3A-a01

MRI 高安定磁場コイル

MRI 用高安定磁場コイルシステム基盤技術の研究開発Ⅲ-①～プロジェクト状況～
Research and development of the very stable magnetic field coil system fundamental technology for MRI.
－Outline of the project－
横山彰一，李智媛，井村武志，松田哲也，佐藤伸治，江口諒，井上達也，福井秀樹，長廣利成，田邉肇，大穀晃裕（三菱電機）；
中村武恒，白井康之（京都大）；宮城大輔，津田理（東北大）
YOKOYAMA Shoichi , LEE Jiwon, IMURA Takeshi, MATSUDA Tetsuya, SATO Shinji, EGUCHI Ryo, INOUE Tatsuya,
FUKUI Hideki, NAGAHIRO Toshinari, TANABE Hajime, DAIKOKU Akihiro (Mitsubishi Electric Corp.);
NAKAMURA Taketsune, SHIRAI Yasuyuki (Kyoto Univ.); MIYAGI Daisuke, TSUDA Makoto (Tohoku Univ.)
E-mail; Yokoyama.Shoichi@dx.MitsubishiElectric.co.jp
１．はじめに医療用 MRI 超電導マグネットを液体ヘリウムレス、省エネ化するために高温超電導コイルの適用が期待されている。高温超電導を適用した高安定磁場コイルシステム技術を取得、実証する研究
開発プロジェクトを実施した[1]。本テーマは、3T-MRI 超電導マグ
ネット用の高温超電導コイルを開発し、実用化の見通しを得ることを最終目標としている。本報告では、本プロジェクトの実施内容の概要と開発状況について報告する。
２．高温超電導コイル化技術
2014 年度まで適用した銅貼り合わせ構造の ReBCO 線材は、剥離などの機械的応力に弱いことから、2015 年度では超電導薄膜を保護するために 20μm の銅箔で包み込み Sn ハンダで固定した銅
フォーミング線材をコイルに適用した。磁場均一度を確保するためにパンケーキコイルの巻線精度 0.1mm 以下、コイル組立精度
0.5mm 以下で製作した。
最大経験磁場 5.5T を発生することができるマグネットを製作し、冷却を実施。約1週間で初期冷却が完了。到達コイル温度7Kにおいて励磁し、中心磁場３T を発生することができた。Fig.1 に中心磁界３T を発生したときの試験状況の写真を示す。
コイル製作技術として、メートル級コイルを試作した。コイルの製作を評価するために実施した。コイル内径は 850mm、外径は約950mm である。巻線後エポキシ含浸し、巻枠から取り出し、ハンドリ
ングなど問題ないことを確認した。
３．高安定磁場発生技術
高温超電導コイルは、現状では超電導接続ができないため、従来の永久電流モードではなく、電源によるドライブモード運転となる。励磁電源として 1ppm/hr 以下の検証をした[２]電源を用い、高温超電導コイルを３T まで励磁し、磁場安定度を測定。超電導線材の作る磁化の影響と思われる磁束クリープを観測し、数 A（数％）の過電流通電を実施することで 100ppm レベルの磁場変動が1ppm 以下に抑制できた。その安定磁場およびシミングで整えた均
一磁場を用いFig.2に示すように３T磁場中でイメージングをすることができた。供試体はマウスの胎児（25mm 長）で、画像分解能
0.2mm 以下で鮮明な画像を得ることができ、高温超電導コイルでの実使用に耐えうる高安定、高均一磁場を実証できた。
４．電源システム、超電導線材の循環電流
その他の成果として、省エネ、低コスト化として大型の磁石励磁用電源と並列に設置した小型低電圧の磁場保持電源回路を提案した。また、高温超電導線材の循環電流（磁化）の影響評価や磁束クリープの抑制方法などの検討も実施した。
５．まとめ
高温超電導コイルを用いた MRI 超電導マグネットの実用化見通
しを得る研究開発プロジェクトを実施した。230mm ボアマグネットに
３T の高均一、高安定磁場を発生し、イメージングにより実証した。

謝辞
本研究は、H25、26 年度、経済産業省の産業技術研究開発委
託費および H27 年度、国立研究開発法人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のうち高温超電導コイル基盤技術開発プロジェクト」により委託・支援を受け実施したものである。
参考文献
1. S.Yokoyama,et.al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 92 (2015) p.7
2. M.Yoshikawa,et.al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 92 (2015) p.10
高温超電導マグネット（ボア直径 230mm）
NMR プローブ装着状態
NMR 周波数（127.8MHz*）*表示は 1/10
NMR 磁場計測器（3.0T）

Fig.1 Photograph of the 3T-230mm bore test magnet.

Fig.2 MRI multi-slice images of an embryo mouse in 3T
fields by the high-Tc superconducting magnet .

― 116 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

3A-a02

MRI 高安定磁場コイル

MRI 用高安定磁場コイルシステム基盤技術の研究開発Ⅲ-②～300mm ボアコイルの通電試験～
Research and development of the very stable magnetic field coil system fundamental technology for MRI.
-Excitation test of the HTS coil having a 300mm diameter bore横山彰一，李智媛，江口諒，井上達也（三菱電機）；宮城大輔，津田理（東北大）；中村武恒，白井康之（京都大）
YOKOYAMA Shoichi , LEE Jiwon, EGUCHI Ryo, INOUE Tatsuya(Mitsubishi Electric Corp.);
MIYAGI Daisuke, TSUDA Makoto (Tohoku Univ.); NAKAMURA Taketsune, SHIRAI Yasuyuki (Kyoto Univ.)
E-mail; Yokoyama.Shoichi@dx.MitsubishiElectric.co.jp

２．300mm ボア３T コイル
2014 年度に製作した 300mm ボア３T コイル［2］［3］をクライオ装置に装填しGM冷凍機で冷却を実施。約4.5日で冷却完了し、到達温度は 7K であった[1]。本コイルは、コイル温度20K において負荷率は約 60%（設計値）である。Table 1 に３T コイルの諸元を示す。
通電試験は、コイル電圧、温度を確認するため数 A ごとにホールドし上昇させた。３分割コイルのうち１コイルで接続抵抗劣化起因と見られるオーミック電圧（60mV/100A）が発生し 15K にコイルが温度上昇したものの安定して通電できていた。104A（1.4T）に上昇し保持したところ他のセンターコイルが突然熱暴走に至り焼損した。
マグネットを解体し、調査した結果、センターコイルの接続端子部に機械的応力（加工および熱歪み）が加わり線材の超電導特性が劣化していた可能性があることが分かった。
３．300mm ボア３T 評価コイル
2015 年度は、３T 超電導マグネットの電磁力、コイル経験磁場検証用として３T 評価コイルを製作した。Table 1 に３T 評価
コイルの諸元を比較した。Fig.1に試作した３T評価コイルの外観写真を示す。本コイルには、20μm 厚さの銅箔で高温超電導素線を包含したフォーミング材を適用した。コイル製作精度は上記３Tコイルと同様に、コイル巻線 0.1mm 以下、積層 0.5mm 以下で製作した。
冷却はコイル形状が大きくなりコイル部材を含めた重量が 250kg となり、初期冷却は室温から約 7 日で７K に到達した。励磁は上記３T コイルと同様にステップで励磁し、中心磁場３T まで励磁を実施した。３T コイルのような接続抵抗の劣化は観測されず、良好に繰り返し励磁ができた。初回励磁では温度上昇は３～４K あったが、２回目以降では１K 程度となりその差はヒステリシス損の差と考えられる。Fig.2 に 2.9T 初回励磁で約 10 分間ホールド時の各コイルの電圧変化を示した。図のようにホールド直後にサイドコイルに15mV程度の電圧が発生しその後接続抵抗による電圧6mVまで低下する現象が見られた。なお、数 A 過励磁した場合は Fig.2 のような電圧挙動は観測されず、線材磁化による磁束クリープの誘起電圧と考えられる。３T で磁場安定性、均一度を測定し、目標値を達成するために、数 A の過電流通電、シミングを実施した[4]。
謝辞
本研究は、H25、26 年度、経済産業省の産業技術研究開発委
託費および H27 年度、国立研究開発法人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のうち高温超電導コイル基盤技術開発プロジェクト」により委託・支援を受け実施したものである。

参考文献
1. S.Yokoyama,et.al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 92 (2015) p.7
2. T.Matsuda,et.al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 92 (2015) p.8
3. T.Imura,et.al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 92 (2015) p.9
4. T.Matsuda,et.al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 93 (2016)
Table 1 Specifications of the model coils.
300mmボア３Tコイル

項目

300mmボア
３T評価コイル

コイル内径

320mm

320mm

コイル外径最大

420mm

471mm

コイル軸長

450mm

440mm

中心B

2.9T

3.7T(2.9T)

Bmax

4.46T

5.5T(4.3T)

均一度（100mm球）

1.72ppm

1.67ppm

214A

168A(132A)

定格電流値
コイル電流密度超電導線形状、構成（裸）

140A/mm2

140A/mm2

w5mm×t0.16mm
銅貼り合わせW4mm×t0.14mm
銅ﾌｫｰﾐﾝｸﾞ

インダクタンス

10.5H

32.0H

最大軸方向コイル応力

9.0MPa9.8MPa

サイドコイル
コイル内径

センターコイル

φ320mmコイル軸長 440mm

Fig. 1 Photograph of the 3T HTS test coil.
1.4E-02

125A（2.9T）ホールド

1.2E-02
1.0E-02

コイル電圧（V)

１．はじめに医療用 MRI 超電導マグネットを液体ヘリウムレス、省エネ化するために高温超電導コイル技術の研究開発プロジェクト[1]において、300mm ボアコイルを製作し、冷却、通電試験を実施した。本報
告では、通電試験の結果について報告する。

サイドコイルA

8.0E-03
6.0E-03

サイドコイルB

4.0E-03

センターコイル

2.0E-03
0.0E+00
0

100

200

300

400

500

600

ホールド後の経過時間（sec）

Fig.2 Results of coil voltage influences at current holding.

― 117 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

3A-a03

MRI 高安定磁場コイル

MRI 用高安定磁場コイルシステム基盤技術の研究開発Ⅲ－③～3T評価マグネットの冷却・励磁～
Research and development of the very stable magnetic field coil system fundamental technology for
MRI Ⅲ-③ -Cooling and Excitation of 3T Test Magnet松田 哲也，井村 武志，横山 彰一，江口 諒，井上 達也，長廣 利成，田邉 肇 (三菱電機)
MATSUDA Tetsuya, IMURA Takeshi, YOKOYAMA Syoichi, EGUCHI Ryo, INOUE Tatsuya, NAGAHIRO Toshinari,
TANABE Hajime (MitsubishiElectric Corp.) E-mail: Matsuda.Tetsuya@dn.MitsubishiElectric.co.jp
ダブルパンケーキ
コイル

220

R

75

センター
コイル群

サイド
コイル群

均一磁界領域
φ100

R160

中心
Z
Z=0
Fig.1 1/4 Cross sectional view of MRI coils after
optimization of coil heights
Table1 Specifications of a 3T Test Magnet
中心磁界3T
磁界均一度(φ100)

1.6ppm

コイル内径

320ｍｍ

コイル外径

440ｍｍ

コイル個数

26

電流密度

110A/mm2

定格電流

125A

インダクタンス

31.9H

Brmax

2.53T

Bzmax

4.43T

1.00051.0004

オーバーシュートなし
1.0003規格磁界１．はじめにMRI 用マグネットには空間的に高均一な磁界が必要である。
中心磁界3T で高均一磁界を発生可能なYBCO テープ線材製のMRI 用 3T 評価マグネットを試作した。このマグネットの形
状・諸元について紹介するとともに、冷却・磁界安定度向上試
験を実施したので、これらの結果について報告する。
２．設計コイル形状とコイル諸元
高均一な磁界を得るために、コイル形状を最適化した後の
1/4 断面図を図 1 に示す。コイルは 4 群(ダブルパンケーキコイ
ル数は 26)で構成し、特に Z 中心に近く磁界均一度への影響が大きいセンターコイル群のコイルの高さをコイル毎に変化させて高均一磁界を得た。コイル高さは最適化手法で決定した。詳細は参考文献[1]に記載した。
磁界均一度はφ１００ｍｍで 1.6ppm
であり、イメージングを実施する磁界 2.9T での電流密度は110A/mm2、定格電流は 125A である。諸元を表１に示す。
３．冷却・磁界安定度向上試験
冷却は、GM 冷凍機 1 台にて行った。コイル重量は約 250kg である。冷却は 6.5 日で完了し到達温度は７K（仕様 20K）であった。この温度は、解析特性とほぼ一致した。
冷却・励磁試験終了後、磁界の安定度向上試験を行った。イメー
ジングには撮像時間内で 1ppm 以下の時間的に一定の磁界が必要である。図 2 に 2.9T へ励磁直後の磁界で規格化した磁界の時間依存性を示す。10 分間での規格磁界の増加量は 3×10-4 と大きい。磁界増加の抑制方法としてオーバーシュート法が知られている[2]。今回、定格電流 125A から電源電流を 4A オーバーシュート
させることで、磁界変動を±1ppm/10 分以下まで抑制できた。
４．まとめ(1) 3T 評価マグネットのコイルを設計した。空間的な磁界均一度1.6ppm/Φ100mm を得た。
(2) 2.9T への励磁直後の規格磁界の変化率は、電源電流のオー
バーシュートがない場合 3×10-4/10 分であったが、定格電流125A に対し電源電流を 4A オーバーシュートさせることで、±
1ppm/10 分以下まで抑制できた。
謝辞
本研究は、H25、26 年度、経済産業省の産業技術研究開発委託費および H27 年度、国立研究開発法人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のうち高温超電導コイル基盤技術開発プロジェクト」により委託・支援を受け実施したものである。
参考文献[1] 松田哲也、他:第 92 回低温工学・超電導学会予稿集(2015)、
1A-p02[2] T.Hemmi,et al.:Elecrtromagnetic Behavior of HTS
Coils in persistent current operations,Fusion
Engineering Design,81(2006),pp.2463-2466

1×10-41.0002

オーバーシュートあり

1.00011.00000.99990100 200 300 400 500 600 700 800
Time(Sec)Fig.2 Time dependency of Magnetic Field of a 3T Test
Magnet right after excitation― 118 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

3A-a04

MRI 高安定磁場コイル

MRI 用高安定磁場コイルシステム基盤技術の研究開発Ⅲ－④～高安定・高均一磁場によるイメージング～
Research and development of the very stable magnetic field coil system fundamental technology for
MRI Ⅲ-④ -Imaging using High stability and High Homogeneous magnetic Field松田 哲也，江口 諒，井上 達也，福井 秀樹，横山 彰一，佐藤 伸治 (三菱電機)
MATSUDA Tetsuya, EGUCHI Ryo, INOUE Tatsuya, FUKUI Hideki, YOKOYAMA Syoichi,
SATO Shinji(MitsubishiElectric Corp.) E-mail: Matsuda.Tetsuya@dn.MitsubishiElectric.co.jp
1.001

１．はじめにMRI マグネットには、高画質の画像を得るために、画像取得
領域で 2ppm 程度の高均一磁界が必要とされる。一般に、コイルの磁気設計時に高均一磁界が得られても、製作誤差等で磁界均一度は悪化する。YBCO テープ線材を用いた小型の MRI 用
3T 評価マグネットを試作し、高均一磁界を得る様に磁界分布を補正し、2.9T でイメージングを実施した。
２．磁界分布補正方法と補正結果

MRI 用 3T 評価マグネットにて、マウス胎児(長さ 25mm)のイメー
ジングを、マグネットを含む全て国産の装置を用いて実施した。マウスの胎児の断層像を図 3 に示す。分解能は 0.2mm 以下である。
４．まとめ
試作 3T 評価マグネットの磁界均一度を鉄シムで補正した。
Vrms 磁界均一度は補正前で 63ppmm/φ25mm、補正後は 2ppm/
φ25mm である。この YBCO テープ線材製 3T 評価マグネットを用いて、2.9T にて世界初となるイメージングを実施し、マウスの胎児等の断層像を撮像した。マグネットを含む全ての装置は国産である。
謝辞
本研究は、H25、26 年度、経済産業省の産業技術研究開発委託費および H27 年度、国立研究開発法人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のうち高温超電導コイル基盤技術開発プロジェクト」により委託・支援を受け実施したものである。
参考文献[1] Tetsuya Matsuda,et al.: Field Corrections of OpenMRI Superconducting Magnets,IEEJ Trans.IA,Vol.125,
No.8,pp.774-778(2005)

規格磁界

1

補正後

0.999
-60

-40

-20

0
20
Z(mm)

40

60

Fig.1 Z Field Distributions of a 3T Test Magnet at 2.9T
1.0015
Z=45
Z=30
Z=15
Z=0
Z=-15
Z=-30
Z=-45

1.001
規格磁界

上式において、第 2 項以下が誤差展開係数である。高磁界均一磁界を得るには第 2 項以下を鉄シムと呼ぶ微小鉄片で補正する[1]。
鉄シムが発生する展開係数が誤差展開係数とは逆方向の値を発生することで高均一磁界を得る。鉄シムの最適配置が必要だが、これを線形計画法で決定した。誤差係数は厚みに比例するとした。
MRI用小型HiTcマグネットの常温空間内径Φ220mm内側に鉄シ
ムを貼りつけた。鉄シムの個数は144、大きさは最大厚み20mm、幅20mm、長さ 46mm である。図 1 と図 2 に補正前と補正後の磁界分布を示す。補正前に存在していた Z 方向・R 方向の一次の誤差係
数が、鉄シムにより補正できていると分かる。Vrms 磁界均一度は、補正前は 255ppm/φ100mm、63ppmm/φ25mm であり、補正後は35ppm/φ100mm、2ppm/φ25mm である。
３．イメージング

補正前

0.99951.00051
0.99950.999

050 100 150 200 250 300 350
角度(deg)（a）補正前1.0015

Z=45
Z=30
Z=15
Z=0
Z=-15
Z=-30
Z=-45

1.001
規格磁界

最初に、磁界補正前の磁界分布を測定する。測定点は、Z 軸上が 5ｍｍピッチで±50mm、R50mm の円周上がθ方向 22.5 度ピ
ッチ・Z 方向 15mm ピッチで Z=±45ｍｍである。これらの三次元磁界分布を次式で展開する。
B
Bmes0  Bmes z  z  Bmes x  x    z ( x, y , z )1.00051.00051
0.9995
0.999

0

50

100 150 200 250 300 350
角度(deg)（b）補正後
Fig.2 RθField Distributions of a 3T Test Magnet at 2.9T

― 119 ―

脳

舌

肺
消化管

Fig.3 World's first MRI Image of Mouse fetus
using a 3T Test Magnet at 2.9T

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

3A-a05

MRI 高安定磁場コイル

用高安定磁場コイルシステム基盤技術の研究開発Ⅲ ⑤～高安定磁場実現に向けた電源オペレーションの検討～
Ⅲ ⑤- Study of power supply operation for very stable magnetic field 谷内田 貴行 吉川 正基， 白井 康之（京都大学）；井村 武志 横山彰一（三菱電機），

1．はじめにには冷却に大量の液
現在普及している低温超電導体ヘリウムが用いられているが、近年液体ヘリウムの希少化が進み供給リスクが顕在化してきている。そのため
液体ヘリウムを使用せずに運用できるヘリウムフリー高温超電導
マグネットの開発が期待されている。しかし高温超電導マグネットには遮蔽電流や電源変動にでイメージングにより磁場変動が生じる問題があり必要な以下の高安定磁場を得られないという課題がある。ここで遮蔽電流は自己磁場により超電導テー
プ線材に誘導される電流でありこれが長時間にわたり減衰するために磁場変動が生じる。また超電導接続が現状困難であり永久電流モードができず常に電源駆動が必要なために磁場安定性が電源変動の影響を受ける。
そこで遮蔽電流による磁場変動を抑制する手法として励磁電源によるオーバーシュート
励磁実験を、開発したの 高温超電導
マグネットで行った。
との各通電電流においてオーバーシュー
ト電流量を変化させ磁場変化を測定した。

3．実験結果と考察
よりにおいてΔの時磁場変化は最も小さく、電流が目標値到達した後分間で Δとなった。Δでは中心磁場がから増加傾向となり、逆にΔ
ではから減少傾向となった。
また
より
においてΔ
の時磁場変化は分間で Δとなった。Δでは最も小さくでのΔのΔ と似た増加傾向となった。これ
より高磁場であるほど（通電電流が大きい程）少ないオ
ーバーシュート電流量で磁場安定度を改善できることが示された。これは通電量が大きくなるにつれ超電導線の負荷率が大きくなり遮蔽電流の変動が小さくなるためと考えられる。
今後はオーバーシュート電流量と磁場変動の関係について負荷率との関係をより詳細に検討しオーバーシュー
ト量の最適化条件を検討すること、および電源制御による磁場安定度のさらなる向上を考えている。

2． 実験内容に示す高安定励磁電源により高温超電導
マグ
ネットのオーバーシュート励磁を行い、電流保持後のマプローブで測定した。
グネット中心の磁場変化を、の目標値に対しから電流で励磁し オーバーシュートを行った。オーバ
で、 、、ーシュート電流量Δ はで、とした。磁場変化は電流が目標値に達してから分程度測定した。
、に、それぞれにおけるオーバーシュート後の磁場変化 Δ 電流が目標値に到達した時で表した変動分 の時間変化を示す。
の磁場 を基準に

Δ

Δ
参考文献

― 120 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

3A-a06

MRI 高安定磁場コイル

MRI 用高安定磁場コイルシステム基盤技術の研究開発Ⅲ－⑥～遮蔽電流磁場の変動抑制～
Research and development of the very stable magnetic field coil system fundamental technology
for MRI Ⅲ-⑥-Suppression of variation of magnetic field induced by screening current三浦 英明，髙野 玲央，宮城 大輔，津田 理（東北大）；横山 彰一（三菱電機）
MIURA Hideaki，TAKANO Reo，MIYAGI Daisuke，TSUDA Makoto (Tohoku Univ.);
YOKOYAMA Shoichi (Mitsubishi Electric Corp.)
E-mail: h.miura@ecei.tohoku.ac.jp

3．遮蔽電流磁場と磁場変動率の関係
目標電流が 50 A で，∆I = 0，10，20，40 A の場合における,1
分間あたりの磁場変動率ε の時間推移を Fig.2 に示す。これより変動率ε の増減は∆I に依存し，∆I が大きくなるにつれて，変動率ε がプラスからマイナスに転じることがわかった。この結果
は，変動率ε がゼロとなる∆I が存在することを示唆しており,∆Iとε の関係から，目標電流 50A の場合で励磁開始 1 分後の変動率ε がほぼゼロとなる∆I を推定したところ 22 A であった。そこで，目標電流が 50A の場合において，通常励磁時（∆I = 0 A）と ∆I = 22 A 時の遮蔽電流磁場の減衰特性を評価した。その結果を Fig.3 に示す。Fig.3 において，励磁開始 1 分後の変動
率ε は，通常励磁時が 10920 ppm/min であったのに対し，∆I =22 A 時は 370 ppm/min であった。なお，∆I = 22 A 時の遮蔽
電流磁場 Bs はゼロではなく約 15 mT であった。そこで，他の目標電流において，励磁開始 1 分後の変動率ε がほぼゼロとなる∆I に対する遮蔽電流磁場 Bs を測定した。その結果を Fig.4に示す。これより，磁場変動抑制に有効な∆I を採用した場合の遮蔽電流磁場 Bs が,目標電流に依存することがわかった。これは，目標電流によって,線材内部の励磁電流領域と遮蔽電流領域の大きさや比率が異なるためと考えられる。
謝辞
本研究は，H25，26年度，経済産業省の産業技術研究開
発委託費およびH27年度，国立研究開発法人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
ム研究開発事業のうち高温超電導コイル基盤技術開発プロジ
ェクト」により委託・支援を受け実施したものである。

operating current = 50 A

25000

I = 0 A
I = 100 A
I = 200 A
I = 400 A

 (ppm/min)

20000
15000
10000
5000
0
-5000
0.5

1

5

Timee (min)Fig.2 Time dependence of changing rate of magnetic flux
density as a function of overshoot current, ∆I.
operating current = 50 A

40

I = 0 A
I = 22
2 A

30
Bs (mT)

2．遮蔽電流磁場の測定方法
GdBCO テープ線を用いて，Fig.1 に示すような,線材長16.7 m，臨界電流 113 A(77 K，1µV/cm 基準)，n 値 33 のダ
ブルパンケーキコイルを作製した。コイルの遮蔽電流磁場特性を明確にするため，コイル側面にホール素子を取り付け，コ
イル径方向の磁束密度 Br を測定した。そして，常温での測定で得られたコイル電流と磁束密度の関係を用いて,測定した Brを励磁電流分と遮蔽電流分に分離し,遮蔽電流磁場 Bs を算出した。なお,遮蔽電流磁場の測定では，定常運転時の電流（以下，目標電流）を 20，30，40，50，70，90 A，スイープ速度を 5
A/sec とし，オーバーシュート量∆I をパラメータとした。

Fig.1 Schematic view of a GdBCO double pancake coil and hallprobe for magnetic field measurement.

20
10
0
0

0.2

0.4
0.6
Timee (min)0.8

1

Fig.3 Time change of magnetic flux density induced byscreening current as a function of overshoot current, ∆I .
20
15
Bs (mT)

1．はじめにMRI 用マグネットでは，高解像度な画像を得るために時間的に高安定な磁場が要求される。しかし，REBCO 高温超電導
コイルでは励磁時に大きな遮蔽電流が誘起され，遮蔽電流の減衰によって磁場変動が生じる。このため，コイルの磁場安定性を確保するには，遮蔽電流磁場の変動を抑制する必要がある。そこで，本研究では，磁場変動抑制手法のひとつである
オーバーシュート法[1]に着目し，オーバーシュート時の遮蔽
電流磁場特性や遮蔽電流磁場の変動抑制に有効なオーバーシュート条件について検討した。

10
5
0
0

20

40
60
80
Operating current
c
(A)

100

Fig.4 Magnetic flux density induced by screening current
at ε ≈ 0 as a function of operating current.
参考文献
1. Y. Yanagisawa and H. Maeda: TEION KOGAKU (J. Cryo.
Super. Soc. Jpn.) Vol.48 No.4 (2013) p165-171― 121 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

3A-a07

MRI 高安定磁場コイル

MRI 用高安定磁場コイルシステム基盤技術の研究開発Ⅲ－⑦～300mm ボアコイルの通電特性解析～
Research and development of the very stable magnetic field coil systemfundamental technology for MRI Ⅲ-⑦- Characterization of the HTS coil having a 300mm diameter bore中村 武恒，川端 優花 (京大)； 横山 彰一 （三菱電機）
NAKAMURA Taketsune, KAWABATA Yuka (Kyoto Univ.); YOKOYAMA Shoichi (MITSUBISHI)
E-mail: nakamura.taketsune.2a@kyoto-u.ac.jp-110Maximum electric field E

l,m

(V/m)

Fig. 1 3D contour plot of magnetic flux density in 300 mm
diameter bore HTS coil

-3

10

-5

10

-7

10

-9

10

0

20
40
60
80
Transport current I (A)

100

-1

10

l,m

(V/m)

(a) 77 K

Maximum electric field E

１．はじめに我々は，MRI 用高安定磁場コイルシステム基盤技術の研究開発プロジェクト[1]において，高温超電導コイルの遮蔽電流特性ならびに非線形電流輸送特性に関する検討を実施している。本講演では，Gd 系 300 mm ボアコイルの非線形通電特性について，その温度特性と線材長手方向バラつきの関係
を解析的に検討したので報告する。
２．電磁場解析モデルと解析方法
300 mmボアコイルの詳細については，別途報告されているので割愛する[2]。まず，同コイルに使用した短尺試料について，その電界-電流密度特性の実験結果をパーコレーション遷
移モデル[3]に基づいて定式化した。その際，温度68 K程度までの実験結果について，遺伝アルゴリズムを使用してパラメー
タフィットし，温度20 K程度までの通電特性評価に使用した。
次に，線材の超電導層厚や冷却時絶縁層厚などを考慮した詳細な三次元解析モデル(軸対称モデル)を作成し，強制通電条件における正確な空間磁場ベクトル分布を求めた。また，
当該磁場ベクトルを使用して，コイル内各要素の局所電圧を計算し，それを足し合わせることによってend-to-endの総電圧や最大局所電界を求めた[4]。さらに，上記した短尺試料の電界－電流密度特性について，長手方向特性のバラつきを
Weibull関数によって与え[5]，その統計的検討を行った[4]。
３．解析結果Fig. 1には，3次元有限要素法によって得られた中心磁場3T発生時の磁束密度コンター図を示す。同図に示すように，コイル内最大磁束密度は4.3 T程度である。また，Fig. 2 には，それぞれ(a) 77 Kおよび(b) 20 Kにおける最大局所電界を示すが，温度が低下するほど長手方向における特性バラつきの影
響が顕著になっている。講演当日には，上記方法を用いた解析結果の詳細を報告する予定である。
謝辞
本研究は，H25・26 年度，経済産業省の産業技術研究開
発委託費，および H27 年度，国立研究開発法人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のうち高温超電導コイル基盤技術開発プロ
ジェクト」により委託・支援を受け実施したものである。解析の一部について，京都大学工学部電気電子工学科（現 同大学
院工学研究科電気工学専攻）唐島智治氏に協力頂いた。
参考文献
1. S. Yokoyama, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, vol.
93, 3A-a01 (2016).
2. T. Matsuda, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, vol. 92,
1A-p02 (2015).
3. T. Kiss et al.: Physica C, vol. 392, pp. 1053-1062 (2003).
4. T. Nakamura, et al.: TEION KOGAKU, vol. 48, no. 4, pp.
178-186 (2013).
5. Y. Shibayama et al.: Abstracts of CSSJ Conference, vol.
89, 3A-p04 (2014).

-3

10

-5

10

-7

10

-9

10

760

780 800 820 840
Transport current I (A)(b) 20 K
Fig. 2 Maximum electric field (El,m) vs. transport current(I) characteristics of 300 mm bore diameter coil, of which
consider the longitudinal distribution of critical current― 122 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

3A-p01

加速器

LHC 高輝度アップグレード用超伝導磁石の開発（8）-2 m モデル磁石の製作および冷却・励磁試験
Development of superconducting magnets for LHC luminosity upgrade (8)– 2 m model magnet fabrication and test results
榎本瞬, 菅野 未知央, 中本 建志, 川又弘史, 岡田尚起, 岡田竜太郎, 東憲男,
荻津透, 佐々木憲一, 木村誠宏, 田中賢一, 大畠洋克, 菅原繁勝, 高橋直人 (高エネ研);
Andrea Musso and Ezio Todesco (CERN)ENOMOTO Shun, SUGANO Michinaka, NAKAMOTO Tatsushi, KAWAMATA Hiroshi, OKADA Naoki, OKADA Ryutaro,
HIGASHI Norio, OGITSU Toru, SASAKI Kenichi, KIMURA Nobuhiro, TANAKA Kenichi, OHATA Hirokatsu, SUGAWARA
Shigekatsu and TAKAHASHI Naoto (KEK);MUSSO Andrea and TODESCO Ezio (CERN)
E-mail : enoshun@post.kek.jp
1. はじめに
CERN-LHC 加速器では、積分ルミノシティを現行 LHCの 10 倍以上である 3000 fb-1 まで向上させることを目指した高輝度化アップグレード計画（HL-LHC）が進行中である。このために特に重要になるのが ATLAS 及び CMS 実
験衝突点近傍の加速器システムの性能向上であり、KEK
はこの中でビーム分離超伝導双極磁石（D1 磁石）の開発を担当している。現行の D1 は 6 台の常伝導磁石から構成されているが、これを超伝導化することで、主双極磁場を1.28 T から 5.6 T（運転温度 1.9 K、運転電流 12 kA）まで高磁場化でき、磁石長を 15 m 短縮することができる。これにより、衝突点直近の四極磁石の磁石長が増加するにも関わらず、新たにクラブ空洞を設置する空間を確保できるというメリットがある。
D1 磁石製作の技術的課題として、ボア径 150 mm という大口径化に伴ってより顕著になる鉄ヨークの飽和を考慮した磁場設計、25 MGy 以上と想定される放射線に耐え得る絶縁材料を用いた磁石開発、大口径に起因する組み立て時や励磁時のコイルの大きな変形量を考慮した設計の必要性などがある。実機の機械長は約 6.7 m であるが、原
理検証のために KEK で 2 m 長のモデル磁石の製作を行っており、本発表ではモデル磁石 1 号機の製作および試験結果について報告する。
2. コイル製作
コイル巻線、キュアリングについては既報の通りである[1]。Cu/NbTi ラザフォードケーブルおよび耐放射線性
GFRP 製のウェッジ、エンドスペーサーを用いて巻線を行った。コイル直線部 2 次元断面は 4 ブロック、合計 44 ターンのケーブルで構成されている。
3. 絶縁組み付け
コイルの外径面にクエンチ保護ヒーター（QPH）、対地
絶縁用カプトンシート、ブラスシューを組み付けた。QPH
は厚さ 25 µm、幅 15 mm のステンレス箔をポリイミドシードで挟んだ構造で、mid-plane から 1 番目の低磁場のコ
イルブロックの 9 ターンをカバーしている。
4. カラーリング
カラーはコイルの位置決めとコイルとヨーク間のスペーサーの役割を担う。本磁石では、ダイポールコイルにもかかわらず、4 分割のカラーを採用した。材質は非磁性のステンレス製で、精密打ち抜き技術により製作された。カ
ラー板を積層したサブスタックをコイル周囲に配置し、4方向から油圧プレスで押し込みながらコイルの直線部およびリターンエンドに組み付けた。一方、リードエンドについては、円筒を 4 分割した構造の GFRP 製カラーによりリードをクランプした。
5. ヨーキング
ヨークは上下 2 分割構造であり、精密打ち抜きにより製作した。ヨーク板を積層したサブスタックをカラードコイ
ルに組み付けた。ヨークの肩を油圧プレスにより押し込み、ヨークのキー溝が揃った後、キーを挿入した。この工程でFig. 1 2 m model after yoking.

Fig. 2 Insertion of the 2m model magnet to the 9m-deep-vertical cryostat.
励磁時の電磁力に抗する圧縮の予備応力をコイルに対して負荷した。Fig. 1 にヨーキング後の写真を示す。さらに、
シェル、エンドリング溶接を経て磁石製作が完了した。
6. まとめ
LHC の高輝度化アップグレードの一環として、D1 磁石の 2 m モデルの製作し、冷却・励磁試験を進めている。Fig.
2 に示すように、完成した磁石を 15 kA のカレントリードを有する試験スタンドに接続し、深さ 9 m の縦型クライオ
スタットに挿入した。これまでに 4.45 K および 1.9 K でのクエンチ試験によりトレーニング性能の確認および磁場測定を行った。結果の詳細は当日の講演で報告する。
参考文献[1] M. Sugano et al, Abstract of CSJ Conference, Vol. 92(2015) 198.

― 123 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

3A-p02

加速器

磁気シールド材料の低温透磁率
Permeability of magnetic shielding material for use at cryogenic temperatures
増澤 美佳，土屋 清澄（KEK）；榊原 満（株式会社 オータマ）
MASUZAWA Mika，TSUCHIYA Kiyosumi (KEK); SAKAKIBARA Mitsuru (OHTAMA CO.,LTD)
E-mail: mika.masuzawa@kek.jp
1．はじめに磁気シールド技術を必要とする分野は、基礎物理実験か
ら生体磁気、電子・強磁場機器まで多岐にわたっている。磁気シールド技術はその応用分野や対象とする磁場により大きく異なるが、シールド方法で分類すると、シールドしたい空間
をシールド材料で覆う方法（パッシブシールド）とシールドしたい空間に存在する磁場を打ち消すコイルを作り、その励磁によりシールドする方法（アクテイブシールド）がある。本稿ではパッシブシールド用材料、特に地磁気程度の磁場環境下で使われる磁気シールド材料の特性に焦点をあてて発表する。
2．磁気シールド材料の透磁率
常温地磁気環境下での磁気シールドによく使われるパッ
シブシールド材料にパーマロイがある。低温用に開発された
磁気シールド材は何種類か市場に出回っているが、それらに共通する特長はニッケル成分の重量比が~80%と高く、他にモリブデンや銅で数%、残りの~15%が鉄という成分比になっている点である。また熱処理温度も例えば 1170℃程度とパーマロ
イ材の処理に比べてやや高めである。Fig. 1 に鉄材、常温用シールド材、低温用シールド材の透磁率を示す。測定はリン
グサンプルを用いて室温と液体ヘリウム温度で行っている[1、2]。低温用磁気シールド材の一つである Cryophy は低温でも透磁率劣化が小さく 100000 を越えていることがわかる。鉄材は透磁率が他のシールド材に比較して一桁以上小さく、また
最大透磁率を与える外場が他の材料に比べて高いことから地磁気レベルのシールドには不向きであることもわかる。

Fig. 1 Permeability for various materials at room temperature(RT) and liquid helium temperature (LHe).
3．低温用材料の特性
低温用磁気シールド材は熱処理の仕方、取り扱い方によっては充分な性能を発揮することが出来なくなる。例としてFig.2 に Cryophy 透磁率の熱処理温度依存性を示す。

Fig. 2 Permeability dependence on the annealing temperature.

熱処理は工場の炉の通常運転温度の 1100℃とメーカー推奨
温度の 1170℃で行った。室温では 1100℃と 1170℃の差はな
いが低温で大きな差が出ることがわかる。次に Cryophy リング
サンプルに意図的に Fig.3 にあるような治具を使って歪みを与えた時の透磁率劣化を Fig.4 に示す。歪みはΔt をサンプルの厚み、R を Fig.3 にある曲げ治具の極率半径として以下に表されるパラメタρで表現した。 Fig.4 はρ=0 (歪み無し)、
0.25%、1.5%の時の室温での透磁率を常温用シールド材（図中 P）と低温用シールド材（図中 C）の２種についてプロットしたものである。どちらの材料においても透磁率の甚だしい劣化が見られ、また透磁率最大を与える外場もより強い方へシフトすることがわかった。

ρ = ∆t 2R

Fig. 3 The setup for bending the ring samples is shown.
Template blocks with different R are used to achieve different
deformation to the sample rings.

Fig. 4 Permeability for r = 0 (no mechanical stress is added),
0.3 and 5 % for two samples “P” and “C” measured at theroom temperature.
4．結論
低温用磁気シールド用材料の特性についてリングサンプ
ルを使って調べた。常温用に比べて低温での透磁率劣化は小さいが、熱処理温度によっては低温での性能が充分に発揮出来ないことがわかった。またサンプルに歪み応力がかかってしまうと透磁率劣化が見られることもわかった。
参考文献
1. K. Tsuchiya, et.al., “ Cryomodule development forsuperconducting RFTest Facility (STF) at KEK,” Proc. ofthe 2006 EPAC, Edinburgh, Scotland, 26-30 June 2006.
2. M. Masuzawa, A. Terashima, and K. Tsuchiya, “Magnetic
Properties of Shielding Materials for Superconducting
Cavities,” IEEE Trans. Appl. Superconductivity, vol. 22
No3, p3500104, June, 2012.

― 124 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

3A-p03

加速器

S-イノベ加速器マグネットプロジェクトにおけるモデルマグネットの小電流磁場測定試験
Magnetic field measurement of model magnet in the small currentof S-Innovation accelerator magnet project
李 陽，坂 洋輔，曽我部 友輔，富永 直樹，栗山 靖敏，上杉 智教，武藤 正文，石 禎浩，森 義治，雨宮 尚之（京大）；
吉本 政弘（原子力機構）；小柳 圭，石井 祐介，来栖 努（東芝）；荻津 透（KEK）；野田 耕司（放医研）
Li Yang, SAKA Yosuke, SOGABE Yusuke, TOMINAGA Naoki, KURIYAMA Yasutoshi, UESUGI Tomonori, MUTO Masayuki, ISHI
Yoshihiro, MORI Yoshiharu, AMEMIYA Naoyuki(Kyoto University); YOSHIMOTO Masahiro(JAEA); KOYANAGI Kei, ISHII
Yusuke, KURUSU Tsutomu(TOSHIBA); OGITSU Toru(KEK); NODA Koji(NIRS)
E-mail: y-li@asl.kuee.kyoto-u.ac.jp
1．はじめに「戦略的イノベーション創出推進プログラム（S-イノベ）」において、要素技術検証を目的として、モデルマグネットを製作し、初期実験として小電流磁場測定を開始した。モデルマグ
ネットの外観とコイルシステムの概念図を図 1 に、コイルの正面図と上面図ならびに本稿で用いた座標系を図 2 に示す。小電流磁場測定の主な目的は、コイル製作精度・冷却によるコ
イル変形・線材磁化などが磁場精度に与える影響や鉄シムの効果の予備的評価である。今回は、冷却によるコイル変形・線材磁化が磁場精度に与える影響と鉄シムの効果についての評価の第一報について報告する。
2．実験方法ホールセンサを先端に装着したロッドをマグネット室温ボアに挿入し、ロッドをロボットで 3 次元的に動かすことによりマグネット発生磁場分布を測定した。磁場分布測定に先立ち、電流ランプアップ後約 1 分で磁場が十分に安定し、かつ、磁場に再現性があることを確認した。
3．実験結果3.1 冷却の影響
温度変化によるコイル変形の影響の評価は、120 K（常伝導状態）で 0.5 A の電流を流した場合の磁場から室温状態で0.5 A の電流を流した場合の磁場を差し引いた値で行った。
次項との比較のため電流値 10 A 相当になるよう上記差分値
を 20 倍した値を図 3 にプロットした。
3.2 線材磁化の影響
線材磁化の影響の評価は、4 K（超伝導状態）で 10 A の電流を流した場合の磁場から、120 K（常伝導状態）で 0.5 A の電流を流した場合の磁場の 20 倍の値を差し引いた値で行った。この値を図 4 にプロットした。
3.3 鉄シムの効果
マグネット室温ボアの上下に鉄シムを入れるスロットが 16 本配置されており、それらの全てに鉄シムを挿入し、鉄シムの効果について調べた。鉄シムを入れることにより中央面で最大10 mT 程度磁場を変化させることができた。

Fig.1 Outlook of model magnet and schematic of coils

Fig.2 Schematics of coils and bore: (a) front view; (b) top view

4．まとめ
モデルマグネットの小電流磁場測定により、冷却によるコイ
ル変形や線材磁化がマグネット発生磁場に与える影響、鉄シムの効果について調べた。今回は限られた条件下での実験
結果について報告したが、今後、追加の実験とデータ解析を続け、電流値も徐々に上げて実験を進めていく予定である。

Fig.3 Influence of cooling down on midplane

謝辞
本研究は科学技術振興機関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.4 Influence of magnetization on midplane― 125 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

3A-p04

加速器

スパイラルセクタ型 FFAG 加速器向けモデルマグネットの試作
Fabrication of a model magnet using coated conductors for spiral sector FFAG accelerators
小柳 圭， 高山 茂貴， 久保 洋一， 田﨑 賢司， 折笠 朝文， 石井 祐介， 来栖 努（東芝）;
雨宮 尚之， 森 義治， 石 禎浩（京大）; 吉本 政弘（原子力機構）； 荻津 透（KEK）
KOYANAGI Kei, TAKAYAMA Shigeki, KUBO Yoichi, TASAKI Kenji, ORIKASA Tomofumi,
ISHII Yusuke, KURUSU Tsutomu (Toshiba);
AMEMIYA Naoyuki, MORI Yoshiharu, ISHI Yoshihiro (Kyoto Univ.); YOSHIMOTO Masahiro (JAEA); OGITSU Toru (KEK)E-mail: kei.koyanagi@toshiba.co.jp
1．はじめにJST 国プロ S イノベのプログラム「高温超伝導を用いた高機能、高効率、小型加速器システムへの挑戦」では、スパイラル
セクタ型 FFAG（Fixed Field Alternating Gradient：固定磁場強収束）加速器への高温超伝導の適用を検討している。加速器で求められる磁場分布を超伝導コイルによる電流配置で実現するため、複雑な形状に巻線する RE 系変形鞍型コイルの試作に取り組んできた。この複雑形状の RE 系コイル巻線技術の確立と、発生磁場の検証を目的として、加速器用磁石実機の実現に必要となるキー技術を盛り込んだ「モデルマグネット」を設計・試作した。本発表では、本モデルマグネット用コ
イルの構成とマグネットの設計および試作結果について報告する。

金製のシェルを取付けて接続しユニット化した。コイルユニット
毎に再度通電試験を実施して超伝導特性を評価した後、積層し直列に接続して真空容器に組込んだ。モデルマグネットの外観を Fig.2 に示す。マグネットは超伝導コイルを組込んだ容器と伝導冷却用 GM 冷凍機を組込んだ容器とを繋げた構成とし、コイルに合わせた形状の室温鉄心を取付けた。室温
ボアは長円形断面形状とし、鉄シムを取付けるスロットを設けた。また、３次元走査プローブシステム等の発生磁場精度検証用の測定機器との位置出しを考慮して容器に基準点を設
け、アライメント調整用の架台に搭載した。冷凍機の運転を開始後、コイルは約 100 時間で温度 3.7K に到達し（Fig.3）、現在、発生磁場の評価試験に着手している。今後、通電電流値などをパラメタとした試験を順次実施する予定である。

2．RE 系コイルの構成モデルマグネットの主要諸元は、使用線材量の低減やビー
ム方向漏れ磁場の低減、テープ形状の RE 系線材での巻線性などを考慮しながら本プログラムにて設計した[1]スパイラル
セクタ型 FFAG 加速器実機の諸元に基づいて決定した。モデルマグネットのコイル構成の概略を Fig.1 に示す。実機同等のネガティブベンド曲率を持つ 4 個のブロック状平面コイル A～
D を入れ子に配置したコイル 3 層と、曲率半径 150 mm の長円形断面ダクトに沿う形状の片立体コイル E とで計 13 個のコ
イルからなる片側コイル群を構成し、これを対向させてその間に ビ ーム ダクトを 設け る配 置とし てお り、 ミ ッドプ レー ン に
FFAG 加速器マグネットを模擬した非対称の磁場を発生する。
コイルには幅 4mm の IBAD-PLD 線材を採用し、使用線材長は約 2km である。平面コイルおよび片立体コイルの諸元をTable 1 に示す。

Fig. 2Outer view of the model magnet.

flat pancake-coils
coil A (innermost)～coil D (outermost)asymmetric saddle-shaped coil
coil E

Fig. 1

Schematic view of the REBCO coils for the model magnet.
Table 1

Specifications of the REBCO coils
coil A
B
C
D

bending radius of thenegative-bend part, mm
radius of the beam duct,mm
number of turns
number of coils
conductor length(/coil), m

3262

3186

3035

E

2884

2700

-

-

-

-

150

100
6
79.5

100
6
94.0

60
6
70.6

50
6
68.4

50
2
75.0

3．モデルマグネットの試作
巻線したコイルは、ブロック状の単体毎に液体窒素中で通電試験した後、冷凍機で伝導冷却するためのアルミニウム合Fig. 3

Coil temperature during the initial cooling process.

謝辞
本研究は科学技術振興機構の研究成果展開事業「戦略的イノベーション創出推進プログラム（S-イノベ）」の支援によって行われた。
参考文献
1. K. Goda, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. Vol.24
Issue 3 (2014) p.4402605― 126 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

3A-p05

電気機器

超電導フライホイール蓄電装置実証機の開発状況～2016 春～
Demonstration Machine of Flywheel Energy Storage Systemusing Superconducting Magnetic Bearing in 2016 spring
山下 知久，小方 正文，長嶋 賢（鉄道総研）；前田 忠和（クボテック）；
松岡 太郎（古河電工）；清水 秀樹（ミラプロ）；堀内 伸一（山梨県）
YAMASHITA Tomohisa, OGATA Masafumi, NAGASHIMA Ken (RTRI); MAEDA Tadakazu (KUBOTEK);MATSUOKA Taro (FURUKAWA ELECTRIC); SHIMIZU Hideki (MIRAPRO); HORIUCHI Shin-ichi (YAMANASHI Pref.)E-mail: yamashita.tomohisa.91@rtri.or.jp
1．はじめにフライホイール蓄電システムは、装置に内蔵した大型の円盤（フライホイール）を回転させることで電力を運動エネルギーに変換して貯蔵し、必要に応じて再び電力に変換する充放電可能なシステムである。今回開発した実証機[1],[2]の特徴は RE
系の高温超電導材料からなるコイル（固定側）およびバルク（回転側）で構成される高温超電導磁気軸受（SMB ）を新規に開発したことで負担浮上力を飛躍的に向上させた点である。
具体的には直径 2 m、質量 4,000 kg の世界最大級の CFRP
製大径フライホイールを鉛直方向に支持する SMB を、その支持荷重に比して極めて小型にすることができた。（図１）
図 2 に実証機の内部構成を示す。実証機はフライホイール
を回転数 3,000～6,000 min-1 で運転すると、蓄電容量が 100
kWh となる設計である。
実証機は山梨県米倉山の太陽光発電所（出力 1 MW）の実証実験施設に設置され（図 3）、2015 年秋からこれまで 8 カ
月間で実施した回転速度向上試験、太陽光発電電力の出力変動の平滑化効果の検証試験および異常時想定試験など、系統安定化用蓄電システムの信頼性・耐久性に関する各種検証結果を報告する。
2．実証機での検証成果の概要①系統連系試験で、発電電力の平滑化効果を検証できた。
②回転速度向上試験に手間取り、蓄電容量は 25kWh の実証に留まったものの、出力は最高出力 300kW を確認できた。
③SMB は運転開始以来一切トラブルなく、これまでの 8 カ月の試験期間で安定浮上は延べ 3,000 時間超を記録した。
④停電等の冷凍機停止でもフライホイールの回転が停止するまで安定浮上を維持できる保冷設計の妥当性を検証した。
Table 1 Test results of FESS demonstration machine
Output power / Storage capacity
Maximum rotating test speed
Cooling atmosphere
Minimum reach temperature of
SMB
Power consumption of SMB
Stable levitation time of SMB

300 kW / 25 kWh3018 min-1
Around 10 Pa @ Gas Helium
Coil ; Around 18 K
Bulk ; Around 25 K
Less than 1 % for Output power
Total time ; 3,000 hours

3．今後の予定
NEDO 助成事業は本年 2 月末日で終了したが、本実証機
は今後も SMB の長期信頼性・耐久性検証試験や、鉄道用等の新たな開発の要素検証試験等に活用していく予定である。
本開発は、平成 22 年度から NEDO 助成事業「次世代フライ
ホイール蓄電システムの開発」により鉄道総研、クボテック、古河電工、ミラプロ、山梨県が共同で実施してきたものである。
参考文献
1. H.Hasegawa, et al.: Abs. of CSSJ Conference, Vol. 91 (2015) p.11
2. M.Ogata,et al.: Abs. of CSSJ Conference, Vol. 92 (2015) p.116― 127 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

3A-p06

電気機器

超電導フライホイール蓄電装置用超電導磁気軸受（SMB）の開発～SMB の安定性検証～
Development of Superconducting Magnetic Bearing for Flywheel Energy Storage System–Stability Verification of SMB中尾 健吾, 松岡 太郎, 向山 晋一（古河電工）；山下 知久, 小方 正文, 宮崎 佳樹（鉄道総研）
NAKAO Kengo, MATSUOKA Taro, MUKOYAMA Sinichi（Furukawa Electric）；
YAMASHITA Tomohisa, OGATA Masafumi, MIYAZAKI Yoshiki（RTRI）
E-mail: mr251726@mr.furukawa.co.jp
1．はじめにNEDO 助成事業により 2015 年秋から山梨県米倉山の太陽
光発電所にて超電導フライホイール蓄電装置（FESS）の実証試験を行ってきた。FESS は超電導磁気軸受（SMB）によって質量 4,000 kg のフライホイールをギャップ 20 mm で浮上、縦回
転でき、軸受部での摩耗等の機械的な損失が無いためメンテナンス性も優れている。[1]SMB の浮上原理は、超電導コイルで発生する磁界と零磁場冷却した超電導バルクのシールディン
グ効果により得られる大きな反発力を利用するものである。[2]FESS は山梨県米倉山へ設置後、太陽光発電所の発電電力の平滑化効果検証のための系統連試験が進められ、それに合わせて SMB の安定性検証を実施してきた。今回は前報[3]の 2,000 min-1 での高速回転時の SMB の安定運用に関する速報に続き、長時間運用時の浮上安定性、長時間運用に対する健全性、SMB のガスヘリウム圧力の安定範囲等について報告する。

の加減速を伴う高速回転時も安定した浮上が可能であり、3000 min-1 までの運用で安定浮上可能なことを検証した。
SMB の長期運用を想定して 100 回の繰り返し励消磁や真空破壊に伴う急速な温度上昇、緊急停止による急速消磁を行った後も SMB の浮上特性に変化は見られず、裕度のある設計となっていることを裏付ける結果が得られたと考えている。
6．謝辞
本研究は、国立研究開発法人新エネルギー・産業技術総合開発機構（NEDO）の助成事業として実施したものである。
本超電導コイルの設計は中部電力（株）の「YOROI コイル」構造を採用している。
Table 1 SMB Pressure and Operation Properties
Pressure (Pa)less than 0.1
1.06
13.3
1.00×10^2
1.00×10^3

2．長時間安定浮上の検証状況
米倉山では、これまで約８カ月間の検証期間で 2,500 時間
以上の通電浮上を実施し、工場試験と合わせて延べ 3,000 時
間以上の浮上を行ったことになる。なお、連続して 1,000 時間
以上にわたる浮上試験を実施し、通電電流と浮上高さの関係に大きな変化は無く、制御範囲（±0.5 mm ）内で長時間安定浮上できることを確認した。
また、SMB のガスヘリウム圧力を変更させた試験を行い、Table 1 にその結果を示した。1 Pa から 1,000 Pa の範囲において浮上が可能であり、部分冷却法が成立する圧力範囲が幅広いことを実機でも確認した。さらに、浮上に必要な通電電流に違いが無いことから各圧力下でバルク温度も大きな違いはなく十分な部分冷却ができていると考えられる。

Coil
Operation
Availability
temperature （K） Current (A)
17.3
×
17.4
80
○
18.0
80
○
19.3 (excitation)
80○
19.2 (excitation)
80○

Fig. 1 Levitation height while power system connection test
3．高速回転時の浮上高さ制御特性
Fig. 1 に系統連携系試験時の回転数と浮上高さの時間依存性を示す。充放電の為、トルクをかけて回転数が大きく増減
しても浮上高さに変化は無く、安定して浮上を続けていることがわかる。また、3,000 min-1 で回転させた際も浮上高さと超電導コイル温度の変化はそれぞれ 0.5 mm 以下、1 K 以下と小さ
く、SMB の浮上安定性に影響は見られなかった。これらの事からフライホイールの 3,000 min-1 までの運用に安定浮上可能なことを検証できたと考えている。
4．SMB の長期耐久性試験
SMB の長期耐久性検証のため励消磁を 100 回繰り返す試
験を実施し、Fig. 2 に示したような緊急時を想定した急速消磁試験も 5 回行った。これらの試験後に浮上特性に明確な変化はみられていない。コイルの劣化評価のための Ic 測定結果については当日報告する。
5．まとめ
米倉山における FESS の系統連系試験と SMB の負荷試験
を通し、SMB の安定性を検証した。系統連系試験でのロータ

Fig. 2 Temperatures of SMB at rapid degaussing test
参考文献
1. M.Ogata, et al. Abstracts of CSSJ conference, vol. 92(2015) p.116
2. K. Nagashima, et al. QR of RTRI, vol. 49 No.2 (2008)
127-132
3. K. Nakao, et al. Abstracts of CSSJ conference, vol. 92(2015) p117

― 128 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

3A-p07

電気機器

20 kW 級高温超伝導誘導同期モータにおける出力特性と回転子巻線抵抗の関係
Relationship between output characteristics and rotor windings' resistancein a 20 kW class HTS induction/synchronous motor
郭 思宇，池田 健一，唐島 智治，中村 武恒，雨宮 尚之 (京大)；伊藤 佳孝 (イムラ材研)
GUO Siyu, IKEDA Kenichi, KARASHIMA Tomoharu, NAKAMURA Taketsune, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto Univ.);
ITOH Yoshitaka (IMRA MATERIAL)
E-mail: s-guo@asl.kuee.kyoto-u.ac.jp
１． はじめにFig.1 Schematic diagram of squirrel-cage (rotor) windings

Fig.2 Analysis model of a 20 kW class HTS-ISM

Mechanical output Pm (kW)50

(Maximum output: 41.3kW)

4030(Rated output: 20.0kW)

20
10

0
1000

Experimental results
Analysis results

1200 1400 1600 1800
Rotation speed N (rpm)Fig.3 Experimental and analysis results of load curve in a 20 kWclass HTS-ISM (Input line voltage: 225 V, Frequency: 60 Hz)
20

Contact resistance of rotor bars Rc,r (μΩ)

我々は，輸送機器(電車，バス，トラック，自動車他)への実用を目指した高温超伝導誘導同期モータ(HTS-ISM: High
Temperature Superconducting Induction/Synchronous Motor)の研究開発を実施している 1)。前報 2) では，定格出力 20 kWのプロトタイプ機について，2 倍以上の過負荷すべり出力(41.3 kW)が実現可能なことを実験的に示していた。本報告では，回転子巻線抵抗を考慮した 2 次元有限要素法によって，
上記実験結果を解析的に再現したので報告する。
２． 高温超伝導誘導同期モータの基礎特性
高温超伝導誘導同期モータの基本構造は，従来のかご型
誘導モータと同様である。そして，HTS-ISMの二次(回転子)
巻線をビスマス系高温超伝導線材で置き換えることによって，従来(常伝導)モータに比較して飛躍的な性能改善が実現される1)。
Fig.1には，HTS回転子巻線の概念図を示す。同回転子に磁束が捕捉されることによって，高効率な同期回転が実現される。さらに，始動時や過負荷時においても，HTSロータバーが磁束フロー状態に遷移して短時間すべり運転が可能である。
このことは，超伝導モータにおいても，従来モータと同様に短時間過負荷耐量の概念が成立する可能性を示唆している。
３． 解析方法
解析には，市販のソフト((株)JSOL製 JMAG-Designer®)を使用した。Fig. 2には，20 kW級プロトタイプ機の2次元解析モ
デルを示す。本モデルに，実験と同じ駆動条件(一次電圧，
一次周波数，および回転数(すべり))を与え，異なる負荷に対する回転特性を解析した。その際，HTSかご型回転子巻線の接触抵抗(主として，HTSロータバーとHTSエンドリングのハンダ接続抵抗)をフィッティングパラメータとして変化させ，機械
出力の実験結果と一致する条件を求めた。
４． 結果と考察
Fig.3 には，運転温度 77 K における過負荷実験結果(入力
線間電圧: 225 V，入力周波数: 60 Hz，同期回転数: 1800rpm)を示す(×印) 1)。同図に示すように，20 kW の準同期出力が実現されているだけでなく，2 倍以上(41.3 kW)の過負荷
すべり出力を達成している(機械損除去後の結果)。
また，Fig.3 には解析結果も●印として示す。さらに Fig. 4 には，上記実験結果とのフィッティングによって得られた回転子
抵抗値 Rc,r を示す。同図に示すように，Rc,r は 10-5 Ω 程度であり，かつ機械出力に対してほぼ 2 次特性として変化することが明らかになった。なお，本抵抗値のオーダーについては，別研究によってもその妥当性が検証されている。
謝辞
本研究は，国立研究開発法人科学技術振興機構(JST)のプロジェクト“H24 年度戦略的創造研究推進事業先端的低炭素化技術開発（ALCA）”「低炭素社会を支える輸送機器用超伝導回転機システム」の一環として実施されたものである。
参考文献
1. T. Nakamura, et al.: IEEE Transactions on Applied
Superconductivity, vol. 25, no. 3, 5202304 (2015)
2. S. Guo, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, vol. 92, p.
163 (2015).

15
10
5
0

0

10
20
30
40
Mechanical output Pm (W)Fig.4 Contact resistance as a function of mechanical output
obtained from the fitting process of analysis results to theexperimental ones (Fig. 3)― 129 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

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電気機器

風力熱発電用超電導高温発熱機
Superconducting high-temperature heat generator for wind-powered thermal energy system
岡崎 徹（エネ総工研）；山田 穣（芝浦工大）
OKAZAKI Toru (IAE); YAMADA Yutaka (Shibaura Institute of Technology)
E-mail: t-okazaki@iae.or.jp
1．風力熱発電の概要
風力熱発電が再エネの不安定性を一気に解決する革新的手段として注目を浴び始めている。システムは単純で、図 1に示すように回転エネルギーを直接熱エネルギーに変え、高温蓄熱を利用して蒸気タービンにより安定発電する。蒸気タービンの効率は電池などの半分程度しかないが、高温蓄熱コ
ストは電池と比べて 1/20～1/100 と極めて安価なため総合的なエネルギーコストで有利になる。また回転エネルギーを直接熱に変換するため重いダイレクトドライブ発電機が発熱機では 1/10 近い重量まで削減でき、ギア付きと変わらない設備コスト実現できる。これらを定量的に評価した結果、全体効率は落ちるものの蓄エネルギーコストを含めた全システムコストが大きく削減できるため、結果として電池で安定化された風力より遙かに経済的になる。さらに待機火力コストや系統強化費用も含めた従来型風力と比べても経済的になる[1]。
熱機械は高温になるほど高効率化するが、鉄のキュリー温度により 600℃以上を得ることは難しい。超電導であれば1000℃を越える温度の磁性体が存在しない領域でも高磁場により導電体に渦電流を発生させられるため、システムの高温化・高効率化が可能となる。例えば 700℃にて超臨界二酸化炭素タービンを利用すると熱電変換効率は通常の蒸気タービ
ンの効率 40%が 50%に増加する[2]。この高効率化と超電導の採用などによる高コスト化を比較し経済合理性を検討した。

1. Intermittent Input

2. Heat Generator
4. Stabilized Output
3. Thermal Storage

5 6 0℃ →←2 9 0℃

Adjust with wind

Adjust with demandFig.1 Configuration of Wind-powered Thermal
Energy System (WTES)
2．超電導発熱機の経済性検討
超電導発熱機の概略を想定した。従来の超電導風力発電
機と同様にレーストラックコイルを円筒上にならべて多極界磁とする。電機子の代わりに大きな 4m 直径銅パイプを配置し、ここで渦電流発熱が生じさせる。常電動の場合、発電機の複雑な電機子配線が無くなることも発熱機軽量化の理由である。
超電導化はこれをさらに軽量化する目的でなく、作動温度を上げる目的で採用される。超電導発熱機の諸元を表 1 に、断面を図 2 に示す。
この状態で発熱部、具体的には超電導コイル端部から55mm 離れた位置に単体コイルで 0.3T の磁場を発生させるには 30,000 AT が必要となる。コイルを 20 K に冷却し 250 A 通電とすると 120 ターンとなる。長径 1.5 m のレーストラックが 60個なので 22 km の線材が必要である。将来的な線材価格を 2

Item

Value

Capacity

2MW

Rated Speed

15rpm

Outer Diameter

4m

Axis Length

1.5m

Number of Poles

60

Minor Outer Axis of HTS Coil

200mm

Major Outer Axis of HTS Coil

1500mmCold Thermal Insulation (-250℃-RT)

25mm

Room Temperature (R.T.) Gap

5mm

Hot Thermal Insulation (+700℃-RT)

25mm

55mm

200mm

Fig.2 Cross section of Superconducting Heat Generator
千円/m とすると 4 千万円強となる。高温側断熱は、熱の逃げを許容し、かつマイクロサーム TM を採用すると 5mm で熱ロスが2%強となる。ここでは余裕を持って 25mm とた。その他コイルの配置やバックヨークの付加などで必要線材量は大きく削減できる。渦電流の計算も含めて最適化の余地は大きい。
超電導化に許容されるコストは次のように考えた。ダイレク
トドライブ風車はギア付き風車の建設コスト 15 万円/kW（欧州基準）から 40%増となる。しかし故障が少なく発電コストは同等になる。この設備コスト増加無しにダイレクトドライブが実現できること、および効率向上 25%を勘案すると 2MW 機で 2 億円の建設費増加が許容できる。20MW ウィンドファームを考えた
場合、超電導化に 10 億円（１億円/基）、高性能熱機械導入に 10 億円の増加まで許容できる。10 MW 電気出力で 10 億円は 10 万円/kW に相当し、ベースとなる常電導風力熱で計上した設備費と併せ 20 万円/kW となる。10MW 木質バイオマ
スプラントの全設備コストが 30 万円/kW 程度と言われている
ため十分実現可能である。他に高温化による蓄熱材コストも削減できるがその効果は算入していない。長期平準化にはこの蓄熱材コストの削減も重要となる。特に季節間エネルギー蓄積になると熱化学反応の採用が必須で超電導の採用が必
須となる。
参考文献
1. Toru Okazaki, Yasuyuki Shirai, Taketsune Nakamura,“Concept study of wind power utilizing direct thermalenergy conversion and thermal energy storage”,
Renewable energy, 83 (2015) pp. 332-338
2. Mahmood Mohagheghi, Jayanta Kapat, “Thermodynamic
optimization of recuperated S-CO2 Brayton cycles for
waste heat recovery applications”, The international
symposium – Supercritical CO2 power cycles (Sept.2014)― 130 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会