2P-p01

高温超電導冷却システム

高温超電導ケーブル冷却用液体窒素ポンプの最適設計
Optimum Design of Liquid Nitrogen Pump for Cooling ofHigh Temperature Superconducting Cables
只熊 健太，柁川 一弘（九大）；上岡 泰晴，石山 敦士（早大）；今川 信作（NIFS）；中村 武恒（京大）；
平井 寛一，尾﨑 信介（大陽日酸）
TADAKUMA Kenta, KAJIKAWA Kazuhiro (Kyushu Univ.); KAMIOKA Yasuharu, ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.);
IMAGAWA Shinsaku (NIFS); NAKAMURA Taketsune (Kyoto Univ.); HIRAI Hirokazu, OZAKI Shinsuke (TNSC)
E-mail: tadakuma@sc.kyushu-u.ac.jp
1．はじめに高温超電導（HTS）線を用いた電力ケーブルの研究開発
が国内外で実施されている[1,2]。しかし、長尺な HTS ケーブ
ルの冷却には液体窒素の循環ポンプが必要であるが、実用化に要求される吐出圧とメンテナンス間隔をもつ高効率なポンプはまだ開発されていない。そこで、我々のグループでは、
低温磁気軸受と超電導モータで構成される低温液体ポンプの開発を目指している。その一環として、既存の HTS ケーブ
ルの冷却配管をモデル化し、これにサブクール液体窒素を循環させた際の圧力損失や温度分布を予備的に評価した。本研究ではまず、圧力損失の評価に入熱項を導入し、その影響を定量的に評価した。次に、送液距離が最長となる流量を求める最適化プログラムを構築した。さらに、ケーブル配管の高低差を考慮した場合や窒素の戻り配管を追加した場合の圧力損失や温度上昇についても評価した。
2．圧力損失および温度分布の評価
湾曲、継ぎ目等がない場合、ケーブル配管の単位長さ当たりの圧力損失 �� と温度変化 �� はそれぞれ、� � � �� � ��� � � ��� ������������������������������� �1�
�� 2
�� ��
�� �

1
� �� �
��1 � ���� � ������������������ �2�
��
�� 2
��

で表される[3,4]。ここで、� は密度、� は Darcy 摩擦係数、
�� は水力直径、� は流速、� は等圧下の熱膨張率、�� は定
圧比熱、� は単位長さ当たりの入熱、�� は質量流量、� は重力加速度、� は単位長さ当たりの高低差である。
Table 1 に示す 2 つのモデルケーブルにおける圧力損失と温度上昇のケーブル長依存性を評価した。ただし、(1),(2)式の右辺第 3 項で表される高低差の影響は考慮していない。ポンプ入口圧力を 0.5 MPa、ポンプ出口（ケーブル入口）圧力 �� を 1.5 MPa、ケーブル入口温度 �� を 65 K とする。モデルケーブル 1 の場合、1 MPa 圧力降下する距離
は 3.45 km であり、温度は 6.47 K 上昇する。(1)式について、右辺は通常第 1 項（管摩擦の効果）のみを用いて評価されるが、第 2 項の寄与は 6.7 ppm であり、入熱の効果は無視することができる。一方、(2)式について、右辺は通常
第 2 項（入熱の効果）のみを用いて評価されるが、第 1 項の寄与は 6.0％であり、管摩擦の効果を無視できないことがわかる。モデルケーブル 2 については、1 MPa 圧力降下する距離は 10.97 km であり、温度は 7.20 K 上昇する。また、管摩擦と入熱の効果についても同様に、(1)式の第 2 項の寄与は 9.9 ppm で無視できるが、(2)式の第 1 項の寄与は 5.4％で無視できない。
3．ケーブル長とポンプ流量の最適化設計
モデルケーブル 1, 2 において、圧力降下 1 MPa 以内、温度上昇 15 K 以内の条件下で送液距離 �� が最長となる流量
�� を求める最適化プログラムを構築した。その際、非線形最適化ライブラリ NLopt を利用した[5,6]。この場合、目的関数 �および不等式制約式は次で定義される。
minimize ���� � �� � � ���
subject to �� � �� � 1.� MPa�� � �� � 1� K

ただし、�� , �� はそれぞれケーブル終端の圧力、温度である。
最適化計算を実施した結果、Fig. 1 に示すように、モデルケー
ブル 1 では流量 �� � 7�.6 L/min のとき送液距離が �� �
6.17 km で最長となった。一方、モデルケーブル 2 では流量�� � 76.1 L/min で送液距離 �� � 1�.�� km となった。
Table 1

Specifications of model cables.

パラメータ参照研究開発単芯ケーブルの外径
三芯ケーブルの外径
配管形状
配管の内径
凹凸の高さ
流路断面積
熱侵入
交流損失
誘電損失

Fig. 1

モデル 1
横浜ﾌﾟﾛｼﾞｪｸﾄ[1]
45 mm
97 mm
コルゲート管101 mm
5 mm
32.4 cm2
1.8 W/m
3 W/m
0.3 W/m

モデル 2
石狩ﾌﾟﾛｼﾞｪｸﾄ[2]40 mm
直管72.1 mm28.3 cm2
1.8 W/m-Pressure drop and temperature rise in model cable 1.

謝辞
本研究は、科学技術振興機構（JST）／先端的低炭素化技術開発（ALCA）の支援により実施されたものである。
参考文献
1. H. Yumura, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 23,
No. 3, 5402306 (2013)
2. H. Watanabe, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 27,
No. 4, 5400205 (2017)
3. L. Bottura, et. al.: J. Comput. Phys., Vol. 125, No. 1, pp. 26120 (1996)
4. L. Trevisani, et al.: Cryogenics, Vol. 47, No. 2, pp. 113-120(2007)
5. S. G. Johnson: NLopt nonlinear-optimization package;
http://ab-initio.mit.edu/nlopt (accessed 2018-9-21)
6. M. J. D. Powell: Acta Numerica, Vol. 7, pp. 287-336 (1998)― 130 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p02

高温超電導冷却システム

超電導き電システムのコンパクトブレイトン冷凍機の開発
Development of compact Brayton refrigerator for introducing super conducting feeding system
大野 隆介，小松 峻介，植田 翔太，町田 明登（前川製作所）；
鈴木 賢次，赤坂 友幸，富田 優（鉄道総研）
ONO Ryusuke, KOMATSU Shunsuke, UEDA Shota, MACHIDA Akito (Mayekawa Mfg.);SUZUKI Kenji, AKASAKA Tomoyuki, TOMITA Masaru (Railway Technical Research Institute)
E-mail: ryusuke-ono@mayekawa.co.jp
1．はじめに鉄道き電線超電導ケーブルシステムの実現には、限られた設置スペースを考慮に入れた冷凍機のコンパクト化が必須である。現状の運用に超電導き電線システムの導入を想定すると、設置容積 2m3/kW の冷凍機が求められている。冷凍機を小型にすることで冷凍能力の低下が懸念されることから、冷凍機を構成する圧縮機、膨張機、熱交換器等の配置の最適化が重要である。これまで NEDO「高温超電導ケーブル実証プ
ロジェクト」、「次世代送電システムの安全性・信頼性に係る実証研究」において、電力システム用高効率・高信頼性ターボ
ブレイトン冷凍機の開発を行ってきたが、本報ではその技術をベースに超電導き電線用コンパクト冷凍機の開発状況について報告する。
2．冷凍機システム構成
長距離き電線の冷却を想定し、冷凍機の冷凍能力は 5kW級とした。本研究開発で製作したブレイトン冷凍機のシステム
フロー図を fig.1 に示す。冷凍機はネオンを冷媒とした圧縮機3 基と膨張機 1 基からなる逆ブレイトンサイクルとした。
冷凍機は、2 基の圧縮機をハーメチックモータで直結した 2段圧縮機と圧縮機と膨張機を上記同様にモータで直結した膨張機一体型圧縮機を搭載し、冷却部分となる冷熱回収熱交換器（fig.1 中 Hex1）、LN2 クーラー（fig.1 中 Hex2）、膨張機
等を一つの真空容器に納めたコールドボックス、圧縮機のア
フタークーラーから構成される。また冷凍能力を調整するためにネオンガスの圧力を変える機能を持つバッファタンクを設けている。冷凍機の運転は循環する液体窒素の温度が一定になるように、モータ回転数とネオンガス圧力制御で行っている。

く寄与した。且つ温度変化による熱収縮を考慮した構造解析
から配置の最適化を行った結果、設置容積は fig.2 に示すように従来開発機の約 60m3 から約 10m3（1.86m×2.7m×2.0m）と1/6 となり目標容積を達成した。開発した冷凍機の外観写真を fig.3 に、主要仕様を table.1 に示す。今後、実運転で2m3/kW を達成すべく冷凍機性能の検証を実施していく。

a) Development modelb) Conventional model
fig.2 Size comparison with the conventional Brayton
refrigerator

fig.3 Apparatus of turbo Brayton refrigerator

Refrigeration cycle

fig.1 Schematic of cooling system
3．冷凍機のコンパクト化
冷凍機をコンパクト化する上で比較的設計自由度のある熱交換器を重視し、コールドボックスの小型化を実現した。従来の開発機（NEDO「高温超電導ケーブル実証プロジェクト」、「次世代送電システムの安全性・信頼性に係る実証研究」）で製作したプレートフィン熱交換器の構造を見直し、許容圧力
損失の拡大、縦方向熱伝導の抑制、2 分割を行った。LN2 クーラー（Hex2）と膨張機を最短で接続し、コールドボックス内部を下方集中配管にして、容器を上方開放構造とすることで、メンテナンススペースを必要としないため、コンパクト化へ大き

table.1 Specification
Reversed Brayton cycle

Compressor/Expander stage
Compressor/Expander typePressure
Size
Cooling power (target)

3 stage/1 stage
Turbo< 1 MPaG
1.86m×2.7m×2.0m
5kW

4．おわりに鉄道き電線超電導ケーブルシステムの適用に向け、設置
容積約 10m3（1.86m×2.7m×2.0m）の 5kW 級コンパクト冷凍機を開発した。今後、冷凍機の性能、信頼性等の工場試験を行い、さらに長距離き電線の冷却実証試験を行う予定である。
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）から委託を受けて実施したものである。

― 131 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p03

高温超電導冷却システム

超電導き電用ブレイトン冷凍機の試作
Prototype brayton cryocooler for superconducting feeder system
鈴木 賢次，赤坂 友幸，富田 優（鉄道総研）;小松 峻介，植田 翔太，町田 明登（前川製作所）
SUZUKI Kenji, AKASAKA Tomoyuki, TOMITA Masaru (RTRI);
KOMATSU Shunsuke, UEDA Shota, MACHIDA Akito (Mayekawa Mfg)
E-mail: suzuki.kenji.64@rtri.or.jp
1．はじめに鉄道き電システムに超電導技術を適用することで、回生失効および送電損失の低減による省エネ効果のみならず、電圧補償による輸送力の増加や変電所の集約化、変電所の負荷平準化、レール電食の抑制などの様々な効果が期待できる。
鉄道総研では、直流電気鉄道での電力システムの合理化および省エネルギー化を目的として、鉄道用超電導き電ケーブ
ルの開発を進めている [1-3]。一般に、変電所間隔は、地方
で 5-10km、都市部で 2-5km 程度であり、超電導き電ケーブルの導入には，長距離冷却用の大容量冷凍機が必要となるが、現状のブレイトン冷凍機は 2kW 級である[4]。今回、大容量化、鉄道現場への設置を想定したコンパクト化を目指し、
5kW 級の超電導き電用ブレイトン冷凍機の試作を行った。

4. M. Tomita et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 89（2014) 117.
5. A. Maeda et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 92（2015) 132.

2．超電導き電用ブレイトン冷凍機の設計・試作
ブレイトン冷凍機のコンパクト化にあたっては、熱交換器の小型化が大きく寄与するため、これまでにプレートフィン熱交換器の基礎特性評価を進めてきた[5]。熱交換器の大きさと性能（熱効率や圧力損失）は、トレードオフの関係にあるため、性能の低下を許容しつつ、著しく試作機の冷凍能力が低下しない範囲で熱交換器の小型化をはかった。膨張機一体型圧縮機の配置を縦置きから横置きに見直し、コールドボックスの小型化をはかった。冷媒の配管ラインについても、許容される
圧力損失の範囲内で配管径や曲がり等のレイアウトを省スペース化する設計を行った。
その結果、図１のとおり、同等の冷凍能力を持つブレイトン
冷凍機で従来、約 60m3 であった設置容積が本試作機では、
約 16m3 とすることができた。その他の仕様は表 1 に示す通りである。従来型のブレイトン冷凍機の約１／４の設置容積で、5kW 級のブレイトン冷凍機を設置でき、コンパクトな本試作機
は、鉄道現場への導入に際し、有効である。
また、鉄道で想定される変動熱負荷に対応するため、ネオン冷媒の流量制御と圧縮機・膨張機の回転数制御の併用により、冷凍能力の調整を効率的に行える設計とした。

Fig.1 Size comparison of this prototype and 5kW-classconventional brayton cryocooler
Table1. Specification of 5kW-class prototype
brayton cryocooler

3．おわりに
5ｋW 級の超電導き電用ブレイトン冷凍機の試作を行い、従来に比べ、約１／４の設置容積にコンパクト化することができた。今後、本試作機は、国立研究所において、冷凍能力などの評価試験を進めていく。(図 2)
当日は、その結果についても紹介する予定である。
謝辞
本研究の一部は、国立研究開発法人科学技術振興機構（JST）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」における研究課題「次世代鉄道システムを創る超伝導イノベーション」の支援を受けて実施したものである。
参考文献
1. M. Tomita et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 80（2009) 181.
2. Superconductors drive trains, Nature 542 (2017) 275.
3. M. Tomita et al.: Energy 122 (2017) 579-587.

― 132 ―

Fig.2 Photograph of brayton cryocooler at RTRI

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p04

高温超電導冷却システム

高温超電導コイルを冷却する冷媒循環システム
Cryogenic refrigerant circulation system for cooling HTS coil
謝 雲芝，永井 せつら，岡村 哲至（東工大）；平野 直樹（中部電力）;平塚 善勝（住重）XIE Yunzhi，NAGAI Setsura，OKAMURA Tetsuji (Tokyo Tech); HIRANO Naoki (Chubu Electric Power Co.);HIRATSUKA Yoshikatsu (SHI)
E-mail: xie.y.ac@m.titech.ac.jp
1. Introduction
Cryocooler is widely applied in order to cool down thetemperature of superconductor when using the superconducting
technology in industry.
In heat conduction cooling system, temperature ofsuperconducting coil as expected cannot be achieved when the
distance between the coil and the cryocooler is large. It causedby temperature gradient in the heat transfer plate. Furthermore,
the superconductor cannot be cooled uniformly and the cooling
performance is unstable. Therefore, a method for cooling thesuperconducting coil with long-distance by circulating thehelium gas was proposed [1].
2. Concept of the cooling system
Helium gas is discharged by a compressor passes through a
pre-cooling heat exchanger which transfers heat with the returngas, and thereafter the gas cooled by the GM cryocooler.
Eventually, the helium gas is utilized to cool a coil.

60.10m is coldhead, 60.25m is coldhead outlet, and 60.60m is
coil outlet.
Comparing the numerical simulation values with theexperimental values, helium temperature of colehead outlet byexperiment is much higher than that by numerical simulation. It
is mainly attributed to a large heat leakage during heat
conduction between the radiation shield and cryostat.
Future work: Improve the experimental equipment toachieve high accuracy and high stability. Adjust the boundary
conditions of experiment and numerical calculation. Compare
and evaluate difference in results.
Table 1 Calculation condition

Cooling method
Mass flow rate m [g/s]Discharge pressure [MPa]Room temperature [K]Aim of coil temperature [K]Helium loop cooling
0.42
1.425
295
20~40

3. Configuration of the cooling system
In the cooling system, the inner diameter of gas flow path is
6.4mm. A pre-cooling heat exchanger (helical double-tube heatexchanger) consists of an inner pipe (inner diameter of 6.4 mm,
outer diameter of 8 mm) and an outer pipe (inner diameter of 10mm). The length of single path is 60m (overall length is 120m).
An energy conservation equation was used as a governing
equation for one-dimensional numerical analysis. The heliumtemperature of whole path is calculated by energy conservation
equation. The calculation condition is shown in table 1.
Experimental equipment includes: GM cryocooler, cryostat,buffer tank, pressure gage, flowmeter, helium compressor (forcirculation), heater (coil emulation). The cooling system isshown Fig.1.
4. Experimental process
Test targets: the temperature of coldhead, the temperature ofhelium gas (inlet of cryostat, inlet, surface and outlet of coldhead,outlet of a heater), supply side and return side pressure of helium
flow path, flow rate.
Experimental process:1) Evacuate the cryostat. The pressure inside the cryostat is
reduced to 10 Pa or lower by a rotary pump. Subsequently,
vacuum evacuation is performed until about 10 -3 Pa by a turbo
molecular pump.
2) Flush the helium circulation flow path. The overall helium
path is filled with helium ranged from 0.5 MPa to 1.0 MPa when
flushing. Flushing is conducted three times to reach high purity
helium.
3) Activate the circulating compressor and leakage checking.
Adjust the flow rate of helium (0.42 g/s). Switch on the GM
cryocooler and wait for the temperature is steadily. Steady isdefined as the situation that the temperature variation of the
coldhead is smaller than ± 0.05K.
4) Targets measurement. Measurements were processed once
per 10seconds, lasting 1 hour.
5. Results and discussion
Figure 2 shows the numerical and experimental results of thetemperature distribution along the helium flow path. The
temperature at 60.00m means the temperature of coldhead inlet,

Fig. 1 Helium circulation cooling experimental system

Fig. 2 length of path - temperature
Reference[1] T. Trollier, et al.: Remote Helium Cooling Loops forLaboratory Applications, Cryocoolers 17, (2012).

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第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p05

高温超電導冷却システム

全超電導回転機の低圧ガスによる回転子冷却に関する解析モデルの検討
Study of analytical model on rotor cooling by low pressure gasof fully superconducting rotating machines
加藤 幹人，寺尾 悠，大崎 博之（東大）
KATO Mikito, TERAO Yutaka, OHSAKI Hiroyuki (Univ. of Tokyo)
E-mail: kato.mikito18@ae.k.u-tokyo.ac.jp

２. 解析モデルと解析方法
対象とする全超電導回転機の諸元はこれまでの解析[1]と同じとした。より詳細なモデルで解析を行うために、固定子と回転子を分けて、有限要素法解析ソフト COMSOL による熱解析を行った。
固定子モデルの断面図を Fig. 1 に示す。周期性から 1/6 の部分について、電機子巻線の端部を除く軸方向長を考慮した３次元解析を行った。液体水素（LH2）を軸方向に流す。強制
対流沸騰熱伝達に関する境界条件として、他の数値解析の研究[2]でも使われている RPI（Rensselaer Polytechnic Institute）
沸騰モデルを適用した。RPI 沸騰モデルでは壁面（巻線）から流体（LH2）への熱流束を３つの要素に分けて考える。電機子
巻線には交流損失を想定した発熱を与えた。LH2 の流速、交流損失の大きさをパラメータとして変化させ、固定子の温度分布を算出した。また、流路の本数や直径を変えたときの固定子の温度分布の違いも比較した。
回転子は周方向を一様に近似した軸対称モデル（Fig. 2）を用いて解析を行った。回転子両端にトルクチューブを設け、エアギャップ中のガス He での冷却を考える。エアギャップには、固定子の解析より算出した温度分布と回転二重円筒間の熱伝達に関する実験式[3]より求めた熱伝達係数を考慮した境界条件を与えた。室温部（300 K）から回転子への侵入熱は、薄肉
Flow pathof LH2Analytical area

(φ3 mm)● ● ● ● ● ● ● ● ●Armature winding
Supporting structure

円筒のトルクチューブの厚さと長さによって決まる。トルクチューブの寸法を変化させて回転子表面の温度分布を算出し、設定した固定子条件のときに低圧ガスによる回転子冷却が可能であるかを調べた。
３. 解析結果
固定子の解析結果として、電機子巻線の最高温度と LH2 の流速の関係を Fig. 3 に示す。流速の増加に伴い、巻線温度は低下し、その後一定となる。また交流損失が大きいほど、巻線温度が一定に達するまでに、より大きな流速を要することがわかる。次に、LH2 流速 20 m/s、交流損失 5 kW のときの固定子の温度分布をもとに回転子の解析を行った。Fig. 4 に回転子表面の最高温度とトルクチューブの寸法の関係を示す。トル
クチューブを薄く長くするほど、回転子への侵入熱が小さくなるので、回転子表面の温度を下げることができる。
４. まとめ本研究では、トルクチューブと冷媒流路を含めた解析モデ
ルを検討して熱解析を行い、低圧ガスによる回転子冷却の実現性を調べた。温度分布の解析結果より、検討する冷却方法を実現するために必要な LH2 の流速やトルクチューブの寸法を明らかにした。
参考文献
1. M. Kato, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 96(2018) p.138
2. Y. Zheng, et al.: International Journal of Hydrogen Energy,Vol. 42 (2017) pp. 30804-30812
3. M. Fenot, et al.: International Journal of Thermal Sciences,
Vol.50 (2011) pp.1138 -1155
Maximum t emperatureo f armature winding [K]１. はじめに
全超電導回転機の回転子冷却を簡略化する方法として、エアギャップ中の低圧ガスの熱伝導と対流熱伝達を用いた冷却方法の実現性をこれまで検討してきた[1]。しかし、従来の定常状態における熱解析モデルはトルクチューブの構造等を簡略化したものであり、より現実に近いモデルでの解析が望まれる。
本講演では、トルクチューブや電機子巻線冷却のための冷媒流路等を含めた、熱解析モデルを検討し、有限要素法により解析・考察を行った結果を報告する。

40
35
30

AC loss: 3 kW

25

AC loss: 5 kW
AC loss: 10 kW

20
1

10
Flo w velosity o f L H2 [m/s]100

Fig. 3 Maximum temperature of armature winding as afunction of flow velocity of LH2

90 mm

L en gth o f t orque t ube

6 mm

0.1 m

0.2 m

0.3 m

0.4 m

100

Torque tube

Temperature condition
decided by stator’s analysis

Air gap (Gas He)(thickness)

300 K

Rotor

(including field winding)z = 0 [m]Maximum t emperatureo f ro tor su rface [K]Fig. 1 Cross section of analytical model of stator

300 K

z = 0.6 [m]

60
40
20
0

(length)Fig. 2 Analytical model of rotor

80

0

z

10
20
30
Th ickness o f torque t ube [mm]40Fig. 4 Maximum temperature of rotor surface as a functionof size of torque tube

― 134 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p06

GM 冷凍機

ヘリウム 4 を使った到達温度 2K 以下 GM 冷凍機の評価検討
A Gifford-McMahon cryocooler below 2K with helium 4
平塚 善勝（住重）HIRATSUKA Yoshikatsu(SHI)
E-mail: yoshikastu.hiratsuka@shi-g.com
分が用いられ、オイラー法は時間進行法に使用する。Fig.
2 に充填ガス圧力 1.95 MPa と 2.55 MPa 時の数値計算結果を示す。同図より、2.0 K 近傍における 2 段冷凍能力は、
圧力 1.95 MPa の方が高くなっており実験結果と異なるが、1 段冷却能力は低下し、実験結果と同様の傾向を示す。2K
以下の GM 冷凍機性能向上を検討するために数値計算プロ
グラムを改善する必要がある。
４．まとめと今後の予定
SSPD システムの性能を向上させるために、ヘリウム 4を用いて 2K 以下の温度を達成する可能性について実験な
らびに数値計算により検討した。リニア圧縮機を用いて初期充填ガス圧を増加させることで、無負荷条件下で 2 段
温度 1.96 K、冷凍能力 3.86 mW at 2.0 K が得られたことを確認した。今後、蓄冷器材料とバルブタイミングの最適化ならびに数値計算コードの改善により 2 段温度をさらに低下させることを検討する。
CNA-11
Input power 1.1 kW at frequency 50 Hz
Initial gas pressure 1.95 MPa
Linear compressor
Input power 1.1 kW at frequency 80 Hz

45

120

40
30

2.84 MPa2.52 MPa
2.22 MPa
CAN-11

80
40

0

1.8

2.3

25

35

20
15
10

30

5
0

1.9

2.8
3.3
3.8
2nd stage temperature (K)

2

2.1
2.2
2.3
2.4
2nd stage temperature (K)

4.3

25

4.8

1st stage temperature at heat load 1.0 W

160

50

2nd stage cooling capacity(mW)

2nd stage cooling capacity (mW)

200

Fig.1 Cooling performance of a RDK-101 expander usinga CNA-11 and a linear compressor unit.
8
Input enthalpy flow 0.9 kW

350
300

7
6

Initial gas pressure 1.95 MPa

250

5

200

4

150

3

100

2

2.55 MPa

50
0

1
1.9

2.4
2.9
3.4
2nd stage temperature (K)

3.9

4.4

1st stage cooling capacity at 43 (K)400
2nd stage cooling capacity (mW)

１．はじめに2012 年以降、独立行政法人情報通信研究機構で開発中の超電導単一光子検出器（SSPD）を冷却するための小型
Gifford-McMahon（GM）冷凍機が住友重機械工業株式会社（SHI）によって開発されてきた。市販の RDK-101 GM 膨張機と比較して膨張機の全高が 33％削減され、既存の CNA11 圧縮機ユニットと比較して総体積が 50％削減された。
2016 年に、平塚などは、オイルレスリニア圧縮機開発し、
2K GM 膨張機の冷却性能を測定し、2.1K 未満の無負荷温度および 20 mW at 2.3 K の冷却能力は、1.1kW の電気入力で達成されたとことを報告した[1]。SSPD の性能は、冷却温度が低下するにつれて向上する。そこで、ヘリウム 4を使ったリニア圧縮機と RDK-101 GM 膨張機を用いて 2K
以下の温度を実現する可能性を検討し、さらに 4KGM 冷凍機性能計算用に開発された数値計算コード[2]の 2 K 以下
における性能計算結果について評価検討を合わせて行ったので、その結果について報告する。
２．リニア圧縮機による RDK-101 膨張機の性能
ヘリウム 4 のエントロピー一定における圧力に対する温度変化は、比較的高温の領域においては圧力が増加す
ると上昇するが、温度が 2 K 未満の領域では、圧力が増加するに伴い温度が低下する領域が存在する。このため、充填ガス圧力を高くすることで低温化が可能であると予測されるが、既存の CNA-11 圧縮機ユニットでは、吸着器とオイルセパレータが存在するため大きく圧力を上げることは難しい。しかし、オイルレスリニア圧縮機はその限りではない。高圧試験は、小型 2K GM 膨張機は SSPD シス
テムに搭載されていたため、熱負荷を加えて冷却性能を評価することは困難なため、市販 RDK-101 膨張機とリニ
ア圧縮機を用いて行った。Fig. 1 は、CNA-11 圧縮機を使用した RDK-101 膨張機の冷却能力を測定した結果とリニ
ア圧縮機を用いて初期充填ガス圧力を変化させたときの冷凍能力への影響が示されている。膨張機の耐圧限界のために、最大初期圧力は 3 MPa に設定された。CNA-11 圧
縮機は、動作周波数 50 Hz、初期圧力 1.95 MPa において2 段冷凍能力 19.1 mW at 2.3 K、到達温度 2.1 K の冷却能力が得られたのに対し、リニア圧縮機は、到達温度
1.96K、2 段冷凍能力 3.86 mW at 2.0 K であった。同図より、リニア圧縮機の性能は、2 段温度 2.3 K 未満において、
CNA-11 圧縮機に対し良好な結果が得られているが、充填
ガス圧力が増加すると、2 段温度は低下するが 1 段の温度は上昇していることが分かる。
３．数値計算による検討
4KGM 冷凍機性能計算プログラムを使って冷却性能に及ぼす充填ガス圧力の影響を検討するために数値計算検討を行った。基本方程式は、作動ガスの質量、運動量及びエネルギー保存式および蓄冷器マトリックスのエネルギー保存式で、各空間の圧力は、密度と温度から圧縮係数を求め計算する。伝導、放射およびシャトルの熱損失は収束結果から差し引く。各微分方程式は差分法により離散化され、運動方程式の対流項は一次風上差分を用いて解かれる。バルブの流量は、実際のバルブタイミングを考慮している。エネルギー対流項については、1 段および 2 段蓄熱器にはそれぞれ 3 次風上差分（QUICK）および 1 次風上差0

Fig.2 Numerical simulation results of the cooling
performance.
参考文献[1] Y. Hiratsuka, et al.: 26th ICEC and ICMC in 2016
(New Deli, India), IOP Conf. Series: Materials
Science and Engineering 171(2017) 012072[2] 平塚善勝, 佐藤敏美, : 4K-GM 冷凍機蓄冷器特性の検討 : 2 段蓄冷材の鉛粒径の影響 : 機講論, 06-29,(2006), 87-88.

― 135 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p07

GM 冷凍機

室温磁気冷凍機における階層充填構造と冷凍能力の関係
Relationship between Layered Bed Configurations and Cooling Performance for Roomtemperature Magnetic Refrigerator
星野 洋志，叶谷 祐介，岡村 哲至（東工大）；裵 相哲（サンデン AT）
HOSHINO Hiroshi, KANOYA Yusuke, OKAMURA Tetsuji (Tokyo Tech); BAE Sangchul (Sanden ATJ)
E-mail: hoshino.h.ad@m.titech.ac.jp
1．はじめに
冷凍空調機器のノンフロン化を実現するため，磁性材料の持つ磁気熱量効果を利用した室温磁気冷凍機の研究が行われている．先行研究より，磁気再生機（Active Magnetic
Regenerator; AMR）内にキュリー温度の異なる複数の磁性材
料を階層状に充填することによって，磁気冷凍機の最大温度スパンが拡大することが明らかとされている[1,2]．本研究ではマンガン（Mn）系合金を階層充填した際の性能を 1 次元伝熱
数値解析によって調べた．
2．磁性材料について
本研究では MnFeRuSiP 系合金を用いた．比熱の最大値を示す温度をキュリー温度 Tc℃と呼び，MnFeRuSiP 系合金
では Fe と Ru の含有量を変化させることでキュリー温度を制御することができる．各物性値が測定できている材料はキュリー
温度が異なる 3 種類のみであるため，その他のキュリー温度の物性値は既知の 3 種類の物性値から補完した．
3．一次元伝熱数値解析
一次元伝熱数値解析を用いて磁性材料充填ダクトの熱特性を調べた．ダクト内の計算には，熱輸送媒体と磁性材料との間の一次元エネルギー方程式を解いた．有効熱伝達率はRanz の式および磁性材料のビオ数を用いて算出した[3,4]．
本研究では，流体摩擦による損失およびダクト外部からの熱侵入は無視した．
4．解析条件Fig.1 に解析に用いた磁性材料充填ダクト内の Mn 系合金の充填構造を示す．内径 14mm 磁性材料充填長さ 150mm に
平均粒径 0.45mm の球状材料を充填した．両端部に充填される材料のキュリー温度は固定として，低温端に Tc=1℃の材料，
高温端に Tc=25℃の材料を充填した．その上でキュリー温度
間隔を変えて充填種類数および長さを変化させた．(a)キュリ
ー温度間隔 1℃，25 種類，各 6mm， (b)キュリー温度間隔 3℃，
9 種類，各充填長さ 16~17mm， (c)キュリー温度間隔 6℃，5種類，各充填長さ 30mm，の 3 通りの条件について検討した．
磁場を印加する周波数は 2.0Hz，流量は 0.5L/min，排熱温
度は 25℃とした．
5．結果と考察Fig.2 に Mn 系合金の階層充填種類数と冷凍能力の関係を表す解析結果を示す．縦軸に冷凍能力，横軸に材料充填
ダクト低温端の温度を示す．充填する材料のキュリー温度間隔が小さいほど冷凍能力が向上している．これは隣り合う磁性材料の磁気エントロピー変化量ΔSM J/kg/K の重なりが大きく，ΔSM の小さい領域が減少するためだと考えられる． Mn
系合金はΔSM や断熱温度変化量⊿T が大きい値を示す温度域が狭いため，階層充填を行う材料のキュリー温度間隔を密にする充填が効果的であることが示された．また，充填種類数によらず低温端材料のキュリー温度によってダクト低温端温
度がおおよそ決まることも示された．ランタン(La)系合金についても同様の傾向が示された．

謝辞
本研究の一部は，科学技術振興機構・戦略的創造推進事
業（先端的低炭素化技術開発：ALCA Grant Number JPMJAL
1408）の助成を受けて行ったものである．ここに謝辞を表する．

Fig.1 Configurations of Mn-based alloys with different Curie
temperatures used in simulations(numbers shown in the AMR duct denote the Curie
temperature)

Fig.2 Analysis results of cooling power for configurations in
Fig.1
参考文献
1. M. A. Richard, et al.: Journal of Applied Physics, Vol. 95(2004) p.2146-2150
2. C. Zimm, et al.: International Journal of Refrigeration,
Vol.29 (2006) p.1302-1306
3. W. E. Lanz, et al.: Chemical Engineering Progress, Vol.43(1952) p.141-146
4. K. L. Engelbercht, et al.: Journal of Heat Transfer,
Vol.128 (2006) p.1060-1069― 136 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p08

GM 冷凍機

水素液化磁気冷凍用磁性体 SmxGd1-xTiO3 の磁気熱量効果
Magnetocaloric effect of magnetic refrigerant for hydrogen liquefaction SmxGd1-xTiO3
表 秀樹, 渡辺 祥太, 松本 宏一(金沢大学) ;Ildar Gilmutdinov, Airat Kiiamov, Dmitrii Tayurskii(カザン連邦大学)
OMOTE Hideki, WATANABE Shota, MATSUMOTO Koichi(Kanazawa University) ;ILDAR Gilmutdinov, AIRAT Kiiamov, DMITRII Tayurskii(Kazan Federal University)
E-mail: sennkouzi@stu.kanazawa-u.ac.jp
1．はじめに
我々は磁性体の磁気熱量効果を利用した磁気冷凍に用いられる磁性材料の研究をしている。水素液化磁気冷凍機に用いられる磁性材料として、酸化物ガーネット・金属間化合物・希土類硫化物などの磁気熱量効果について報告してきた。
希土類-遷移金属酸化物 GdTiO3 はペロブスカイト構造を持つフェリ磁性体であり、Gd3+イオンと Ti3+イオン間で反強磁性相互作用が起こっている[1]。GdTiO3 は水素液化温度近傍で磁気相転移を起こし、大きな磁気エントロピー変化を示すことを前回報告した[2]。磁気転移温度の制御については、先行研究より、Gd を Sm に置換することで磁気転移温度を下げることができるという報告がある[3]。しかし、磁気熱量効果については不明であった。
本研究では SmxGd1-xTiO3 の作製を行い、磁化・比熱測定
による磁気熱量効果の評価を行ったので報告する。

は GdTiO3 と比べ SmxGd1-xTiO3 [x=0.2,0.3]は磁場変化が 5T
では約 5%、3T では約 10%、1T では約 20%増加した。このこと
から、水素液化温度においては SmxGd1-xTiO3[x=0.2,0.3]はGdTiO3 よりも大きな磁気熱量効果が期待される。
講演では、測定結果の詳細について報告する。

2．SmxGd1-xTiO3[x=0.2,0.3]の作製原料として純度が 99.9%以上の Sm2O3,Gd2O3,TiO2,Ti を用いて化学量論組成近傍の組成になるように秤量した。混合した粉末をラバーチューブに詰め、静水圧プレスで棒状に成形した。できた原料棒をフローティングゾーン法により結晶育成させた。結晶育成には、クリスタルシステムズ社製赤外線単結晶製造装置を用い、育成時は、雰囲気中にアルゴンガスを流した。
X 線回折により、Sm0.2Gd0.8TiO3 の単結晶が得られたことを確認し、結晶軸の確定を行った。Sm0.3Gd0.7TiO3 は単結晶がうまく作製できなかったため、多結晶の粉末を測定に用いた。

Fig.2 Magnetization of SmxGd1-xTiO3[x=0,0.2,0.3]

3．SmxGd1-xTiO3 の磁気熱量効果
磁化測定では Quantum Design 社製の MPMS(磁気特性測定システム)を用いて 5T までの磁化測定を行った。Maxwell の関係式からエントロピー変化を導出し、磁性体としての性能を評 価し た 。 ま た 、 比熱 測定 では Quantum Design 社 製 のPPMS(物理特性測定システム)を用いて、緩和法で 0～5T の
磁場中比熱測定を行った。比熱から磁性体のエントロピーを導出した。
4．実験結果SmxGd1-xTiO3[x=0,0.2,0.3]の磁化の温度依存性を Fig.2 に示す。Fig.2 より、低温側で典型的な強磁性体の振る舞いが観測された。磁化測定から温度、磁気ヒステリシスは観測されず、ゼロ磁場比熱測定においては磁気相転移に伴うピークが観測された。ゼロ磁場比熱測定で得られたピーク温度をキュリ
ー温度 Tc とした。Sm0.2Gd0.3TiO3 は Tc=24K、Sm0.3Gd0.7TiO3 は
Tc=18K となった。Gd を Sm で置換することにより、磁気転移温
度が下がることを確認した。また、印加磁場が 0.1T でのdM/dT の最小値を評価することにより得られたピーク温度はキュリー温度 Tc と一致する結果となった。磁場中比熱からエントロピー線図を求めた。
磁 化 の 温 度 依 存 性 か ら 求 め ら れ た SmxGd1-xTiO3[x=0,0.2,0.3]の質量当たりの磁気エントロピー変化 ΔS を
Fig.3 に示す。水素液化温度 20K での磁気エントロピー変化

Fig.3 Entropy change of SmxGd1-xTiO3[x=0,0.2,0.3]
参考文献
1. Carl W. Turner, et al.: Journal of Solid State Chemistry34, 207-213 (1980)
2. H. Omote, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol.
95 (2017) p67
3. G. Amow, et al.: Journal of Solid State Chemistry154,619-625 (2000)― 137 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p09

HTS 線材交流損失積層した REBa2Cu3Oy 超伝導テープ線材における中心到達磁界を使った交流損失の予測手法
Estimation Method Using Penetration Field for AC Loss of stacked REBa2Cu3Oy
Superconducting Tapes
川﨑 剛輝, 佐々 滉太, 三浦 峻, 岩熊 成卓(九州大学); 和泉 輝郎, 町 敬人, 衣斐 顕（産総研）
KAWASAKI Goki, SASA Hiromasa, MIURA Shun, IWAKUMA Masataka(Kyushu Univ.);
IZUMI Teruo, MACHI Takato, IBI Akira(AIST)
Email:kawasakig@sc.kyushu-u.ac.jp
1. はじめに

4. まとめ

超伝導線材を交流機器に応用する際、超伝導巻線部分で以上の結果より、今回の EuBCO+BHO 線材において、積層

交流損失が発生し、冷凍機の温度上昇を引き起こす等、重大枚数に依らず、中心到達磁場 BP でスケーリングすることが分な問題となりうる。また、高い臨界温度を持 つ REBa2Cu3Oy

かった。しかし、積層枚数に対する中心到達磁場 BP の特性は、（REBCO）超伝導テープ線材は広い温度領域での応用が想何らかの累乗関数の特性を示すということしかわかっていない。

定されており、交流損失は線材の温度、積層枚数、外部磁場

そのため、現在はまだ中心到達磁場 BP による規格化を用いて印加角度等に依存するが、各条件について測定を行うことは、

各積層枚数の交流損失の予測を行うことできない。今後は中コストや時間の観点から好ましくない。そこで、様々な条件に心到達磁場 BP の特性の解明が課題となる。

おける交流損失特性を容易に予測する手法が求められる。
我々は鞍型ピックアップコイルを用い、温度 25-77 K におい

1010て積層枚数 1 - 12 枚の無分割 REBCO 超伝導テープ線材の109

交流損失の測定を行い、得られた交流損失曲線が、中心到WP

達磁界 B Pで規格化を行うことで積層枚数に依らない一本のマ

108

スターカーブに一致するという特性を明らかにした。

10

7

106

2. 線材諸元と試験方法
試料の諸元を Table.1 に示す。これを 1-12 枚積層し、鞍型

105

ピックアップコイル法を用いて測定した。冷凍機による伝導冷104

却を用いて 25K-77K まで冷却し、磁界をテープ面に対して垂1L-25K
3L-25K
6L-25K
12L-25K

3

10

直に印加した。

2

10

Table. 1 Specifications of EuBCO+BHO tapes
Width

5mm

Length60mm

Thickness of

0.7μm
106μm

Critical Current IC at 77K

200A

10-2

10-1

BP

100

101

Field Amplitude[T]Fig. 1 AC losses of EuBCO+BHO tapes at 25K

EuBCO+BHO layer
Tape Thickness

10-3

3. 実験結果

10

1

10

0

10

-1

10

-2

10

-3

10

-4

10

-5

10

-6

各積層枚数において、25K における交流損失の測定結果
を Fig.1 に示す。この交流損失特性を各積層枚数における中

1L
3L

心到達磁場 BP で規格化を行った。中心到達磁場 BP とは Fig.1

6L
12L

で示す二つの直線の交点における磁場であり、この二つの直線はそれぞれの測定結果の近似曲線を表している。この中心
到達磁場 BP を用いて、横軸を中心到達磁場 BP で、縦軸を中心到達磁場 BP における交流損失 WP で規格化をおこなった。
その結果を Fig.2 に示す。この結果から各積層枚数における

-3

10

10

-2

10

-1

10

0

1

10

10

2

Bm/Bp

Fig.2 Penetration Field scaling of ac loss of EuBCO+BHO at 25K

交流損失が、低磁束ではばらつきが見られるものの、一本のマスターカーブにほぼ一致していることが分かる。また、ばらつ
きが生じる原因としては測定誤差等が考えられる。

謝辞
本研究の一部は、科学研究費補助金(17H06931, 18H03783)、
および JST-ALCA の助成を受けて実施したものである。

― 138 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p10HTS 線材交流損失

異なる端部接触抵抗の Y 系超電導並列導体の付加的交流損失
Additional AC loss properties of Y-based superconducting parallel conductor of several
different contact resistance古川 琢馬, 三浦 峻, 岩熊 成卓(九州大学)
Furukawa Takuma, Miura Shun, Iwakuma Masataka(Kyushu University)

２. 実験方法
ピックアップコイル法による交流損失の測定は、並列導体をコイル状に巻き、その軸方向に印加される交流磁界によって現れる磁化信号を検出することによって求める。この磁化信号を検出するため、試料コイルに対して十分大きなピックアップ
コイルを同軸上に配置し、このピックアップコイル側面上のポイ
ンティングベクトルを交流一周期にわたって積分することによって求める。このとき交流損失は次式のようになり、外部印加
磁界 Be 及びピックアップコイルの端子間電圧 Vpc を測定すれ４. まとめ
並列導体の交流損失を異なる端部接触抵抗の試料について測定し、n 値モデルを仮定した計算値と比較した。これらはおおむねよく一致しており、理論表式は比較的妥当だと確認された。引き続き２本並列導体について測定および比較を行っていく。

Additional AC loss [J/m3 cycle]

１. はじめに
我々は大電流容量化を目指す酸化物超伝導線材の構成法として素線を並列に並べ、巻線途中で転位を施す方法を提案している[1,2]。本研究では素線の通電特性として n 値モデルを採用し、その理論表式の妥当性を実験にて明らかにすることを目的にした。
前回の報告では一つの試料についてピックアップコイル法
にて測定をしたが、本研究では、並列導体の端部の接触抵抗を変えた試料をいくつか用意し、同様の方法で測定を行い、理論式と比較検討をした。

4

10

3

10

0.1Hz
1Hz
3Hz
5Hz
10Hz

2

10

1

10

ば交流損失が求まる。
W 

Lpc

T

0 SS LS N p 00.01

dtBeVpc ……(1)0.1Magnetic field amplitude, B [T]m

ここで、 Lpc はピックアップコイル長、 N p はピックアップコイルのFig.1 The dependences of the additional AC losses on magnetic

巻き数、 SS は試料コイルの断面積、 LS は試料コイル長である。

field amplitude for the situation of various frequency

また、解析的には非飽和状態での交流損失の周波数依存
性は、デバイ型曲線で現れ、交流損失が最大になる周波数
f c は次式のようになり、端部接触抵抗 R に比例する。

fc 

Rw
……(2)
0 k d s L

ここで、 w は線材幅、 d s は線材間距離、 L は導体長である。
３. 結果と考察
端部接触抵抗 R 1.0  106  、(2)式より f c  0.61 である試料の交流損失の外部磁界振幅依存性は Fig.1 に示している。これより、 f c から離れるにつれ非飽和状態での 1 周期の交流損失が小さくなる点、飽和状態に向かうとき n 値モデルを仮定した計算値が測定値とよく一致しており、計算モデルの妥当性が確認された。
次に、端部接触抵抗がそれぞれ 1.5  107 Ω、 1.0  106 Ω、
3.0  106 Ω、である試料について交流損失の周波数依存性を印加磁界 0.02T として測定した結果を Fig.2 に示す。ここで、f c は(2)式よりそれぞれ 0.092 Hz、 0.61 Hz、 1.8 Hz である。これより、測定値と計算値がおおむね一致していることが確認される。一方で、端部接触抵抗が 1.5  107 Ω の試料については
高周波数のとき測定値が計算値よりも大きな値を取っている。
これは動的抵抗損失、もしくは I c や n 値の低下が原因だと考えられる。

Fig.2 The dependences of the additional AC losses onfrequency for the situation of various contact resistance
参考文献
�1� M Iwakuma, H Tanaka and K Funaki 2002 Supercond.
Sci. tecnol. 15 1525
�2� M Iwakuma, H Tanaka and K Funaki 2002 Supercond.
Sci. tecnol. 15 1537

― 139 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p11HTS 線材交流損失

短尺直線状 HTS 線材の交流損失特性の高感度測定
Highly sensitive measurement of AC loss characteristics of short and straight HTS tapes
原本 佳人，平山 斉，川畑 秋馬 （鹿児島大）
HARAMOTO Yoshito, HIRAYAMA Tadashi, KAWABATA Shuma (Kagoshima University)
E-mail: k6211602@kadai.jp
Sample1．はじめに
高温超伝導（HTS）線材の交流損失特性の高感度測定は、
低損失 HTS 線材を開発する上で重要である。本研究では、
短尺直線状 HTS 線材の交流横磁界印加時の交流損失測定の高感度化を図るために、測定サンプルがないときに発生する見かけの損失（キャンセル残り）の低減について検討した。
さらに、その結果をもとに低減を狙った磁界印加用マグネットを作製し、交流損失測定を行い、測定感度について検討した。
本発表では、その結果について報告する。

Cancel coilFig. 1. Schematic view of split-type magnet.

2．交流損失測定法とキャンセル残り低減の方策
本研究では、交流損失測定はピックアップコイル法を用いて行う。キャンセル残りを低減するために、まずマグネット巻線
用線材の線径を細くした。これは、マグネット巻線に生じる渦電流が測定空間に作る磁場の影響を小さくするためのものである。さらに、測定に用いるピックアップコイルとキャンセルコイ
ルをマグネット内に対称配置することで，測定二次回路の位
相誤差を低減し，キャンセル残りの低減を試みる。そのためにこのような測定が可能なマグネットを新たに設計・作製した。

4．マグネット巻線用線材の細線化とキャンセル残り
Fig. 2 は、外部磁界振幅に対するキャンセル残りの測定結果である。□印は Fig. 1 に示すマグネットを使用したときの測定値で、○印は線径 1.0 mm の Cu 単芯線で巻線した従前に作製したマグネットを使用したときの測定値である。撚り線を用いることで、マグネット巻線に生じる渦電流による磁場の測定空間への影響が低減されてキャンセル残りが小さくなったものと考えられる。

Apparent loss [J/m3]

104
103
102
101
100
○ 48.7 Hz, single core wire magnet□ 45.9 Hz, stranded wire magnet

10-1
10-2
0.001

0.01

0.1

1

External magnetic field [T]Fig. 2. Measured apparent loss characteristics.
Table 1. Parameters of solenoid coils.
Wire diameter
Wire form

Solenoid 1

Solenoid 2

Solenoid 3

Solenoid 4

1.0 mm

0.85 mm0.70 mm0.30 mm×7
StrandedSingle coreSingle coreSingle core

Coil inner dia.

32 mm

32 mm

32 mm

32 mm

Coil length

100 mm

100 mm

100 mm

100 mmTotal turns

453

580

659

485

Layers55552.14 mH

3.40 mH

4.30 mH

2.42 mH

InductanceCentral field

5．巻線用線材の細線化とキャンセル残りの低減の関係
マグネット巻線用線材の細線化とキャンセル残り低減の関係について調べるために、Table 1 に示すような巻線径の異なるソレノイドを作製した。また、Fig. 3 に示すようなピックアップ
コイルとキャンセルコイルの種々の組み合わせを準備して、キャンセル残りを測定した。
Fig. 4 にキャンセル残りの測定結果を示す。P2-C2 の検出コイルの組み合せにおいて、細い線径で巻線したソレノイドがキャンセル残りの低減が図れている結果が得られた。対称配置の場合のキャンセル残りが下がらなかった理由については、
現在検討中である。これらの知見を活かしたスプリット型のマ
グネットの設計・製作は完了した。これを用いたキャンセル残りの測定結果ならびに交流損失の測定結果については、当日報告する。

― 140 ―

0.1 T @17.2 A 0.1 T @14.4 A 0.1 T @12.0 A 0.1 T @15.5 A

Fig. 3. Alignment of solenoid and detection coils.
Apparent loss [J/m3]

3．外部印加磁界用マグネット
Fig. 1 は現有の外部磁界印加用マグネットの外観図である。
楕円形のスプリット型の 2 対のコイル（メインコイルとサブコイ
ル）から成り、直径 0.3 mm の Cu 線の 7 本撚り線を用いて巻線したものである。サンプル線材は同図に示すようにマグネッ
ト中心部に挿入し、サンプル線材には線材幅広面に対し垂直方向から平行方向の横磁界を印加できるようになっている。な
お、このマグネットでは、ピックアップコイルはマグネット中心に位置するため、キャンセルコイルとは対称な位置関係にはない。

Pickup coil

10

1

1.0mm
0.85mm
0.70mm
0.30mm×7

77K_45.9Hz_0.1T

0.1
P1-C1

P2-C1

P2-C2

P2-C3

P2-C4

Combination of detection coils

Fig. 4. Measured apparent loss for solenoid coils.
第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p12HTS 線材交流損失

パワーエレクトロニクス機器での使用を想定した HTS コイルの交流損失特性に関する検討
Study on AC loss characteristics of HTS coil assumed to be used in power electronics devices
西尾 亮哉，柗本 賢輔，平山 斉，川畑 秋馬 （鹿児島大）
NISHIO Ryoya， MATSUMOTO Kensuke， HIRAYAMA Tadashi， KAWABATA Shuma (Kagoshima University)
E-mail: k2669508@kadai.jp

2．液体窒素蒸発法による交流損失測定方法
交流損失の測定は液体窒素蒸発法を用いて行った。Fig. 1に本実験で用いた蒸発法による交流損失測定システムの概略図を示す。測定値を校正するために、ヒータ入熱に対するガス流量の測定値から熱量を換算し、その結果から最小二乗法を用いて校正近似式を算出した。交流損失の測定で得られた測定値に校正近似式を適用することで窒素ガス蒸発量から損失値を求めた。この校正試験は交流損失の測定毎に行った。
3．液体窒素蒸発法の測定精度の改善
液体窒素蒸発法は、冷媒窒素の蒸発ガス量から交流損失を求める方法であり、試料形状に関わらず損失の総量を簡便に測定できる利点があるが、測定精度が低いことが欠点である。そこで本研究では、測定精度改善のために、液体窒素の
自然蒸発量を低く抑えるための方策について検討した。
その結果、空気層を持つ二層構造の測定容器とすることや、
リード線取り出し口による気泡侵入防止対策を施すことが外部からの熱侵入低減に効果があることがわかった。また、発熱
量のばらつきを低く抑えるための測定容器とガスメータの最適
配置位置関係も把握できた。得られた知見をもとに新たに設計・作製した測定容器での性能試験の結果、Fig. 2 に示すよ
うに、自然蒸発量は 30 mW 程度まで低減でき、40 mW 以上の交流損失測定ができる測定環境に改善できた。
4．試料コイルと交流損失測定回路
試料コイルには内径 40 ㎜で、層数、ターン数を変えたパン
ケーキコイル型コイルを用いる。このコイル巻線には、線材断面形状 4.1 ㎜×0.21 ㎜、臨界電流 116A（＠77K、s.f.）の Bi2223 テープ線材を使用した。試料コイルへの通電および外部磁界印加用マグネットに通電する電流波形は、台形波電流の場合と、パワーエレクトロニクス装置駆動による方形波電流である。
Fig.3 は、パワーエレクトロニクス装置駆動回路を含む実験回路である。整流回路および非対称 H ブリッジ回路から成り、
指令電流波形はファンクションジェネレータから供給される。
非対称 H ブリッジ回路の IGBT 制御のための PWM 信号は、
指令電流と電流センサからの測定電流信号を比較することにより生成される。Fig. 4 は 100 Hz、電流立ち上げ時間 2 msecのときの、指令電流と測定電流の波形である。測定電流にはPWM 信号に伴う脈動が見られる。これらの電流波形の場合を含む交流損失測定の結果については、当日報告する。

Fig. 1. Schematic view of AC loss measurement system using anitrogen boil-off method.
4Power [W]1．はじめに超伝導技術の適用領域拡大の観点から、パワーエレクトロニクス機器用の常伝導コイルを高温超伝導コイルに置き換えたときの特性の把握など、産業応用分野への超伝導技術の適用可能性についての検討を行うことは重要である。本研究では、パワーエレクトロニクス機器での使用を想定した HTS コ
イルの交流損失特性を定量的に評価することを目的としている。本研究では、まず交流損失の測定に用いる液体窒素蒸発法における測定精度の改善を図った。その後、液体窒素蒸発法を用いて、種々の条件下で HTS サンプルコイルの交流損失特性を測定した。本発表では、これらの結果について報告する。

Heater power
Boil off Power

3

0.15

Heater power
Boil off power

0.1

2
0.05

1
0

0

20

40

60

80

Time [min]

100

0

0

20

40

60

80

100

Time [min]Fig. 2. The time variation of the relation the between boil off
power and the heater power

Fig. 3. Experimental circuit for measuring AC losses

Fig. 4. Current waveform when driving power devise― 141 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p13超電導接続 (3)

異種超伝導線材間における超伝導接続の検討
Evaluation of superconducting joint between different kinds of superconducting wire
武輪 裕之, 小黒 英俊(東海大)TAKEWA Hiroyuki, OGURO Hidetoshi (Tokai Univ.)
E-mail: 8bajm024@mail.u-tokai.ac.jp
1． はじめに
高磁場 NMR では、低温超伝導線材と高温超伝導線材の両方を利用することが考えられるが、永久電流モードでの運転のためには、超伝導接続技術は必須である。現在では、
MOD 法やバルク体を用いた希土類系高温超伝導線材同士の接続や Bi2223 線材同士の接続などの同一の線材における接続が行われている[1]。しかし、異種超伝導線材同士では報告が少ない。本研究では、特に製作現場で容易に利用できることをコンセプトにおいて、コイル作製後に適用できる接続方法を検討した。同種の超伝導線材も含めて、様々な超伝導線材のゼロ抵抗での接続を試みたのでその結果を報告する。
2． 実験方法
REBCO coated conductor を用いて、簡便な接続を検討するために以下の実験を行った。Fig.1 に示すような構成で試料を作成した。まず、線材表面の銅を硝酸によってエッチングした。その後、銀の表面上に所定の濃度の YBCO 粉末(TEP 製)と銀ペーストを混合したものを塗布した。図に示すように保持し、冷凍機にて約 50 K まで行い、100 mA で四端子法にて行った。試料は測定後、SEM にて観察を行った。
異種超伝導接続の簡便な方法の検討のため、Fig.2 に示すような構成で試料を作成した。線材は GdBCO、Bi2223、
Nb3Sn、NbTi を用いた。まず、Bi と Pb を 350℃で 6 h で加熱し、溶融拡散させた。その後、線材を溶融した BiPb に挿入し、急冷した。この際、挿入した線材は、高温超電導線材は銀シース・低温超伝導線材は超伝導層を露出させた状態で行った。測定は 4.2 K(LHe 中)で行い、測定方法は四端子法で行った。試料は測定後、SEM にて観察を行った。

wire

BiPb

Fig. 2 Schematic illustration of the BiPb solder joint
for a Bi2223 superconducting wire and a Nb3Sn wire.

Fig. 3 Joint resistance for the various ratio of the
YBCO powder and the Ag paste at 77.2 K.

3． 結果と考察
Fig. 3 に REBCO coated conductor 同士のペースト接続に対する、77.2 K における YBCO 粉末濃度と電気抵抗の関係を示す。YBCO 粉末の割合が増加すると電気抵抗も増加していくが、70wt%で極大となり、銀ペーストに YBCO 粉末を 80wt%
添加したときが最も低い 7.81×10-7 Ωになった。Fig. 4 に
80wt%の温度にける電気抵抗の変化を示す。この事から、
YBCO 粉末の割合が増えていくと、ある割合で電気抵抗が下がる可能性があることが分かった。この現象に関して再現性の確認はしているが、引き続き精査していく予定である。
当日は作成手法・条件・微細組織などをより詳細に示し、報告する。
Pressure

wire

Fig. 4 Joint resistance as a function of temperature for theAg paste joint of 80wt% YBCO powder.

Ag sheath
YBCO/Ag paste
Ag sheathwire

謝辞
この研究の一部は、東海大学イメージング研究センターより支援を受けています。

Pressure

Fig. 1 Schematic illustration of the Ag paste joint forcoated conductors.

参考文献[1] K. Ohki et al., Supercond. Sci. Technol., 30 (2017) 115017― 142 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p14超電導接続 (3)㻷㻻㻴 䜢཯ᛂຓ๣䛻⏝䛔䛯 㻾㻱㻮㻯㻻㻙㻯㻯 ྠኈ䛾㉸㟁ᑟ᥋ྜ㻌㻿㼡㼜㼑㼞㼏㼛㼚㼐㼡㼏㼠㼕㼚㼓㻙㻶㼛㼕㼚㼠㻌㼒㼛㼞㻌㻾㻱㻮㻯㻻㻙㻯㻯㼟㻌㼎㼥㻌㻷㻻㻴㻌㼍㼟㻌㼞㼑㼍㼏㼠㼕㼛㼚㻌㼍㼡㼤㼕㼘㼕㼍㼞㼥㻌㼍㼓㼑㼚㼠㻌

1.5

1
1.0

1.0

0.5
0

0.5

0
0.0

0.0

(0.5)

0

30

60

90

Temperature [K]

120

150

Resistance [m:]

11.5

(0.5)

㻲㼕㼓㻚㻝㻌㻾䇵㼀㻌㼏㼡㼞㼢㼑㼟㻌㼒㼛㼞㻌㼟㼑㼢㼑㼞㼍㼘㻌㼞㼑㼓㼕㼛㼚㼟㻌㼛㼒㻌㼔㼑㼍㼠㻌㼠㼞㼑㼍㼠㼑㼐㻌㻾㻱㻮㻯㻻㻙㻯㻯㼟㻌

RE247(00ℓ) RE123(00ℓ)
Interface of jointed region

0

CeO2

Intensity [a.u.]㛤Ⓨ䛜㐍䜑䜙䜜䛶䛝䛯䛜䠈䛣䜜䜎䛷䛾ᥦ᱌䛷䛿䠈᥋ྜ᫬䛻⏕䛨䛯 㻾㻱㻮㼍㻞㻯㼡㻟㻻㼥㻌 㻔㻾㻱㻝㻞㻟㻕䛾㓟⣲Ḟᦆ䜢⿵䛖䛯䜑䛾㓟⣲䜰䝙䞊䝹䛜ᚲせ䛷䛒䜛䛣䛸䛛䜙䠈฼⏝⌧ሙ䛷᪋ᕤྍ⬟䛺⿦⨨䠈⎔ቃ䠈ᕤ⛬䛻䛚䛡䜛᥋ྜᢏ⾡䛾☜❧䛜ᚲせ䛷䛒䜛䛸⪃䛘䜙䜜䜛䠊㻌୍᪉䠈᥋ྜ㒊ศ䛷㉸㟁ᑟᛶ䜢Ⓨ⌧䛩䜛ೃ⿵ᮦᩱ䛸䛧䛶䛿䠈㻾㻱㻝㻞㻟 䜔 㻾㻱㻮㼍㻞㻯㼡㻠㻻㻤㻌㻔㻾㻱㻝㻞㻠㻕䠈㻾㻱㻞㻮㼍㻠㻯㼡㻣㻻㻝㻡㻙G㻌㻔㻾㻱㻞㻠㻣㻕䛜ᣲ䛢䜙䜜䜛䠊㻾㻱㻝㻞㻠 䛿⤖ᬗᵓ㐀୰䛾஧㔜䛾 㻯㼡䇵㻻 㙐䛻㉳ᅉ䛧䠈㓟⣲Ḟᦆ䜢⏕䛨䛺䛔ᵓ㐀Ᏻᐃᛶ䜢᭷䛧䠈䛥䜙䛻䠈㻯㼍 䛺䛹䜢⨨᥮䛥䛫䝩䞊䝹䝗䞊䝥䛩䜛䛣䛸䛷 㼀㼏 䛜 㻥㻜㻌 㻷 䜎䛷ྥୖ䛩䜛䛣䛸䛜▱䜙䜜䛶䛔䜛㼇㻝㼉䠊䛭䛧䛶䠈䛣䜜䜎䛷ᡃ䚻䛿Ỉ㓟໬≀䜢䝣䝷䝑䜽䝇䛻⏝䛔䜛䛣䛸䛷䠈㼀㼏㻌㻩㻌㻥㻜㻌㻷 ⣭䛾 㻾㻱㻝㻞㻟 ཬ䜃 㻾㻱㻝㻞㻠 䜢 㻢㻜㻜㽅㻯⛬ᗘ䛾ప ୗ䛷ྜᡂ䛷䛝䜛䛣䛸䜢ሗ࿌䛧䛶䛝䛯㼇㻞㻙㻠㼉䠊䛥䜙䛻௚䛾◊✲ᶵ㛵䛷䛿䠈ྠᡭἲ䛻䜘䜚㓟⣲Ḟᦆ䛾䛺䛔 㻱㼡㻝㻞㻟 䜢㻠㻡㻜㽅㻯 䛷ྜᡂ䛧䛯౛䜒䛒䜛㼇㻡㼉䠊䛴䜎䜚䠈䛣䛾⤖ᬗ⫱ᡂᡭἲ䛻䜘䛳䛶ᚓ䜙䜜䜛 㻾㻱㻝㻞㻟 ཬ䜃 㻾㻱㻝㻞㻠 䛿䠈㓟⣲䜰䝙䞊䝹୙せ䛷㉸㟁ᑟᛶ䜢♧䛩䛣䛸䛜ᮇᚅ䛷䛝䜛䠊㻌䛣䜜䜙䛾⫼ᬒ䛛䜙䠈ᮏ◊✲䛷䛿Ỉ㓟໬≀䜢䝣䝷䝑䜽䝇䛻⏝䛔䛯㓟⣲Ḟᦆ䛾↓䛔 㻾㻱㻝㻞㻟 ཬ䜃 㻾㻱㻝㻞㻠 䛾ప ᡂ㛗཯ᛂ䜢฼⏝䛧䛶䠈㻾㻱㻮㻯㻻㻙㻯㻯 ྠኈ䛾㉸㟁ᑟ᥋ྜ䜢ヨ䜏䛯䠊㻌㻌㻞䠊ᐇ㦂᪉ἲ㻌㻱㼡㻞㻻㻟㻘㻌㻮㼍㻻㻞㻘㻌㻯㼡㻻 ཎᩱ⢊ᮎ䜢㔠ᒓ䝰䝹ẚ䛜 㻱㼡㻌㻦㻌㻮㼍㻌㻦㻌㻯㼡㻌㻩㻌㻝㻌㻦㻌㻞㻌㻦㻌㻠 䛸䛺䜛䜘䛖䛻⛗㔞䞉ΰྜ䛧䠈ཌ䛥 㻜㻚㻞㻌㼙㼙 䛾䝨䝺䝑䝖䛻㻞㻜㻌 㻹㻼㼍 䛷ຍᅽ䞉ᡂᙧ䛧䛯䠊ಖㆤᒙ䜢㝖ཤ䛧䛯 㻾㻱㻮㻯㻻㻙㻯㻯 䛾㻾㻱㻝㻞㻟 ᒙ㛫䛻ཎᩱ䝨䝺䝑䝖䜢ᣳ䜏䠈෬ල䛻䜘䜚⣙ 㻞㻜㻌㻹㻼㼍 䛾ᅽຊ䜢༳ຍ䛧䛯䠊䛣䜜䜙䜢䠈Ỉ㓟໬䜹䝸䜴䝮㻔㻷㻻㻴㻕䜢ධ䜜䛯䜰䝹䝭䝘䜛䛴䜌ෆ䛻㓄⨨䛧ຍ⇕䛩䜛䛣䛸䛷䠈㻷㻻㻴 ⵨Ẽ䛻䜘䜛ప ཯ᛂ䛷᥋ྜ䛧䛯䠊㻌
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20
30
40
50
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第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p15超電導接続 (3)(Ba,K)Fe2As2 テープ線材を用いた超伝導接合と臨界電流特性の評価
Critical Current Properties of Superconducting Joint between (Ba, K)Fe2As2 Tapes
今井 翔太, 西尾 太一郎(東理大);
石田 茂之，土屋 佳則，伊豫 彰，永崎 洋，松崎 邦男，吉田 良行(産総研)
IMAI Shota, NISHIO Taichiro (TUS);
ISHIDA Shigeyuki, TSUCHIYA Yoshinori, IYO Akira, EISAKI Hiroshi, MATSUZAKI Kunio, YOSHIDA Yoshiyuki (AIST)
E-mail : imai.s@aist.go.jp
1．はじめに鉄系超伝導体は上部臨界磁場が大きく、その異方性が小さいことから高磁場応用材料として期待されている。
[1](Ba,K)Fe2As2 及び(Sr,K)Fe2As2 テープ線材では、臨界電流密度(Jc)は 4.2K,10T で実用水準の 105A/cm2 を超えている。
[2,3] 一方、超伝導マグネットに応用するためには超伝導接合技術が必要である。最近 Zhu らによって(Sr,K)Fe2As2 テー
プ線材のホットプレス法を用いた超伝導接合が作製された。
接合線材の臨界電流比(CCR=Icjoint/Ictape)は、4.2K, 10T で35.3%を達成している。[4] そこで本研究では、コールドプレス法を用いた簡便な方法で(Ba,K)Fe2As 接合線材を作製し、臨界電流特性の評価を行ったので報告する。
2．実験方法(Ba,K)Fe2As2 の Tc が最適化される K 濃度 0.4 を選択し、PIT 法を用いて線材の作製を行った。外径 6mm,内径 4.3mmの銀管に粉末を充填し、断面積が 2×2mm2 になるまで圧延した。次に、平ロールで厚さ 0.40mm のテープ状に加工した。このテープ線材を 50mm に短尺化した。短尺テープ線材の Ag
シースを除去し、超伝導コアを 4mm×2.5mm 露出させた。露出させた超伝導コアを Fig.1 のように張り合わせ、銀箔で巻き、約 100MPa の圧力でコールドプレスした。その後、850℃で 3h焼結した。接合作製はすべて窒素雰囲気下で行った。作製した接合線材は、4 端子法による臨界電流測定、SEM-EDX に
よるコアの断面観察及び組成分析を行った。

Critical current (A)100

10Before Joint
After Joint
1
0

1
2
Magneic Field (T)４K
3Figure 2 Magnetic field dependence of critical current of(Ba,K)Fe2As2 tape and joint at 4 K with field parallel to thetape surface.

Figure 1 A schematic picture of jointing process.
3．実験結果Figure 1 に接合前後の臨界電流の磁場依存性を示す。4Kにおいて接合部の臨界電流値は自己磁場で４９A、CCR は60％であった。また 3.5T の磁場中では６A で、CCR は 20%であった。自己磁場で比較的高い CCR を示したが、磁場中において大きく制限されている。
Fig.3(a) に接合界面部分を拡大した SEM 画像を示す。 黒の破線部分が接合界面である。SEM 画像から(Ba,K)Fe2As2 の接合部分でクラックのない界面が観測された。また、接合部で不純物などの析出物も見られなかった。Fig.3(b) に線材の長
手方向断面の SEM 画像を示す。接合端部分で線材どうしがオーバーラップしており、不均一な変形が生じている。この接合端部分で接合線材の臨界電流が大きく制限されていると考えられる。講演では(Ba,K)Fe2As2 接合線材の特徴を考察し、さらなる CCR 向上の指針を議論する。

Figure 3 (a) A SEM image of a jointed part in the BaK122
Joint. (b) A SEM image of longitudinal cross section of
BaK122superconducting joints
参考文献[1] Ma. Y. W et al, Supercond. Sci. Technol 25, 113001 (2012).
[2] Huang.H et al, Supercond. Sci. Technol 31, 015017 (2018).
[3] Lin.H et al, Sci. Rep 4 : 6944 (2014).
[4] Zhu.Y et al, Supercond. Sci. Technol 31, 06LT02 (2018).

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第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p16超電導接続 (3)㻲㻱㻹 䜢⏝䛔䛯 㼅㻮㻯㻻 ⥺ᮦ䛾㉸㟁ᑟ᥋ྜ䛾ホ౯㻌㻱㼢㼍㼘㼡㼍㼠㼕㼛㼚㻌㼛㼒㻌㻿㼡㼜㼑㼞㼏㼛㼚㼐㼡㼏㼠㼕㼚㼓㻙㻶㼛㼕㼚㼠㻌㼒㼛㼞㻌㼅㻮㻯㻻㻌㼏㼛㼍㼠㼑㼐㻌㼏㼛㼚㼐㼡㼏㼠㼛㼞㼟㻌㼎㼥㻌㼡㼟㼕㼚㼓㻌㻲㻱㻹㻌㻌ᙇ㻌 ╻ဴ䠈ᮌୗ㻌 㞝ኈ䠈ᑠ⏣㒊㻌 Ⲯྖ䠄஑ᕤ኱䠅㻧㻌 ㉥ᆏ㻌 ཭ᖾ㻘㻌 ▼ཎ㻌 ⠜㻘㻌 ᐩ⏣㻌 ඃ㻔㕲㐨⥲◊㻕㻌㻱㻙㼙㼍㼕㼘㻦㻌㼞㼡㼕㼦㼔㼑㻚㼦㼔㼍㼚㼓㻟㻡㻠㻬㼙㼍㼕㼘㻚㼗㼥㼡㼠㼑㼏㼔㻚㼖㼜㻌㻌㻝䠊䛿䛨䜑䛻㻌
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JSOL ♫〇 JMAG 䜢౑⏝䛧䛯䚹⥺ᮦ䜢᥋ྜ䛥䛫䛯䝰䝕䝹䜢సᡂ䛧䚸㟁ὶᐦᗘ䜢䝅䝭䝳䝺䞊䝅䝵䞁䛧䛯䚹Fig. 1(a)䛻♧䛩䜘䛖䛺ཌ䛥 50 μm 䛾䛿䜣䛰䜢᥋ྜ䛻⏝䛔䛯ሙྜ䛻㟁ὶ䜢ὶ䛧䛯䛸䛝䛾ィ⟬䜢⾜䛳䛯䚹㉸㟁ᑟ⥺ᮦ䛿ཌ䛥 100 μm 䛾㖡ᯈ䛸 1 μm 䛾
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1. Y. Park, et al.: NPG Asia Materials, Vol. 6 (2014) e98
2. X. Jin, et al.: Supercond. Sci. Technol, Vol. 28 (2015)
0750103. W. Zhai, et al.: Crystal Growth & Design, Vol. 15 (2015)
p. 907 – 914― 145 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p17超電導接続 (3)接続を含む REBCO シングルターンループに捕捉された磁場の減衰
Decay of trapped magnetic field in REBCO single-turn loop with a joint
松本 真治，西島 元（NIMS）；中井 昭暢，坂本 久樹，向山 晋一（古河電工）；三好 康之，斉藤 一功，濱田 衛（JASTEC）
MATSUMOTO Shinji，NISHIJIMA Gen (NIMS); NAKAI Akinobu，SAKAMOTO Hisaki，
MUKOYAMA Shinichi (Furukawa Electric); MIYOSHI Yasuyuki，SAITO Kazuyoshi，HAMADA Mamoru (JASTEC)
E-mail: MATSUMOTO.Shinji@nims.go.jp

2．実験
捕捉させた磁場の減衰の測定方法[6]は，励磁コイル（常電導銅コイル）で常電導状態のシングルターンループに磁場を印加したのち冷却し，超電導状態となったところで，励磁コ
イルを減磁して磁場を捕捉させ，その減衰をホール素子により測定した。本測定においては，シングルターンループには，
銅安定化材のない SuperPower 社製 REBCO 線材を使用した。
また，接続部に磁場を印加した状態で捕捉磁場の減衰を観測するため，その位置が外部磁場印加用マグネット中心にくるようにシングルターンループを樹脂型枠に納めて成形し，40-K Gifford-McMahon 冷凍機により冷却した。Fig.1 に概略図を示す（各部の寸法は不正確）。捕捉磁場の減衰測定は，接続部の温度（35-K，50-K）および印加磁場（自己磁場，0.5
T，1.0 T）を変えて実施した。接続への印加磁場の大きさと方向は，MRI マグネットへの実装を想定したものとした。
シングルターンループ内の抵抗と捕捉磁場の減衰の比較を行った。自己磁場中，35-K 測定での捕捉磁場の減衰を
Fig.2 に示す。比較のため，ループ内の抵抗が 1×10-12Ωの場合の磁場減衰の計算値を示す。接続を含め，シングルター
ンループ内の抵抗が，1×10-12Ω未満であることを確認した。
励磁コイルを消磁した時点での捕捉磁場より，シングルターン
ループ内に誘起された電流は，円電流により発生した磁場と仮定して，102 A と見積もられた。

Table 1 Specifications of REBCO single-turn loop
REBCO-conductor width
6 mm
REBCO-conductor substrate
HastelloyⓇ
Inner diameter [m]5.40×10-2
Inductance [H]
1.05×10-7
Center～Joint [m]5.42×10-1
Excitation-coil constant [T/A]
1.95×10-3

Fig.1 Schematic drawing of REBCO single-turn loop witha joinMagnetic Field (mT)

1．はじめに
磁気共鳴画像法（Magnetic Resonance Imaging, MRI）検査には，1.5-T 超電導マグネットが多く用いられてきた。現在では，3-T 超電導マグネットにより，検査装置が高磁場化され，短い撮像時間で鮮明な画像を得ることが可能となってきている。実用 MRI 検査装置の Nb-Ti 金属系超電コイルは，液体ヘリウムにより 4.2 K に冷却する必要がある。超電導マグネットを運転するには，液体ヘリウムの安定的な確保とコストが課題である。MRI 装置を安定的に運用するためには，液体ヘリウムを使用しない高温超電導マグネット開発がひとつの解決方法である。高温超電導線材の特性を活かすことで，MRI マグネットの高磁場化・小型化を可能にし，製造コストの低減が期待できる。
現在，MRI 高温超電導マグネットに必要なマグネット技術開発を実施している[1]。RE(Rare Earth)Ba2Cu3O7-δ(REBCO)
高温超電導コイルにより，30～50 K の温度で運転する，冷凍機冷却方式 3-T MRI マグネットを想定したものである。MRI マ
グネットに必要な安定高磁場生成のためには，REBCO マグ
ネットを，高安定化電源駆動モードまたは永久電流モードで運転する必要がある。永久電流モード運転を行う場合，
REBCO 線材間の超電導接続技術開発が不可欠である。
REBCO 線材間の超電導接続の成功はすでに報告[2]されているが，本研究では，古河電工および東北大学が開発・検証[3,4]した接続方法により，MRI マグネットへの実装を想定し，超電導接続の性能向上を図っている。
永久電流モード運転を実現するため，超電導接続の抵抗を 1×10-12Ω未満に抑えることを目指している。REBCO 線材
を超電導接続したシングルターンループに磁場を捕捉させ，その減衰を測定することで，接続抵抗を評価[5]した。

32
R=1×101−1236.5 K, self field

0
0

10

20
30
Elapsed Time (h)Fig.2 Decay of trapped magnetic field.

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「高温超電導実用化促進技術開発／
高磁場マグネットシステム開発／高温超電導高安定磁場マグネットシステム技術開発」により委託・支援を受け実施したもの
である。
参考文献
1. http://www.nedo.go.jp/activities/ZZJP_100120.html
2. Y. J. Park, et al.: Supercond. Sci. Technol., Vol. 27 (2014)
085008
3. https://www.furukawa.co.jp/en/release/2016/
kenkai_160427.html
4. K. Takahashi, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol.
28 (2018) 4600104
5. M.J. Leupold and Y. Iwasa: Cryogenics 16 (1976) p.215
6. S. Mukoyama, et al.: J. Phys. Conf. Series, 1054 (2018)012038― 146 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p18

磁気軸受

超電導フライホイールの開発①-大荷重対応超電導磁気軸受の浮上力特性Development of Superconducting Flywheel Energy Storage System -Levitation force
characteristics of Superconducting Magnetic Bearings supporting large load宮崎 佳樹, 水野 克俊, 山下 知久, 小方 正文, 長嶋 賢 （鉄道総研）；坪内 宏和, 坂本 久樹，向山 晋一 （古河電工）；
清水 秀樹, 澤村 秀次, 小澤 孝仁 （ミラプロ）；松井 義, 土肥 哲也 （松井鋼材）；
浅野 幸雄, 風間 竜也, 福崎 翔晴 （三星工業）
MIYAZAKI Yoshiki, MIZUNO Katsutoshi, YAMASHITA Tomohisa ,OGATA Masafumi, NAGASHIMA Ken (RTRI);TSUBOUCHI Hirokazu, SAKAMOTO Hisaki, MUKOYAMA Shinichi (Furukawa Electric Co., Ltd.); SHIMIZU Hideki,
SAWAMURA Hidetsugu, OZAWA Takahito (MIRAPRO); MATSUI Yoshi, DOHI Tetsuya (Matsuikozai, Inc.);
ASANO Yukio, KAZAMA Tatsuya, FUKUZAKI Takaharu (Mitsuboshi Co., Ltd.)E-mail: miyazaki.yoshiki.23@rtri.or.jp
1．はじめに
我々は RE コイルと RE バルク体を組み合わせたフライホイ
ール蓄電装置（FESS）向け高温超電導磁気軸受（SMB）の開発を進めている。山梨県米倉山太陽光発電所に併設された
電力貯蔵技術研究サイトの FESS の実証機では SMB で質量4,000 kg のフライホイールの安定浮上の実証試験に取り組んでいる[1]。FESS のさらなる蓄電容量向上にむけ 147 kN の浮上力を発生可能な SMB を開発した[2]。本発表では，開発した超電導磁気軸受の浮上力（クリープ）特性および，断熱荷重支持材の信頼性確認結果について報告する。

Load cell

SMB supports

Bellows

REBCO bulks

REBCO coils
Inner vessel
Outer vessel

Fig. 1 Schematic of experimental set up for the SMB.

2．SMB 浮上力(クリープ)特性
Fig. 1 に SMB 評価装置の構成を示す。高温超電導コイルと高温超電導バルクの反発力は上部のロードセルにて測定した。また，超電導バルク-コイルの反力は 4 組の断熱荷重支持材を介して外槽容器で支持する構造となっている。
超電導バルク体で発生するクリープ現象の初期特性を把握するため，通電電流 151 A，発生荷重 148 kN 超で開始し，通電電流を 8 時間一定保持する試験を 2 回実施した(Fig. 2)。
Fig. 2 より，2 回のクリープ特性は同様な特性を示し，再現性の良いデータが確認できた。8 時間後の荷重減衰は 2%以下であり，図中の拡大グラフでもわかるように荷重は時間の経過とともにほぼ同様に低減する傾向も確認された。荷重減衰の原因を超電導バルク体に対する磁場侵入とし，磁場侵入と浮上力の関係および超電導バルク体表面に流れる遮蔽電流密度の低下特性を考慮し，実験結果をフィッティングすると，荷重減衰は 1 ヶ月で 3%，1 年でも 4%程度と試算された。超電導フライホイールは浮上高さを超電導コイルへの通電電流で制御するため，今回の試験結果から，大荷重化しても制御（荷重減衰の補完）が可能と考えている。

今後は，実運用条件を想定した繰返し励消磁，長時間連続浮上試験など，超電導フライホイールのコア技術である
SMB の信頼性および耐久性評価を加速・継続して実施予定
である。

1st

1st
2nd

Fig. 2 Experimental result of the SMB levitation force
as a function of the time.

BeforeAfter

Stress [MPa]3．断熱荷重支持材の引張荷重特性
断熱荷重支持材は断熱性と耐荷重特性を両立する必要があるため，熱絶縁特性と引張強度に優れるアルミナ繊維複合材(AFRP)を採用している。147 kN 浮上時に断熱荷重支持
材が受け持つ反力は 36.8 kN/本となるが，98 kN/本まで弾性変形領域として使用可能であることを実験的に確認し，安全率 2.7 を有することを確認済みである[3]。
今回 SMB 大荷重浮上力試験後，断熱荷重支持材単体の引張試験を実施した。FRP は一般に低温で剛性が増加する
ことから，常温試験は安全側の評価法である。Fig. 3 に SMB
浮上力試験前後の応力-歪線図を示す。試験前後で弾性率は変化なく，今回の試験で劣化はないことを確認した。

2nd

Strain [%]Fig. 3 Experimental stress-strain diagram of the SMB support.
参考文献[1] T. Yamashita, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 96(2018) p. 138.
[2] Y. Miyazaki, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 96(2018) p. 140.
[3] Y. Miyazaki, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 95(2017) p. 168.

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第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p19

磁気軸受

超電導フライホイールの開発②－超電導磁気軸受の信頼性耐久性評価装置の設計－
Development of Superconducting Flywheel Energy Storage System–Design of test machine for reliability and durability of Superconducting Magnetic Bearing澤村 秀次，小澤 孝仁，清水 秀樹（ミラプロ）；山下 知久，宮崎 佳樹，水野 克俊，小方 正文，長嶋 賢（鉄道総研）；
坪内 宏和，坂本 久樹，向山 晋一（古河電工）；柴崎 康司，立石 仁，谷口 学（丸和電機）
SAWAMURA Hidetsugu, OZAWA Takahito, SHIMIZU Hideki (MIRAPRO); YAMASHITA Tomohisa, MIYAZAKI Yoshiki,
MIZUNO Katsutoshi, OGATA Masafumi, NAGASHIMA Ken (RTRI); TSUBOUCHI Hirokazu, SAKAMOTO Hisaki,
MUKOYAMA Shin-ichi (Furukawa Electric); SHIBASAKI Koji, TATEISHI Hitoshi, TANIGUCHI Manabu (Maruwa Electronic Inc.)
E-mail: sawamura@mirapro.co.jp
1．はじめに超電導フライホイール蓄電システムの貯蔵エネルギー増にむけコア技術の超電導磁気軸受（SMB）の大荷重化の開発を進めている[1]。その信頼性および耐久性を加速試験的に検証可能な専用の SMB 信頼性耐久性評価装置（以下，評価装置と称する）を導入し，コア技術の SMB の強度余裕や寿命に関する検証試験を進めていく計画があり，現在その評価装置の概略設計検討を進めている。ここでは，当社が主体で現在検討中の評価装置の設計について紹介する。
2．超電導フライホイール用 SMB の役割と要求事項
Fig.1 にフライホイール蓄電システム（FESS）の原理を示す。
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機械式バッテリーである。
超電導フライホイール蓄電システムのコア技術は SMB で，回転軸側に高温超電導バルク体を、軸受側に高温超電導コイルを用いて非接触支持する軸受であり，負担可能な荷重の大きさに比べて軸受構造が小型という特徴がある。
20 年超の期待寿命に対し経験する充放電（回転数の上昇・下降）回数は，数十万回から数百万回と試算される[2]。
超電導フライホイールの実用性を検証するためには Fig.3のような多数回の回転数の上昇・下降を繰り返しても SMB が安定浮上・安定回転可能なことを実証することが不可欠である。
3．SMB 評価試験装置のコンセプト
本評価装置に求められる要件（機能）は以下のとおり①短時間で回転数を上昇・下降させ促進劣化検証が可能②前項に加えて運用想定浮上力（バイアス荷重）を付与可能③回転軸の振動振幅を任意に設定でき耐振性の評価可能
4．SMB 評価試験装置の設計の考え方
上記 3 項を満足する評価装置イメージを Fig.3 に示す。
評価装置は SMB を上下に対向させて， 回転軸に発生荷重を与えるもののその荷重（浮上力）は相殺される構造を基本とし，回転軸の駆動モータは装置中央に配置する構成とした。
駆動モータは数十 Pa 程度の希薄ガスヘリウム雰囲気で，連続運転可能な方式を選定する考えである。
また，この評価装置では，SMB による浮上トラブル時の安全装置である着地軸受の性能評価も合わせて実施できる構造とする設計である。
今回検討した設計諸元の詳細については当日報告する。
5．今後の予定
今回の検討結果をベースに、評価装置の詳細設計検討を進め，SMB の信頼性および耐久性評価に供し，強度余裕や寿命に関するデータベースを構築していく考えである。

Fig. 1 Schematic representation of FESS operating principles
One cycle

High speed revolution

Low speed revolution

Fig. 2 Schematic of SMB test machine operation
SMB for load
(Upper side)
Rotation shaft

Drive motor

Frame

Touchdown bearing
SMB for evaluation(Lower side)

Fig.3 Schematic of SMB test machine image
参考文献[1] Y. Miyazaki, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 95(2017) p. 168.
[2] H. Shimizu, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 95(2017) p. 165.

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第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p20磁気軸受

立方体バルクで構成した集積型磁気軸受の検討.
Study of integrated magnetic bearing constructed in cubic bulks.
山岸 一人（横浜国立大学）
YAMAGISHI Kazuhito (Yokohama National University)
E-mail: yamagishi-kazuhito-sd＠ynu.ac.jp
1．はじめに超伝導バルクは，その基本的特性である特異な捕捉磁束性能の劣化を伴う形状加工を行わずに，円柱形状で用いられることがほとんどであったが，最近では様々な加工が考えられている[1]．本来，応用機器への組み込みを考えた場合，それぞれの用途に合わせてバルクの形状をカスタマイズする必要があり，特にその最大メリットである捕捉磁束特性の劣化を極力抑えることが非常に重要であると考えられる．その取り組みとして，私たちは複数個の立方体バルクを使った集積型磁気軸受を提案しており，その簡易モデルを使った設計手法について検討を行っている[2]．これは，性能の異なる立方体バ
ルクの配置構成によって，最適な軸受け面を構成することを目標としているものであり，磁気特性のばらつきなどによる回
転軸の軸ぶれやそれに伴う回転損失等を考慮し，複数の小さな基本単位バルクを最適に組み合わせることによってその損失抑制が可能かどうかの検討を行っている．
2．立方体バルクによる集積型磁気軸受の基本モデル
この集積型軸受け面の構成に，我々は表 1 に示すような
緒元の円柱型バルクから切り出して作った立方体型バルクを基本単位として使用した．1 辺 10mm 角の立方体形状に切り出されたバルクは，それぞれ浮上体として使用する永久磁石（PM）によって FCM した後に，立方体バルク表面の中心捕捉
磁束密度（Btc）の測定を行った．その測定結果を表 2 に示す．
この表中の中心捕捉磁束密度を各立方体バルクの基本性能値として，後述する最適計算に用いることとした．次にこれらの基本単位となる立方体バルクを集積し構成する基本モデル
を図 1(a)に示す．以前検討したモデルは 3×3 の正方形配置
パターン１面を立方体バルクで構成したもので，9 個の立方体バルクを使用した．今回の基本モデルは，3×3 の正方形配置
パターンを上下 2 面に用いるものとした．図 1(a)で示される通り駆動軸を通すために中心ブロックを除いて 8 個の立方体バルクで構成するものとした．図 1(b)で示すように上部・下部のパーツは，それぞれ表 2 で示される 16 個の立方体バルクで構成し，この配置パターンによって浮上体の中心軸に対する傾きをコントロールする．ここで破線で示されたのは，PM による着磁が行われる部分である．
3．最適計算による比較検討
今回の検討では，準備した立方体バルクの個数に限りがあり，上下パーツ両方を最適にするには十分でなかったため，
下部パーツを優先して最適化を行うこととした．最適計算のフローチャートを図 2 に示す．この計算は，配置されたバルクの位置ごとに，PM による着磁および隣接するバルクによる影響を考慮して磁界計算を行い，各辺毎の合成磁界（Bt_syx,y）を求める．この辺毎の合成磁界の大きさの違いが浮上体の傾きにつながるとし，その傾きBx, By を制約条件として最適な配置を求めた．今回行った計算では，傾きが小さい|Bx, y | < 1 の場合と傾きが大きい|Bx, y | < 5 の場合の計算を行い比較した．
以上，詳細な結果については，講演当日に報告する．
謝辞
本研究は，JSPS 科研費 JP16K06211 の助成を受けたものです．

Table 1. Specification of HTS Cylindrical type Bulks and PM.
Diameter Thickness Btrap
Jc
Bulk
Material
n value
(mm)
(mm)
(T)
(A/m2)
20
Bu1 Gd-Ba-Cu-O
34.4
10.4
1.164 6.84 × 107
20
Bu2 Gd-Ba-Cu-O
33.5
11.1
0.872 4.74 × 107
20
Bu3 Gd-Ba-Cu-O
32.4
10.5
0.871 5.19 × 107
20
Bu4 Gd-Ba-Cu-O
31.7
10.75 0.844 4.82 × 107
PM
Nd
30.0
10.0
0.309
-

Cube
bulk
Cb11
Cb21
Cb31
Cb41

Table 2. Specification of HTS Cubic type Bulks.
Cube
Cube
Cube
Btc
Btc
Btc
(T)
(T)
(T)
bulk
bulk
bulk
0.125 Cb12 0.130 Cb13 0.129 Cb14
0.106 Cb22 0.106 Cb23 0.095 Cb24
0.124 Cb32 0.122 Cb33 0.120 Cb34
0.093 Cb42 0.100 Cb43 0.091 Cb44

Btc
(T)
0.114
0.103
0.121
0.096

Fig.1 Basic arrangement pattern of magnetic bearings by cubic bulk.
3×3 square arrangement pattern.

Fig. 2 Flowchart for optimal placement calculation.

参考文献
1. S. Nariki at al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol.26,
Issue.3, 7200404, doi: 10.1109/TASC.2016.2537382.
2. K. Yamagishi.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol.95(2017), p.132.

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第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p21

磁気軸受

補助リング磁石を追加した超伝導ステータの浮上特性
Levitation characteristics of superconducting stators with additionof a ring-shaped magnet
二村 宗男（秋田県立大）FUTAMURA Muneo (Akita Pref. Univ.)
E-mail: futamura@akita-pu.ac.jp

2．水平方向の磁気力測定と結果
実験装置の概略図を Fig.1 に示す．バルク超伝導体（新日鉄 QMG-DyBaCuO, φ32mm, 5mm）下部にリング永久磁石を取り付けることで超伝導ハイブリッド固定子を形成している．
断熱容器内で超伝導体上 5mm の位置に浮上用永久磁石(φ10mm，5mm，2.85g)を固定した状態で，液体窒素によって超伝導固定子を冷却した．その後，浮上磁石を水平方向に移動しながら，作用する磁気力をデジタルフォースゲージで測定した．
水平方向磁気力の測定結果を Fig.2 に示す．超伝導体のみの固定子の場合と，超伝導体下部にリング磁石 A(外径 30mm，内径 25 mm，高さ 9 mm)を追加したハイブリッド固定子の場合である．この値を積分して磁石を水平方向に移動するための位置エネルギーを算出したところ，位置エネルギーは，超伝導体単体の場合は x=13 mm 付近でピークとなり，それよ
りも外に移動すると減少，つまり磁石ははじき出されることにな
るが，リング磁石を付加した固定子の場合は 30mm を超えても増加の傾向を示した．リング磁石の付加によって復元力が作用する範囲は 2 倍以上に広がり，その最大位置エネルギーの値は 3 倍程度に増加した．

によってさらに磁気剛性は増大するため，超伝導体単体の固定子に比べて大きく増大することになる．
以上のように，超伝導磁気浮上にリング状永久磁石を付加することによって，水平方向，鉛直方向ともに安定性を向上することが確認された．リング磁石のサイズをさらに詳細に検討することで最適設計が可能となる．
参考文献
1. M. Futamura, et al.: Journal of Physics: Conference Series,
1054 (2018), 012088

Fig. 1. Schematic diagram of measuring apparatus forhorizontal magnetic force of the magnet andsuperconducting stator.
S.C.
S.C. + Type A

0.5

Magnetic force F [N]1．はじめにバルク超伝導体を用いた磁気浮上技術は，接触摩擦によるエネルギーロスが無いことから高効率な機械システムとして有望である．磁気浮上システムは，外乱に耐えて大きな重量を支えるために磁気剛性を高めることが重要である．我々はこれまで，超伝導磁気浮上の高剛性化，高性能化を目指して，
超伝導ステータにリング状永久磁石を組み合わせたハイブリッドステータを提案した[1]． 提案したハイブリッドステータの
水平方向，鉛直方向の磁気力を測定し，浮上特性の評価を行ったので報告する．

0

-0.5

4．まとめ
バルク超伝導体を用いた磁気浮上において，超伝導体下部にリング永久磁石を付加したハイブリッド固定子の磁気力を調べた．水平方向は安定浮上する範囲が 2 倍以上に広がり，
位置エネルギーの値は 3 倍に拡大したことから，浮上磁石の水平方向安定性は増し，脱調する危険が小さくなる．鉛直方向については，リング磁石の追加によって磁気剛性が一定量増加し，またリング磁石による引力で浮上高さが低くなること

-30

-20

-10

0

10

Displacement x [mm]2030Fig. 2. Horizontal magnetic force of the magnet above various
stators.
S.C.
S.C. + Type A
S.C. + Type B
S.C. + Type C

0.5
Magnetic stiffness -dF/dz [N/mm]

3．鉛直方向の磁気力測定と結果
鉛直方向の磁気力の測定結果から求めた磁気剛性をFig.3 に示す．超伝導体に付加するリング磁石（内外径は前述の A と同じ）を，高さの異なる 3 種類（A：9 mm，B：13 mm，C：
18 mm）を超伝導体と組み合わせた．いずれのリング磁石を追加した場合にも，超伝導体単体の場合より磁気剛性は増加し，リング磁石の高さに依存せず１直線上にプロットされている．リ
ング磁石付加によって，磁石高さには依存せず，磁気剛性が一定量向上することが確認された．しかし高さが大きいリング
磁石を用いるほうが，浮上磁石を引き付ける力が大きいため浮上高さは低くなり，そのため，浮上位置における磁気剛性
はさらに増大することになる．

0.4
0.3
0.2
0.1
0

4.5

5
Displacement z [mm]5.5

Fig. 3. Vertical magnetic stiffness of the levitating magnet foreach stator type.

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第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p22

電力応用

無絶縁 REBCO パンケーキコイルの超電導電力貯蔵装置(SMES)への応用可能性に関する検討
Evaluation on Applicability of No-Insulation REBCO Pancake Coilto Superconducting Magnetic Energy Storage
金原 徹郎，市川 哲理，柿本 雄太，尾下 遥，石山 敦士(早稲田大学)
KINPARA Tetsuro, ICHIKAWA Tetsuri, KAKIMOTO Yuta, ONOSHITA Haruka, ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.)
E-mail: atsushi@waseda.jp
表 1 無絶縁 REBCO パンケーキコイルの諸元
Table1. Specification of NI REBCO pancake coils
Overall width [mm]
4.02
REBCO
conductor
Overall thickness [μm]103i.d; o.d [m]1.000; 1.021
Height [mm]4.02
NI CoilNumber of Turns
100
Inductance [H]0.0335

1．はじめに超電導電力貯蔵装置（SMES）は、電気エネルギーを磁気エネルギーとして貯蔵する装置であり、長寿命かつ大電力の瞬時応答が可能だが、貯蔵密度が極めて小さい。
無絶縁コイル（以下「NI コイル」）は、二律背反の高電流密度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。直流応用のみが想定される NI コイルを SMES にも応用できれば、高電流密度により高貯蔵密度を達成できる可能性がある。しかし、NI コイルでは充放電時に電流が径方向に流れ
ジュール損失が発生する。そこで、NI コイルの欠点である損失と利点である熱的安定性の層間電気抵抗値への依存性を定量的に求め、SMES への適用性を評価したので報告する。
2．解析方法解析で用いたコイルの諸元を Table.1 に示す。運転温度は20K を想定した。通電電流最大値を 540A、最小値を 420A とし[1]、一定電力での充放電制御を仮定のもと、Fig.2 の 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て解析を行った[2]。このとき、層間電気抵抗値を 70μΩ•cm2〜70Ω•cm2 の範囲で変化させ、充放電周期については負荷変動補償を想定した 18 秒とした。
3．解析結果
絶縁コイル及び NI コイルに貯蔵されるエネルギーの時間変化を Fig.3 に示す。NI コイルでは層間電気抵抗値が小さいほど、貯蔵エネルギーの最大値と最小値の幅が小さくなって
いき、充放電動作に追従できなくなっていることがわかる。層間電気抵抗値と効率及び局所的常電導転移発生 0.1 秒後の温度上昇の関係を Fig.4 に示す。層間電気抵抗値が 100mΩ
•cm2 以下となると効率は急激に低下し、さらに抵抗値が低くなると貯蔵装置として機能しない。一方、100mΩ•cm2 以上となると、温度上昇が急激に増加し安定性が保たれなくなることがわかる。
このことから、本対象コイルでは層間電気抵抗値が 100mΩ
•cm2 程度の場合において、絶縁と無絶縁のそれぞれの利点である高効率と高熱的安定性を両立できると考えられる。コイ
ルに無絶縁巻線方式を採用し層間電気抵抗値の最適化制
御を施すことで、高貯蔵密度、高効率、高熱的安定性を兼ね備えた SMES を実現できると考えられる。
本研究は科研費挑戦的萌芽研究(No.16K14220)によった。

図 2 PEEC モデル
Fig.2 Partial Element Equivalent Circuit Model

図 3 絶縁コイル及び NI コイルにおける貯蔵エネルギー
Fig.3 Stored Energy in Insulation coil and No-Insulation Coil

参考文献
1. A.Ishiyama, et al.: TEION KOGAKU, vol. 48, no. 4, 141150, 2013
2. T.Wang, S.Noguchi, et al.: IEEE Trans. Applied
Supercond., vol. 25, no. 3, 2015

― 151 ―

図 4 層間電気抵抗と効率及び温度上昇
Fig.4 Efficiency and temperature increaseat each Turn-to-turn electrical resistance

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p23

電力応用‫ߴڃ‬Թ௒ిಋి࣓ྗฏߧϔϦΧϧίΠϧͷ։ൃ
1 1T T
級高温超電導電磁力平衡ヘリカルコイルの開発ʕઢࡐ௕खํ޲ͻͣΈ෼෍ʹର͢ΔྟքిྲྀධՁʕ
―線材長手方向ひずみ分布に対する臨界電流評価―

Developmentof the1 T1class
HTS
force-balanced
helicalcoils:
CriticalDevelopmentof theT class
HTS
force-balanced
helicalcoils:
Criticalcurrent
currentevaluationofthestraindistribution
inthelengthdirectionofthehelicalwindings
evaluation of the strain distribution in the length direction of the helical windings‫ ాח‬ଠཅɼೋϊ‫ߊ ٶ‬ɼ໺ଜ ৽Ұ (໌࣏େ)ʀ୩֋ ߶ (্ஐେ)ʀதଜ ෢߃ (‫ژ‬େ)ʀྗੴ ߒ޹ (NIFS)
KAMADA Hiroharu, NINOMIYA Akira, NOMURA Shinichi (Meiji Univ.); YAGAI Tsuyoshi (Sophia Univ.);
NAKAMURA Taketsune (Kyoto Univ.); CHIKARAISHI Hirotaka (NIFS)

E-mail: kamada@meiji.ac.jp͸͡Ίʹ௒ిಋίΠϧͷߴ࣓৔Խʹ͓͍ͯɼ෇ਵͯ͠ੜ͡Δ‫ڧ‬େͳి࣓ྗ͕‫ר‬ઢʹଟେͳෛ୲Λ༩͑ɼ௒ిಋઢࡐͷੑೳΛ௿Լͤ͞ΔՄೳੑ͕͋Δɽ͜ͷి࣓ྗΛஶ͘͠௿‫͖Ͱݮ‬Δ‫ר‬ઢํࣜʹి࣓ྗฏߧϔϦΧϧίΠϧʢforce-balanced
helical coils, ҎԼ FBCʣ͕͋Δ [1]ɽචऀΒ͸͜ͷ FBCͷ‫ר‬ઢࡐྉʹ REBCO ઢࡐͷద༻Λ‫ݕ‬౼͓ͯ͠Γ [2]ɼ͜
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૝ఆ͞ΕΔɽ͜͜Ͱ͸͜ΕΒͷෳ߹త‫ͣͻ͛ۂ‬Έͷઢࡐ௕खํ޲࣠੒෼ͷͻͣΈʢҎԼɼҰ࣠ͻͣΈʣʹண໨͠ɼ͜
ͷҰ࣠ͻͣΈ෼෍ʹର͢Δ Ic ͷධՁํ๏͓Αͼෳ߹‫͛ۂ‬ࢼ‫ʹݧ‬ΑΔ‫͍ͯͭʹূݕ‬ใࠂ͢ΔɽຊߨԋͰ͸ REBCO ઢࡐͷ୹ईࢼྉΛ༻͍ͯ͜ΕΒͷͻͣΈ෼෍ʹର͢Δ Ic ಛੑΛௐࠪͨ݁͠Ռ΋߹Θͤͯใࠂ͢Δɽຊ‫ڀݚ‬͸೔ຊֶज़ৼ‫ڵ‬ձͷՊֶ‫ڀݚ‬අॿ੒ࣄ‫ۀ‬ʢ‫ج‬൫‫ݚ‬‫ڀ‬ʢBʣ16H04321ʣͷॿ੒Λड͚࣮ͯࢪ͞Εͨ΋ͷͰ͋Δ.
YBCO tape
0.2 mm13
layers(a)ෳ߹ͻͣΈʹର͢Δ Ic ධՁํ๏REBCO ઢࡐͷҰ࣠ͻͣΈʹର͢Δ Ic ͷՄ‫ٯ‬తɾෆՄ‫ٯ‬తͳ௿Լ͸࣍ࣜͷ༷ͳ΂͖৐ଇͰ‫ه‬ड़͞ΕΔ [5]ɽ(1)͜͜Ͱɼa ͸ͻͣΈ‫ײ‬डੑɼε ͸ෛՙͻͣΈɼεm ͸ϐʔΫҐஔͰͷͻͣΈͰ͋Γɼa ͱ b ͸ઢࡐ‫ݻ‬༗ͷ΋ͷͰࢼ‫݁ݧ‬Ռ͔ΒϑΟοςϯά͢Δ͜ͱͰ‫ٻ‬ΊΒΕΔɽୠ͠ɼԹ౓Ұఆɼ֎෦࣓৔ͳ͠ɼ‫ػ‬ցతͳ஄ੑྖҬͰɼIc ͕Մ‫ٯ‬తʹ௿Լ͢ΔͻͣΈྖҬͰ੒Γཱͭ৚݅Ͱ͋Δ͜ͱ͕લఏͰ͋Δ͜ͱʹཹҙ͞Ε͍ͨɽ
FBC Ͱ͸ͦͷ‫ܗ‬ঢ়ʹ‫ى‬Ҽͨ͠ FW ‫ͣͻ͛ۂ‬Έʢε(r) ʣɼ
EW ‫ͣͻ͛ۂ‬Έʢε(ρ) ʣ͕ಉ࣌ʹҹՃ͞Εɼෳ߹‫ͣͻ͛ۂ‬ΈͷҰ࣠ͻͣΈ͸ Fig.1(b) ͷΑ͏ͳ෼෍ͱͳΔɽ͜ͷΑ͏ͳҰ࣠ͻͣΈ෼෍Լͷ Ic ͸ࣜʢ1ʣͰ༩͑ΒΕΔؔ਺Λઢࡐ෯ํ޲Ͱฏ‫ͨ͠ۉ‬஋ͱߟ͑ΒΕΔ [5]ɽैͬͯɼFBCͷ‫ॴہ‬తͳ Ic ͸ ε(r) ‫ ͼٴ‬ε(ρ) ʹΑΓ͔࣍ࣜΒਪఆͰ͖Δ
ͱߟ͑ΒΕΔɽ

Ic(r,ρ) =� εw(r,ρ)Ic(ε)
dεε−w(r,ρ) εw(r,ρ) − ε−w(r,ρ)

0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
−0.1
−0.2
0

����,��
���,��

the length dir.

60
120
Poloidal angle θ (deg.)

180

(b)

Fig. 1. Schematic illustration of a 1 T class hightemperature superconducting force-balanced helical coils,
and the strain distribution in the length direction of thehelical windings.

ࢀߟจ‫ݙ‬(2)

͜͜Ͱɼr ͸ FW ‫͛ۂ‬൒‫ܘ‬ɼρ ͸ EW ‫͛ۂ‬൒‫ܘ‬ɼε−w(r,ρ)‫ ͼٴ‬εw(r,ρ) ͸ઢࡐ྆෯ʹ͓͚ΔҰ࣠ͻͣΈΛද͓ͯ͠Γɼε(r) ͸ FW ‫͛ۂ‬൒‫ ܘ‬r ͱઢࡐஅ໘ͷதཱ͔࣠Βઢࡐද໘·Ͱͷ‫ ཭ڑ‬d Ͱɼερ) ͸ EW ‫͛ۂ‬൒‫ ܘ‬ρ ͱઢࡐ෯௕ w ʹΑΓ༩͑ΒΕΔ͔ΒɼҰ࣠ͻͣΈͷ߹‫ܭ‬͸࣍ࣜͰද͞ΕΔɽ

⎧
d −w
⎪
⎪
⎨ ε−w(r,ρ) = +
r
2ρ
w
d
⎪
⎪
⎩ εw(r,ρ) = +r2ρ

Edgewise bending

0.18 m0.3 m

2

Ic(ε) /Ic,max = 1 − a|ε − εm |b

Flatwise bending

5 mm

FW+EW bending strain (%)

1

(3a)

[1] S. Nomura et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. vol. 14, no. 2, pp. 709-712, Jun. 2004
[2] Y. Kimura et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. vol. 26, no. 4, Jun. 2016, Art. no. 4202104[3] D C van der Laan et al.: Appl. Phys. Lett. 90 (2007)
052506 (3pp)[4] M. Sugano et al.: Physica C 463-465 (2007) 742-746[5] D C van der Laan et al.: Supercond. Sci. Technol. 21 (2008) 115002 (6pp)(3b)― 152 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p24

電力応用

新幹線用周波数変換装置への超電導限流器の導入可能性検討
Feasibility Study on the Application of Superconducting Fault Current Limiters to Electric
Frequency Converters of Shinkansen
赤堀 貴広, 寺尾 悠, 大崎 博之（東大）
AKAHORI Takahiro, TERAO Yutaka and OHSAKI Hiroyuki (Univ. of Tokyo)
E-mail: Akahori@ohsaki.k.u-tokyo.ac.jp
1．はじめに電源周波数の異なる地域を縦断するような新幹線のき電系には, 周波数変換装置（FC）によって 50 Hz から 60 Hz に変換を行うものがある。FC には回転機を回して周波数変換を行う回転形 FC と半導体素子を用いた静止形 FC がある。近年
ではメンテナンス等における利点から後者の需要が高まっており, 導入が進んでいる。[1]しかし, 静止形 FC は従来の回転形 FC と比べて過電流に対する耐性が低いため[1], 超電導限流器（SFCL）を導入したシステムを検討する。本講演では, SFCL 導入による静止形 FC の事故電流限流効果をシミュ
レーションによって解析し, その結果を報告する。

3．解析結果SFCL 導入前の FC 電流の解析を行った結果, 最大 46.7
kA となり, 最大許容電圧 9.8 kA を大きく超えた。
SFCL をそれぞれ A, B, C 点に導入した時の最大電流をFig.2 に示す。C, B, A 点の順に限流効果が大きい。これは以下のように説明できる。平常時の負荷電流は A 点では変電所
A～C の負荷電流の合計, B 点では変電所 B, C の負荷電流の合計, C 点では変電所 B 直下の負荷電流のみとなるが, 短
絡時にはどの導入位置でも変電所 B の短絡電流が支配的となる。よって, C 点, B 点, A 点の順に短絡電流と最大負荷電流(および臨界電流)との比が大きくなるため限流効果もこの順に大きくなる。C 点に SFCL を導入することによって短絡電流を最大許容電流以下に抑えることができる。各導入位置,

154kV/22kVFC

A

Frequency converter:
60MVA×2
22kV/77kV

B

77kV, 60Hz

Power line A

Power line B

Substation A:
80.5kV/60kV×2
Feeder line
Trolley line
Rail

C

Fault

M

T

Power line C
Substation B:
80.5kV/60kV×3
track section
cabin

Substation C:
80.5kV/60kV

M

T

Fig.1. Electric circuit model.

Current [A]

25
20
15
10
5
200

700
A

B

1200
1700
Wire length [m]CMax. allowable current

Fig.2. Max. current at frequency converter.
1000

Temperature [K]2．解析方法とモデル
Fig.1 に示す新幹線電力系統を模擬した電気回路モデルを用いて, SFCL 導入前後で FC に流れる電流を計算することによって事故電流限流効果の検討を行う。SFCL 導入位置はFig. 1 の A, B, C 点を想定する。FC の最大許容電流は 2.2
pu を想定して 9.8 kA とする。短絡地点は Fig.1 の Fault の位置を想定し, 解析において B 点では Power line B, C 点では
Substation B の T 座の SFCL のみを考慮する。線材一本当たりの臨界電流は 313 A とし, 各点での SFCL の臨界電流は最大負荷電流の 1.2 倍として, A 点で 6886 A, B 点で 1252 A, C
点で 939 A とする。0.2 s 短絡, 0.3 s き電回路 B 遮断, 0.75 s
再閉路, 0.85 s 再遮断とした。
SFCL は冷却能力向上のために巻線間にスペーサーを持
つ bifilar コイルを想定する。1 コイルあたりの線材長は 27m とする。線材を並列に複数本まとめ, それが巻かれたコイルを所定の線材長, 並列数となるように直列または並列に接続する。[2] (全体の並列数=線材並列数×コイル並列数)冷却に必
要な線材長の検討のため, コイル並列数はパラメータとする。
SFCL の電気特性は式(1)で表す。
� �
� �� � � �� � � �� � � � ��
��
�
��
… �1�
� � ����� ������ ���� � � �� � � � ���� � ������� � � ��� �������
ただし, Ec は 1 μVcm-1, IC は臨界電流, n は n 値(= 30), ｌ
は線材長, TC は臨界温度(= 90 K), ICmin は臨界電流の分布の最小値[3], m は 5, ρは線材の常電導抵抗とする。

～ Power source: 154kV, 50Hz

800
600
400
200
0
200

700

A (1coil)

1200
Wire length [m]A (12 coil)
A (24 coil)B (2 coils)

B (4 coils)

C (1 coil)1700
B (1 coil)C (3 coils)

Fig.3. HTS tapes temperature at the time of interruption.
コイル並列数でのき電回路 B 遮断時の SFCL 最大線材温度を Fig.3 に示す。線材長 1600 m では, C (1 coil), C (3 coil)ともに最大温度は 300 K 以下に抑えられ, 安全に運用可能となる。論文[2]と同様に外径 50 cm, 幅 5 cm のコイルを, 並列では 1 cm, 直列では 5 cm 間隔で接続すると仮定すると, SFCLのサイズは外径 50 cm で長さは C (1 coil)で 595 cm, C (3 coil)
で 1315 cm と概算できる。(クライオスタットを除く) ただし, この線材長では再閉路時には使用後の SFCL が常電導状態にあるため, 予備の SFCL を用意する必要がある。その場合, この電力系統において必要な SFCL 個数は合計 9 (6+予備 3)となる。
参考文献
1. T. Shimizu, et al.: The 2018 International PowerElectronics Conference (2018) p.1803
2. H.P. Kraemer, et al.: Physics Procedia, Vol. 36 (2012)
p.921
3. I. Falorio, et al.: Journal of Physics: Conference Series,
Vol. 507 (2014), 022004― 153 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p25

電力応用ബບ‫ܕ‬௒ిಋ‫ྲྀݶ‬ૉࢠ༻Թ౓ɾిҐࠩ෼෍ಉ࣌ଌఆ૷ஔͷ։ൃ
Development of Temperature and Voltage Coincidental Measuring Setup
for Thin Layer Type Supercouducting Fault Current Limiting Device
宮野‫ٶ‬໺将希,ক‫ر‬,星野੕໺勉(明星大)ษ (໌੕େ)MIYANO
Masaki,HOSHINO(MeiseiUniv.)
Univ.)HOSHINOTsutomu
Tsutomu (Meisei
MIYANO
Masaki,E-mail:15t3046@stu.meisei-u.ac.jp
E-mail:15t3046@stu.meisei-u.ac.jp
1. ͸͡Ίʹ

౰‫Ͱࣨڀݚ‬͸, ബບ‫ܕ‬௒ిಋ‫ྲྀݶ‬ૉࢠͷԹ౓ɾిҐࠩ෼෍Λಉ࣌ʹଌఆ͢Δ૷ஔͷ։ൃΛߦ͍ͬͯΔ [1]ɻઌߦ
‫ʹڀݚ‬Αͬͯ, YBCO ബບૉࢠͷ௨ిํ޲ͷిҐࠩ෼෍͔Β,‫ྲྀݶ‬ಈ࡞࣌ͷԹ౓্ঢΛਪఆ͕ࣜఏҊ͞Ε͍ͯΔ [2]ɻਪఆࣜΛ༻͍Δʹ͸, Ұ୴Թ౓ͱిҐࠩΛಉ࣌ଌఆͯ͠, ύϥϝʔλಉ(a) Used potential probeఆΛ͢Δඞཁ͕͋Δɻͦ͜Ͱ, Թ౓ϓϩʔϒͱిҐϓϩʔϒΛ؆ศʹηοςΟϯάͰ͖Δ࣏۩Λ։ൃͨ͠ɻࣨԹʹ͓͚Δ༧උ(b) New potiential probe

Fig.1 Developped potential proveࢼ‫ʹݧ‬͸੒ޭͨ͠ [3] ͕, ӷԽ஠ૉΨεਁ௮ྫྷ٫தͰ͸, Թ౓ଌఆʹ໰୊͕ੜͨ͡ͷͰ, ͦͷ֓ཁΛใࠂ͢Δɻ
2. ϓϩʔϒͷ։ൃͱࣨԹ༧උࢼ‫ݧ‬

Fig. 1(a) ʹैདྷ࢖ΘΕ͍ͯͨిҐϓϩʔϒΛࣔ͢ɻଌఆࢼྉʹԡ͠౰ͯΔͱ, ઀৮఺͕3. ӷԽ஠ૉΨεਁ௮ྫྷ٫ଌఆࢼ‫ݧ‬ࣨԹʹ͓͚Δ༧උࢼ‫ʹݧ‬ଓ

Fig.2 Sttled potential probe on base plate
1

V2
0.5

0.5
VT2

0

0

20

t/s

40

TT2 / mV

1

V2 / VҠಈ͢ΔͷͰ Fig. 1(b) ʹࣔ͢ిҐϓϩʔϒΛ৽ͨʹ։ൃͨ͠ɻ
Fig. 2 ʹग़ʹϓϩʔϒΛ࣏۩ʹऔΓ෇͚༷ͨࢠΛࣔ͢ɻ͜ΕʹΑΓ, ిҐϓϩʔϒΛҰ౓ʹηοςΟϯά͢Δ͜ͱ͕Մೳͱ
ͳͬͨɻԹ౓ϓϩʔϒ͸, 0.3φ ςϑϩϯઈԑ෇͖ T ‫ܕ‬೤ిରΛ֎‫ ܘ‬7φ ͷςϑϩϯγʔτΛհͯ͠, ࿡֯݀෇Ϙϧτ M4 Ͱ͹ͶͷྗΛ༻͍ͯ, ଌఆࢼྉʹԡ͠෇͚ͯ‫ݻ‬ఆ͢ΔํࣜͰ͋Δɻ
։ൃ͍ͯ͠Δଌఆ૷ஔ͸, ࢿྉૉࢠͷ௨ిํ޲ʹ, 10 ྖҬͷԹ౓ͱిҐࠩΛଌఆͰ͖ΔΑ͏ʹͳ͓ͬͯΓ, ೾‫هܗ‬࿥૷ஔͰ৴߸ిѹΛ‫ه‬࿥Ͱ͖Δɻ‫ه‬࿥‫ܭ‬ͷిѹ෼ղೳ͸ 50 μV Ͱ͋ΔɻࣨԹʹ͓͚Δ༧උࢼ‫ݧ‬Λߦͬͨɻ෯ 40 mm, ް͞ 5 μm, ௕͞
200 mm ͷχΫϩϜഩΛ༻͍ͨ໛ٖૉࢠʹ, 4.5 A ͷεςοϓిྲྀ (3.08 mW/mm2 ) Λ௨ిͨ࣌͠ͷྖҬ 2 ͷిҐࠩ V2 ͱ೤‫ى‬
ిྗ VT2 ͷ࣌ؒมԽΛ Fig. 3 ʹࣔ͢ɻ50 ඵؒͰ 0.8 mV ೤‫ى‬ిྗ͕૿Ճ͍ͯ͠ΔͷͰ, ࣨԹΛԹ౓ఆ఺ͱͯ͠ 20 ্̠ঢ͓ͯ͠Γ, Թ౓ͱిҐ͕ࠩಉ࣌ʹ‫؍‬ଌͰ͖͍ͯΔ͜ͱ͕෼͔Δɻ

0

Fig.3 Meagured voltage and thermoelectromotive force of second
reagion͍ͯ, LN2 ਁ௮ྫྷ٫࣌ͷଌఆࢼ‫ݧ‬Λߦͬͨɻ24.0 A (ൃ೤ີ౓

60.6 mW/mm2 ) ͷ௨ిΛͯ͠΋, ೤‫ʹྗిى‬มԽ͸‫ݱ‬Εͳ͔ͬͨɻͦͷ‫ݪ‬Ҽʹ͍ͭͯ, ‫ݕ‬౼ͨ͠ɻςϑϩϯͷ೤ྲྀଋ཰͸, ࢀߟจ‫[ ݙ‬4] ͷද 3.5 ͔Β 0.9 W/m(76K ∼ 80 K), 4.8 W/m (80 K ∼ 100 K), GN2 ͷ೤ྲྀଋ཰͸, ࢀߟจ‫[ ݙ‬4] ͷਤ 2.36 ͔Β೤఻ಋ཰ΛಡΈऔͬͯ‫͢ࢉܭ‬Δͱ, 23
mW/m (77K ∼ 80 K), 0.17 W/m (80 K ∼ 100 K) Ͱ͋Δɻςϑϩϯͷް͞Λ 2 mm ͱ͢Δͱ, ೤ྲྀଋີ౓͸, 0.45 mW/mm2 (ςϑϩϯ, 76K ∼ 80 K) ͱ‫ੵݟ‬΋ΒΕΔͷͰ, ൃ೤ີ౓ΑΓখ͍͞ɻ͜ͷͨΊ, ໛ٖૉࢠ͸Թ౓্ঢ͍ͯ͠ΔͱΈͳͤΔɻ·ͨ,ࠓճͷධՁ͔Β, ‫ݸ‬ମΑΓ΋‫ؾ‬ମͷํ͕೤఍߅͕େ͖͍͜ͱ͕෼͔ͬͨɻ਺ճͷ೤αΠΫϧͷ‫ޙ‬, ໛ٖૉࢠΛऔग़ͯ͠ΈΔͱ, Fig. 4 ʹࣔ͢ిҐϓϩʔϒͷ઀৮ՕॴʹϓϩʔϒΤοδʹΑΔͱߟ͑ΒΕΔই͕ೖ͍ͬͯͨɻ͜ͷͨΊ, ໛ٖૉࢠ಺ͷిྲྀ෼෍͕มΘΓ, ೤ిର෦෼Ͱͷൃ೤͕গͳ͘ͳͬͨͱ΋ߟ͑ΒΕΔɻࠓ‫ޙ‬,ిҐϓϩʔϒ‫ܗ‬ঢ়Λվྑ͢Δ͜ͱͱ͍ͯ͠Δɻ·ͨ, ೤ిର৴߸‫ܥ‬౷ͷ઀ଓ֬ೝΛਐΊ, Թ౓มԽ͕‫؍‬ଌ͞Εͳ͔ͬͨ‫ݪ‬ҼΛղ໌͠, ௿ԹԼʹ͓͚Δಉ࣌ଌఆΛՄೳͱ͍ͯ͘͠༧ఆͰ͋Δɻ
4. ͓ΘΓʹ

ςʔϓಋମʹ΋ద༻Ͱ͖Δബບ‫ܕ‬௒ిಋ‫ྲྀݶ‬ૉࢠ༻Թ౓ɾిҐࠩ෼෍ಉ࣌ଌఆ૷ஔΛ։ൃ͍ͯ͠Δɻࠓճ, LN2

Fig.4 Scratch on the simulated elementਁ௮ྫྷ٫Ͱࢼ‫ݧ‬Λͨ͠ͱ͜Ζ, ৽ͨͳ։ൃ՝୊͕‫͔ͨͬͭݟ‬ɻվྑΛॏͶ, Թ౓ɾग़ʹ෼෍Λ༰қʹηοςΟϯάͯ͠ଌఆͰ
͖Δ૷ஔͷ‫׬‬੒Λ໨ࢦ͢ɻࢀߟจ‫ݙ‬

1. ‫ٶ‬Լ൏‫و‬: “Թ౓ɾిҐࠩಉ࣌ଌఆʹΑΔബບ‫ܕ‬௒ిಋ‫ྲྀݶ‬ૉࢠͷಛੑਪఆ๏ͱଌఆ‫ܥ‬ͷߏங”, ໌੕େֶి‫ֶ޻ؾ‬ઐ߈म࢜࿦จ (2016.2)
2. K. Hattori et. al.: IEEE T. Appl. Supercon., 23, 3, 5602005(2013.6) DOI: 10.1109/TASC.2012.2235111
3. େ૔ོ⁝: “௒ిಋ‫ྲྀݶ‬ૉࢠಛੑଌఆ૷ஔ —໛ٖૉࢠΛ༻͍ͨ༧උଌఆ—”, ໌੕େֶి‫ֶ࢜ܥֶ޻ࢠిؾ‬࿦จ (2018,1)
4. Cryogenic Association of Japan: “Handbook of Superconductivity and Cryogenics” (1993.11) Ohm― 154 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p26

電力応用

運行パターンの変動を考慮に入れた直流き電鉄道への超電導ケーブルの導入効果の検討
Study on Benefits of Introducing Superconducting Power Cables to DC Electric Railway
Systems Considering Train Scheduling Pattern Fluctuation
岩月 駿，寺尾 悠，大崎 博之(東大)；富田 優（鉄道総研）
IWATSUKI Shun, TERAO Yutaka, OHSAKI Hiroyuki(Univ. of Tokyo); TOMITA Masaru (RTRI)
E-mail: Iwatsuki.shun17@ae.k.u-tokyo.ac.jp

3．解析結果
時間帯毎に変化する運行状況を模擬するため、本研究では実際のダイヤを参考に 5 つの運行状況を設定した(Table.
1)。これらの条件の下、30 分間分の解析を 100 サンプル行い、
超電導ケーブルを全変電所間に接続した場合の変電所の瞬時最大出力の低減効果が最も大きかった変電所 8 の瞬時最大出力について Fig.2 に示す。また、1 日のうち各運行状況に対応させた時間帯を Table. 2 に示す。Fig. 2 より、どの運行パ
ターンにおいても瞬時最大出力が 40 %以上低減された。超電導ケーブル導入前(Without SC)の運行状況(ⅲ)の瞬時最大出力より、超電導ケーブル導入後(With SC)の運行状況(ⅰ)の方が小さくなった。超電導ケーブル導入によって、日中運行に必要な変電所容量で運転間隔が半分になり列車本数が倍になる朝のピーク時間帯に十分供給できる可能性が示された。
超電導ケーブルの冷却エネルギーを含めた全変電所の出力電力について Fig. 3 に示す。出力電力は回生率向上によりどの運行状況においても削減されており、運行状況(ⅲ)で最も削減効果が大きい 9.7 %となった。Table. 2 の区分を元に
24 時間分の出力電力を比較すると、超電導ケーブル導入前
は 375 GJ であったのに対し、導入後は 347 GJ となり、1 日を通じて 7.6 %のエネルギー削減につながった。

Fig.1 Analysis Model
Table.1 Analysis service pattern
(ⅰ)
(ⅱ)
(ⅲ)
(ⅳ)
Interval [sec]
150
225
300
450
Maximum
55
65
75
75
speed [km/h]
Occupancy [%] 200
150
100
50

(ⅴ)
600
75
50

Table.2 Time division

O’clock

Maximum output [MW]2．解析方法
本研究では変電所、電車、超電導ケーブルモデルからなる路線モデルについて現実の路線を参考に設定し、時間ステッ
プ毎に各要素のエネルギー入出力等の解析を、汎用解析ソ
フトウェア Matlab/Simlink を用いて行った。
路線モデルは、全長 22 km で平均駅間が短い(1.3 km)区
間に 8 つの変電所(SS 1-8)を持ち、運転間隔が短い通勤線区を想定した(Fig. 1)。電車の相対位置関係による各要素のエ
ネルギーの授受に与える影響が大きいため、途中停車駅での停車時間に正規分布のばらつきと下り線の始発駅発車時
刻を乱数で与え統計的調査を行うことで運行パターンによる特異性が小さくなるようにした。

参考文献
1. M. Tomita, et al.: “Energy-saving railway systems basedon superconducting power transmission”, Energy, Vol. 122(2017) p.579-587

4．まとめ
本研究は直流き電鉄道への超電導ケーブル導入効果について、1 日の中での運行パターン変動を考慮に入れ検討した。全線に渡って変電所間を超電導ケーブルで接続することによって、日中の運行に必要な変電所容量で朝のピーク時にも供給可能であり、消費エネルギーを 7.6 %削減できることが
分かった。

10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0

(ⅰ)

(ⅱ)

(ⅲ)

(ⅳ)

(ⅴ)

Not inservice

8

7, 9,
17~20

10~16,
21

6, 22,
23

0, 5

1~4

43.4 %

Without SC

41.9 %

With SC
44.8 %
42.4 %

(ⅰ)

(ⅱ)

(ⅲ)

9.1 %↘

9.7 %↘

(ⅳ)

41.7 %(ⅴ)

Service PatternFig. 2 Comparison maximum output of Substation 8
14

Substation output [GJ]

1．はじめに直流き電鉄道でのき電線の電圧降下や回生失効といった課題への対策案として超電導ケーブルの導入があり、運行本
数の多い路線への導入が効果的であると考えられている[1]。
本研究では数値解析を用いて超電導ケーブル導入による変電所負荷平準化、回生電力の利用率向上に注目し、時間帯毎の運行パターン変動を考慮した効果について検討を行った。

8.2 %↘

12
10

Without SC

8

With SC
4.1 %↘

6

2.7 %↘

4
2
0
(ⅰ)

(ⅱ)

(ⅲ)

Service Pattern

(ⅳ)

(ⅴ)

Fig. 3 Comparison of substation total output― 155 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会