1B-a01

マグネット・周辺技術

ILC 用伝導冷却・超伝導四極プロトタイプ磁石の性能試験
Results of performance test of the conduction cooled
superconducting quadrupole prototype magnet for ILC
木村 誠宏，山本 明（高エネ研）；TARTAGLIA Michael，KASHIKHIN Vladimir（Fermi 国立研究所）;
戸坂 泰造, 高橋 政彦（東芝）
KIMURA Nobuhiro，YAMAMOTO Akira (KEK); TARTAGLIA Michael, KASHIKHIN Vladimir (Fermi Lab.) ;TOSAKA Taizo， TAKAHASHI Masahiko (Toshiba)
E-mail: nobuhiro.kimura@kek.jp
1．はじめにInternational Liner Collider (ILC)では、主線形加速器用
クライオモジュールの真空容器内にビーム収束及び制御用超伝導磁石が超伝導キャビティと共に組み込まれる．これら磁石の冷却手段としてモジュール内に設置されているキャビティ冷却用飽和超流動ヘリウム管からの伝導冷却が提案されている1)．今回，米国Fermi 国立研究所（以下，Fermi研）が試作したILC用超伝導四極プロトタイプ磁石（以下，四極磁石）の伝導冷却化改造を行い，冷却・励磁試験を行った．
本講演では、伝導冷却化した四極磁石の冷却特性並びに励磁電流30Aまでの励磁特性について報告する．
2．超伝導四極磁石の伝導冷却化改造
伝導冷却化した四極磁石の仕様をTable 1に示す．四極磁
石は液体ヘリウムを用いた冷却により予め励磁特性が確認されている2)．
今回行った主要な改造点を以下に示す．
1) 4個の超伝導コイルパック表面及び磁石-冷凍機コー
ルドヘッド間に伝導冷却路として5N高純度アルミ
シート及びA1050純アルミ材を装着する．この伝導冷却化により磁石の冷却重量は400kgになった．
2) 中間に高温超伝導体製電流リードを組み込む事で四極磁石への熱侵入を抑制する．
3) 冷却用冷凍機として住友重機製1W/4K 2段パルス管冷凍機（RP-082B）を採用し，磁石と共に磁場測定用の常温ボアを持つ輻射シールド付縦型クライ
オスタットに組み込む．
伝導冷却化した磁石周囲の外観を Fig.1 に示す．
設計上の熱負荷は，冷凍機 1st Stage 41 W/45 K，2nd Stage
0.55 W/3.5K であった．パルス管冷凍機の冷凍能力 3)から求めた必要冷却時間は 10~12 日と予想された．
3．冷却・励磁試験
冷却並びに励磁特性の性能評価試験を行った．
Fig.2 に磁石の冷却特性を示す．本磁石の冷却所用時間
は，7.7 日（185 時間）で事前の予想よりも 2.3 日早い結果となった．また，冷凍機の熱負荷は 1st Stage 32 W/38.6 K，2ndStage 0.6 W/3.53K であった．
冷却完了後， AC ロス測定並びに励磁電流 30A までの遮断試験を行い，その励磁特性を確認した．励磁電流を 30A に制限したのは磁石に接続するクエンチ保護回路の KEK 側の設備の制限からである．この試験で励磁速度 0.4A/s の交流損失によるクエンチは発生せず，超伝導コイルに対して十分な
温度マージンがあることが確認した．
4．まとめ
Fermi研で試作されたILC用超伝導四極磁石の伝導冷却化改造を行い，その冷却性能を確認した．
今後，本伝導冷却化磁石はクライオスタットと共に Fermi 研に輸送され，定格電流 120A までの励磁特性試験及び精密
磁場測定を行う予定である．
参考文献
1. V. S. Kashikhin, et al.: IEEE Trans. on Applied Supercond.,
Vol. 19 (2009) p. 1176

2. V. S. Kashikhin, et al.: IEEE Trans. on Applied Supercond.,
Vol. 22 (2012) p. 400
3. N. Kimura et al.: Abstract of CSJ conference, Vol.85 (2011)
p.218
Table 1 Magnet Parameters
Magnet Type
Coil Type
Magnet Aperture (m)Magnet Length (m)Magnet Outer Diameter (m)Magnet Weight (kg)Magnet Inductance (H)Maximum Current (A)Peak Gradient @ 100 A (T/m)

Quadrupole
910 turn racetrack coil
0.039
0.74
0.28
295
10.4
100
54

Fig. 1 Conduction cooling test stand during construction: a) top
radiation shield, b) warm bore shield, c) vertical magnet support, d) Cu
lead below HTS, e) Cu/SC lead thermal anchor, f) PTCC stage 2 cold
head, g) pure Al and Cu conduction channels, h) pure Al clamps
around magnet yoke.

Fig.2 Cool down characteristics from 300 K to 4 K.

― 18 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a02

マグネット・周辺技術

TFA-MOD 法 YBCO テープ線材を用いた電流リードの開発⑦（2 kA 級超電導電流リードユニットの作製と通電特性）

Development of current lead prepared by the TFA-MOD processed YBCO tapes ⑦(Transport performance of 2 kA class current lead units)
本橋春樹、坂井裕貴、細野優人、山田豊（東海大）;
小泉勉、引地康雄、箕輪昌啓（昭和電線ケーブルシステム）、田村仁、三戸利行（核融合科学研究所）
Haruki MOTOHASHI, Yuki SAKAI, Yuto HOSONO, Yutaka YAMADA, (Tokai University);
Tsutomu KOIZUMI, Yasuo HIKICHI, Masahiro MINOWA (SWCC); Hitoshi TAMURA, Toshiyuki MITO (NIFS)
E-mail:2BAZM014@mail.tokai-u.jp

1.

はじめに
前報 TFA-MOD 法 YBCO テープ線材を用いた電流リードの開発⑥では、2 kA 級電流リードユニットを 10 組使用
した集合型超電導電流リードの作製と通電特性について報告した。本報では、新たに 24 本の YBCO テープ線材を用いて小型化をした 2 kA 級超電導電流リードユニットを作製し、通電特性及び熱侵入量を評価したので報告する。
2.

実験方法
TFA-MOD 法により作製した YBCO テープ線材は、幅5 mm、厚さ約 130 μm（Hastelloy substrate: 100 µm、YBCO
layer: 1.5µm、Ag layer: 24 µm）である。
Fig. 1 に作製した電流リードユニットの外観及び模式図を示す。YBCO 線材を 4 枚 1 組に重ね合わせ、表裏 3 列にFig. 1Current lead unit prepared by twenty four YBCO tapes.

配置後、両端を Cu 電極にハンダ接合し、計 24 本の YBCO
線材を用いた電流リードユニットを作製した。電圧測定は
電流リードユニット全体の発生電圧 Voverall、Cu 電極-YBCO
線材間の発生電圧 VCu(+)・VCu( - )、YBCO 線材の発生電圧
VYBCO である。また、自作のロゴスキーコイルを用いてス
イープ時の起電力を測定し、YBCO 線材の偏流を評価した。
なお、通電試験は核融合科学研究所において行った。
3.

実験結果及び考察
Fig. 2 に 24 本の YBCO 線材の素線 Ic 値（@77 K, s. f. ）を示す。YBCO 線材の素線 Ic 値は、最小値 147 A、最大値は155 A、平均値 152 A であった。
Fig. 3 に電流リードユニットの通電結果(@77 K, s. f. ) を示す。2000 A 通電時まで YBCO 線材には電圧が発生せず、Fig.2 Transport critical current of twenty four YBCO tapes
prepared for a current lead unit at 77 K in self field.

3000 A 通電時に最大 14 µV、3500 A 通電時には最大 71 µVの電圧が発生した。Cu 電極部の電圧 VCu(+) と VCu( - ) は通電電流とともにほぼ直線的に増加し、3500 A 通電時に 1.6 mVおよび 1.4 mV であった。これら VCu(+) と VCu( - ) の和は、Voverall の 3.1 mV にほぼ等しくなった。
ロゴスキーコイルに発生した起電力から YBCO 線材に流れる電流値を計算した。スイープレート 1000 A/s で、3000 A まで通電した時には表側 12 本の YBCO 線材に 1570 A、裏側 12
本は 1280 A と計算され、表裏で 300 A 程度の偏流が認められた。この時 計算された合計値は 2850 A となり、実際の通電電流値とは 150 A の差が生じたが、YBCO 線材に流れる直流電流の偏流をある程度定量的に評価できたものと思われる。

Fig.3 Transport current at 77 K for the current lead.

― 19 ―

第86回

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1B-a03

マグネット・周辺技術

1 kA 級ペルチェ電流リードの開発
Development of 1 kA - class Peltier Current Lead菅根 秀夫，引地 康雄, 箕輪 昌啓 （昭和電線）；浜辺 誠, 渡邊 裕文, 河原 敏男, 山口 作太郎 （中部大学）
SUGANE Hideo, HIKICHI Yasuo, MINOWA Masahiro (SWCC); HAMABE Makoto, WATANABE Hirofumi, KAWAHARA Toshio,
YAMAGUCHI Satarou (Chubu University)
E-mail: h.sugane036@cs.swcc.co.jp

1．はじめにペルチェ電流リード(以下 PCL)とは、中部大学の山口らによって考案されたペルチェ素子を用いた電流リードである[1]。
昭和電線では、中部大学との共同研究により、この PCL の大容量化に取り組んできた。2009 年以降、中部大学の 200 ｍ級直流超電導送配電システム実証試験路(CASER-2)に組み込 ま れ 、 そ の 有 効 性 が 確 認 さ れ て い る [2, 3] 。 し か し 、CASER-2 の通電容量が 2 kA であるのに対し、PCL 単体の通電容量は 100 A であるため、CASER-2 には 23 対(正極負極
併せて 46 本)もの PCL が端末部に並べられている。今回、我々はコンパクトな終端部の実現を目指し、より大容量な PCLを開発するため、1 kA 級 PCL の試作と評価を行った。

3．通電性能評価
各サンプルの性能を評価するため、下記の測定を行った。
まず、Fig. 1 のようにペルチェ素子と銅電極の接続界面から銅電極側に 2 mm ずらした位置に熱電対を取り付けた(TH, TL)。
そして、通電回路を成す導体の内、サンプル下部に取り付けた導体を液体窒素に浸漬し、TL 部を初期温度(-85℃)に設定した。その後、サンプルと液面の距離を固定して冷却能力を一定に保ち、一定時間(5 分)温度変化が無いことを確認した
後、通電を行った。通電は一定時間おきに電流値をステップ状に上昇させ、各電流値における到達温度を測定した。
半田の溶融を防ぐため、TH が 150℃に達した時点で通電を終了し、その電流を最大電流値 IMax とした。また、ΔT が最大値を取る点を IΔ、TL が最小値をとる電流値を Ieff とした。

2．サンプル諸元
大容量化に当たり、下表のようなサンプルを作製した。

SampleTable 2 Experimental results.
SampleA
B
B’C

Table 1 Property of samples.
Designed Ratio of cross
Remarkcurrent
sectional area

A

100 A

1.0

B
B’

200 A
200 A

2.2
2.2

C

1 kA

10.5

With heat sink.

サンプルは全て、銅電極とペルチェ素子を半田接続して作製したものである。サンプル A は CASER-2 に採用されている PCL を模した構造であり、通電容量は 100 A で設計した。
サンプル B は通電電流が 200 A、サンプル C は 1 kA で最適となるよう、ペルチェ素子断面積と電極サイズを大きくしたものである。また、B’はサンプル B に放熱フィンを取り付けて高温側の放熱効果を高めたものである。

Efficient Current

Fig. 1 The procedure of measurement.

Ieff

IΔ

IMax

80 A
120 A
140 A
500 A

> 160 A> 280 A
280 A
> 1200 A

160 A
280 A
340 A
1200 A

4．評価結果Ieff はペルチェ効果による冷却とジュール熱、伝熱による熱侵入の和が最小になる電流値で、冷媒への熱侵入量低減効
果を最大に得られる電流値であるといえる。また、 I Δ はペルチェ効果による熱の汲み上げと、ジュール熱や熱伝導による熱侵入がバランスする電流値であり、この点より電流値が大きな領域は PCL の効果が小さくなっていく領域である。
Table 2 の結果によると、サンプル A, B, C の Ieff はそれぞれ 80, 120, 500 A であり、設計値と比べて小さい値である。これは、理論計算では TH = 27℃で固定されている[4]のに対し、測定時には電流を流すほど温度が上昇し、理論計算における熱伝導の項のずれが大きくなったためと考えられる。
また、サンプル A, B, C において電流値を増加させていくと、ΔT が最大を示す前に TH が測定上の上限温度に達し、IΔの特定ができなかった。IΔを確認するため、サンプル B に
放熱フィンを取り付けたサンプル B’の測定を行ったところ、IMax が増大し、ΔT の最大値を確認することができた。更に、Ieff
も 140 A となり、サンプル B よりも設計値に近い値となった。これは、TH の上昇が抑えられたためと考えられる。
サンプル D においても Ieff は 1 kA に達しないものの、IΔが1 kA 以上であることを確認できた。この結果から、最適化には調整が必要だが、1 kA 通電時に PCL の効果を得られることが確認できた。今後、今回の 1 kA 級 PCL の構造(サンプル D の構造)に放熱フィンやその他の冷却構造を付与することで、Ieff
が 1 kA の PCL を開発する予定である。
参考文献
1. S. Yamaguchi et al; Physica C Vol. 471 (2010) p.1300
2. T. Kawahara et al; Physics Procedia Vol. 27 (2012) p.380
3. H. Sugane et al; Physics Procedia Vol. 27 (2012) p.384
4. K. Sato et al; Cryogenics Vol. 41 (2001) p.497― 20 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a04

マグネット・周辺技術

シート状自励振動式ヒートパイプ（OHP）の室温動作可視化実験
Visible experiments of the flat-plate oscillating heat pipe （OHP） at room temperature
三戸 利行, 夏目 恭平, 柳 長門, 田村 仁 (NIFS)
MITO Toshiyuki, NATSUME Kyohei, YANAGI Nagato, TAMURA Hitoshi (NIFS)
e-mail: mito@ nifs.ac.jp
1．はじめに高温超電導（HTS）マグネットの冷却特性を改善するため、巻線内に組込可能なシート状の低温動作自励振動式ヒート
パイプ（OHP: Oscillating Heat Pipe）の開発研究を行っている。
2 枚のステンレス板にヒートパイプ流路となる溝をレーザー加工し、その上下面に板を積層して 4 枚の板を真空ロウ付けす
ることで立体的な流路を構成する薄いシート形状の OHP を開発した。低温での動作実験に先立ち、ヒートパイプ上面を透明なプラスチック板に置き換えた OHP を製作し、エタノールを作動流体とした室温での OHP 動作可視化実験を行った。マグネットへの組込みを想定し、複数の OHP を作業流体を補給するバッファータンクに並列接続した配置で自励振動の発生と OHP としての動作を確認した。
２． シート状自励振動式ヒートパイプ（OHP）

Fig. 2 Design concept of a flat-plate OHP.

Fig. 3 Design of HTS magnets using the built-in OHP

Fig. 1 Schematic representation of OHP.
OHP の動作原理を Fig.1 に示す。気液２相の作動流体で満たされたヒートパイプ流路は、加熱端(Evaporator)と冷却端(Condenser)の間を繰り返し折り返した構造をしている。加熱端と冷却端の温度差によって、気相と液相が膨張、収縮すること
により自励振動が発生し、縞模様の気液混合相が移動することで加熱端から冷却端に素早く効率的に熱を輸送することができる。Fig.2 に４枚の板を積層したシート状 OHP の構造を示す。中央の上下２枚の板には、互い違いの位置となるヒートパ
イプ流路が溝加工され、端部で流路が繋がるように溝が切られている。２枚を重ねることにより、上側から下側、下側から上側へと繰り返し折り返す、ヒートパイプ流路が構成される。
３．OHP 動作可視化実験
Fig.3 に巻線内に OHP を組み込んだ HTS マグネットの設計例を示す。HTS 線材をダブルパンケーキ巻きしたコイルの両側に OHP を埋め込んだ冷却パネルを挟み込む。巻線内で発生した熱は OHP により、巻線の内外半径側に速やかに伝えられる。巻線の内外半径側には、冷凍機からの冷媒を循環する
冷却流路が設けられており、ここで OHP の両端が冷却される。
OHP のマグネット組込状態での動作特性を確認するため、低温での実証実験に先立って、室温での動作可視化実験を行った。可視化実験装置の構成を Fig. 4 に示す。講演では撮影した動画も用いて可視化実験の様子を紹介する。

Fig. 4 Experimetlal setup to visualize the operation of OHPs
参考文献
[1]
[2]

― 21 ―

夏目恭平他, ｢低温動作振動式ヒートパイプの開発｣, 2011年度秋季低温工学・超伝導学会講演概要集, p. 152.
夏目恭平他, ｢シート状自励振動式ヒートパイプ（OHP）の低温動作実験」, 2012年度秋季低温工学・超伝導学会, 1B-a05

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a05

マグネット・周辺技術

シート状自励振動式ヒートパイプ（OHP）の低温動作実験
Cryogenic experiments of the sheet-shaped oscillating heat pipe （OHP）
夏目 恭平，三戸 利行，柳 長門，田村 仁（NIFS）
NATSUME Kyohei, MITO Toshiyuki, YANAGI Nagato, TAMURA Hitoshi (NIFS)
E-mail: natsume@nifs.ac.jp
1．はじめに高温超電導（HTS）マグネットの冷却特性を改善するため、巻線内に組込可能なシート状の低温動作自励振動式ヒート
パイプ（OHP: Oscillating Heat Pipe）の開発研究を行っている
1), 2)。2 枚のステンレス板にヒートパイプ流路となる溝をレーザー加工し、その上下面に板を積層して 4 枚の板全体を真空ロウ付けすることで立体的な流路を構成する薄いシート形状のOHP を開発した。室温での動作可視化実験 3)の成功を受けて、クライオスタットと GM 冷凍機を用いて低温動作実験を行った。水素、ネオン、窒素をそれぞれ作動流体として OHP の動作を確認し、実効的な熱伝導率を測定することによって、高い熱輸送特性を持つことがわかった。
2．自励振動式ヒートパイプ（OHP）
OHP は細いパイプを何重にも折り曲げた形状の流路を持
つ熱輸送機器である。OHP に作動流体を気液混合状態になるよう適量封入し、両端を加熱・冷却すると、蒸発・凝縮を伴う
圧力変化が振動流を駆動し、潜熱と顕熱によって熱を素早く輸送する 3)。

6

P1
7 N2

Ne

9

H2

11

P2

5

8

Cooling part (Condenser)

3

4
1

Heating part
(Evaporator)
102

1. Cryogenic OHP
2. Cu bus bar connecting
OHP and GM cryo‐cooler
3. GM cryo‐cooler
4. Filling pipes of working
fluid
5. Valve
6. Buffer tank
7. Pressure gauge
8. Gas storage of working
gases (H2, Ne, N2)
9. Vacuum pump
10. Radiation shield
11. Cryostat

Fig. 1

Schematic detail of the cryogenic experimentFig. 2

Data of a cryogenic experiment for H2 as working fluid

3．実験方法
Fig. 1 に実験装置の概略図を示す。OHP をクライオスタット
真空容器内に設置し、OHP に冷凍機とフォイルヒーターを接続することによって、OHP の断熱及び冷却と加熱を行う。各所に温度計や圧力系を設置することに、作動流体の封入量を調整し、OHP の動作を確認する。ヒーター入熱量及び加熱部と冷却部の温度差を測定することによって、OHP の実効的な熱伝導率を求めた。
4．実験結果と考察
Fig. 2 に水素を用いたシート状 OHP の低温動作実験のデータを示す。上から凝縮部（冷却部）と蒸発部（加熱部）の温度、その凝縮部と蒸発部との温度差、ヒーター入熱量をそれぞれ表している。ヒーター入熱量に伴い温度は上昇するが、各部の温度差には大きな変化が無いことがわかる。グラフ後半（5000 s 以降）は冷凍機側の温度調整を誤ったことにより、凝縮部の温度が下がり過ぎ、熱輸送特性が低下している。
Table 1 に OHP 低温動作実験の結果をまとめた。作動流
体として水素、ネオン、窒素を用いた。運転温度はそれぞれ
18-24 K (H2), 26-32 K (Ne), 79-84 K (N2) となった。作動流
体を変えることによって、幅広い温度域で使用することが出来る。液体封入率はおよそ 20-60 % の間で動作を確認した。本
実験では、バッファータンクの容量と安全弁の限界圧力による制限によって、比較的低い液体封入率でしか実験を行えていないので、実際はより多くの作動流体を封入しても動作すると考えられる。得られた実効的な熱伝導率は 850-3500 W/m·Kになった。これらの値は、超伝導導体の安定化材として用いられる純度の高い銅やアルミニウムの熱伝導率と比べ、同程度
かやや高い値である。但し、シート状 OHP はステンレススティ
ール製なので、銅やアルミニウムに比べると、機械的強度が高いという利点がある。さらに、OHP は原則的に入熱量が大きい程、熱伝導率が高くなる傾向がある。従って、シート状
OHP を適用することによって、冷却安定性と剛性の観点から
高温超電導マグネットの高性能化が期待出来る。

Table 1Results of Experiments of the sheet-sheped
cryogenic OHP

Working
fluid

Operatingtemperature(K)

Filling rate ofliquid (%)

H2
Ne
N2

18 – 24
26 – 32
79 - 84

23 – 60
23 – 53
22 - 45

Effective
thermalconductivity(W/m·K)
~850
~2500
~3500

参考文献
1. K. NATSUME et al., Abstract of CSSJ Conference, Vol. 84,(2011), p. 132, 2P-p13
2. K. NATSUME et al., Abstract of CSSJ Conference, Vol. 85,(2011), p. 152, 2P-p35
3. T. MITO et al., Abstract of CSSJ Conference, Vol. 86,(2012), 1B-a04― 22 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a06

Ｙ 系パンケーキコイル

Y 系線材を用いたパンケーキ型コイルに加わる過渡熱応力分布の解析
Analysis of transient thermal stress distribution in pancake-coil with coated conductor髙橋 利典，宮城 大輔，津田 理（東北大）；濱島 高太郎（八戸工大）
TAKAHASHI Toshinori, MIYAGI Daisuke, TSUDA Makoto (Tohoku University);
HAMAJIMA Takataro (Hachinohe Institute of Technology)
E-mail: takatoshi@ecei.tohoku.ac.jp

2．解析条件Fig.1(a)にテープ断面を，Fig.1(b)にコイル寸法を示す。絶縁被覆した superpower 社製の YBCO 超電導線 (SCS4050)を用いたシングルパンケーキコイルを解析モデルとして用いた。巻枠は厚み 10 mm の GFRP 円筒，巻数を 50 ターンとし，
巻線部の内径を 60 mm , 外径を 80 mm とした。解析は温度，
応力分布ともに三次元有限要素法を用い行った。その際材料の比熱，熱伝達率の温度依存性を考慮に入れた[2][3]。温度については室温を 300 K，液体窒素温度を 77 K とし，コイ
ル表面を冷却，昇温温度に固定した場合について非線形非定常熱伝導解析を行った。

Temperature [K](a)cross section of tape(b) dimension of coilFig.1 Analytical model
0

1sec.
3sec.
5sec.

-100

-200
20

bobbin(GFRP)Winding

30

0

-10
-20

1sec.
3sec.
5sec.
static state

-30

参考文献
1. T.Takematsu, et al,: Physica C, 470(2010) pp.674-677
2. 低温工学協会: 超電導・低温工学ハンドブック, オーム社
3. 熱物性ハンドブック編集委員会:熱物性ハンドブック,養賢堂
4. D.C. van der Laan, et al,: Supercond. Sci. Technol.20 (2007)
765.
5. Y. Xie, et al.: Applied Superconductivity Conference,
Washington DC., USA, Aug. 2, 2010― 23 ―

-40
-50

30

32

34

36

38

40

Radial position [mm]Fig.3 Radial stress distribution within YBCO layers(cool-down process)bobbin(GFRP)

Temperature [K]0Winding

1sec.
3sec.
5sec.

-100

-200
20

30

40

Radial posistion [mm]Fig.4 Temperature distribution within a coil(warm-up process)60

Radial Stress [MPa]3．解析結果室温から液体窒素温度に冷却した場合のコイル内の温度分布を Fig.2 に，応力分布の解析結果を Fig.3 に示す。温度
分布についてみると，GFRP 部に特に熱が残っており，巻線部との間に明確な温度差があることが分かる。応力分布については，冷却後の定常状態と冷却途中の状態とでは値が大きく異なり，応力値は冷却開始時から大きくなり始め，1sec.を境に小さくなる。最内層で径方向応力は最大となり，特に 1sec.
の時コイル最内層で約 -50 MPa の応力が発生している。しかしこの応力は圧縮応力であるため，これが剥離に寄与するとは考えにくい。また。一方，液体窒素温度から室温に昇温した場合のコイル内の温度分布と応力分布の解析結果をそれ
ぞれ Fig.4，5 に示す。Fig.5 をみると，最内層で 1sec.の時約+55 MPa となり，冷却定常状態に比べ大きな値となった。この
値は YBCO 層の剥離する応力の値(+10~+20 MPa[4]，または>+40 MPa[5]) を超えており，剥離に寄与する可能性が高い。
過渡的な熱応力は冷却・昇温されているコイル表面と，熱が残っているコイル内部との温度差が主な原因と考えられるため，特にコイルを昇温する際に表面の急激な温度上昇を抑制することが重要となる。

40

Radial position [mm]Fig.2 Temperature distribution within a coil(cool-down process)Radial Stress [MPa]1．はじめにY 系線材は高磁界中で高い電流密度を有するので，SMES やマグネット等への応用が期待されている。しかし Y 系
線材を用いたコイルをエポキシ含浸し使用する際，コイル特性が劣化するという問題が生じている[1]。これは冷却時や昇温時の熱応力による超電導層の剥離が原因と考えられる。コ
イルを室温から液体窒素温度(77K)に冷却した場合，冷却での定常状態の最大熱応力は+数 MPa 程度となり，剥離が起きることは考えにくい。そこで，コイルを室温から液体窒素温度まで冷却した場合と，液体窒素温度から室温まで昇温した場
合についてコイル内部の過渡的な温度分布と応力分布について解析を行った。

40

1sec.
3sec.
5sec.
static state

20
0

30

32

34

36

38

40

Radial position [mm]Fig.5 Radial stress distribution within YBCO layers(warm-up process)
第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a07

Ｙ 系パンケーキコイル

パンケーキコイル高強度化のための新コイル構造（１）‐新コイル構造の提案‐
A new stress control structure for high strength pancake coil wound with ReBCO conductors-Proposal of new stress control structure長屋 重夫、平野 直樹、渡部 智則（中部電力）；淡路 智（東北大学）；石山 敦士（早稲田大学）
NAGAYA Shigeo， HIRANO Naoki, WATANABE Tomonori (Chubu Electric Power);
AWAJI Satoshi, (Tohoku Univ.)； ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.)
E-mail: Nagaya.Shigeo@chuden.co.jp
1．はじめに超電導コイルの高磁場応用には、電磁力に対する耐性の高いコイル構造が必須である。今回、Y 系超電導線材の強度のみに依存するのではなく、コイルを構成する枠や側板によって、作用する電磁力（フープ力）をコイル構造体全体で支えるパンケーキコイル構造を開発した。Yoroi-coil と称する、コイル内部の応力を制御する新コイル構造を報告する。また、超電導特性を低下させない低温で硬化が可能な液状樹脂を用い、Y 系超電導線材のはく離を抑制し、曲げに強いフレキシ
ブルな超電導線材被覆技術を開発したので報告する。
2．液状樹脂による絶縁被覆
ワニス被覆は硬化させる処理温度が高く、超電導特性を低下させる恐れがあるため、Y 系超電導線材の絶縁には、樹脂テープを巻きつける手法が採られている。この手法は、コイルなどの曲げ加工の際に、樹脂テープが切れたり偏ったりして絶縁性能が低下したり、線材間に不均一な応力が発生する可能性などが問題で、最終的にはエポキシ等の樹脂含浸を行って一体化することで対応する必要がある。しかし、含浸で一体化すると線材間に発生する半径方向の応力によって、線材内部の層間剥離を起こす問題が発生していた。今回、超電導特性を低下させない低温で硬化が可能な液状樹脂を超電導線材被覆に適用し、フレキシブルな絶縁被覆を形成することで、エポキシ含浸を不要とした。図１に絶縁被覆を施した Y
系超電導線材の断面を示す。液状変成ポリアミドと称するこの樹脂の物性は、商用周波数破壊電圧（ACBD）が 10 kV / 25
μm （厚）で従来の樹脂テープと同等であり、熱伝導率は約 2
W / K m で、樹脂テープの 10 倍程度の高い熱伝導率を有す
るので、伝導冷却によるコイル応用に適用することも可能な絶縁である。この塗布絶縁を 11 m 長の Y 系超電導線材に施し、シングルパンケーキコイルを作製し、パラフィンによるモールドを併せて実施し、プロセスごとにコイルの通電特性を評価した。
図２に示すように、超電導特性に一切の劣化は認められず、
この絶縁手法が有効であることが確認された。
3．構造強化高強度コイル（Yoroi-coil）
超電導コイルでは、高電流密度化して強磁場を発生させることが出来るが、線材には、これを伸ばそうとする強い電磁力（フープ力）が働く。コイルに作用する電磁力は、コイルの発生磁場 (B) と電流密度 (J) とコイル径 (R) の積 (B×J×R)
が大きいほど強く作用するため、大型コイルでは作用する応Fig. 2 I -V characteristics of SP coil measured at each
力がコイルの強度を超えてコイルの特性低下や破壊が生じな
いよう、電流密度を低下させるため通電電流を抑制し、超電導線材の通電特性を十分に発揮することが出来ないという問題があった。Y 系超電導線材は、ハステロイのような高強度金
属を基板として使用することで、線材の機械強度が高く、線材自体が強い電磁応力を支えるコイル構造が実現でき、これまでの超電導コイルよりもはるかに強い電磁応力に耐えることが可能となると考えられる。しかし、Y 系超電導コイルでは、上記の線材の剥離問題もあり、超電導線材自体の引張強度を十分活用することはできなかった。
今回、（Yoroi-coil : Y-based oxide superconductor andreinforcing outer integrated coil）と称するコイル化手法を開発した。この手法は、超電導線材に作用する電磁力を図３ のように超電導線材だけでなく、コイルの面方向の側板で支えることによって、超電導線材の強度の限界を超える電磁力に耐えることを可能にする。超電導線材の強度のみに頼るのではな
く、側板の「よろい」を用いてコイル構造全体で応力を支えるのである。この新構造コイルは大型の強磁場コイルほど超電導線材の通電特性を発揮できる構造である。
4. 謝辞
本研究は「イットリウム系超電導電力機器技術開発プロジェ
クト」の一部としてNEDOの委託により実施されたものである。

Fig.3 A schematic of supporting mechanism of"Yoroi-coil" structure against electromagnetic force

Fig.1 Cross-section of coated conductor insulated byliquid resin of low-temperature-curable-polyamide― 24 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a08

Ｙ 系パンケーキコイル

パンケーキコイル高強度化のための新コイル構造（２）‐検証実験‐
A new stress control structure for high strength pancake coil wound with ReBCO conductors- Verification experiments渡部 智則、長屋 重夫、平野 直樹（中部電力）；淡路 智、小黒 英俊（東北大学）；石山 敦士（早稲田大学）
WATANABE Tomonori， NAGAYA Shigeo, HIRANO Naoki (Chubu Electric Power);
AWAJI Satoshi, OGURO Hidetoshi (Tohoku Univ.)； ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.)
E-mail: Watanabe.Tomonori@chuden.co.jp
1．はじめに
電磁力に対する耐性の高いコイル構造は、高磁場応用において超電導線材の通電特性を発揮するために必要である。
コイルに作用する電磁力をコイル構造体全体で支える構造を、
Y 系超電導線材を用いたダブルパンケーキコイルに適用し、フープ力の耐性を検証した。その結果、電磁力計算で1.7GPa の応力に対して、コイル全体で応力を支えることでコイル特性は低下せず、超電導特性を維持したという結果を得たので報告する。試験中の超電導線材の引張ひずみは最大
0.4％程度で、Y 系超電導線材の不可逆ひずみよりはるかに
小さく、コイル構造体が応力を支えることで線材のひずみを制限していることが判明した。
2．検証実験
液状変成ポリアミドを使用して絶縁被覆を施した(GD,Y)BCO 超電導線材 （IBAD+CVD プロセス）を用いて、Yoroi-coil （ Y-based oxide superconductor and reinforcing
outer integrated coil ）構造のダブルパンケーキ（DP）コイルを作製した。コイルの巻線部分は、内径 219 mm、外径 240 mm、高さ 24 mm で、ターン数は 34 ずつ上下のコイルに巻かれている。フレームと側板は G-ＦRP 製で、フレーム内のコイル巻線はパラフィンでモールドしてある。図１にコイル外観を示す。
液体ヘリウム浸漬によりこの DP コイルを 4.2K まで冷却し、8 Tの外部磁界を印加後にコイル通電することで、フープ応力耐性を検証した。
3．実験結果図 2 に Yoroi-coil 構造の DP コイルを、外部磁界 8T において繰り返し通電した際の、電極を除くコイル全体の I-V 測定結果を示す。測定装置の上限である 1,500 A まで通電を行ったところ、超電導コイには誘導で発生した電圧のみが観察されコイルに抵抗が生じて発生した電圧は認められず、超電導状態を維持していたことが判る。このとき、コイル周方向に作用するフープ応力は、線材が完全に独立として磁界(B)×電流密度(J)×半径(R)で計算し、かつ実質的に応力を負担するハステロイのみに応力が負荷されたとすると最大で1.7GPa であった。この値は、Y 系超電導線材の不可逆応力
をはるかに超えているのである[1]。Yoroi-coil 構造では超電導線材に作用する電磁力を超電導線材だけでなく、コイルのFig. 2 I-V characteristics of the DP coil with
"Yoroi-coil structure excited in 8 T magnetic field.
面方向の側板で支えることによって、高強度化を図っている。
実際にコイル巻線中の超電導線材のひずみをひずみゲージで測定し、超電導線材のひずみがコイル構造によって低減されていることを確認した。図 3 に通電電流の変化による、DP コ
イル中の超電導線材のひずみの変化を測定した結果を示す。
ここに示したのは、DP コイルの上部コイルで、最内層と最外層の超電導線材にそれぞれ３箇所ひずみゲージを設置して測定した結果である。超電導線材の最大ひずみは約 0.4 ％であった。Y 系超電導線材の限界ひずみは引っ張り試験で0.7 % 程度なので、さらに大きな応力でも耐えられる可能性を示している。また、0.4 % 程度のひずみなので、超電導線材には最大で 500～800 MPa [1]の応力が加わっていることとな
り、コイル構造によって超電導線材に作用する応力が低減されていることが明らかになった。
4. 謝辞
本研究は「イットリウム系超電導電力機器技術開発プロジェ
クト」の一部としてNEDOの委託により実施されたものである。
参考文献
1. M. Sugano, et al.: Journal of CSJ, Vol. 46, No. 5 (2011)
p.220
0.5

Upper, outside 1
Upper, outside 2
Upper, outside 3

Strain ( % )0.4Upper, inside 1
Upper, inside 2
Upper, inside 3

0.3
0.2
0.1
0
-0.1
0

500

1000

1500

Current ( A )Fig.3 Current dependence of the strain of superconducting
wire in DP coil armature with "Yoroi-coil structure

Fig.1 An outlook and specifications of the
double-pancake (DP) coil with "Yoroi-coil structure.

― 25 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a09

Ｙ 系パンケーキコイル

パンケーキコイル高強度化のための新コイル構造（３）‐応力/ひずみ解析
A new stress control structure for high strength pancake coil wound with REBCO conductors (3)–Stress/strain analysis‐
淡路 智，小黒英俊，渡辺和雄（東北大金研）； 渡部智則, 平野直樹, 長屋重夫（中部電力）； 石山敦士（早稲田大学）
AWAJI Satoshi, OGURO Hidetoshi, WATANABE Kazuo (Tohoku Univ.); WATANABE Tomonori, HIRANO Naoki, NAGAYA
Shigeo (Chubu Elect. Power co ltd); ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.)
E-mail: awaji@imr.tohoku.ac.jp
で約 600MPa の応力となり，外側リングと円板で残りの応力を分担していることが分かった．このコイル構造は，肉厚の圧力容器と同等となり，結果としてコイル外径が大きいほど，より大きな電磁力を受け持つことが可能となることが，さらなる計算により予想することができる．詳細は当日報告する．
なお、本研究は「イットリウム系超電導電力機器技術開発プ
ロジェクト」の一部として NEDO の委託により実施されたものである．
参考文献
1. M. N. Wilson, “Superconducting Magnets,” Oxford
Science Publications, Oxford, 1982, pp. 42-46.

Strain (%)0.5(a) SG2 upper coil inside
0.4
1st run
2nd run
0.3
3rd run
4th run
0.2
0.1
0
0.5
(b) SG5 upper coil outside
0.4
1st run
0.3
2nd run
3rd run
0.2
4th run
0.1
0
-0.1
0
500 I (A) 1000
op

1500

Fig. 1 Strains on (a) the inner and (b) the outer surfacesof the upper pancake coil as a function of operation current
in a background field of 8 T.

200

σθ

Hastelloy

coil

150
Stress (MPa)3．結果と議論
8T のバックアップ磁場中でコイルに最大 1500A までの通電を行ったが，磁束フローによる電圧は観測されなかった．このときの通電電流に対する内外層の代表的な歪み測定結果を図１に示す．測定結果から最内層で 0.4-0.5%，最外層で0.2-0.3%の歪みが，1500A の通電時に誘起されたことが分かる．一方で，最大通電電流 1500A における，コイル内部の応力分布を BJR で計算した結果，コイル内層で約 1.7GPa，最外層で約 1.2GPa の応力が電磁力によって誘起される．定性的には，コイル内層よりも外層の方が，応力が低くなる点で測定された歪みの結果と一致するが，定量的にはハステロイのヤ
ング率 200GPa を仮定しても全く合わない．すなわち，印加している電磁力から想定される歪みの約半分程度しか，コイルが変形していない計算となる．残りの電磁力をコイル外側のリ
ングと上下に取り付けた円板で支持しているとすると，以下に示すように概ね計算と合うことが分かった．図２にコイル内部，
外側リング，支持円板が分担する応力分布を示した．コイル
内部の電磁力は Wilson の式により[1]，外周リング及び円板の内部応力分布は円筒圧力容器のモデルで計算を行った．
また，測定された歪みからコイルの約半分の応力が外側リングと円板で支持されていると仮定した．具体的には，外側リングの内壁に約 24MPa の応力が，コイルから誘起されるとした．
なお，図中のコイル内部応力のみがハステロイあたりの応力に変換し，それ以外の応力は空間平均応力となっている．また，外側リングと円板は最外周で拘束されていると仮定した．
得られた計算結果から，コイルには内層で約 700MPa，外層Strain (%)

2．実験方法
テストコイルは，10mm 幅の CVD 法-(Y,Gd)BCO テープを用いて作製した，内径 219mm 外径 240mm のダブルパンケー
キコイルである．このコイルは補強として最外層に肉厚 10mmの FRP 製リングと上下に FRP 製円板で完全に覆ってある．コ
イルには最外層及び最内層のテープ表面に歪ゲージを３等配で取り付けることで，コイルの変形挙動を測定した．Hoop 試
験は，東北大学金属材料研究所強磁場センターの無冷媒大口径超伝導マグネット内部の大型クライオスタットに挿入し，液体ヘリウム中バックアップ磁場 8T 中で行った．最大の通電
電流は 1500A である．

800
600

σθ circle plate100σθ outer ring50

σr circle plate0Iσr coilσr outer ring= 1500A B = 8T

400
200

Stress (MPa)1．はじめに
REBa2Cu3Oy(REBCO, RE; 希 土 類 ) コ ー ト 線 材 (Coatedconductor)は，その高い機械特性から，超伝導磁気エネルギー貯蔵（SMES）や強磁場マグネット応用が期待されている．これまでの研究では，ハステロイあたりの応力で 1.3GPa 程度の高い引っ張り応力（すなわち hoop 応力）が限界応力とされている．しかし，その応力限界をさらに向上することができれば，より高い電流密度でマグネット設計が可能となり，よりコンパク
トな超伝導マグネットを実現できる可能性がある．我々は，
REBCO コイルを外枠と上下の円板で覆うことで，コイルを補強する手法を開発した．本研究では，実際に大きな電磁力を印加した場合のコイル変形挙動を実測し，その補強効果を実証した結果について，主に歪と応力分布の観点から議論する．

0-50 op-200
100 105 110 115 120 125 130 135
r (mm)
Fig. 2 Calculated stress distribution at 8 T and Iop=1500 A.

― 26 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a10

Ｙ 系パンケーキコイル

パンケーキコイル高強度化のための新コイル構造（４）‐3 次元数値構造解析‐
A new stress control structure for high strength pancake coil wound with ReBCO conductors-3-D Numerical Structural Analyses 王 旭東, 石山 敦士, 辻村 拓弥, 勝又 鴨久, 山川 宏（早大）；淡路 智（東北大）；渡部 智則，長屋 重夫（中部電力）
WANG Xudong, ISHIYAMA Atsushi, TUJIMURA Takuya, KTSUMATA Nobuhisa, YAMAKAWA Hiroshi (Waseda University);
AWAJI Satoshi (Tohoku University); WATANABE Tomonori, Nagaya Shigeo (Chubu Electric Power Co., Inc.)
E-mail: wan-x-don@ruri.waseda.jp
1．はじめに超電導コイルの高磁場応用には, 電磁力に対する耐性の高いコイル構造が必須である。筆者らは, Y 系超電導線材の強度のみに依存するのではなく, コイルを構成する枠や側板によって, 作用する電磁力（フープ力）をコイル構造体全体で支える新しいパンケーキコイル構造（Yoroi-coil と称する）を開発した[1-3]。また, Yoroi-coil を用いて実験した結果, 1500 A
通電による最大電磁力（BJR 計算）が 1.7 GPa に達してもコイル Ic の劣化が確認されなかった。そこで本発表では, 3 次元数値構造解析に基づいて, 上記実験結果に対して最大電磁力におけるコイルおよび支持構造体内の応力分布の評価を行ったので, その結果について報告する。なお, コイルを含めた解析結果は学会発表時に報告する。
2．数値解析
汎用非線形構造解析ソルバーMarc を用いて 3 次元有限要素解析を行った。コイル構造と GFRP 支持構造の解析モデ
ルをそれぞれ Fig. 1 と Fig. 2 に示す。コイルと GFRP 支持枠の諸元を Table 1 に示す。コイルの支持枠は大きく 5 つのパーツで構成されており, 上下プレート, 中央プレート, 中央リングとなる。解析モデルは全体の 1/8（円周 1/4, 断面 1/2）として, 4 面体要素で構成した。支持枠の隣接面は対称境界とし,コイルを挟む上下のプレートの最内周を滑動端とした。GFRP
支持枠は接着構造とネジ止め構造の 2 種類を想定し, ネジ（SUS304）は円柱状のソリッド要素として M3 の皿穴を 2 か所に設け, 支持枠間の力の伝達はボルト及び接触のみによって荷重の伝達を行うよう定義した。解析に用いた物性値を Table
2 に示す。Yoroi-coil を用いた実験結果において, コイル内層
及び外層のひずみが 0.3-0.4%となり, 周方向のローレンツ力
平均 7.4 kN/m から中央リングの内周に約 24 MPa の外力が加わると概算できる[2, 3]。この結果に基づき, 本解析は中央
リングの内周に 24 MPa の外力を加得て行った。
3．結果とまとめ接着構造とネジ止め構造の周方向応力分布の解析結果をそれぞれ Fig. 3 と Fig. 4 に示す。両構造の周方向応力は,支持枠の最外周で約 80 MPa となり, 上側プレートと中央プレートの最内周で約 120 MPa となった。また, ネジ止め構造はネジ穴周辺で 500 MPa 以上の応力集中が発生する結果となった。よって, コイルから発生した電磁力は支持枠の上下と中央プレートにも伝わり, 中央リングのみでなく支持枠全体が分担する結果となった。そのため電磁力（BJR 計算）が 1.7 GPaに達してもコイル Ic の劣化が確認されなかったと考えられる。
本研究は「イットリウム系超電導電力機器技術開発プロジ
ェクト」の一部として NEDO の委託により実施したものである。
参考文献
1. S. Nagaya, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 86(2012) 1B-a07
2. T. Watanabe, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 86(2012) 1B-a08
3. S. Awaji, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 86(2012) 1B-a09

Fig. 1 Schematic illustration of YBCO pancake coilFig. 2 Mesh structure
Table 1 YBCO pancake coil specifications
Upper/Lower plate (GFRP)
Inner/Outer diameter
Center ring (GFRP)
Inner/Outer diameter
Coil
Insulated wire width
Inner/Outer diameter

207/270 mm
240/270 mm
10 mm
219/240 mm

Table 2 Material properties
Material
GFRP (G10)
SUS304 (Screw)― 27 ―

Young's modulus (GPa)
35.4
193

Poisson's ratio
0.21
0.3

Fig. 3 Circumferential stress of bonded structure

Fig. 4 Circumferential stress of screwed structure
第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p01

HTS コイル

Bi2223テープ線材を用いた3TMRI超電導マグネットの開発-1.5T での撮像と 3T への励磁試験結果Development of 3T MRI magnet with Bi-2223 tape conductor-Results of imaging in 1.5 T and energizing up to 3 T川嶋 慎也、寺尾 泰昭、尾崎 修、一原 主税、長谷 隆司（神戸製鋼） ;北口 仁（NIMS）;佐藤 謙一、小林 慎一（住友電工）;
中嶋 巌（高島製作所）;大西 直樹（アストロステージ）;マイケル プール（クイーンズランド大）;武田 和行、浦山 慎一、福山 秀直（京大）
KAWASHIMA Shinya, TERAO Yasuaki, OZAKI Osamu, ICHIRARA Chikara, HASE Takashi (Kobe Steel,Ltd.);
KITAGUCHI Hitoshi (NIMS); SATO Ken-ichi, KOBAYASHI Shin-ichi (Sumitomo); NAKAJIMA Iwao (Takashima Seisakusho); OONISHI
Naoki (ASTRO STAGE); POOLE Michael (Univ. of Queensland); TAKEDA Kazuyuki, URAYAMA Shin-ichi, FUKUYAMA Hidenao (Kyoto Univ.)
E-mail: kawashima.shinya@kobelco.com
1．はじめにであり、当初見積もり程度であることを確認した。この時点での、磁医療の充実に伴い、MRI装置の普及率が増加しているが、場均一度は、845ppm であり、1.5Ｔでのシム調整前と同等の値、分液体ヘリウムの枯渇や高騰の問題から、液体ヘリウムを用いな布が得られた（Fig. 3）。詳細は当日報告する。

い、冷凍機冷却型のMRI装置の開発が重要になっている。

参考文献

我々は、Bi-2223テープ線材とGM冷凍機を用いた、20Kで[1]寺尾ら：2011 年度秋季低温工学超電導学会予稿集 2A-a03

運転が可能な脳用3T-MRIマグネットの開発を行っている。[1]φ1290mm

これまでに、中心磁場1.5T下で5ppmの磁場均一度を達成し、MR画像の取得に成功した。また、3.0Tへの励磁試験を実施した。今回はこれらの結果について報告する。
1310mm2．マグネット設計と仕様
マグネットは、全長44.6kmのBiテープ線材を用いた5つのコイルから構成され、クライオ高さ1310mm、クライオ外径1290mm、室温ボア
径500mmであり、GM冷凍機により20K以下に冷却して運転を行う。

Fig. 1. Photograph of 3T MRI magnet.

中心磁場は3Tで磁場均一度としてはr250mm×z200mmの空間内で5ppmを目指す。コイルの巻線は、スタイキャストを塗り込みながら行った。作製したマグネットの外観をFig. 1に示す。
3. 1.5Tでの磁場均一度補正と撮像結果初期冷却には約570時間を要し、約7Kに到達した。冷却完了後、(a)

約92Aまで通電し、1.5Tの中心磁場を発生させた。NMRプローブにて磁場分布の均一度の計測を行った結果、Peak-to-Peakでおよそ894ppmであることが分かった。ここから、鉄板を用い磁場分布均一(b)Fig. 2. Spin echo images of a Macaca brain scanned with (a) our
HTS-MRI and (b) Siemens 1.5T Sonata

度の補正作業を実施、し、計7回のシム調整で5ppmの均一度を達成

889 ppmした。その後、本プロジェクトで開発したRFコイルやスペクロトメータ

845 ppmなどと組み合わせ、撮像試験を行った。その結果をFig. 2に示す。これらの結果から、高温超電導線材を用いたMRI装置でも従来の金属系線材のMRI装置と同等の性能を発揮できる可能性を確認した。
4．3.0Tへの励磁結果

Fig. 3. The profile of magnetic field at (left) 1.5T and (right) 3.0T.

3.0T への励磁に対して、1.5T 以上の未経験領域では、これまでより励磁速度を下げ、励磁を行った。励磁中、数 mV～300mV の電圧

謝辞

スパイクが数十回発生したが、その後のコイル電圧や温度に大きなこの開発は、独立行政法人科学技術振興機構の産学イノベーション

変化は見られず 3.0T に到達した。コイル温度も約 14K までの上昇加速事業（先端計測分析技術・機器開発）による成果である。

― 28 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p02

HTS コイル5 T 発生可能な単段冷凍機冷却によるイットリウム系高温超電導磁石-磁石製作とその通電評価Five tesla class YBCO magnet cooled by single stage cryocooler-Magnet fabrication and excitation test水野 克俊，小方 正文，長嶋 賢（鉄道総研）
MIZUNO Katsutoshi, OGATA Masafumi, NAGASHIMA Ken (RTRI);
E-mail: mizuno59@rtri.or.jp
1．はじめに希土類系高温超電導線材は磁場中で優れた通電特性を有するため超電導磁石への適用が期待されており，その一つにリニア応用が挙げられる。現行の車上超電導磁石の最大発
生磁束密度は 5 T であり，これを希土類系線材によって高い
運用温度条件で実現できれば磁石の大幅な小型化が可能になる。加えて，断熱構造も簡素化できるため超電導コイル－
真空容器間の距離が短くなり，地上コイルへの鎖交磁束を増やせるので，その分，超電導磁石の起磁力を低減できる利点もある。
希土類系超電導線材のリニア応用が可能であることを実証するため，小型ながらも 5 T の磁束密度が発生可能な超電導磁石を製作した。本発表では超電導磁石の製作過程および励磁試験結果を報告する。
2．ユニットコイル製作および磁石構造
本超電導磁石では，ダブルパンケーキコイルを基本単位とし，積層することによって高磁場を得る。各ユニットコイルは銅ケースに収められており，含浸材にはパラフィンとシアノアクリ
レートを用いた[1]。SuperPower 社の線材を用いており，各ダ
ブルパンケーキあたり約 200 m 使用している。液体窒素中での臨界電流試験結果を表 1 に示す。なお，ユニットコイルの臨界電流は 0.1 μV/cm で評価した。低い n 値を示す#1，#6，#9 コイルはパラフィン含浸を行ったコイルであり，含浸過程で劣化が発生したとは考えにくく，臨界電流自体は他のコイルと比較しても遜色がないのでそのまま使用することとした。
磁石を構成する際には，10 個のユニットコイルが積層され，冷却は単段 GM 冷凍機によって行われる。単段冷凍機冷却のためふく射シールドを持たないクライオスタットの構造となっている。そのため，超電導コイル－クライオスタット外側表面までは 20 mm と極めて短い距離を実現している。その他磁石仕様を表 2 に示す。
3．励磁試験結果
励磁試験においては，電流はステップ状に掃引され，ホールドした際にコイル電圧が不安定になったところで試験終了とした。45 K での励磁試験結果を図 2 に示す。10 積層したコイ
ル全電圧及び各ユニットコイル電圧を Y 第一軸に，コイル中心磁束密度を Y 第二軸に示す。#6 および#9 コイルは通電初期から電圧が発生しており，ユニットコイル単体での低い n 値が影響している。最終的には 88 A 通電時にコイル中心磁束密度 5.5 T を達成した。88 A を越えると#8 および#10 コイルの電圧が不安定となったため通電を終了した。
励磁試験は複数の温度条件で行われ，コイル全電圧 2 mVで評価すると，40 K で 6.0 T，45 K で 5.2 T，50 K で 4.4 T の中心磁場となった。
本研究は国土交通省の国庫補助金を受けて実施した。
参考文献
1. K. Mizuno, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 85(2011) p.104

Fig.1 Overview of the 5 T class YBCO magnet
Table 1 Critical current and n-value of unit coils at 77K
Unit coil#1 #2 #3 #4 #5 #6 #7 #8 #9 #10
Ic @77 K, s.f.

28 29 32 35 36 35 32 30 29 28

n-value
12 24 26 28 21 6 23 27 14 27
Impregnation Material* P P P P C P C C P C* C: Cyanoacrylate resin, P: Paraffin wax
Table 2 Specifications of the YBCO magnet
Outer dimensions
stacked coil
Total wire length

of

the

155 mm × 155 mm × 103 mm
2 km

Inductance

1.78 H

Rating current

80 A

Current density
Outer dimensions
magnetofthe

130 A/mm2
400 mm × 400 mm × 200 mm(except cryocooler unit)

Cryocooler

Single stage GM cryocooler

Current lead capacity

100 A

Center bore

φ18 mm

Fig.2 I-V charactorisitics and magnetic flux density of thestacked coil at 45 K.

― 29 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p03

HTS コイル

50 K 以上の高温運転を目指した高温超電導マグネットに関する基礎検討
Fundamental study on HTS magnet aiming at high temperature operation above 50 K中村 武恒，高村 豊，雨宮 尚之 (京都大学)
NAKAMURA Taketsune, TAKAMURA Yutaka, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto University);
E-mail: tk_naka@kuee.kyoto-u.ac.jp

２．解析方法
解析に際しては，ビスマス系ならびにイットリウム系テープ材を対象とした。また，コイル形状としてはソレノイド形と複合形コイル[1]の2種類について検討した。
まず，短尺試料の電流輸送特性を実測し，所謂パーコレー
ション遷移モデル[2]を用いて定式化した。次に，強制通電時のコイル各部の磁界ベクトルを有限要素法によって計算し，局所的損失の加算としてコイル全体の発熱特性を解析した[3]。その際，制約条件としてコイルの総発熱（冷凍機の一般的冷却能力の50%）と最大電界（10 µ V/m）について閾値を与えた。さらに，コイル中心から直径10mm，高さ10 mmの円柱内において20 ppm以内の均一度とするコイルを解析した。なお，
上記通電特性は所謂磁束フロー現象に伴うものであり，熱励起的な磁束クリープ特性は考慮していない。さらに，イットリウ
ム系テープ材については，線材の長手方向臨界電流特性にバラつきを与え，その影響を統計学的に検討した（詳細な解析方法は文献[4]を参照）。図1（ソレノイド形）と図2（複合形）には，それぞれ検討したコイル形状を示しており，h ならびにdを変化させてコイル設計のための感度解析を実施した。
３．結果と検討
図 3 には，解析によって得られた必要線材長の温度変化を示す。同図から明らかなように，温度 55 K 程度以上の高温領域では，Y 系マグネットの必要線材長が Bi 系に比較して形状によらず低く抑えられている。また，同マグネットにおいても，線材長が温度 67 K 程度から急激に増加している。
一方，Bi 系マグネットについては，ソレノイド形が複合形に比較して低い線材長に抑えられている。さらに，温度 55 K 程
度以下の温度領域においては，Bi 系と Y 系であまり変わらな
い線材長で設計可能であった。
さらに，Y 系マグネットについて長手方向における臨界電流特性のバラつきを統計学的に考慮すると，温度 50～55 K
程度の温度領域について Bi 系と Y 系で必要線材長が殆ど変らない結果が得られている。
解析方法や同結果の詳細については，紙面の都合により講演当日に報告する。

参考文献
1. Y. Iwasa: 'Case studies in superconducting magnets(second edition)', Springer (2009).
2. T. Kiss: Physica C, Vol.392 (2003) pp. 1053-1062.
3. K. Higashikawa, PhD thesis (Kyoto University) (2007)
4. T. Nakamura, et al.: The Papers of Technical Meeting on
Appl. Supercond., IEE Japan (2007) pp. 13-17

Height(h : variable)

100 mmThickness(d : variable)

Fig.1 Schematic diagram of solenoid-type magnet.
55.55 mm
15 mm
312.8 mm
171.7 mmThickness(d : variable)
Thickness
100 mm (2d : variable)

Fig.2 Schematic diagram of compound-type magnet.

謝辞
本研究の一部は，科学研究費補助金（No. 21360132）の支援を受けて行われた。

― 30 ―

1200
1000
Tape length l / m

１．背景
本研究では，運転温度 50 K 程度以上で 0.5～5 T 程度の磁界発生可能な高温超電導マグネット開発のために基礎検討を実施している。一般に，高温超電導材料の臨界電流特性は使用温度が低下するほど向上するが、一方で冷却系（冷凍機）の効率や冷却能力は温度が上昇するほど改善される。
本研究では，高温運転マグネット実現と設計技術の確立を目指し，温度 50 K～77 K における高温超電導マグネット（中心発生磁界: 0.5 T）の通電特性を検討した。なお，本報告では直流通電特性に着目して検討しており，例えば誘導現象に伴う磁化や磁束クリープ現象他は対象にしておらず，今後検討していく予定である。

Solenoid coil ( Bi )Compound coil ( Bi )Solenoid coil ( Y )Compound coil ( Y )

800
600
400
200
0
50

Bcenter= 0.5 T
55 60 65 70 75
Temperature T / K

80

Fig.3 Analysis results of necessary tape length for HTS
magnets that generates central magnetic field at 0.5 T.
第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p04

HTS 測定高温超伝導 Roebel ケーブルと薄膜線材スタックの交流損失特性の実験的比較
Comparison of measured AC losses in HTS Roebel cableand those in stacks of coated conductors
米田 宇志，雨宮 尚之，中村 武恒（京大）；姜 哲男（IRL）
KOMEDA Takashi， AMEMIYA Naoyuki， NAKAMURA Taketsune (Kyoto University); JIANG Zhenan (IRL)
E-mail: komeda@asl.kuee.kyoto-u.ac.jp

3．まとめ
Roebelケーブルと3×2線材スタックの外部磁界なしの通電損失はよく一致したが、通電電流なしの磁化損失はRoebelケーブルが3×2線材スタックに比べて低磁界領域で大きくなった。
また、両者の全損失はほぼ一致した。

Transport current loss per strand(Jm cycle A )-1 -2

f = 65.44 Hz

-1

10-7
-8

10

10-9
-10

10

Norris-strip
-12

10

0.1

― 31 ―

1

It/Ic

Fig. 1 Comparison of transport current loss
100

f = 65.44 Hz
It = 0Brandt = 90 deg

10-1

10-2

Roebel32-stack3-stack
Roebel strand
Straight CC

10-3 -1
0
1
10
10
10
Normalized perpendicular Magnetic field component

Fig. 2 Comparison of magnetization loss101

 = 90 deg
f = 65.44 Hz
Roebel cable It/Ic = 0.49
Others It/Ic = 0.50

0

10

10-1

-2

参考文献
1. W. Goldacker, et al.: Supercond. Sci. Technol. 22 (2009)
034003

Roebel32-stack3-stack
Roebel strand
Straight CC

10-11

Normalized loss without transport current

2．実験結果各サンプルの外部磁界なしの通電損失の比較をFig. 1に示した。Roebelケーブルでは各素線に並列に通電し、線材ス
タックでは各線材を直列に接続し、各線材に同じ電流を通電した。この図では、線材一本あたりの損失を線材一本の臨界電流の2乗で規格化した。Roebel素線と薄膜線材の損失は最も小さい。次に3×1線材スタックの損失が大きく、さらにRoebel
ケーブルと3×2線材スタックの損失はよく一致し、これらは3×1
線材スタックの損失と比べて少し大きい。これは隣り合う線材に流れる電流による磁界のためであると考えられる。
各サンプルには通電せず、外部磁界をテープ面に対して垂直に印加した場合の磁化損失の比較をFig. 2に示した。この図では、線材一本あたりの損失を線材一本の臨界電流や線材幅によらないように規格化している。またE. H. BraｎdtとM. Indenbomの磁化損失の理論値も同時に示した。3×2線材
スタックと3×1線材スタックの損失は最も小さい。外部からの磁束は、3×1線材スタックのエッジ、3×2線材スタックの内側と外側の両エッジから同様に侵入するので両者はよく一致している。一方、Roebelケーブルの損失はこれらの損失に比べて低磁界領域で大きくなっており、3×2線材スタックと比べてRoebel
ケーブルの内側のエッジからは外部からの磁束が侵入しづらくなっていると考えられる。これはRoebelケーブルの転位構造による効果であると考えられる。また、Roebel素線と薄膜線材の損失は最も大きい。
各サンプルに通電すると同時に外部磁界をテープ面に対して垂直に印加した場合の通電損失と磁化損失の和である
全損失の比較をFig. 3に示した。この図では、Fig. 2と同様に規格化を行い、E. H. BraｎdtとM. Indenbomの磁化損失の理論値も同時に示した。またRoebelケーブルは負荷率が0.49のときの全損失、その他サンプルは負荷率が0.5のときの全損失を示している。Roebelケーブルと3×2線材スタックの全損失はほぼ一致した。

-6

10

Normalized loss

1．はじめに大電流導体として転位構造を持つ高温超伝導Roebelケーブルが注目されている[1]。このRoebelケーブルを様々な機器に応用していくためには、その交流損失特性の把握が重要である。そこで、Roebelケーブル(360 mm長)、薄膜線材(130 mm
長)、Roebelケーブルの素線(270 mm長)、薄膜線材3本を重ねた3×1線材スタック(200 mm長)、3×1線材スタックを二つ並べた
3×2線材スタック(200 mm長)に外部交流磁界下で交流電流を通電したときの交流損失を測定し、比較検討した。

10

Brandt-1

Roebel32-stack3-stack
Roebel strand
Straight CC
0

1

10
10
10
Normalized perpendicular magnetic field component

Fig. 3 Comparison of total AC loss

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p05

HTS 測定ポインチングベクトル法を用いた
ソレノイドコイル形状 HTS 線材の斜め磁界印加時の交流損失測定
AC loss measurements in spread magnetic fields of HTS tapes
formed into a solenoidal coil by using poynting’s vector method
古川 匡玄, 向井 実樹成, 川越 明史, 住吉 文夫 （鹿児島大・工）FURUKAWA Masaharu, MUKAI Mikinari, KAWAGOE Akifumi, SUMIYOSHI Fumio (Kagoshima University)
E-mail: k4419353@kadai.jp
１．はじめに
高温超伝導線材で発生する交流損失は機器の効率を低減させる。このため, 実機の条件下で交流損失を精度良く測定し, その特性を定量的に明らかにすることが重要である。そこ
で我々は, 外部磁界と輸送電流について制約条件の少ない
ポインチングベクトル法を応用し, ソレノイドコイル形状にした
長尺線材の交流損失測定装置を開発している[1]。これまでに,
Bi-2223 多芯テープ線材の試料コイルに, 交流輸送電流のみ,
コイル軸方向成分の交流外部磁界のみ, そしてこれらを同時に印加した時の 3 つの場合において, 実験と理論の両面から,本測定装置の有効性を実証した[2-3]。しかしながら, 実際の条件では, テープ面に対し, 斜めに印加される磁界の中で交流損失が発生している。したがって, 本測定装置でも斜め磁界中で交流損失測定が行えることを実証する必要がある。そこで, コイル軸方向に対して斜めに傾いた斜め磁界空間における交流損失測定装置の開発を行い, 斜め磁界中で測定が可能かどうかを検証した。

実際に本マグネットを作製して発生磁場を実測した結果, 設
計通りの磁界が発生していることを確かめた。
４．まとめ
ポインチングベクトル法を用いたコイル形状長尺線材の交流損失測定装置を, 斜め磁界が印加できるように改造し, 設
計通りの性能を有していることを確かめた。また, 本測定装置を用いて, 軸方向磁界印加時の交流損失測定を行った結果,
以前の装置の結果と変わらないことを確認した。

２．測定原理と測定装置
ポインチングベクトル法では, 電界測定用ポテンシャルリードと磁界測定用ピックアップコイルを用いて局所的な電界と磁界を測定し, それらの外積からポインチングベクトルを求める。
ポインチングベクトルを線材周囲の複数の点で測定し, その値を線材周囲の面で面積積分することにより交流損失を求めている。
Fig. 1(a) に, 電界測定用ポテンシャルリードと磁界測定用
ピックアップコイルの配置を示す。これらの測定素子は, サン
プルコイルの内側と外側にそれぞれセットしている。本装置ではサンプルコイル軸方向に電磁界が対称であることから，サン
プルコイル内側と外側でのみ測定を行えばよい。軸方向磁界のみ印加時は，Fig. 1(a)中に細線で示すように，内・外側の位
置にのみ測定素子をセットしていた。斜め磁界中でも同様に，
テープのエッジ部分のポインチングベクトルが無視できることを確かめるために, Fig. 1(a)に太線で示すように, サンプル
コイルの上・下側にそれぞれ 3 対ずつピックアップコイルとポテ
ンシャルリードのセットを追加した。このとき, ピックアップコイ
ルはコイル径方向磁界を測定するように巻線している。
３．斜め磁界発生マグネット
斜め磁界を発生させるために, Fig. 1(b)に示すような複合型
銅マグネットを開発した。軸方向に一様な磁界を発生させる銅
マグネットの内部に 2 つの銅マグネットを内挿した構造となっている。内挿した 2 つの銅マグネットにはそれぞれ逆向きの電流を流し, 軸方向磁界発生マグネットの中心よりやや上側で径方向の磁界を発生させている。このように, 軸方向磁界と径方向磁界を重ね合わせることで斜め磁界を作り出している。この複合型銅マグネットは, 磁界振幅 30 mT0-p, 軸方向に対する傾き（角度）10～30 度まで発生できる。一様度は, 交流外部
斜め磁界の大きさ, 角度ともに±5％未満である。
Fig. 1(a) 内に実線の四角で囲った領域が, 測定空間である。この測定空間, 軸方向に 16 mm, 径方向に 1 mm であり,

(a)

(b)
Fig.1 (a) Magnetic fields in measuring area and arrays of bothpotential leads and pick-up coils, (b) arrangement of a complex
copper magnet system to produce spread magnetic fields.
参考文献[1] Y. Kasahara, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. 14(2004) 1078
[2] Y.Haeyama, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol.
84(2011) P. 38[3] M. Mukai, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 85(2011) P. 156― 32 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p06

HTS 測定ピックアップコイル群による 5mm 幅 10 分割マルチフィラメント HTS 線材の電流分布測定
Measurement of AC current distributions in multifilamentary HTS tapes by a pickup coil array
平山 斉，岩崎 翔太，水野 正浩，川畑 秋馬，川越 明史，住吉 文夫（鹿児島大）；和泉 輝郎，塩原 融（ISTEC-SRL）
HIRAYAMA Tadashi， IWASAKI Shota, MIZUNO Masahiro, KAWABATA Shuma, KAWAGOE Akifumi,
SUMIYOSHI Fumio (Kagoshima University); IZUMI Teruo, SHIOHARA Yuh (ISTEC-SRL)
E-mail: hirayama@eee.kagoshima-u.ac.jp
1．はじめに
本研究では，低損失加工された HTS 線材内の電流分布を定量的に評価できる測定法を確立することを目的としている。
本測定法では，極小サイズのピックアップコイル群を試料線材に直接貼り付けて，試料線材表面付近の磁場分布を測定し，その結果から数値計算により電流分布を求める。これまでに 5 mm 幅 5 分割マルチフィラメント HTS 線材に対して，本測定法により測定誤差 10 %以内でフィラメント電流が得られることを報告した。また，さらなる低損失化のために 10 分割した線材も開発されており，これに対しても測定精度の評価を行ってきた[1]。今回は 5 mm 幅 10 分割マルチフィラメント HTS 線材
に対し，コイル群を構成するピックアップコイルの細線化を行
い，電流分布算出精度の向上を試みた。

棒グラフは測定結果から数値計算を用いて算出した電流値，プロットはシャント抵抗で測定した電流値である。結果より，図2(e)，(f)の電流では誤差 10%以内で精度よく電流算出が行えているが，図 2(d)の電流では誤差が最大で 20%程度となった。
この誤差については，数値計算を行う電流算出プログラムのアルゴリズムを改善することで低減が可能であり，現在検討を行っている。マルチフィラメント HTS 線材の測定結果については当日報告する。

2．磁場分布測定用ピックアップコイル群
フィラメント内部に電流分布がある 5 mm 幅 10 分割マルチ
フィラメント HTS 線材のフィラメント電流を精度よく測定するた
めには，ピックアップコイル群と試料線材間の距離を近づけること，また線材幅方向の測定間隔を細かくし詳細な磁場分布を測定する必要がある。そこで本研究では，ピックアップコイ
ル群に使用するコイルの線径を，これまでの 40 m から 30
m に細線化することで距離を近づけ，また測定間隔を細かくし磁場測定の空間分解能を向上させた。測定に用いたピック
アップコイル群の概観図を Fig. 1 に示す。Fig. 1(a)は 40 mの絶縁 Cu 線で巻線された極小サイズのコイル 30 個からなる
既存のピックアップコイル群である。1 個のコイル長は 0.25 mm，
ターン数は 3 層 17 ターンである。Fig. 1(b)はコイルを細線化したピックアップコイル群である。各コイルは 30 m の絶縁 Cu
線で巻線されており，1 個のコイル長は 0.18 mm，ターン数は
3 層 17 ターン，コイル数は 40 個である。

(a)Fig. 1 Overview of pickup coil array
120

Measured

Current, A

60
40
20
0

-2

60
Voltage, V

Calculated

50
40

0

2

4

6

8

Measured

Calculated

30
20
10
0
-2
60
50
40
30
20
10
0
-2

1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

The position of pickup coils, mm

Current, A

Voltage, V

100
80

0
2
4
6
8
The position of pickup coils, mm
Measured

Calculated
Current, A

4．測定結果Fig. 2 に，今回作製した 30 m の Cu 線で巻線されたコイルからなるピックアップコイル群による測定結果を示す。Fig.
2(a)，(b)，(c)は磁場分布の測定結果であり，縦軸はピックアッ
プコイルの測定電圧，横軸はピックアップコイルの位置を示している。図中のプロットは測定値であり，実線は算出した電流から求めた計算値である。Fig. 2(d)，(e)，(f)はフィラメント 1 本
を 3 分割し，それぞれの線材に電流要素を置いた場合，すな
わち電流要素数 30 分割において電流算出を行った場合に模擬したフィラメント毎の電流値に換算した算出結果である。

(b)

Voltage, V

3．模擬線材本測定法の測定精度を評価するために，Cu テープ線材
10 本を平行に並べて 5 mm 幅 10 分割マルチフィラメント線材を模擬した試験導体を用いた。Cu テープ線材の寸法は幅 0.4mm，厚さ 1 mm，長さ 100 mm である。各線材間には絶縁のために厚さ 0.1 mm のマイラフィルムを挿入した。各 Cu テープ線
材にはシャント抵抗を接続し，通電電流値を測定した。
測定精度の評価は，既知の電流を試料線材に通電したときの導体表面付近の磁場分布を測定し，その測定結果から数値計算により求めた電流分布と実際の通電電流とを比較することで行った。

謝辞
本研究は｢イットリウム系超電導電力機器技術開発｣事業の一環として、新エネルギー・産業技術総合開発機構（NEDO）の委託により実施したものである。

0
2
4
6
8
The position of pickup coils, mm

1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
1.4
1.2
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0

Calculated

Measured1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
The number of filaments
Calculated

Measured1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
The number of filaments
Calculated

Measured1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
The number of filaments

Fig. 2 Measured field distributions and calculated current
distributions
参考文献
1. K. Nagata, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 84(2011) p.37

― 33 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p07

HTS 測定磁気モーメントを用いた GdBCO 線材の Jc 角度依存性の非接触計測
Contactless measurement on angular dependent Jc in GdBCO coated conductor
by use of magnetic moment
雁木 卓，廣松 聖人, 今村 和孝, 東川 甲平, 井上 昌睦, 木須 隆暢（九大）；
吉積 正晃, 和泉 輝郎（ISTEC）; 飛田 浩志, 斎藤 隆(フジクラ)
GANGI Suguru，HIROMATSU Masahito, IMAMURA Kazutaka, HIGASHIKAWA Kohei, INOUE Masayoshi,
KISS Takanobu(Kyushu Univ.); YOSHIZUMI Masateru, IZUMI Teruo(ISTEC); TOBITA Hiroshi, SAITO Takashi(Fujikura)
E-mail: gangi@super.ees.kyushu-u.ac.jp

1．はじめに希土類系高温超伝導線材を用いた電力応用機器の設計、開発において、臨界電流密度 Jc の角度依存性は重要なパラメータの一つである。しかし、Jc の測定法として広く用いられている四端子法では、高 Jc 領域での発熱や低電界領域での電圧雑音の影響などの問題が存在する。本研究では、四端子法と相補的な測定法として、磁気モーメントベクトル測定による非破壊、非接触な Jc の角度依存性評価について検討した。
2．実験
通常の磁気モーメント測定においては、外部磁界に対するヒステリシス損失等への興味のため、外部磁界と並行な磁気モーメント成分 mL の測定が行われる。一方、コート線材のようなテープ状試料では、試料の回転に伴って、磁気モーメ
ント m の長手方向への投影成分も変化することから、mL のみ
によって m の振幅の変化を精度良く捉えることは困難である。
本研究では、Fig.1 に示すように、mL に加え、横方向成分 mTも測定することにより、m をベクトルとして計測し、m の角度依存性から Jc の角度依存性の評価を行った。
実験には、BaHfO3 を添加した GdBa2Cu3O7-δ 線材を用いた。超伝導層の膜厚は d=3.2μm である。同線材を幅 w=1mm、長さ l =3mm の矩形に加工して磁気モーメント測定用試料とした。磁気モーメントは SQUID を用いた磁化率計(MPMS)により測定した。
3．実験結果及び考察
試料の外部磁界に対する角度を変化させ、各角度における磁気モーメント m の垂直成分、水平成分を測定し、m の大きさをベクトル和によって求めると共に、基板の常磁性成分によるオフセットの影響を除去するため、増磁と減磁の際のヒステリシスより、Δm を次の様に求めた。

Fig.1 Schematic view of magnetic moment vector
measurement, where longitudinal, mL, andtransverse component, mT, are measured
individually.
10

11

T=50K
B=5.0T

Magnetization meas.
Transport meas. (extrapolated)c-2

J [Am ]

-6

E = 10 V/m
10

c

10

10

-90

B//c

B//ab

9

-60

-30

0

30

60

90

120

Field Angle  [deg]Fig.2 Angular dependence of Jc obtained at 50 K,
5.0 T. Magnetization measurement shows good
agreement with transport measurement at
equivalent electric field criterion of Ec=10-6 V/m.

m  ( msin ) 2  ( mcos ) 2  ( m L ) 2  ( m T ) 2

各角度における Δm を用いて、臨界状態モデルにより、Jc を次式によって求めた。

6m
J [A/m 2 ] cdw 2 (3l  w)

Fig. 2 に 50 K、5T における Jc- 特性を示す。磁化測定による結果は、四端子法による測定結果を用いて電界基準
Ec=10-6 V/m に外挿した値と定量的に良い一致を示した。
Fig.3 に磁気モーメント測定により得られた様々な温度磁場環境における Jc の角度依存性を示す。本手法によって系統的な測定を実施することが可能となる。また、4.2 K、平行磁界中の Jc 値は 2.61011A/m2 に達しており、1cm 幅の Ic 値に換算すると 8,320A に相当することから、通電法による計測は非常に困難な領域である事がわかる。すなわち、本手法を用いることによって、四端子法で測定することが難しい高 Jc 領域の角度依存性を非破壊、非接触に評価可能となった。
謝辞
本研究の一部は、イットリウム系超伝導機器技術開発の一環として、ISTEC を通じて NEDO から委託を受けて実施した。

Fig.3 Angular dependence of Jc obtained frommagnetic moment measurements at various
magnetic field strength and temperature
conditions.

― 34 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p08

HTS 測定四端子法と磁化法による GdBCO 線材の E-J 特性の比較

Comparison of E-J characteristics in GdBCO coated conductor estimated fromfour-probe method and magnetization method
廣松 聖人，雁木 卓，今村 和孝，榊原 崇志，東川 甲平，井上 昌睦，木須 隆暢（九大）；吉積 正晃，和泉 輝郎（ISTEC）；
飛田 浩志，斎藤 隆(フジクラ)
HIROMATSU Masahito， GANGI Suguru， IMAMURA Kazutaka， SAKAKIBARA Takashi，
HIGASHIKAWA Kohei， INOUE Masayoshi， KISS Takanobu (Kyushu University)，
YOSHIZUMI Masateru， IZUMI Teruo (ISTEC)， TOBITA Hiroshi， SAITOH Takashi (Fujikura)
E-mail: hiromatsu@ super.ees.kyushu-u.ac.jp

謝辞
本研究の一部は、イットリウム系超伝導機器技術開発の一環として、ISTEC を通じて NEDO から委託を受けて実施した。

E [V/m]

10

-4

10

-6

10

-8

●

experimental
analyticaltransport
0.8T

10

-10

10

-12

1.0T
1.5T

magnetization

8

9

10

10

11

10
10
2
J [A/m ]10

Fig.1 E-J characteristics measured by dc four –probe method(open symbols) and magnetization (closed symbols) at 77K.

10

11

T=77K

experimental
analytical

2

●

10

10

Ec=10-4V/mc2．実験及び考察
実 験 に は 、 BaHfO3 を 添 加 し ナ ノ 欠 陥 を 導 入 し た
GdBa2Cu3O7-δ(GdBCO)線材を用いた。四端子法による測定では長さ 500µm、幅 60µm のマイクロブリッジ形状に、磁化法では長さ 3mm、幅 1mm の矩形形状に、それぞれエッチン
グ加工を施したものを試料として用いた。
Fig.1 に四端子法と磁化緩和測定により得られた 77K での E-J 特性を示す。四端子法では 10-4V/m から 10-2V/m の電界領域に亘る E-J 特性が得られているのに対して、磁化緩和測定では 10-11V/m から 10-9V/m 程度の非常に低い電界領域の E-J 特性が得られていることが分かる。これらの実験結果に対して、我々の提出している E-J 特性の解析式を用いた考察を行った。解析式は、パーコレーションモデルに磁束クリープの影響を考慮したものである[1]。解析により得られた E-J
特性を Fig.1 中に実線で示す。同図より、四端子法と磁化法のそれぞれの実験結果に定量的に良く一致する広い電界範
囲に亘る E-J 特性が得られていることが分かる。
四端子法と磁化法の Jc-B 特性の差異について検討する
ため、解析的に得られた E-J 特性から電界基準の異なる Jc-B
特 性 を求 めて、 実 験 結 果 との比 較 を行 った。 そ の結果をFig.2 に 示 す 。 四 端 子 法 で 得 ら れ た 一 般 的 な 電 界 基 準
Ec=10-4V/m での結果を○で、磁化のヒステリシス測定より得られた電界基準 Ec=10-8V/m での結果を●で示すとともに、解析的に求めた特性を実線で示している。同図より、4 桁の電界基準の違いが、両測定での得られる Jc 値の差異に大きく影響を与えていることが分かる。従って、四端子法と磁化法のそれぞれで得られた臨界電流特性に対しては、電界基準の差異を考慮した議論が不可欠である。
また、Fig.2 に示す解析解は、電界基準が 4 桁異なるそれぞれの Jc-B 特性と良く一致している。このことは、我々の提案する E-J 特性のモデリング手法が、広い電界領域に亘り有効であることを示している。解析の詳細や実験結果については
当日報告する。

T=77K

-2

10

J [A/m ]1．はじめに臨界電流密度の評価手法としては、一般的に四端子法や磁化法が用いられる。通電法である四端子法と非接触・非破壊な磁化法とは相補的な関係にあるが、それぞれで観測される電界領域が異なるため、両者で得られる Jc の差異がしばしば問題となる。そこで本研究では、四端子法によって得られた
磁場下の E-J 特性と、磁化の緩和特性により導出した E-J 特性とを実験的に比較するとともに、両者の関係について理論的考察を行った。

Ec=10-8V/m

10

9

0

1

2

3
B [T]

4

5

6

Fig.2 Jc-B characteristics estimated from dc four-probe (opensymbols) and magnetization (closed symbols) measurement at
77K.

参考文献
[1]T. Kiss, M. Inoue, T. Kuga, M. Ishimaru, S. Egashira,S.Irie etc, Physica C 392-396 (2003) 1053-1062― 35 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p09

HTS 測定長尺コート線材における臨界電流の幅方向分布の連続非接触計測
Continuous Non-contact Measurement of Laterally Resolved Critical Current inLong Length Coated Conductor
東川 甲平, 塩原 敬, 井上 昌睦, 木須 隆暢 (九大); 新海 優樹, 小西 昌也, 大松 一也 (住友電工);
町 敬人, 片山 功多, 高木 裕司, 吉積 正晃, 和泉 輝郎 (ISTEC)HIGASHIKAWA Kohei, SHIOHARA Kei, INOUE Masayoshi, KISS Takanobu (Kyushu Univ.);
SHINGAI Yuki, KONISHI Masaya, OHMATSU Kazuya (SEI);MACHI Takato, KATAYAMA Kota, TAKAGI Yuji, YOSHIZUMI Masateru, IZUMI Teruo (ISTEC)
E-mail: kohei@super.ees.kyushu-u.ac.jp
3. マルチフィラメント線材の評価
5 mm 幅 10 分割のマルチフィラメント線材の評価結果を Fig.
2 に示す。すなわち，フィラメント幅は 500 ミクロン未満であり，もはや通電測定による評価も困難となってくる試料である。一方，
Fig. 2 には同試料の残留磁界分布を示している。10 本のフィラ
メントとその長手方向の揺らぎが可視化されている様子がわかる。さらに，この情報からフィラメントごとの局所 Ic の長手方向分
布まで評価が可能であり，このような試料の評価は現在のところ幅方向に分解能を有する本手法によってのみ可能であると考えられる。

2. 細線加工線材の評価
2 mm 幅細線加工線材の評価結果を Fig. 1 に示す。線材長
手方向に 800 ミクロンごと，線材幅方向に 25 ミクロンごとの残留磁界（Bz）分布を得ており，Biot-Savart 則の逆問題を解くことによって，その磁界を捕捉するシート電流密度（J）分布を得ている。臨界状態モデルによれば，このシート電流密度は臨界電流密度（Jc）に対応するため，本手法によって局所 Jc の面内分布を取得することができる。また，この Jc 分布から局所臨界電流（Ic）の長手方向分布を評価することが可能であり，線幅が広ければ TAPESTARTM で得られる情報を，2 mm 幅という細い線材に対しても評価することが可能となった。さらに，上記 Jc 分布
から等価線幅（we）[2]の長手方向分布を評価することが可能となり，この線材の等価線幅は平均で 1.79 mm，標準偏差 4.7%と見積もられた。これらの情報は，線材細線化手法の最適化とその品質管理に大きく資する情報である。

4. その他
上記は，本評価手法の機能を端的に示す例であるが，その他にも MOD 線材に特徴的な Jc の幅方向分布や，その改善の効果についても新しい知見を得ている[3]。詳細は発表当日に報告する予定である。
謝辞
本研究は，イットリウム系超電導電力機器技術開発の一環として ISTEC を通じて NEDO からの委託を受けて実施するとともに，日本学術振興会の科研費（24360122, 23760263）の助成を得て行ったものである。
参考文献[1] K. Higashikawa et al.: Abstracts of CSJ Conference, vol. 85, p. 153.
[2] K. Higashikawa et al.: presented at ASC 2012, 3MPE-06.
[3] K. Higashikawa et al.: presented at ASC 2012, 4MB-01 (invited).
800 mm

24

4 mm

12
0

Equivalentwidth
we (mm)Critical current at
a low electric field
Ic (A)

Sheet current
density
J (A/mm)

1. はじめに希土類系高温超電導（RE-123）線材の機器応用に際しては，
局所臨界電流特性の均一性が重要視されてきている。一方，
これまで長尺線の評価は，四端子法（長手方向に約 1 m ごと）
や TAPESTARTM（長手方向に約 1 mm ごと）で行われることが一般的となっているが，今後の交流損失低減に向けた細線化
やマルチフィラメント化まで見込んだ場合，さらに幅方向の情報まで評価することが不可欠となる。そこで本研究では，前回報告したリール式磁気顕微鏡 [1] により，線材の幅方向分布まで評価することが重要となる例についていくつか報告する。

Integration
along width
direction

80
60
40
20
0

Dotted line: Ic estimated by 4-probe method at the same electric field criterion.

2

Half width1080

Average: 1.79 mm, Standard deviation: 4.7%
180

280

380

480

Longitudinal position

580

x (mm)

680

780

880

Fig. 1. Distributions of sheet current density, local critical current and equivalent width in a 2-mm-wide coated conductor.
14.4 m5 mm

Magnetic fieldon the plane
Bz0 (mT)

7.0

-3.5

Fig. 2. Distribution of magnetic field in remanent state in a 5-mm-wide 10-filamentary coated conductor.

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