のスペックと比較すると若干低めだが、温度分布のばらつきや測定器の精度から考えると、誤差範囲であると考えられ、ソレノイド磁石のコイルは健全であると言える。
冷却完了後、通電試験および遮断試験を行った。通電試
験では、徐々に励磁電流を上げ、定格の 179A まで励磁できることを確認した。また、遮断試験では、遮断電流に対するコ
イル温度の上昇について調査した。定格電流での遮断において、最大で 15.47K まで温度上昇した。遮断によるコイル電流の減衰曲線とコイル温度の上昇について Fig.1 に示す。
また、磁場分布の測定を行い、納品前の磁場測定と同等の結果が得られ、問題のないことを確認した。
さらに、掃引速度に対するコイル温度の上昇について確認した（Fig.2）。温度上昇のグラフでは、60A/min の掃引速度であっても、コイル温度の最大値は、3.6K と問題ないレベルだ
が、電源のスペック ( ±10V、220A ) や温度上昇後の冷却時間も考慮に入れる必要がある。昇磁中の電源電圧の変化
や、温度変化を総合的に判断し、掃引速度は、30A/min とすることにした。

Wire

NbTi

Cu/SC ratio

4.4

Wire diameter

0.865±0.01 mm

Total turns

3404

Outer diameter

706.2 mm

Winding length1512.3±0.2 mm

Inductance

3.37 H

Operating current

179 A

Magnetic field

0.5 T

Fig.1 Example of coil current and the coil temperature changewith time in current interruption

4．まとめ
ビームラインへのインストールに先立ち、冷却試験および励
磁試験を行い、性能に問題がないことが確認出来た。また、実際の運用を見据えた制御系の整備や掃引速度に対する熱負荷の確認、常温リードや HTS リードの電圧についても確認することが出来た。その結果、ビームラインで使用するために十分な性能を持っていることが確認できた。

― 89 ―

Fig.2 Coil temperature rise vs sweep rate
第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会