1C-a01

ITER

ITER TF コイルの調達進捗
Progress of ITER TF coil manufacture
小泉 徳潔，松井 邦浩，中本 美緒，山根 実，安藤 真次，高野 克敏，辺見 努，梶谷 秀樹（量研機構）
KOIZUMI Norikiyo，MATSUI Kunihiro，NAKAMOTO Mio，YAMANE Minoru，ANDO Shinji，TAKANO Katsutoshi，
HEMMI Tsutomu，KAJITANI Hideki (QST)
E-mail: koizumi.norikiyo@qst.go.jp

2．日本における TF コイル及び構造物調達体制
日本では，TF コイル 5 機及び欧州向け構造物の 4 機は三菱重工，三菱電機及び現代重工が協力して，TF コイル 4機及び欧州向け構造物の 6 機は東芝が担当し，2025 年のファースト・プラズマを達成できるように，調達を進めている．
3．調達進捗
日本における TF コイルの製作進捗は，以下のとおり．
・巻線：28 ダブル・パンケーキ（DP）完了（全 DP 数＝63）
・熱処理：24DP 完了
・トランスファー及び導体絶縁：16DP 完了
・DP 含浸（Fig.2）：11DP 完了
・DP 積層及び巻線部絶縁（Fig.3）：1WP 完了
TF コイルの製作における主な成果としては，TF コイルでは，その大きさ（Fig.1 参照）に対して，数 mm の厳しい公差が要求されているが，DP の製作を進めるなかで，これらの要求公差を達成できるようになっている．主な例としては，ラジアル・プ
レート（RP）の輪郭度 1mm の達成，CP 溶接後の平面度 2mmの達成，DP 含浸後の平面度 2mm の達成などが挙げられる．
日本における TF コイル構造物の製作進捗については，別報（1C-a02）で報告する．
4．まとめ
日本では，9 機の TF コイルの製作を進めている．約半数のDP で巻線を完成させるなど，ITER の 2025 年ファースト・プラ
ズマを目指して，順調に製作を進めている．

9m

Sub-assemblies of coil case
(200ton)

16.5m

Winding pack(WP) (110ton)

InboardOutboar1．はじめに
量子科学技術研究開発機構（量研機構；QST）は，ITER
における日本の国内機関として，ITER トロイダル磁場コイル[1]（Fig.1：スペア 1 個を含み 19 個．以下， TF コイルと記す．）のうち 9 個の TF コイル，19 個分のコイル容器の調達を担当している．TF コイルは，ITER の超伝導コイルの中でも最大の超伝導コイルであり，かつ，製作の難易度も最も高いコイルである．本稿では，TF コイルの製作進捗を報告する．

A pair of TF coils

Winding pack and coil caseCP hole to provide
resin to turn insulation Welding between
CP and RP teeth
Turn insulation

TFWP inboard
Regular double pancake(DP) ( 5 sets)

DP insulation
Radial plate(RP)
Conductor
Cover plate (CP)RP groove toinsert conductor

Side DP (2 sets)

Fig.1 ITER TF coil and structures
Table 1 Major parameters of ITER-TF coil
Conductor outer diameter
Cable diameter
Conduit material
Number of coils
Number of DPs
Conductor length in DP
Nominal current
Nominal field

43.7 mm
39.7 mm
SS316LN18
7 (5rDPs + 2sDPs)
760 m / rDP, 415 m /
sDP
68 kA
11.8 T

謝辞
TFコイルの製作では，三菱重工，東芝，三菱電機，現代重工等多数のメーカに協力を頂き、技術的課題を解決しながら進めています．これらのメーカのご協力に感謝します．
参考文献(1) ITER TFコイル特集号: 低温工学, 47(2012) 135-139

Fig.3 WP insulation completio

Fig. 2 Completed DP.

― 31 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-a02

ITER

ITER TF コイル構造物 主構造体の製作進捗
Manufacturing progress of main structure for ITER TF Coil Structure
櫻井 武尊，井口 将秀，中平 昌隆，藤原 英弘，金森 信乃，猪野 昌信，HONG Yunseok，西野 雅夫，田中 信彦，
花岡 敏成，栗田 智久，小泉 徳潔（量研機構）
SAKURAI Takeru，IGUCHI Masahide，NAKAHIRA Masataka，FUJIWARA Eiko，KANAMORI Shino，INO Masanobu，
HONG Yunseok，NISHINO Masao，TANAKA Nobuhiko，HANAOKA Toshinari，KURITA Tomohisa，KOIZUMI Norikiyo (QST)
E-mail: sakurai.takeru@qst.go.jp
1．はじめに
量子科学技術研究開発機構（量研機構）は ITER 計画においてトロイダル磁場コイル（TF コイル）の調達を担当している。TF コイル構造物本体は D 型形状の超伝導巻線を格納す
る高さ 16.5m、幅 9m、重量 200 トンの超大型で複雑な構造物である（Fig.1）。量研機構ではこれまで実機大の TF コイル構
造物の試作を実施し、製造計画を確立してきた。その計画に基づき、2014 年 4 月から実機 TF コイル構造物製作を開始し、2016 年に TF コイル 1 号機用の AU 主構造体が完成した。本稿ではその初号機製作をはじめとした TF コイル構造物製作の進捗について報告する。

5．TF コイル構造物製作の進捗
現在、インボード側では 6 機の AU 主構造体が完成し、7機分のベーシックセグメントと 8 機の AP 主構造体が製作中である。アウトボード側では 1 機の BU 主構造体が完成し、3 機の主構造体と 10 機分のベーシックセグメント、7 機の BP 主構
造体が製作中である。主構造体は最終加工と冷却配管取付
け、検査等を経て、随時完成予定である。
謝辞
TF コイル構造物の調達活動にご協力頂いている三菱重工業（株）、現代重工業（株）、イーエナジー（株）、（株）東芝、並びに関連会社の皆様に厚く御礼申し上げます。

2．TF コイル構造物の製作
TF コイル構造物本体はサブアセンブリと呼ばれる 4 体の構造体から成り、トカマク中心側をインボード側と呼び、そのコの字型容器を AU、蓋材を AP と呼ぶ。一方、装置外側をアウ
トボード側と呼び、そのコの字型容器を BU、蓋材を BP と呼ぶ。
更に、AU, BU は外板と側板から成るベーシックセグメントというサブアセンブリを分割した単位で製作し、それらを溶接接合
して AU 又は BU 主構造体を製作する。主構造体を最終機械
加工し、TF コイルを冷却するための管取付けをすることでサブアセンブリが完成する。
Fig. 1 Sub-assemblies of TF Coil structure
3．TF コイル構造物講の試作結果
TF コイル構造物には非常に厳しい公差が要求されているため、溶接変形を考慮した余肉を材料に設け溶接後に機械加工する必要がある。量研機構では、アウトボード側・インボ
ード側それぞれの代表的なベーシックセグメントの試作を実施し、溶接変形量の把握や変形量を最小化するための溶接
条件や溶接手順の最適化を行ってきた。
そして、主構造体製作に向けて、セグメント同士の溶接試作も実施した[1]。インボード側のセグメント間溶接試作では、曲線部である A1 ベーシックセグメントと直線部 3m の A2 ベー
シックセグメントを、変形量をモニタリングしながら施工するバ
ランス溶接により溶接した。Fig.2 における P1 から P9 の点で寸法を計測した結果、外板同士では溶接収縮が 6.3～6.8mm、
角変形が 2.7mm、側板同士では溶接収縮が 5.4～6.8mm、角変形が-0.3～0.3mm となった。外板は若干の角変形をするも、側板はほとんど角変形がなかった。これらの実規大の試作結
果より、適切な余肉量を検討し、製造計画を確立した。
4．実機 AU 主構造体の製作
AU 主構造体は、はじめに A1 ベーシックセグメントと A2 ベーシックセグメントを溶接し、それらに A3 ベーシックセグメントを溶接する。試作の結果より、外板が角変形することが予想されるため、予め変形を打ち消す逆歪を与えて開先合わせを実施した。また、実機ではアタッチメントと呼ばれる他の機器との取り合いやハンドリングするための金物が取り付けられる。
寸法計測は主にレザートラッカーを使用し、コイル容器の基準点に対して、寸法管理値を設定し、変形量を管理した。
Fig.3 に溶接が完了した AU 主構造体を示す。

Fig. 2 Welding Basic Segments trial (A1+A2)

Fig. 3 Overview of AU main structure
参考文献
1. T. Sakurai, et al.: Fusion Engineering and Design, Vol.
109-111 (2016) p.1592-1597― 32 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-a03

ITER

ITER TF コイル巻線の熱処理変形の評価
Evaluation of Winding Deformation Caused by Reaction Heat-treatment for ITER TF coil
辺見 努，梶谷 秀樹，松井 邦浩，山根 実，坂口 香織，中本 美緒，齊藤 徹，安藤 真次，高野 克敏，小泉 徳潔（量研機構）
HEMMI Tsutomu, KAJITANI Hideki, MATSUI Kunihiro, YAMANE Minoru, SAKAGUCHI Kaori, NAKAMOTO Mio,
SAITO Toru, ANDO Shinji, TAKANO Katsutoshi, KOIZUMI Norikiyo (QST)
E-mail: hemmi.tsutomu@qst.go.jp

0.06

3．導体を RP 溝に挿入するための曲げ歪の評価
熱処理前後の巻線形状の変化を示すため、一例として韓国導体で巻いた TF コイル 3 号機の DP1 P 面の設計形状と測定結果の差異を 100 倍に拡大して図示した結果を Fig.2 に示す。巻線は約 400 mm ピッチで RP を模擬した櫛に挿入されており、熱処理前の巻線は櫛が設計位置で固定されている。
この測定結果より、設計形状と測定形状の差異は、熱処理前後の最大値でそれぞれ、1.5mm 及び 13.5mm となっている。
熱処理後の導体を設計形状の RP 溝に挿入するため、片持ち梁を想定して順々に RP 溝に挿入する際の曲げ歪を計算した結果を Fig.3 に示す。片持ち梁の長さが短すぎると曲げ歪が大きくなるため、曲げる間隔は 500 mm 以上とし、0.1%以下の曲
げ歪で RP 溝に挿入できることを確認した。RP 溝と絶縁後の導体の隙間は、インボード直線部、インボード曲線部、アウトボー
ド部でそれぞれ、0.72 mm、2.22 mm、1.72 mm としているが、曲げて位置を合わせた点以外の箇所もこの隙間の範囲内に収まり、RP 溝に挿入可能であることを確認した。なお、曲げ歪は片持ち梁の長さの 2 乗に反比例するため、曲げる間隔を長くすることで、曲げ歪をさらに小さくすることができる。
4．まとめ
韓国導体の熱処理前後の導体長、形状の変化及び RP 溝に挿入するための曲げ歪について検討した。その結果、熱処
理後の導体長は目標とした±0.02%で管理できることを示した。
加えて、熱処理後の導体を 0.1%以下の曲げ歪で RP 溝に挿入できることを確認した。

0.05
0.04
0.03
0.02
0.01
0
Turn No.

Fig.1 Conductor elongation caused by the reaction heattreatment for Korean conductors.

10

Y (m)

×100

5

0
-5

0
X (m)

5

Fig.2 Winding deformation caused by the reaction heattreatment for Korean conductor (P-side of DP1/TF03).

P4

Bending strain (%) Bending strain (%)

2．熱処理による導体長の変化
熱処理による導体長の変化を評価するため、実機サイズ
で D 型 1 ターンの韓国導体の熱処理を行った結果、導体長の伸び量は 0.035%であった。この結果から、巻線を導体長で0.035%だけ小さく巻き、熱処理後に正規の寸法になるように巻線形状を決定した。Fig.1 に 3DP 分の熱処理による導体長の伸びを示す。これまでの熱処理による導体長の伸びは平均値±3σで 0.0367±0.0078%となっている。巻線における導体長の誤差が-0.0013%±0.0098%であったため、巻線と熱処理の誤差の合計は 0.0004%±0.0125%となり、目標として定めた±0.02%を十分に満足している。

Conductor elongation (%)

1．はじめにITER TF コイルでは、導体周りの絶縁材に他のターンからの電磁力が重畳されないようにするため、絶縁を施した導体
をラジアル・プレート（RP）と呼ばれる D 型の溝付きステンレス板に挿入し、カバー・プレート（CP）を被せて導体を固定する構造としている。Nb3Sn が脆性材料であることから、熱処理後に 0.1%以上の曲げ歪を加えることができないため、D 型形状に巻線し、熱処理した後、RP 溝に導体を挿入する。このため、
RP 溝幅と絶縁後の導体の隙間から、導体長として±0.02%（1
ターン約 34 m に対して±7 mm）の高精度で巻線長を管理し、熱処理により巻線形状が変形しても 0.1%以下の曲げ歪で RP
溝に挿入する必要がある。本発表では、韓国導体の熱処理
前後の導体長、形状の変化及び RP 溝に挿入するための曲
げ歪の評価結果について報告する。

P5

P6

P7

P8

P9

0.1 Outboard
0.05
00.1 Inboard
0.05
0

-5

0
X (m)

5

Fig.3 Bending strain to insert the heat-treated conductor into
the RP groove for Korean conductor (P-side of DP1/TF03).

― 33 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-a04

ITER

ITER TF コイルにおける常温下でのジョイント抵抗検査手法の開発
New inspection method of joint resistance at room temperature for ITER TF Coil梶谷 秀樹，辺見 努，山根 実，清水 辰也，宇野 康弘，中本 美緒，松井 邦浩，小泉 徳潔（量研機構）
KAJITANI Hideki，HEMMI Tsutomu，YAMANE Minoru，SHIMIZU Tatsuya，UNO Yasuhiro，NAKAMOTO Mio，
MATSUI Kunihiro，KOIZUMI Norikiyo (QST)
E-mail: kajitani.hideki@qst.go.jp
1．はじめにITER TF コイルのジョイント部 (Fig.1) では, ジョイント抵抗（RJ ）を, 数 nΩの低抵抗とする必要がある。しかし, 実機 TF
コイルのジョイント抵抗を低温にて測定することは, TF コイル
は, 高さ 14 m, 幅 9 m, 重さ３０0 トンの巨大なＤ型コイルであることから, それに合わせて巨大な装置が必要となるため, 容易ではない。そこで, 著者らは, RJ を常温にて簡易的に評価することのできるジョイント部の非破壊検査手法を開発した。
本講演では, 開発した検査手法の詳細について報告する。
2．検査手法のコンセプト
RJ の大きさは, 主に撚線とジョイントボックス銅スリーブ間の接触抵抗（Rc ）とジョイント部同士を接合する半田接合面の抵抗（Rsol ）によって決まる。このうち, Rsol については, 製造過程における目視検査によって, 品質を確認することができる
が, Rc については, それが難しい。そこで本研究では, Rc を評価することに着目した。
Rc は, 撚線と銅スリーブ間の電流染込長（CPL）に影響を与える。そのため, 著者らは, 製造したジョイント部の品質に問題がない場合（つまり, Rc が十分低い場合）では, CPL に再現性があり, 一方で, 何かしらの異常や欠陥が存在する場合
では, CPL に変化が生じるのではないかと考えた。

ント部のそれとは異なるためである。このように, 本検査法では, 撚線内部の変化も感度良く検知することができる。
また, これらの電圧降下を dV/dz に変換した結果を Fig.4に示す。このように, dV/dz に変換することによって, Fig.3 では見え難かった z = 0～0.1 m 付近の差異も明確に観測できるようになる。以上より, 本検査法を用いれば, ジョイント部の状態を感度良く検知できるため, Rc の品質を検査することが可能
となる。
参考文献
1. H. Kajitani, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 88(2013) p.47

3．検査システム
このような現象を観測するため, 銅スリーブの電圧分布を測定することのできる測定システムを開発した(Fig.2)。
本測定では, Fig.2 に示すように, 銅スリーブの撚線圧縮部
全域に電圧タップピンを 5 mm 間隔で配置した。末端のタップを基準電位 V0 として, 常温にて銅スリーブ両端部に 20 A を印加し, ナノボルトメータを用いて, V0 から各タップ間の電圧測定を行った。また, ここでは, 検査感度を上げるために, 次式に示す銅スリーブ長手方向座標 z に対する局所的な電圧変化率にも着目した。

Fig.1 ITER TF joint.

Fig.2 Schematic view of measurement system.

dV Vn  Vn1
(1)

dz
z
ここに, Δz はタップ間距離, Vn -Vn+1 は隣り合うタップ間の電圧を表す。
4．検査結果
ここでは, 実機 TF コイルジョイント部での 7 測定に加えて,NIFS ジョイントサンプル[1]についても測定を行った。これは,RJ が予め確認できる NIFS サンプルの結果と比較することで,実機ジョイント部の健全性を確認できるためである。また, 通電試験後の NIFS サンプルを解体し, この解体サンプルについても測定を行った。
V0 を基準とした電圧測定結果を Fig.3 に示す。このように,実機ジョイント部の測定では, 全ての測定において再現性を確認でき, また, NIFS サンプルのそれとも一致しているため,健全であることが確認できる。
一方, 解体サンプルの測定結果は, これらから大きく逸脱している。これは, 解体サンプルでは, 撚線内部の状態は電磁力によって変化しており, 撚線内部への CPL が実機ジョイ― 34 ―

Fig.3 Measurement results of voltage drop from V0 .

Fig.4 Evaluation results of dV/dz .

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-a05

ITER

ITER-TF接続サンプル試験における電位分布の考察
Consideration of voltage distribution in conductor surface of ITER-TF joint samples.
今川 信作，尾花 哲浩，高田 卓，濱口 真司，力石 浩孝，高畑 一也 (NIFS);
梶谷 秀樹，松井 邦浩，辺見 努，小泉 徳潔 (QST)
IMAGAWA Shinsaku, OBANA Tetsuhiro, TAKADA Suguru, HAMAGUCHI Shinji, CHIKARAISHI Hirotaka,
TAKAHATA Kazuya (NIFS); KAJITANI Hideki, MATSUI Kunihiro, HEMMI Tsutomu, KOIZUMI Norikiyo (QST)
E-mail: imagawa@LHD.nifs.ac.jp
１．はじめにITER-TF 接続サンプルの通電試験を核融合科学研究所の大型導体試験装置を用いて実施している[1]。これまでに 5 本の接続サンプルを試験し，接続抵抗が「外部磁場 2 T 以上で3 nΩ以下」の要求値を満足することを確認した。インダクタンスと渦電流の影響を排除するため，電流値 1, 15, 30, 45, 60, 68 kA
で３分間保持して電位差を測定し，各位置 6 点の平均電位差の電流値依存性（勾配）から抵抗値を求める方法により，nΩレ
ベルの抵抗測定を可能としている。電圧端子間には 0.01 mV程度の電位分布が観測されており，接続サンプルに共通するものと固有のものがあり，その要因について考察する。
２．試験装置と試験サンプル
9 T スプリットコイルと 100 kA 電流リードを有する大型導体試
験装置への ITER-TF 接続サンプルの取付図を図１に示す。スプリットコイルは浸漬冷却であるため，強制冷却の接続サンプ
ルは容器内に収納され，その周囲はガスヘリウム雰囲気である。
サンプル最下端から超臨界圧ヘリウムが供給され，往復導体の各々の最上部より排出される。供給管に巻き付けたヒータの制御により， 4.4 K と 6 K の２通りで接続抵抗を測定している。
接続サンプルは，長さ 1.5 m のケーブル・イン･コンジット(CIC)
導体２本の下部が ITER-TF 実機と同じ接続部形状に加工され，銅スリーブ同士が半田接合されている。超伝導線と銅スリーブの Fig. 1. Set up of an ITER-TF joint sample in the 9 T test facility.
接続長は 440 mm で，最終撚りピッチ長に相当する。上部は，100 kA 電流リードに接続される銅ブスバーと低抵抗で接続する
ため，下部と同様の接続部形状に加工され，銅ブスバーとはインジウムを挟んで接続されている。中央の通常部の導体長として 300 mm を確保するため，上部接続部の超伝導線と銅スリーブの接続長は試験装置の寸法制限から 325 mm に短縮されている。電圧端子は，300 mm の通常部の３箇所の位置のコン
ジット表面に６点ずつ取り付けられており，各位置における往復
導体間の電位差から下部接続部の接続抵抗を求めている。
３．電圧測定結果
下部接続部での電圧降下の代表的な例を図２に示し，その時の導体通常部の長手方向の電位差を図３に示す。測定ノイ
ズ除去のため10 msサンプリングのデータの100点分を平均した値を示している。図2において，6組の電圧端子間の偏差は0.01
mV以下であり，接続抵抗による電圧降下と比べると小さい値に収まっている。この値は図3の通常部の長手方向の電位差と同等であり，矛盾しない結果が得られている。電流値が増えても偏差が拡大しない点は全サンプルに共通する特徴である。
通常部の長手方向電位差は，CIC導体内の超伝導素線間の電位差を表していると考えられ，この電位差は，主に上部接続部と下部接続部での接続抵抗の偏差によって生じると考えている。しかし，図3から分かるように，15 kA以上における電位差の変化は全ての電圧端子において電流値にほぼ比例しているが，1 kAから15 kAに電流を増やす間に電圧端子によっては電位差が大きく変化しており，その原因を考察するための解析モ
デルを検討している。
参考文献
1. H. Kajitani et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 25 (June2015) Art. ID. 6965582.

Fig. 2. Voltage drops at the position A of the 3rd joint sample atthe external field of -3.7 T at 4.4 K.

Fig. 3. Longitudinal voltage drops in R-leg of the 3rd joint sample
at the external field of -3.7 T at 4.4 K.

― 35 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-a06

ITER

ITER CS 導体におけるツイストピッチ変化が分流開始温度に与える影響
The effect of twist pitch elongation on current sharing temperature of ITER Central
Solenoid conductor
諏訪 友音，高橋 良和，堤 史明，三木 孝史，辺見 努，布谷 嘉彦，小泉 徳潔（量研機構）
SUWA Tomone，TAKAHASHI Yoshikazu，TSUTSUMI Fumiaki，MIKI Takashi，HEMMI Tsutomu，NUNOYA Yoshihiko，
KOIZUMI Norikiyo (QST)
E-mail: suwa.tomone@qst.go.jp
1．概要
量子科学技術研究開発機構(QST)は、ITER 調達活動において中心ソレノイド(CS)導体の調達を行っており、Nb3Sn 素線を用いた 613 m と 918 m のケーブルインコンジット導体(CICC)を合計 49 本製作する。2017 年 4 月までに CS 導体は
42 本完成しており、調達の約 86%が完了している。これまでに製作した実機導体から 4 m サンプルを採取し、SULTAN 試
験によって性能評価を行っている。また、導体製作中に撚線のツイストピッチが伸びるため[1, 2]、ツイストピッチを伸ばした導体の試験を行い、ツイストピッチが導体性能に与える影響を調べた。
2．CS 導体のツイストピッチ変化
ITER CS 導体は、576 本の Nb3Sn 素線、288 本の Cu 素線を用いた超伝導撚線およびステンレス鋼ジャケットで構成される CICC である。超伝導撚線には、JASTEC および古河電工に よ っ て 製 作 さ れ た ブ ロ ン ズ 法 Nb3Sn 素 線 と Kiswire
Advanced Technology(KAT)によって製作された内部拡散法
Nb3Sn 素線が用いられる。撚線は 5 次ツイストピッチを 450 mmとして製作されるが、撚線をジャケットに引き込む際撚線先端の 5 次ツイストピッチが 450 mm から最大 590 mm まで伸びてしまうことが確認されている。これは、引き込み時に最大で30kN 程度の力を加えることと、撚線に対して回転拘束ができないことが原因であると考えられる。そこで、引張り試験機を用いて短尺撚線のツイストピッチを意図的に伸ばして、ツイス
トピッチを伸ばした短尺導体を製作した。その導体の性能評
価試験を行い、ツイストピッチが分流開始温度(Tcs)に与える影響を調べ、導体製作時におけるツイストピッチの上限値(L5,UL)を決めた。
製作した実機導体とツイストピッチを伸ばした導体の性能評価試験は、スイス・プラズマ・センター(SPC)の SULTAN 試
験装置[3]を用いて行った。SULTAN 試験では、450 mm の範囲に導体軸方向に対して垂直に磁場を印加し、10.85 T における 45.1kA 通電時の Tcs を測定した。また、CS 運転を模擬するため、10,000 回以上の電磁力サイクルを与え導体の健全性を調べた。
3．試験結果Fig.1 に、引張り試験機によって撚線に引張り力を印加した
ときの 5 次ツイストピッチの変化を示す。撚線製作作直後のツイストピッチは 450 mm だが、引張り力 0 kN においてツイスト
ピッチが約 500 mm になっているのは、撚線からサンプルを切断すると拘束がなくなり撚り戻しが発生するためである。各社の撚線のツイストピッチは引張り力に対して増加することがわ
かり、引き込み力と同じ 30kN を加えればツイストピッチ 600
mm 以上の導体が製作できることがわかった。
Fig.2 に、通常通りに製作された導体から採取したサンプ
ルと引張り試験機によってツイストピッチを伸ばしたサンプルの Tcs の測定結果を示す。Fig.2 より、いずれの導体の Tcs も仕様値（6.5 K）以上であることが確認できた。従って、ブロンズ法
素線と内部拡散法素線においてそれぞれのツイストピッチが586 mm、543 mm まで伸びても Tcs への影響は無いことがわか

Fig.1 Twist pitch was elongation by tensile test.

Fig.2 Current sharing temperature (Tcs) againstelectromagnetic loading cycles. Solid symbols show Tcs ofsamples with elongated twist pitch by tensile test.
った。これは、5 次ツイストピッチが伸びても 1 次から 4 次ツイ
ストピッチが変化しないため、電磁力に対する撚線の剛性も変化しないことが原因と考えられる。
4．まとめ
撚線をジャケットに引き込む時に撚線のツイストピッチが伸びることは回避できないため、Tcs に与えるツイストピッチの影響を調べた。ブロンズ法素線と内部拡散法素線を用いた撚線のツイストピッチを意図的に 586 mm、543 mm まで伸ばしても
通常通り製作した導体の Tcs との差はないことがわかった。従って、586 mm、543 mm 程度までツイストピッチが伸びても、Tcsには影響を与えないと言える
参考文献
1. Y. Nabara, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 25,
No 3, June 2015 4200305.
2. T. Suwa, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 26, No
4, June 2016, 4803505.
3. P. Bruzzone, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 19,
No. 3, June 2009, 1508.

― 36 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-p01A15 線材種々の Cu 合金母材を用いた内部拡散法 Nb3Sn 線材の研究
Internal-Sn processed Nb3Sn wires prepared from different Cu alloy matrix
伴野信哉，二森茂樹（物材機構）；宮本泰男（東海大学）；太刀川恭治（物材機構、東海大学）
BANNO Nobuya, NIMORI Sigeki (NIMS); MIYAMOTO Yasuo (Tokai Univ.); TACHIKAWA Kyoji (NIMS,Tokai Univ.)
E-mail: tacsuper@keyaki.cc.u-tokai.ac.jpが高いのが特徴である。本報告の製法は今後も改良、発展の可能性があると考えられる。
[1] 太刀川恭治、伴野信哉、宮本泰男，日本金属学会誌 80
巻 7 号 (2016)480-486, [2] N. Banno, Y. Miyamoto, K.
Tachikawa: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 93 (2016) p.33

Fig.1 EDX mapping of Nb and Ga in Nb3Sn filament reacted at
700℃ for 200h.

Fig.2 EDX line scanning chart for Sn, Ga, Ti and Cu acrossthe Nb3Sn layer reacted at 750℃for 100h.
Table1 Composition of Nb3Sn layer in different matrix wires
heat treated at 700℃ for 200h.
Matrix
Nb
Sn
Ge
Ga
Cu
Ti
Cu
70.60 22.49
—
—
5.62
1.29
15Zn
71.78 23.28
—
—
3.83
1.11
5Ge
71.80 21.06 1.93
—
4.12
1.09
10Ga
68.02 25.88
—
2.10
3.13
0.87

― 37 ―

0

Magnetization (emu/cm3)

1．緒言
内部拡散法では、任意の Cu 母材を用いることにより線材の機械的特性や超電導特性を高めうる可能性がある。著者らはこの観点から Cu-15wt%Zn 合金(Gold Brass)を用いた線材や[1]、Cu-5wt%Ge 合金を用いた線材について報告した[2]。本研究では、新たに Cu-10wt%Ga 合金を母材にした線材を作製し、これまでの結果と比較、検討した。
2．実験方法
Cu-10wt%Ga 合金を溶製し、これに Nb 芯を複合した要素と、Cu に Sn-1.6wt%Ti 芯を複合した要素を Nb シースに組み込ん
で 0.8mmФの 36 芯線に加工した後、1 気圧の Ar 雰囲気中
で熱処理を行った。熱処理後の線材断面を EDX により観察し、また、生成された Nb3Sn 層の組成を EPMA 分析により求めた。さらに試料の Tc を SQUID 磁力計により測定、比較した。
3．実験結果と考察
10Ga 母材は 15Zn 母材に比べると加工硬化がやや著しかったが、線材に加工することが出来た。なお、500℃における
Cu に対する Zn、Ge、Ga の固溶限はそれぞれ約 37、12、
20wt％である。Fig.1 に 10Ga 母材線を 700℃x200h の熱処理
後の Nb 芯周りの EDX mapping を示した。厚さ約 12μm のNb3Sn 層がほぼ均一に生成している。図（b）の Ga は母材からNb3Sn 層の周りに拡散して Nb3Sn 層に少量均一に固溶した後、Nb 芯に到達して薄いリングを形成する。このように Ga は母材
から Nb3Sn 層を通過して、残留 Nb 芯の周りに集まる。
Fig.2 に 750℃ⅹ100h 熱処理後の Nb3Sn 層の Sn、Ga、Ti、Cu の EDX 線分析図を示した。Nb3Sn 層の厚さは Fig.1 より若干増加し、約 15μｍとなる。なお、縦軸の強度目盛りは各元
素により異なる任意目盛りである。各元素とも Nb3Sn 層内の分布はほぼ均一である。Ga には Fig.1 にみられるリングに対応
して Nb 芯近くにピークの形成が認められる。
Table 1 に 700℃x200h 熱処理後に生成される Nb3Sn 層の組成を前報の Cu 母材線(Cu)、Cu-15Zn 母材線(15Zn)及びCu-5wt%Ge 母材線(5Ge)の値と比較して示した。 全試料について Ti は約 1wt%含まれ，Ge、Ga 量は 2wt%前後である。Cu
は Cu 母材線でやや多く、10Ga 母材線でやや少ない。Sn 量
は Cu 母材線と 15Zn 母材線で同程度であるが、 5Ge 母材線で少なく、10Ga 母材線で多くなる。
Fig.3 には各試料の onset 近くの Tc 遷移を比較して示した。
Cu 母材線と 15Zn 母材線はほぼ同じ Tc を示したが、15Zn 母材線の方が遷移がやや鋭い。これらに比較して 5Ge 母材線
は Tc が低く、10Ga 母材線は高い。5Ge 母材線の Tc は 750℃の熱処理で高められ、700℃熱処理の Cu 母材線及び 15Zn
母材線の値より高くなる。10Ga 母材線はこれらの中で最も高い遷移を示す。Tc は Table 1 に示した Nb3Sn 層の Sn 量と関係し，Sn 量の多いほど高くなる。
これまでに用いた種々の合金母材を比較すると、15Zn 母材は加工性が最もよく、Sn の拡散を促進し、Zn-Ti 化合物の生成もなく、Nb3Sn 生成後も Zn はそのまま母材に残るので、標準的な母材といえる。5Ge 母材は Nb3Sn 層の周りに Ge リン
グを形成するのが特徴で，Sn の Nb 芯への拡散を遅らせるが、Nb3Sn 芯を包んで機械的に補強し、また交流特性にも有利であろう。今回の 10Ga 母材線において残留 Nb 芯の周りに Ga
リングが形成されるのは、Nb-Ga 中間層が生成されやすいためと考えられる。10Ga 線材は Nb3Sn 中の Sn 濃度が多く、Tc

10 mT
ZFC

-1

-2

10Ga 700oC
10Ga 750oC
5Ge 700oC
5Ge 750oC
15Zn 700oC
Cu 700oC

-3

-4

16

17

18

Temperature (K)Fig.3 Tc transition for quoted wires measured by SQUID.

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-p02

A15 線材Brass 法による極細多芯 Nb3Sn 線の作製と組織
Multifilamentary Nb3Sn wires fabricated through Brass method and their microstructures
伴野信哉（物材機構）； 宮本泰男（東海大学）; 太刀川恭治（物材機構, 東海大学）
BANNO Nobuya (NIMS); MIYAMOTO Yasuo (Tokai Univ.); TACHIKAWA Kyoji (NIMS,Tokai Univ.)
E-mail: tacsuper@keyaki.cc.u-tokai.ac.jp
いて組織確認したところ、Ti 化合物の詰まりは確認されなかった。サブバンドル内の Nb フィラメント間は非常に狭く、サブバ
ンドルは Nb３Sn 層としてほぼ一体化する。サブバンドル内では Ti は Nb3Sn 層内を Sn とともに粒界拡散していくものと考えられる。この様に線材設計の改良により大幅に Jc が向上した。
[1] N. Banno, Y. Miyamoto, K. Tachikawa, IEEE TAS 27(2017) 60000205.
Table1 Specifications of multifilamentary-type Brass-method
Nb3Sn wires.
Wire diameter (mm)No. of filaments
Filament diameter (µm)
Area fraction in filament region (%)
MatrixNb cores
Sn-Ti cores

MF817
0.6
1943
5.94

MF44770.6
12137
3.5

MF684
0.6
1936
8.18

63.5
23.5
13.0

35
44.5
20.5

43.2
36.3
20.4

Fig.1 Cross-sections of developed precursor wires, MF817,
MF4477 and MF684 from left.

Fig.2 EPMA mapping (Ti, Sn) on the sub-bundle area ofMF4477 wire after the heat treatment at 700C for 100 h.
1600
700oC x 200 h

1400

Matrix Jc (A/mm2)

1．緒言
内部拡散法 Nb3Sn 線材において、Cu 母材に Zn を添加した合金マトリクスを用いると、Sn 拡散が促進され、母材における残留 Sn 濃度の低下とともに、厚い Nb3Sn 層の形成に繋がることがこれまでの実験結果から明らかとなってきた。著者らはさらに、Sn 拡散のさらなる促進を目的に Nb フィラメントの極細化を図り、構成元素の拡散挙動を調べてきた [1]。加えて、Jc
向上には Nb 占積率の向上が不可欠となる。本研究では、デザインを見直し、熱処理時の Ti 化合物の生成を抑制しつつ、Nb 占積率の増加を図った。これにより、16 T では 600 A/mm2、
12 T では 1400 A/mm2 を超えるマトリクス Jc が得られた。これらの値はブロンズ法線材の特性を凌駕する。しかし、断面設計、熱処理条件はまだ充分に最適化されておらず、本線材の潜在的なポテンシャルが期待できる。
2．実験方法基本的な試料の作製手順は次のとおりである。まず Gold
Brass (Cu-15wt%Zn 合金) を母材とした Nb 多芯線を作製し、併せて Cu を母材とした Sn-1.6wt%Ti 単芯線を準備する。ここで、サブバンドルの構成要素として Nb 多芯線と Sn-Ti 単芯線とに分けるのは、Nb 多芯線に対して中間焼鈍を可能とし、良好な線材加工性を確保するためである。次にそれぞれを設計に合わせて所定の本数ずつ組み合わせフィラメント領域を構成したのち、バリアとなる Nb シース、Cu シースに組み込む。
のち、伸線加工を経て極細多芯前駆体線とする。本研究では、
Nb 芯数、Nb フィラメント径、Nb 占積率の異なる 3 種類の極細多芯前駆体線材（MF817、MF4477、MF684）を準備した。線
材諸元を Table 1 に、また各線の断面を Fig. 1 に示す。
各線材は 550℃×50～100 h、650℃×100 h の予備加熱をしたのち 700℃×200 h の熱処理を施した。熱処理はいずれも1 気圧の Ar 雰囲気中で行った。熱処理後の線材断面を
FESEM、EPMA、EDX により観察し、マトリクスならびに生成された Nb3Sn 層の組成分析を行った。また磁場中の Ic 測定を行い、フィラメント領域面積で除して Jc を求めた（マトリクス Jc）。
3．実験結果と考察
MF817 線は、フィラメント領域の Nb 占積率が低く、マトリク
ス比が大きかったため、Nb フィラメント間に十分な Sn-Ti の拡散経路が確保された。Sn、Ti は外側まで十分拡散し、Nb 芯は
ほぼ Nb3Sn 層へと変化し、Nb 芯極細化の効果が確認されている。しかし、外側 Nb フィラメントには若干未反応の Nb 芯が見られており、改善の余地は残されている [1]。
次の MF4477 線については、マトリクス比を極力低減して、Nb 占積率を 2 倍近く高め、加えて Nb 芯径をさらに縮径化することで、 Ｊ c 向上を追求する設計とした。本線材を同様に550℃、650℃、700℃と熱処理を行ったところ、650℃を超えた辺りから、内側のフィラメントサブバンドル内の Nb 芯が Nb3Sn
相へ変化するのに伴って、Nb3Sn 層が膨張し、フィラメントサブ
バンドル間で Ti 化合物による拡散経路の詰まりが生じることが確認された。これには Sn 芯中の Ti 量が多すぎたことも考えられる。Fig. 2 に示すように、Ti 化合物の詰まりは 700℃熱処
理後も解消されることはなく、Sn 拡散がブロックされ、外側 Nb
フィラメントでは Nb3Sn 層の形成が極めて不十分となった。
これらの結果をもとに、MF684 ではフィラメントサブバンドル
間の Sn、Ti 経路を確保するよう Nb 芯数、Nb フィラメント径、マトリクス比を再デザインした。700℃で熱処理した試料につMF817
MF4477
MF684

1200
1000
800
600
400
200
0

4.2 K
8

10

12

14

16

18

20

Magnetic field (T)Fig.3 Jc–B characteristics of all samples. Jc of MF684 is about
600 A/mm2@16 T and 1400 A/mm2@12 T, which are far
beyond those of conventional bronze-route Nb3Sn wires.

― 38 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-p03

A15 線材

Cu-Sn-Zn ୕ඖ⣔䝤䝻䞁䝈䜢⏝䛔䛯 Nb3Sn ⥺ᮦ䛾㉸ఏᑟ≉ᛶ䛻䛚䛡䜛୍᪉ྥᘬᙇ䜂䛪䜏ຠᯝ
Unidirectional tensile strain effect on superconducting property of Nb3Sn
multifilamentay wires using various Cu-Sn-Zn ternary bronze matrices⳻἟㻌Ⰻග 䠄᰾⼥ྜ◊䠅 䠗 ᑠ㯮㻌ⱥಇ 䠄ᮾᾏ኱䠅 䠗 ㇂ཱྀ㻌༤ᗣ 䠄㻔 ᰴ 㻕㻌኱㜰ྜ㔠ᕤᴗᡤ䠅 䠗 ⳥ụ㻌❶ᘯ 䠄≀㉁ 䞉 ᮦᩱ◊✲ᶵᵓ䠅㻴㻵㻿㻴㻵㻺㼁㻹㻭㻌㼅㼛㼟㼔㼕㼙㼕㼠㼟㼡㻌㻔㻺㻵㻲㻿㻕㻧㻌㻻㻳㼁㻾㻻㻌㻴㼕㼐㼑㼠㼛㼟㼔㼕㻌㻔㼀㼛㼗㼍㼕㻌㼁㼚㼕㻚㻕㻧㼀㻭㻺㻵㻳㼁㻯㻴㻵㻌㻴㼕㼞㼛㼥㼍㼟㼡㻌㻔㻻㻭㼃㻕㻧㻌㼍㼚㼐㻌㻷㻵㻷㼁㻯㻴㻵㻌㻭㼗㼕㼔㼕㼞㼛㻌㻔㻺㻵㻹㻿㻕㻱㻙㼙㼍㼕㼘㻦㼔㼕㼟㼔㼕㼚㼡㼙㼍㻚㼥㼛㼟㼔㼕㼙㼕㼠㼟㼡㻬㼚㼕㼒㼟㻚㼍㼏㻚㼖㼜㻝㻚㻌䛿䛨䜑䛻
Zn 䜢ᅛ⁐䛧䛯㧗 Sn ⃰ᗘ Cu-Sn-Zn ྜ㔠ẕᮦ䜢⏝䛔䛯
Nb 3 Sn ᴟ⣽ከⰺ⥺ᮦ䛾ヨస䛻ᡂຌ䛧䚸Zn 䛻䜘䜛 Nb 3 Sn ┦䛾⏕ᡂಁ㐍ຠᯝ䛸ᆒ㉁䛺 Zn 䛾ẕᮦ୰䛷䛾ṧᏑ䜢ሗ࿌䛧䛶䛔䜛[1]䚹䛭䛧䛶䚸ṧᏑ䛧䛯 Zn 䛜 Nb 3 Sn ┦⏕ᡂᚋ䛾ẕᮦ䛾ᅛ⁐ᙉ໬䛻ᐤ୚䛩䜛ྍ⬟ᛶ䛜䛒䜚䚸 Nb 3 Sn ⥺ᮦ䛾㧗ᙉᗘ໬䜈䛾᪂䛧 䛔 ヨ 䜏 䛸 䛺 䜛 䛸 ⪃ 䛘 䜙 䜜 䜛 䚹 䛭 䛣 䛷 䚸 Zn 䜢 ᅛ ⁐ 䛧 䛯
Cu-Sn-Zn ྜ㔠ẕᮦ䜢⏝䛔䛯 Nb 3 Sn ᴟ⣽ከⰺ⥺ᮦ䛾ᶵᲔ≉ᛶ䜢᫂䜙䛛䛻䛩䜛┠ⓗ䛷䚸⥺ᮦ䛻୍᪉ྥᘬᙇ䜂䛪䜏䜢༳ຍ䛧䛯᫬䛾⮫⏺☢ሙ≉ᛶ䛾ኚ໬䛻䛴䛔䛶ホ౯䛧䛯䚹[2]䚹⥺ᮦ㛗䛿 15mm 䛸䛧䚸⥺ᮦ୧➃䜢 Cu 㟁ᴟ䛻༙⏣௜䛡䛧䛯䚹䛭䛧䛶䚸㟁ᅽ➃Ꮚ㛫㊥㞳䜢 10mm 䛸䛧䛯䚹䛭䛧䛶䚸୍᪉䛾㟁ᴟ䛜㛗ᡭ᪉ྥ䛻䝇䝷䜲䝗䛩䜛䛣䛸䛷⥺ᮦ䛻୍᪉ྥ䛾ᘬᙇኚᙧ䛜ຍ䛘䜙䜜䜛䚹ᘬᙇኚᙧ䛻క䛖䜂䛪䜏㔞䛿䚸⥺ᮦ䜢ୖୗ䛻ᣳ䜐䜘䛖䛻᥋╔䛧䛯䜂䛪䜏䝀䠉䝆䛾ฟຊ䛾ᖹᆒ್䛸䛧䛯䚹ヨᩱ䜢䝉䝑䝖䛧䛯䝥䝻䞊䝤䜢 18T ㉸ఏᑟ䝬䜾䝛䝑䝖䛻ᤄධ䛧䛯䚹㟁Ẽ᢬ᢠ⋡䛸እ㒊☢ሙ䛾㛵ಀ䠄 R-B ᭤⥺䠅䛿䚸ヨᩱ䜢ᡤᐃ䛾䜂䛪䜏䜢ຍ䛘䛯ᚋ䛻䚸100mA 䛾㟁ὶ䜢㏻㟁䛧䛺䛜䜙እ㒊☢ሙ䜢ᤲᘬ䛧䛯䚹⮫⏺☢ሙ䠄Hc2䠅䛿䚸R-B ᭤⥺䛾䜸䝣䝉䝑䝖䛸䛧䛯䚹㻞㻚㻌ᐇ㦂᪉ἲ
Table.1 䛻♧䛩䜘䛖䛺✀䚻䛾 Sn 㔞䛸 Zn 㔞䛾 Cu-Sn-Znẕ ᮦ 䜢 ⏝ 䛔 䛯 䝤 䝻 䞁 䝈 ἲ Nb 3 Sn ᴟ ⣽ ከ ⰺ ⥺ ᮦ ( ⥺ ᚄ 䠖
0.9mm) 䜢⏝ព䛧䚸550 䉝-100 䡄+650 䉝-100h 䛾஧ẁ⇕ฎ⌮䜢⾜䛳䛯䚹䛭䛾㝿䚸Ar 㞺ᅖẼ䛸䛧䛯䚹䛣䜜䛿䚸⇕ฎ⌮㐣⛬䛷䛾Zn 䛾⵨Ⓨ䜢ᢚไ䛩䜛┠ⓗ䛷䛒䜛䚹⮫⏺☢ሙ≉ᛶ䛻䛚䛡䜛ᘬᙇ䜂䛪䜏ຠᯝ䛿䚸㉸ఏᑟ⥺ᮦ䛾ᶵᲔ≉ᛶ䛾ホ౯䛻ᐇ⦼䛾䛒䜛ᮾ໭኱㔠◊䛾༠ຊ䛾䜒䛸䚸
Fig.1 䛻♧䛩ᙉ☢ሙୗᘬᙇ䜂䛪䜏༳ຍ⿦⨨䜢⏝䛔䛶ホ౯䛧䛯㻟㻚㻌ᐇ㦂⤖ᯝFig.2 䛻䚸Sample-D ⥺ᮦ䛻䛚䛡䜛୍᪉ྥᘬᙇኚᙧ๓ᚋ䛾
R-B ᭤⥺䛾ẚ㍑䜢♧䛩䚹 ᗘ䛿 10K 䛸䛧䛯䚹ኚᙧ๓䛾⮫⏺☢
ሙ䛿䚸15.444 T 䛸ぢ✚䜒䜙䜜䛯䚹୍᪉䚸 0.1% 䛾ᘬᙇ䜂䛪䜏䜢༳ຍ䛩䜛䛸䚸15.667 T 䛸䛺䜚䚸≉ᛶ䛜ྥୖ䛧䛯䚹䛣䜜䛿䚸⮫⏺
㟁ὶ≉ᛶ䛾ᣲື䛸ྠᵝ䛻䚸⥺ᮦෆ㒊䛾ṧ␃䜂䛪䜏䛜䚸ᘬᙇኚᙧ䛻క䛳䛶⦆࿴䛥䜜䜛䛯䜑䛷䛒䜛䛸⪃䛘䜙䜜䜛䚹

Table. 1 Nominal composition of the Cu-Sn-Zn bronze
matrices for the bronze processed Nb 3 Sn multifilamentary
wires
Item (code)
Sample-A
Sample-B
Sample-C
Sample-D

Matrix (mass%)
Cu-10Sn-10Zn-0.3Ti
Cu-12Sn-6Zn
Cu-12Sn-6Zn-0.3Ti
Cu-13.5Sn-4Zn-0.3Ti

Fig. 2 R-B curves under 10 K of the sample-D wire before andafter unidirectional tensile deformation
1)
2)

Fig. 1 Sample setting configuration of the Hc2 measurementwith unidirectional tensile deformation

Y. Hishinuma et al.: J. Cryo. Super. Soc. Jpn., 50,(2014), p.194-201.
H. Oguro et.al: IEEE Trans. Appl. Supercond, 20,(2010), p.1424-p.1427

ᮏ◊✲䛿 NIFS ᰾⼥ྜᕤᏛ䝥䝻䝆䜵䜽䝖(UFFF036) 䚸NIFS୍ ⯡ ඹ ྠ ◊ ✲ (NIFS14KECF013) 䚸 ཬ 䜃 ⛉ ◊ ㈝ ( ᇶ ┙(B)16H04621) 䛾ᨭ᥼䜢ཷ䛡䛯䚹䛭䛧䛶䚸ᘬᙇ䜂䛪䜏༳ຍୗ䛷䛾 ᐃ䛿䚸ᮾ໭኱Ꮫ㔠◊ඹྠ฼⏝◊✲(15H0024) 䛻᥇ᢥ䛥䜜䛶ᐇ᪋䛥䜜䛯䚹― 39 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-p04

A15 線材

超高スズ濃度ブロンズ法 Nb3Sn 極細多芯線材の研究開発
Research and Development of Super-High-Tin Content Nb3Sn Maltifilamentary Wires
菊池 章弘 (NIMS); 谷口 博康, 水田 泰次, 水田 泰成 (大阪合金) ; 飯嶋 安男 (NIMS)KIKUCHI Akihiro (NIMS); TANIGUCHI Hiroyasu, MIZUTA Taiji, MIZUTA Yasunari (OAW); IIJIMA Yasuo (NIMS)
E-mail: KIKUCHI.Akihiro@nims.go.jp
1. はじめに
ブロンズ法 Nb3Sn 線材の高性能化は、ブロンズ原料の高
Sn 濃度化により達成されてきた。我々は、ブロンズ法 Nb3Sn
線材の一層の特性向上を図るために、新しい超高 Sn 濃度
ブロンズ合金の開発を精力的に推進している。α相の Sn 固
溶 限 を は る か に 超 え た 過 去 最 高 の Sn 濃 度 と な る Cu18.5mass%Sn ブロンズでも、Ti 添加量を調整することで優れた冷間加工性が発現する。今回、新しい高 Sn 濃度ブロンズを原料に極細多芯線の試作を行った。

4. 極細多芯線材の冷間伸線加工
熱間押出後のマルチ材は、冷間で伸線加工と中間焼鈍を行って、外径 1.0mm まで縮径した。さらに加工性を確認する
ために、一部は外径 0.3mm まで伸線加工を行った。Fig.3 は18.5mass%Sn-1.6mass%Ti 組成の高 Sn 濃度ブロンズ合金を使用した極細多芯線材の断面で、外径は 0.3 mm である。きれいな多芯構造で、断面の崩れはみられない。さらに Fig. 3の一部を拡大した写真が Fig. 4 である。フィラメント径は約 5ミクロン。ブロンズマトリックスにはサブミクロン径の Ti 化合物
粒子が観察される。

2. 高 Sn 濃度ブロンズ原料の作製
新しい高 Sn 濃度ブロンズ合金は、黒鉛坩堝を直接水冷しながら一方向凝固させる「水田式溶製法」により溶製した。
溶製塊は、量産サイズ（～φ220）よりも小さいφ80 の実験サイズで、溶製後は組織の均質化のために 600℃で 200h の均質 化 熱 処 理 を 大 気 中 で 実 施 し た 。 組 成 は Cu17.5mass%S-.0mass%Ti 及び Cu-18.5mass%Sn-1.6mass%Ti と、比較のための通常の Cu-16mass%Sn-0.3mass%Ti 組成のブロンズも作製した。高 Sn 濃度ブロンズは適当な熱間鍛錬を実施して組織制御を行った。
3. 熱間押出加工
Fig.1 は 19 芯サブマルチビレットの外観写真である。外径が約 50mm で内径が約 44.5mm の無酸素銅管に、外径44mm の 19 芯ブロンズを挿入し真空中で電子ビーム溶接して CIP を行った。これを熱間押出して、外径 15mm に縮径した。Fig. 2 は熱間押出後の 19 芯サブマルチの外観である。
熱間押出は全く問題なく完了できた。押出比は 11.1 である。
さらに押出後の 19 芯サブマルチを六角形状に伸線加工し、それを束ねて Nb 芯が 1615 本となるようなマルチビレットを作製し、サブマルチと同様な熱間押出を実施した。マルチビ
レットの押出も問題なく実施できた。

Fig. 3 1615 filaments bronze-processed wire using Cu18.5mass%Sn-1.6mass%Ti bronze alloy. The wire diameter is
0.3 mm.

Fig. 1 19 filament sub-multi billet using new high tin bronze
alloy.

Fig. 2 19 filament sub-multi rod after hot extrusion.
Extrusion ratio is 11.1.

Fig. 4 Enlarged image of Fig. 3. The Nb filament diameter
is about 5 microns.

― 40 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-p05

A15 線材

Ta-Ni 合金をフィラメント間母材とした Nb3Al 線材の諸特性
Characteristics of Nb3Al wires with interfilament matrix of Ta-Ni alloy
菊池 章弘, 飯嶋 安男, 平田 和人 (NIMS) ; 土屋 清澄 (KEK) ; 内田 聖, 高尾 智明 （上智大）
KIKUCHI Akihiro, IIJIMA Yasuo, HIRATA Kazuto (NIMS); TSUCHIYA Kiyosumi (KEK);UCHIDA MIO, TAKAO Tomoaki (Sophia Univ.)
E-mail: KIKUCHI.Akihiro@nims.go.jp
1． はじめにフィラメント間母材を Ta-Ni 合金とする新しいデザイン
Nb3Al 線材の研究開発を進めている。ジェリーロールシングル
ビレットの再外皮は、これまで Nb 箔あるいは Ta 箔のみを複数回巻いて拡散バリア（フィラメント間母材）としていたが、Nb箔あるいは Ta 箔とともに加工性が良好な Ni 箔も同時に巻いて急熱急冷処理時に反応させて合金化する。

3． 急熱急冷処理
Fig.3 はバリア部分を拡大した EPMA による Ni のマッピン
グ図である。急熱急冷処理前の Ni はバリア部に細かく分布しており機械的に混合された様相を呈しているが、急熱急冷処
理の高温熱処理で隣接する Ta と反応して Ni が濃化し、バリ
アブは Ni が網目状に分布する組織となっている。

2． 前駆体線材
Nb/Al ジェリーロール積層体の外周に通常は Ta 箔のみを巻き込んで拡散バリアとするが、今回のデザインは、Ta 箔（厚さ 100 ミクロン）の間に Ni 箔（厚さ 10 ミクロン）を巻き込んだ構造にしている （Fig. 1）。冷間で静水圧押出加工を行い、その後に伸線加工して六角に成型したジェリーロールシングル材を 78 本束ねてマルチビレットを作製し、再び冷間で静水圧押出加工と伸線加工により、外径 1.0 mm とした （Fig. 2）。

Fig. 3 EPMA mapping of Ni for filament barrier region (a)before and (b) after RHQ treatment.
4． 引張試験（室温）の結果
Fig. 4は、急熱急冷処理後の線材（外径1.0mm）の室温における引張試験の結果である。バリア部が通常の純Nbの線材、
Nb-Niの線材、Nb-Alの線材、及びTa-Niの線材を比較した。
Ta-Niバリアの線材の引張強度は1GPaが得られ、通常のNb
バリア線材より20%ほど高強度である。
Fig. 1 Jelly-Rolled single precursor with pure tantalum andpure nickel lamination barrier.

Fig. 4 Tensile test of 78 Nb-Al solid solution filaments wirewith deferent interfilament matrix.
Fig. 2 78 filaments precursor wire with pure tantalum andpure nickel lamination barrier.

― 41 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-p06

回転機 (1)

5 kW 級ビスマス系高温超伝導誘導同期モータのガス冷媒冷却下回転特性に関する実験的検討
Experimental study on rotating characteristics of Bi-based HTS induction/synchronous motor
under refrigerant gas cooling中村 武恒，西野 竜平，黒田 健太郎 (京大)； 今川 信作 （核融合研）
NAKAMURA Taketsune, NISHINO Ryohei, KURODA Kentaro (Kyoto Univ.); IMAGAWA Shinsaku (NIFS)
E-mail: nakamura.taketsune.2a@kyoto-u.ac.jp(a) Fabricated motor(b) Cryostat

Fig. 2 Photographs of test system

Rotation Speed, N (rpm)

2000
1500
1000

Rotation speed

500

Input Command

0
0

2

4 6 8
Time, t (S)10(a) 116 K

2000

Rotation Speed, N (rpm)１．はじめに
我々は，温度可変駆動型の高温超伝導誘導同期モータ(High Temperature Superconducting Induction/Synchronous
Motor: HTS-ISM)に関する研究開発を推進している。即ち，運転温度が変化する条件においても駆動可能な HTS-ISM の研究を行っている。また，上記モータを極低温液体循環移送
ポンプに適用する検討を実施している[1]。上記研究を推進するためには，温度可変条件下における回転試験システムの開発が不可欠である。本講演では，まず 5 kW 級 HTS-ISM を設計・試作した。また，同モータを冷却するクライオスタットに GM
冷凍機を設置して，ガス冷却時回転試験に成功したので報告する。
２．5 kW 級機の試作と試験方法
本研究では，ビスマス系高温超伝導テープ材を使用して5kW級回転子の設計・試作を実施した。同回転子と銅固定子(3相4極)を組み合わせ(Fig. 1)，かつ鉛直上向きに設置して，上部のパウダーブレーキによって負荷を印加した。Fig. 2(a)には，回転試験用ホルダーに設置した試作機の外観様子を示す。また，Fig. 2(b)にはクライオスタットの外観写真を示すが，トップフランジにGM冷凍機を設置し，当該コールドヘッドと試作機ケーシングを伝導冷却する構造を開発し，さらにはガス
封入冷却条件下で回転試験を実施できるようにした。
３．結果と考察
Fig. 3には，温度116 K (HTS回転子: 常伝導状態)と73 K(HTS回転子: 超伝導状態)における無負荷急加速試験結果の一例を示す(窒素ガスを封入・冷却して実施)。同図に示す
ように，116 Kでは加速指令に対して遅れが発生しているが，73 Kでは速やかに加速追従しており，これは非線形磁束フロ
ー抵抗に伴う特性と推測できる。実験系の冷却構造や，あるいは定常回転特性など，詳細は講演当日に報告する。
謝辞
本研究は，科学研究費補助金(基盤研究(B), 26289076)ならびに核融合科学研究所・一般共同研究の一環として実施された。
参考文献
1. T. Nakamura, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, vol.
92, 3A-a11 (2015).

1500
1000

Rotation speed

500

Input Command

0
0

1

2 3 4
Time, t (S)5(a) 73 K
Fig. 3 Typical results of no-load acceleration test
(Nitrogen gas is sealed and cooled by the use of a GM
cryocooler)

Fig. 1 Photograph of fabricated 5 kW class HTS-ISM― 42 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-p07

回転機 (1)䜺䝇䛾⇕ఏᑟ䞉ᑐὶ䞉⇕ఏ㐩䜢฼⏝䛧䛯㻌඲㉸㟁ືᅇ㌿ᶵ䛾ᅇ㌿Ꮚ෭༷䛾ྍ⬟ᛶ䛾᳨ウ䛸⇕ゎᯒ㻌㻲㼑㼍㼟㼕㼎㼕㼘㼕㼠㼥㻌㼟㼠㼡㼐㼥㻌㼛㼚㻌㼞㼛㼠㼛㼞㻌㼏㼛㼛㼘㼕㼚㼓㻌㼛㼒㻌㼒㼡㼘㼘㼥㻌㼟㼡㼜㼑㼞㼏㼛㼚㼐㼡㼏㼠㼕㼚㼓㻌㼞㼛㼠㼍㼠㼕㼚㼓㻌㼙㼍㼏㼔㼕㼚㼑㼟㻌㼡㼟㼕㼚㼓㻌㼓㼍㼟㻌㼔㼑㼍㼠㻌㼏㼛㼚㼐㼡㼏㼠㼕㼛㼚㻘㻌㼏㼛㼚㼢㼑㼏㼠㼕㼛㼚㻌㼍㼚㼐㻌㼔㼑㼍㼠㻌㼠㼞㼍㼚㼟㼒㼑㼞㻌㼎㼍㼟㼑㼐㻌㼛㼚㻌㼠㼔㼑㼞㼙㼍㼘㻌㼍㼚㼍㼘㼥㼟㼕㼟㻌⏣୰㻌 ⩧㻘㻌 ᑎᑿ㻌 ᝆ㻘㻌 ኱ᓮ㻌 ༤அ㻌 㻔ᮾ኱㻕㻌㼀㻭㻺㻭㻷㻭㻌㻿㼔㼛㻘㻌㼀㻱㻾㻭㻻㻌㼅㼡㼠㼍㼗㼍㻘㻌㻻㻴㻿㻭㻷㻵㻌㻴㼕㼞㼛㼥㼡㼗㼕㻌㻔㼁㼚㼕㼢㻚㻌㼛㼒㻌㼀㼛㼗㼥㼛㻕㻌㻱㻙㼙㼍㼕㼘㻦㻌㼠㼍㼚㼍㼗㼍㻬㼛㼔㼟㼍㼗㼕㻚㼗㻚㼡㻙㼠㼛㼗㼥㼛㻚㼍㼏㻚㼖㼜㻌୍᪉ప㏿ᅇ㌿ᶵ䛾ሙྜ㢼ᦆ䛿ᑠ䛥䛔䛜䝖䝹䜽䛜኱䛝䛟䚸౵ධ⇕䛜ᴫ⟬䛷⣙ 㻝㻤㻜㻜㻌㼇㼃㼉䛸኱䛝䛟䛺䜛䛣䛸䛜ண᝿䛥䜜䜛䛯䜑チᐜ౵ධ⇕䜢኱䛝䛟䛩䜛ᚲせ䛜䛒䜛䚹䛭䛣䛷ὶయ䜢ᅇ㌿㍈᪉ྥ䛻ὶ䛧䛯ሙྜ䛻䛴䛔䛶 㻴㼑 䛾ὶ㔞䜢ኚ䛘䛶⇕ゎᯒ䜢⾜䛳䛯䛸䛣䜝ὶ㔞䜢኱䛝䛟䛩䜛䛸チᐜ౵ධ⇕䛜኱䛝䛟䛺䜚䚸෭༷䛻䛚䜘䛭 㻝㻌㼇㼗㼓㻛㼟㼉䛾ὶ㔞䛜ᚲせ䛷䛒䜛䛣䛸䛜ศ䛛䛳䛯㻔㻲㼕㼓㻚㻌㻟㻕䚹㻌㻡㻚 ⤖ㄽ㻌
ᮏ◊✲䛻䜘䛳䛶䚸㢼ᦆ䛜኱䛝䛟䛺䜛㧗㏿ᅇ㌿ᶵ䜔䝖䝹䜽䝏䝳䞊䝤䛛䜙䛾౵ධ⇕䛜኱䛝䛟䛺䜛ప㏿ᅇ㌿ᶵሙྜ䛻㛵䛧䛶䜒䚸ὶయ䛾㐺ษ䛺ᅽຊ䜢㑅䜣䛰䜚ᙉไⓗ䛺ὶ䜜䜢స䜚䛰䛧䛯䜚䛩䜛䛣䛸䛻䜘䛳䛶෭༷ྍ⬟䛷䛒䜛䛣䛸䛜ศ䛛䛳䛯䚹䝰䝕䝹タィ䜢ヲ⣽䛻䛩䜛䛣䛸䛜ㄢ㢟䛷䛒䜛䚹䜎䛯෭፹䛻䜺䝇䜢⏝䛔䜛䛸㍈ཷ㒊䜢෭༷䛧䛶䛧䜎䛖䛯䜑䚸෭༷㒊ศ䛸㍈ཷ㒊䛻 ᗘ໙㓄䜢䜒䛯䛫䜛䛣䛸䛜ᮃ䜎䜜䚸ᵓ㐀䛻䛴䛔䛶䜒෌ᗘ⪃䛘䜛ᚲせ䛜䛒䜛䚹㻌㻞㻜㻜㻼㼑㼞㼙㼕㼟㼟㼕㼎㼘㼑㻌㼔㼑㼍㼠㻌㼕㼚㼢㼍㼟㼕㼛㼚㻌㼍㼚㼐㻌㼣㼕㼚㼐㼕㼚㼓㻌㼘㼛㼟㼟㻌㼇㼃㼉◊✲⫼ᬒ䛸┠ⓗ㻌඲㉸㟁ᑟᅇ㌿ᶵ䛿⯟✵ᶵ⏝䝰䞊䝍䜔㢼ຊⓎ㟁ᶵ➼ᵝ䚻䛺ศ㔝䜈䛾ᛂ⏝䛜⪃䛘䜙䜜䛶䛔䜛䚹䛧䛛䛧㟁ᶵᏊ䛸ᅇ㌿Ꮚ䜢ู䚻䛻෭༷䛩䜛䛯䜑䛾෭፹ὶ㊰䜢⪃䛘䜛ᚲせ䛜䛒䜚䚸ᵓ㐀䛜」㞧໬䛩䜛䛯䜑䚸䜘䜚⡆༢䛺෭༷ᵓ㐀䜢⪃᱌䛩䜛ᚲせ䛜䛒䜛䚹ᮏ◊✲䛷䛿䚸䜺䝇䛻䜘䜛⇕ఏᑟ䜔ᅇ㌿䛷⏕䛨䜛 䛻䜘䜛⇕ఏ㐩ཬ䜃䚸㍈᪉ྥ䛻ὶయ䜢ᚠ⎔䛥䛫䛯ሙྜ䛾ᑐὶ䛻䜘䜛ఏ⇕ಁ㐍䜢฼⏝䛧䛯ᅇ㌿Ꮚ෭༷䛾ྍ⬟ᛶ䜢⇕ゎᯒ䛻䜘䜚᳨ウ䛩䜛䚹㻌㻞㻚 ෭༷ᶵᵓ㻌ᮏ◊✲䛷䛿⏺☢ᕳ⥺䛻⮫⏺ ᗘ 㻥㻞㻌㼇㻷㼉䛾 㼅㻮㻯㻻 ⥺ᮦ䚸㟁ᶵᏊᕳ⥺䛻⮫⏺ ᗘ 㻟㻥㻌㼇㻷㼉䛾 㻹㼓㻮㻞 ⥺ᮦ䜢᝿ᐃ䛩䜛䚹෭༷ᶵᵓ䛸䛧䛶䛿ᅛᐃᏊഃ䜢෭፹䛾ఏᑟ෭༷䛻䜘䜚 㻞㻜㻌 㼇㻷㼉䛻෭༷䛧䚸ᅇ㌿Ꮚഃ䛿ᅛᐃᏊ䛸䛾⇕ఏ㐩䛻䜘䛳䛶෭༷䛥䜜䛯ᅛᐃᏊ㻙ᅇ㌿Ꮚ㛫䛾䜺䝇ὶయ䛻䜘䛳䛶㛫᥋ⓗ䛻෭༷䛩䜛䚹ᚲせ䛷䛒䜜䜀䛺䜣䜙䛛䛾᪉ἲ䛷ᅇ㌿㍈᪉ྥ䛻䜺䝇䜢ὶ䛧䛶ఏ⇕ಁ㐍䛥䛫䚸ᅇ㌿Ꮚ䛾 ᗘ䜢 㻡㻜㻌㼇㻷㼉⛬ᗘ䛻෭༷䛩䜛䚹㻌㻟㻚 ゎᯒ᪉ἲ㻌㼀㼍㼎㼘㼑㻌 㻝 䛾ᅇ㌿ᩘ䛾␗䛺䜛஧䛴䛾䝰䝕䝹䛻ᑐ䛧䛶஧ḟඖ㍈ᑐ㇟䝰䝕䝹䜢సᡂ䛧䛯㻔㻲㼕㼓㻚㻌 㻝㻕䚹ቃ⏺᮲௳䛿ὶయ䛾ᅛᐃᏊቃ⏺䜢 㻞㻜㻌 㼇㻷㼉䚸ᅇ㌿Ꮚቃ⏺䛻䛿ᅇ㌿஧㔜෇⟄䛾⇕ఏ㐩⋡䜢୚䛘䛯㼇㻝㼉䚹ᅇ㌿Ꮚ䛾ഃ㠃䛛䜙౵ධ⇕䛜䛒䜛䛸䛧䛶ኚᩘ䛸䛧䛶୚䛘䚸䛭䛾௚䛾ቃ⏺䛿᩿⇕᮲௳䛷䛒䜛䚹㻲㻱㻹 ゎᯒ䜢⾜䛔ᐃᖖ≧ែ䛾 ᗘศᕸ䜢ồ䜑䜛䚹ᅇ㌿Ꮚ⾲㠃䛾 ᗘ䛜 㻡㻜㻌㼇㻷㼉䛻䛺䜛౵ධ⇕㻔チᐜ౵ධ⇕䛸࿧䜆䛣䛸䛻䛩䜛㻕䜢ồ䜑䛶䚸㢼ᦆ䜔ᐇ㝿䛾౵ධ⇕䛸ẚ㍑䛧䛶෭༷ྍ⬟䛛䜢᳨ウ䛩䜛䚹㻌㻠㻚 ゎᯒ⤖ᯝ㻌䜺䝇 㻴㼑 䜢෭፹䛸䛧䛶⏝䛔䛯ሙྜ䛾ὶయ䛾ᅽຊ䛸チᐜ౵ධ⇕ 䚸 㢼 ᦆ 䛾 㛵 ಀ䜢 㻲㼕㼓㻚㻌 㻞 䛻 ♧ 䛩 䚹 㧗 ㏿ ᅇ ㌿ ᶵ 䛸 ྠ ᵝ䛾㻿㼡㼜㼑㼞㻳㻹 䝥䝻䝆䜵䜽䝖䛾◊✲ሗ࿌䛻䜘䜜䜀౵ධ⇕䛜⣙ 㻠㻜㻌㼇㼃㼉䛷䛒䜛䛯䜑 㻲㼕㼓㻚㻌㻞㻌㻔㼍㻕䜘䜚㢼ᦆ䜢⪃៖䛩䜜䜀 㻝㻜㻙㻞䡚㻝㻌 㼇㻼㼍㼉䛾పᅽ䛾䜺䝇 㻴㼑 䜢⏝䛔䜜䜀෭༷ྍ⬟䛷䛒䜛䛣䛸䛜ศ䛛䜛䚹㻌㻝㻡㻜㻼㼑㼞㼙㼕㼟㼟㼕㼎㼘㼑㻌㼔㼑㼍㼠㻌㼕㼚㼢㼍㼟㼕㼛㼚㼃㼕㼚㼐㼕㼚㼓㻌㼘㼛㼟㼟

㻝㻜㻜
㻡㻜
㻜
㻜㻚㻜㻝

㻝

㻝㻡㻜

㻼㼑㼞㼙㼕㼟㼟㼕㼎㼘㼑㻌㼔㼑㼍㼠㻌㼕㼚㼢㼍㼟㼕㼛㼚㼃㼕㼚㼐㼕㼚㼓㻌㼘㼛㼟㼟

㻝㻜㻜
㻡㻜
㻜
㻜㻚㻜㻝

㻝

㻴㼑㼍㼠㻌㼕㼚㼢㼍㼟㼕㼛㼚㻴㼑㼍㼠㻌㼕㼚㼢㼍㼟㼕㼛㼚㻼㼑㼞㼙㼕㼟㼟㼕㼎㼘㼑㻌㼔㼑㼍㼠㻌㼕㼚㼢㼍㼟㼕㼛㼚㻌㼇㼃㼉㻾㼛㼠㼛㼞㻭㼚㼍㼘㼥㼟㼕㼟㻌㼍㼞㼑㼍
Z

㼆㻩㻜

㼆㻩㻝㻚㻞

㻲㼕㼓㻚㻌㻝㻦㻌㻞㻰㻌㼍㼤㼕㼟㼥㼙㼙㼑㼠㼞㼕㼏㻌㼙㼛㼐㼑㼘㻌㼛㼒㻌㼠㼔㼑㻌㼒㼡㼘㼘㼥㻌㼟㼡㼜㼑㼞㼏㼛㼚㼐㼡㼏㼠㼕㼚㼓㻌㼙㼍㼏㼔㼕㼚㼑㻌㻹㼛㼐㼑㼘㻌

㼀㼍㼎㼘㼑㻌㻝䠖඲㉸㟁ᑟᅇ㌿ᶵ䝰䝕䝹䛾௙ᵝ㻌㻝㻦㻌㻸㼛㼣㻙㼟㼜㼑㼑㼐㻌 㻞㻦㻌㻴㼕㼓㼔㻙㼟㼜㼑㼑㼐㻌㻼㼛㼣㼑㼞㻌㼇㻹㼃㼉㻌㻾㼛㼠㼍㼠㼕㼛㼚㼍㼘㻌㼟㼜㼑㼑㼐㻌㼇㼞㼜㼙㼉㻌㻭㼕㼞㻌㼓㼍㼜㻌㼇㼙㼙㼉㻌㻾㼛㼠㼛㼞㻌㼐㼕㼍㼙㼑㼠㼑㼞㻌㼇㼙㼉㻌㻭㼤㼕㼍㼘㻌㼘㼑㼚㼓㼠㼔㻌㼇㼙㼉㻌

㻝㻜㻌
㻝㻜㻌
㻤㻜㻌
㻟㻌
㻝㻚㻞㻌

㻝㻜㻜
㻼㼞㼑㼟㼟㼡㼞㼑 㼇㻼㼍㼉㻝㻜㻜㻜㻜㻔㼎㻕 㻟㻢㻜㻜㼞㼜㼙㻌㻲㼕㼓㻚㻌㻞㻦㻌㻼㼑㼞㼙㼕㼟㼟㼕㼎㼘㼑㻌㼔㼑㼍㼠㻌㼕㼚㼢㼍㼟㼕㼛㼚㻌㼍㼚㼐㻌㼣㼕㼚㼐㼕㼚㼓㻌㼘㼛㼟㼟㻌㼍㼟㻌㼍㻌㼒㼡㼚㼏㼠㼕㼛㼚㻌㼛㼒㻌㼜㼞㼑㼟㼟㼡㼞㼑㻲㼘㼡㼕㼐㻾㼛㼠㼛㼞㻌㼛㼡㼠㼑㼞㻝㻜㻜㻜㻜㻔㼍㻕 㻝㻜㼞㼜㼙㻌㻿㼠㼍㼠㼛㼞
㻭㼕㼞㻌㼓㼍㼜

㻝㻜㻜㻼㼞㼑㼟㼟㼡㼞㼑 㼇㻼㼍㼉㻞㻜㻜㻼㼑㼞㼙㼕㼟㼟㼕㼎㼘㼑㻌㼔㼑㼍㼠㻌㼕㼚㼢㼍㼟㼕㼛㼚㻌㼍㼚㼐㻌㼣㼕㼚㼐㼕㼚㼓㻌㼘㼛㼟㼟㻌㼇㼃㼉

㻝㻚

㻣㻜㻌
㻟㻢㻜㻜㻌
㻞㻜㻌
㻜㻚㻤㻤㻌
㻞㻚㻠㻟㻡㻌

㻠㻡㻜㻜
㻠㻜㻜㻜
㻟㻡㻜㻜
㻟㻜㻜㻜
㻞㻡㻜㻜
㻞㻜㻜㻜
㻝㻡㻜㻜
㻝㻡㻟㻌㼃
㻝㻜㻜㻜
㻡㻜㻜
㻜
㻜㻚㻜㻜㻝
㻜㻚㻜㻝

㻜㻚㻝
㻝
㻲㼘㼛㼣㻌㼞㼍㼠㼑 㼇㼗㼓㻛㼟㼉㻝㻜㻲㼕㼓㻚㻌㻟㻦㻌㻼㼑㼞㼙㼕㼟㼟㼕㼎㼘㼑㻌㼔㼑㼍㼠㻌㼕㼚㼢㼍㼟㼕㼛㼚㻌㼍㼟㻌㼍㻌㼒㼡㼚㼏㼠㼕㼛㼚㻌㼛㼒㻌㼒㼘㼛㼣㻌㼞㼍㼠㼑ཧ⪃ᩥ⊩㻌㼇㻝㼉㻌 㻹㻚㻲㼑㼚㼛㼠㻘㻌 㼑㼠㻚㻌 㼍㼘㻌 䇾 㻭㻌 㼞㼑㼢㼕㼑㼣㻌 㼛㼒㻌 㼔㼑㼍㼠㻌 㼠㼞㼍㼚㼟㼒㼑㼞㻌 㼎㼑㼠㼣㼑㼑㼚㻌㼏㼛㼚㼏㼑㼚㼠㼞㼕㼏㻌㼞㼛㼠㼍㼠㼕㼚㼓㻌㼏㼥㼘㼕㼚㼐㼑㼞㼟㻌㼣㼕㼠㼔㻌㼛㼞㻌㼣㼕㼠㼔㼛㼡㼠㻌㼍㼤㼕㼍㼘㻌㼒㼘㼛㼣㻘䇿㻌㻵㼚㼠㼑㼞㼚㼍㼠㼕㼛㼚㼍㼘㻌㻶㼛㼡㼞㼚㼍㼘㻌㼛㼒㻌㼀㼔㼑㼞㼙㼍㼘㻌㻿㼏㼕㼑㼚㼏㼑㼟㻌㻡㻜㻘㻌㻞㻜㻝㻝㻚― 43 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-p09

回転機 (1)

閉磁路型収束着磁法を用いた高温超電導界磁磁石の電磁界解析
Magnetic Field Analysis of High-Temperature Superconductor Field Pole Using ConvergenceMagnetized Method with Closed Magnetic Circuit
都築 啓太，鈴木 悠之介，及川 大，安藤 浩哉，塚本 武彦（豊田高専）
Tsuzuki Keita, Suzuki Yunosuke, Oikawa Dai, Ando Hiroya, Tsukamoto Takehiko(National Institute of Technology, Toyota College)
E-mail : J1603@toyota.kosen-ac.jp

Fig.1 Schematic view of HTS motor

0.8

Target magnetic field
Reproduction magnetic field

0.6
0.4
0.2

B [T]

1．はじめに現在、米国をはじめ、ドイツ、韓国を含めた各国で超電導材料を用いた回転機の開発が盛んにおこなわれている[1,2]。
わが国でも高温超電導材料を用いた回転機の開発の動向について様々なグループが報告をしている。我々のグループでは、大型電気推進船舶用のモータにバルク高温超電導体（バルク体）を用いることで、高出力小型化を実現する研究を行っている。着磁をすることで永久磁石のように使用でき、励磁を必要としないというバルク体の特徴は、モータを小型化するという点において非常に重要な要素となる。
そこで我々のグループでは、静磁場着磁法を応用しバック
ヨークにより形成される磁路を効果的に用いた閉磁路型収束
着磁法を考案した。先行研究において、電磁解析を用いた簡易的な捕捉磁束の再現手法により、提案手法によりモータ機
器内でバルク体に着磁が可能であることを示した[3]。本研究では、閉磁路型収束着磁法を用いた際のバルク体の捕捉磁束密度の電磁解析を行い、出力計算を行うことで、高出力小型化が実現可能な超電導モータの構造設計を実施した結果について報告する。
2．閉磁路型収束着磁法
回転機内において着磁を行う手法として、現状ではパルス
着磁法や静磁場着磁法が有力である[4]。しかしながら、パル
ス着磁は銅巻線の電機子コイルを活用できるがバルク体と着磁コイルが瞬間的に大きな力を受けるため、支持具を強固なものにする必要がある。また超電導コイルの内径側に収束される静磁場着磁は着磁コイルそのものが大きなものとなるため、機器内に収めることが困難である。
本研究で用いる閉磁路型収束着磁法は電機子コイルとして巻線した超電導コイルを用いた静磁場着磁法に用いること
でコンパクトな構造を実現するものでありラジアルギャップ型のバルク超電導回転機内に搭載される。
3．捕捉磁束密度分布
本モータの基本的な構造を Fig.1 に示す。小型船舶用の推進動力用モータへの適応を目標とし、バックヨーク外形寸法 300 mm の 4 極同期型モータを出発点として概念設計を行った。界磁子には Gd 系のバルク超電導体、電機子コイルには Bi2223 超電導巻線を用いている。
電磁解析ソフトウェア（MagNet7）を用いて、超電導巻線に励磁電流を流した時のバルク体の捕捉磁場分布を計算した。

0.0
-0.2
-0.4
-0.6
-0.8
0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

220

240

260

280

300

320

340

360

degrees [deg]Fig.2 Trapped magnetic field distribution of bulk HTS fieldpole after magnetization at 1mm above the bulk surface
Table.1 Numerical parameters in HTS motor model
Output Power [kW]15
Inner radius of rotor [mm]70
Outer diameter of back iron [mm]300
Thickness of back iron [mm]20
Rotation speed [rpm]1800
Output Torque [N・m]80.94．捕捉磁束密度および出力解析
Fig.2 に捕捉磁束密度の計算結果として、軸径方向の捕捉磁束密度分布を示す。捕捉磁束密度のピークは 0.8T とな
り、分布として機械角 360 度にわたり、切れ目のない円錐状の分布を得ることが可能であることがわかる。Table.1 に本モデルを用いた出力解析の結果を示す。計算結果より目標出力
15kW、回転数 1800[rpm]と決定した。
5．まとめ
本研究では新たに考案した閉磁路型収束着磁法を用いた回転機の捕捉磁束密度の解析を行い、バルク超電導体を界磁として用いたモータの着磁を完了した。今後試作コイルおよびバルク超電導体を用いた実証実験を行い、大型超電導モータの概念設計を進める計画である。
参考文献
1. I.Kalsi and S. Karon: “Status of Superconducting Motors
for Ship Propulsion”, Marine Engineering Systems, No.
76,(2003)
2. Zhen Huang , et al.: “Pulsed field magnetization strategies
and the field poles composition in a bulk-type
superconducting motor”, Physica C: Superconductivity,
Vol. 534, Pages 73–81 (2017)
3. Y. Suzuki and K. Tsuzuki “Consideration of captured
magnetic flux density in cylindrical HTS using finite
element method”, Tokai-Section Joint Conference on
Electrical, Electronics, Information and Related
Engineering, Po2-9 (2016)
4. Tetsuya Ida, et al.: “Waveform control pulse magnetizationfor HTS bulk magnet”, Journal of Physics: Conference
Series, Volume 695, Number 1(2016)― 44 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

1C-p10

回転機 (1)

インフレーション探索を目的とした宇宙マイクロ波背景放射偏光観測のための超電導磁気軸受開発の概要
Development of Superconducting magnetic bearing system for a CMB polarization modulator
operating at below 10 K
松村知岳，桜井雄基，片山伸彦，菅井肇（東京大学カブリ数物連携宇宙研究機構）；下村俊貴，寺地祐介，寺尾悠，
大崎博之（東京大学）；今田大皓，山本亮，宇都宮真，片㘴宏一（JAXA/ISAS）
MATSUMURA Tomotake, SAKURAI Yuki, KATAYAMA Nobuhiko, SUGAI Hajime (Kavli IPMU); OHSAKI Hiroyuki,
SHIMOMURA Toshiki, TERACHI Yusuke, TERAO Yutaka (Univ. of Tokyo)； IMADA Hiroaki, KATAZA Hirokazu,
UTSUNOMIYA Shin, YAMAMOTO Ryo (JAXA/ISAS)
E-mail: tomotake.matsumura@ipmu.jp
1．はじめに
本講演では、宇宙マイクロ波背景放射（Cosmic Microwave
Background=CMB）偏光観測により初期宇宙の物理を探索するための観測機器開発にて用いる超電導磁気軸受の開発概
要、及び応用超電導分野に関わる挑戦的開発項目について紹介する。
2．科学目的宇宙論という分野は、ビッグバンにて始まったとする標準宇宙論が近年の理論及び観測により確立されている。しかし、我々が住む宇宙の構造の起源、宇宙の平坦性、また宇宙の地平線問題など、標準宇宙論では未解決の観測事実が存在する。これらを一挙に説明するため、宇宙初期に起きたとされるインフレーション仮説が提唱されている。この仮説は宇宙が始まった後１０−３８秒の事象を記述するモデルである。実験的に検証が不可能に思える物理事象であるが、CMB の偏光観測により仮説の実験的検証が可能である。さらに CMB 偏光観
測は、インフレーション仮説の検証だけでなく、宇宙の大規模構造、ニュートリノの質量和などにも CMB 偏光シグナルは感度を持つ。このための世界的に地上、気球、衛星による観測、
またその準備が進んでいる。
3．観測機器としての偏光変調機と要求機能
CMB 偏光を観測するために、偏光に感度のある望遠鏡及び検出器が必要となる。CMB は 3 K の黒体放射であることが知られており、特にインフレーション由来の信号は 3 K の黒体放射に対して nK 程度の揺らぎだと期待される。こうした信号を受信するための望遠鏡は、望遠鏡自身の熱放射を低減するため冷却する必要がある。また、検出器はサブケルビンに冷却された超電導検出器を用いることで高感度を実現する。
CMB 望遠鏡の中で鍵となる観測機器の一つに偏光変調器がある。これは、微弱な入射偏光信号に変調をかけることで、検出器の時間的不安定性や系統誤差の低減を実現する。変調を実現する具体的な方法は、光学素子である半波長板を望遠鏡の光路内にて連続的に１ Hz 程度で回転させることで実現できる。
望遠鏡の光路に置くことから半波長板の直径は 0.5 m 程度、
そして望遠鏡の環境温度は 10 K 以下である。結果として、0.5 m 程度の半波長板を 10 K 以下で連続回転させることが求められ、従来の機械式軸受では発熱源となり実現性が低い。
この困難を克服するため、低温での軸受に超電導磁気軸受を採用した。この軸受は非接触式であることから摩擦が低く、低温でも連続的な回転が実現できる。こうしたシステムは米国
CMB 偏光観測気球実験 EBEX にて採用され、科学観測にて搭載された。[1]4．開発項目
現在、衛星による CMB 偏光観測を目指し、開発を進めている。開発項目は以下の通りです。


超電導磁気軸受
AC モーター
回転角度エンコーダー

アクチュエータ
磁場シールド
これらの開発項目はすべて 10 K 以下の運用温度にて動作することを想定する。特に、衛星での採用を想定する場合、衛星環境での冷凍能力に限りがあり、総発熱を 3 mW 以下を要求
するシステムの検討を行っている。
5．試作機
上記の要求を実現するために、現在小型試作機を作成し、運用温度 10 K にて動作試験及び熱的性能評価試験を行っている。図１に試作機の概要を示す。

Figure 1 A prototype polarization modulator unit
using a superconducting magnetic bearing operating
below 10 K.[2]6．まとめ
本公演では、計画概要、要求及び試作機試験の現状を紹介する。特に、超電導磁気軸受の運用温度10 K以下でのエネルギーロス及びばね定数推定に基づき、実機サイズでの性能について外挿し議論を行う。
参考文献
1. J. Klein, et al.: A Cryogenic Half-Wave Plate Polarimeter
Using a Superconducting Magnetic Bearing, Cryogenic
Optical Systems and Instruments XIII, edited by James B.
Heaney, E. Todd Kvamme, Proc. of SPIE Vol. 8150,
815004 · 2011 SPIE.
2. T. Matsumura, et al.: Design and Performance of a
Prototype Polarization Modulator Rotational System for
Use in Space Using a Superconducting Magnetic Bearing,IEEE Transactions on applied superconductivity, Vol. 26,
NO. 3, April 2016.

― 45 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会