2A-a01

MRI マグネットシステム㻹㻾㻵⏝㧗㉸㟁ᑟ㧗Ᏻᐃ☢ሙ䝬䜾䝛䝑䝖䝅䝇䝔䝮㛤Ⓨ䠄㻵㻙㻝䠅䡚䝥䝻䝆䜵䜽䝖ᴫせ䡚㻰㼑㼢㼑㼘㼛㼜㼙㼑㼚㼠㻌㼛㼒㻌㻴㼀㻿㻌㼔㼕㼓㼔㻌㼟㼠㼍㼎㼘㼑㻌㼙㼍㼓㼚㼑㼠㼕㼏㻌㼒㼕㼑㼘㼐㻌㼙㼍㼓㼚㼑㼠㻌㼟㼥㼟㼠㼑㼙㻌㼒㼛㼞㻌㻹㻾㻵㻌㻔㻵㻙㻝㻕䇵㻌㻻㼡㼠㼘㼕㼚㼑㻌㼛㼒㻌㼠㼔㼑㻌㼜㼞㼛㼖㼑㼏㼠㻌㻙ᶓᒣ㻌ᙲ୍䠈኱ᒇ㻌ṇ⩏䠈ᯇ⏣㻌ဴஓ䠈኱➉㻌ಇ㍜䠈Ụཱྀ㻌ㄹ䠈᳃⏣㻌཭㍜䠈஭ୖ㻌㐩ஓ䠈⏣㑓㻌⫕䠈኱✐㻌᫭⿱䠄୕⳻㟁ᶵ䠅䠗୰ᮧ㻌Ṋᜏ䠈ⓑ஭㻌ᗣஅ䠄ி㒔኱䠅䠗ᐑᇛ㻌኱㍜䠈ὠ⏣㻌⌮䠄ᮾ໭኱䠅
YOKOYAMA Shoichi, OYA Masayoshi, MATSUDA Tetsuya, OTAKE Syunsuke, EGUCHI Ryo,
MORITA Tomohiro, INOUE Tatsuya, TANABE Hajime, DAIKOKU Akihiro (Mitsubishi Electric Corp.);
NAKAMURA Taketsune, SHIRAI Yasuyuki (Kyoto Univ.); MIYAGI Daisuke, TSUDA Makoto (Tohoku Univ.)
E-mail: Yokoyama.Shoichi@dx.MitsubishiElectric.co.jp

検討を主として実施した。その中で（２）のハンダ接続方法については低温ハンダの適用による安定した接続が得られ、（３）のコイ
ル位置精度についても目標の巻線精度0.2mm以下をクリアするな
どの成果を得た。しかし、（１）の超電導劣化対策として剥離応力対策を実施したものの、コイル単体試験での良品率が 85%と低く、より確実な対策が必要であり、線材を含めた要因を特定し、改善する。
そのほか、1m を越えるコイルの大口径化に伴うコイル製作課題などを抽出し対策検討する。また、高温超電導線材の磁化の影響や異常時のコイル保護についても検討を進める。

液体ヘリウムレスの医療用 MRI 超電導マグネットを実用化するための研究開発を平成28年度よりNEDOプロジェクトとして開始した。これまで、経産省およびAMEDプロジェクト（平成25～27年度）
にて高温超電導を適用した高安定磁場コイルの基盤技術の研究開発を実施した。1/3 サイズ高温超電導コイルを試作し、世界初（当時）の３T 磁場でのイメージングに成功した[1-3]。本プロジェク
トでは、MRI システムへの実用化に向け超電導マグネットシステムを開発し、課題などを検討する。
本プロジェクトの研究開発項目は大きく２つあり、一つはＭＲＩ用
高安定磁場高温超電導コイル開発、もう一つは永久電流モード実現のための要素開発である。前者は三菱電機が、後者は産総研が受託してそれぞれで実施している。Table1 に三菱電機の開発項目とスケジュールを示す。平成 28 年度から３年間で１／２サイズアクティブシールド型３T 高温超電導マグネットを設計、試作し、磁場均一度並びに磁場安定性を評価したうえでφ150mm でのイメージン
グにより実証を行う。H30 年度下期以降では高温超電導マグネットシステムの小型、高磁場化を実証するために１／２サイズアクティ
ブシールド型５T 高温超電導を設計、試作する。そのほか、磁場安定性向上に不可欠である高安定電源や磁場制御システムを検討するほか研究開発により得られた知見を元に３T 全身型実機マグ
ネットの基本設計をする予定である。

高磁場、高密度化により小型高温超電導コイルを実現するための検討を行う。Fig.1 に設計した１／２サイズアクティブシールド型３
T 高温超電導コイルの漏れ磁場分布を示す。プロジェクト後半では同形状で５T コイルを設計し、最終目標として現行 1.5T-MRI マ
グネットと置き換え可能な小型、軽量の全身用 3T-MRI マグネットシステムを設計する。また、システム最適化として冷却設定温度や冷却方式など経済性も考慮したシステム設計を行う。
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」のうち「高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発」により委託・支援を受け実施したものである。
ཧ⪃ᩥ⊩
1. S. Yokoyama, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 92 (2015) p.7
2. S. Yokoyama, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 93 (2016) p.116
3. S. Yokoyama, et al.: IEEE trans. on Applied Superconductivity, Vol.27(2017) Issue 4

これまでの高温超電導コイルの研究開発では、（１）超電導劣化対策、（２）ハンダ接続方法の確立、（３）高精度コイル製作方法のTable 1. Schedule of the development of HTS high stable magnetic fieldmagnet system for MRI.
項目
＼年度
(1)高温超電導コイルの実用化技術開発①コイル・マグネット製作技術②磁化による磁場乱れ対策③コイル保護手法の
検討

H28年度

H29年度

(2)高温超電導マグ
ネットの システム最適化技術開発①高磁場・高電流密度コイル設計技術②省エネ・低コストシステムの開発③経済性検討3T-1/2

H30年度

マグネット完成

磁場評価
3T-1/2 ﾏｸﾞﾈｯﾄ試作 ▼ ｲﾒｰｼﾞﾝｸﾞ

H31年度

マグネット完成▼

3T-1/2 ﾏｸﾞﾈｯﾄによる
磁場変動、磁化解析

磁場変動、磁化評価

コイル保護方式検討

コイル保護実用化検討

ﾏｸﾞﾈｯ

5T-1/2 ﾏｸﾞﾈﾄ設計

ｯﾄ基本設計5T-1/2

H32年度

磁場評価
ｲﾒｰｼﾞﾝｸﾞ

ﾏｸﾞﾈｯ

3T 実機ﾏｸﾞﾈｯﾄ小型

ﾄ設計

化検討、基本設計

システム省エネ、低コスト検討
マグネット市場調査と経済性検討― 76 ―

Fig.1 Leakage magnetic field of the half size
HTS 3T-coil

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

2A-a02

MRI マグネットシステム

MRI 用高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発 （I-2）～ 1/2 サイズ 3T コイル設計 ・ 試作 ～Development of HTS high stable magnetic field magnet system for MRI (I-2)―Design and trial manufacture of half-size 3 T coil―
大屋 正義，松田 哲也，井上 達也，森田 友輔，江口 諒，大竹 俊輔，長廣 利成，田邉 肇，横山 彰一，大穀 晃裕（三菱電機）
OYA Masayoshi, MATSUDA Tetsuya, INOUE Tatsuya, MORITA Tomohiro, EGUCHI Ryo, OTAKE Syunsuke,
NAGAHIRO Toshinari, TANABE Hajime, YOKOYAMA Shoichi, DAIKOKU Akihiro (Mitsubishi Electric Corp.)
E-mail: Oya.Masayoshi@cb.MitsubishiElectric.co.jp
１．はじめに液体ヘリウムを必要としない伝導冷却型 MRI の実用化に向け、薄膜線材を用いた高温超電導マグネットの開発を行っている[1,2]。
これまでに、1/3 サイズマグネットの試作を行い、世界初の高温超電導マグネットによる 3T の撮像に成功した[3]。今回、次のステップ
として、1/2 サイズアクティブシールド型 3T コイルの設計を行い、試作を開始したので報告する。
２．コイル設計
1/2 サイズアクティブシールド型 3T コイルの構成を Fig. 1 に、仕様を Table 1 に示す。イメージングに必要な磁場均一度 10ppm（200mmDSV）以下を得るためにコイル形状と配置を最適化した。
コイルは 220 個のシングルパンケーキコイルで構成され、線材の総長は 72km である。メインコイルの内径は 560mm、アクティブシ
ールドコイルの外径は 1200mm、軸長は 1000mm である。定格電流 148A 通電時の蓄積エネルギーは 1.58MJ である。5 ガウスライ
ンは軸方向 3m／径方向 2.5m であり、アクティブシールドにより漏れ磁場を抑制している。

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」のうち「高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発」により委託・支援を受け実施したものである。
参考文献
1. S. Yokoyama, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 89 (2014) p.147
2. S. Yokoyama, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 92 (2015) p.7
3. S. Yokoyama, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 93 (2016) p.116

３．コイル試作
薄膜線材の幅は 4mm であり、エポキシ含浸コイルにおける剥離
劣化対策のため、両面にフッ素コーティングを施したポリイミドテー
プを内側に、非コーティングのポリイミドテープを外側に巻いた二重絶縁構造とした。本構造により、線材剥離対策とコイル剛性維持を両立している。
コイル巻線時には、レーザー変位計で巻線高さを常時監視し、ターン間に挿入する層間シート枚数を調整することで、0.1mm 以下の巻線精度でコイルを製作した。
エポキシ含浸後のシングルパンケーキコイルを液体窒素浸漬冷
却状態で全数通電試験を実施した。通電試験は、一定の電流スイープレートで I-V 特性を測定するスイープ試験と、所定の電流値で保持して微小電圧発生を検査するホールド試験の 2 種類を実施した。スイープ試験結果の一例を Fig. 2 に示す。ドットが実測値であり、実線が仕様 Ic（165A）の線材を巻いたコイルの I-V 特性シミュレーション結果を示している。ただし、スイープ時に発生するインダク
タンス成分は除去している。80A までの通電で閾値（0.5mV）以上の電圧は発生せず、コイルの通電特性が仕様を満足することを確認した。平成28 年度は、内径560mm、外径670mm のサイドコイル
53 個を製作した結果、良品率は約 95%であった。
４．まとめ
1/2 サイズアクティブシールド型 3T コイルの設計を行い、コイル試作を開始した。平成 29 年度にコイル製作を完了させ、平成 30 年度にマグネットを組み立てて撮像を行う予定である。

Fig. 1 Schematic view of half-size 3 T coil
Table 1 Specifications of half-size 3 T coil
Item
Specification
Inner Diameter
560 mmOuter Diameter
1200 mmAxial Length
1000 mm
Inductance145 H
Rated Current
148 A
Central Magnetic Field
3T

Fig. 2 Measured and calculated I-V curves of HTS single-pancake coil

― 77 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

2A-a03

MRI マグネットシステム

MRI 用高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発（Ⅰ-3）～微小電流制御による磁場安定度向上～
Development of HTS high stable magnetic field magnet system for MRI (Ⅰ-3)～Magnetic Field Stability Improvement of HTS-MRI Magnet
under Power Supply Driven Operation with a Micro Current Trimming Control～
川嶋健之，谷内田貴行，白井康之（京都大）；大屋正義，松田哲也，横山彰一（三菱電機）
KAWASHIMA Takeshi, YACHIDA Takayuki, SHIRAI Yasuyuki (Kyoto Univ.);
OYA Masayoshi, MATSUDA Tetsuya, YOKOYAMA Shoichi (Mitsubishi Electric corp.)
E-mail: kawashima@pe.energy.kyoto-u.ac.jp
Magnetic Field at Center (T)1．はじめに高温超電導(HTS)MRI マグネットでは、超電導接続が容易でないため、永久電流モードでの運用が現在のところ難しい。
この一つの解決策として髙安定の電源励磁による運用の可能性を検討している。
MRI イメージングに必要な磁場安定性を得るには、テープ
線材の遮蔽電流と電源自体の変動によるコイル内磁場への影響を抑える必要がある。遮蔽電流の影響の低減は、設定電流を一旦越え若干の消磁過程を加えるオーバーシュート励磁法で、32H-HTS マグネットを用いてある程度の効果を確認し報告した[1]。
今回はこのオーバーシュート励磁を行わず、Fig.1 に示すよ
うに中心磁場強度信号をフィードバックし、励消磁電源と電流保持電源の二つからなる高安定電源システムを用いて微小電流制御を行い、磁場安定度を評価した。

1.535258
1.535256
1.535254
1.535252
1.5352500Magnetc Field at Center (T)Power
Supply forHold

Δ Imag++HTS-MRI
Magnet50

60

1.5352730

DCCT

Power
Supply for
Excitation

20
30
40
Time (min)Fig.2 Magnetic field without micro-current control.

Imag
Current Control
Main loop

101.5352720

NMR
Probe

1.5352710

Itrim

Iset
66A(1.5T)
125A(2.9T)

Control
FunctionProtective
Resister

0

10

20
30
40
Time (min)50

60

Fig.3 Magnetic field with micro-current control.

Current Control Minor loop

Current of NMR MicroControl Function (μA)

Fig.1 微小電流制御時の実験回路
2．実験概要まず励消磁電源により 32H-HTS マグネットを 0 A から 66
A(1.5 T)を目標に 0.1 A/s の掃引速度で励磁し、励消磁電源
を電流保持電源に切り替え、66 A で電流が一定になってから
微小電流制御を開始した。コイルの中心磁場を、制御開始後一時間測定し磁場安定度を評価した。
3．実験結果と考察
励磁後に微小電流制御を行わない時の磁場変化を Fig.2に示す。遮蔽電流の減衰に伴い中心磁場は増加し偏差は5.8ppm/hour となった。
これに対して、制御を行った場合の磁場安定度は、Fig.3 に示すように 0.7 ppm/hour 以内に抑えられ、イメージングに必要とされる 1 ppm/hour 以下の磁場安定度を満たしている。その時の制御電流を Fig.4 に示す。MRI の電源駆動を前提とすれ
ば、オーバーシュートを行わなくとも微小電流制御によりイメー
ジングに必要な磁場安定度を得られる可能性が示された。

0

-50

-100
0

10

20
30
40
Time (min)50

60

Fig.4 Additional control current (4.4
謝辞
本研究は、NEDO「高温超電導実用化促進技術開発」の「高温超電導髙安定磁場マグネットシステム開発」により委託・支援を受け実施した。
参考文献
1. T.Yachida, et al.: IEEE Trans. on Applied
Superconductivity, Vol.27(2017)(to be published).

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第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

2A-a04

MRI マグネットシステム

MRI 用高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発(I-4)～残留磁化が磁場安定性に与える影響～
Development of HTS high stable magnetic field magnet system for MRI (I-4)-Influence of residual magnetization on magnetic field stability宮﨑 純，三浦 英明，宮城 大輔，津田 理（東北大）；横山 彰一（三菱電機）
MIYAZAKI Jun，MIURA Hideaki，MIYAGI Daisuke，TSUDA Makoto (Tohoku Univ.);
YOKOYAMA Shoichi (Mitsubishi Electric Corp.)
E-mail: jun.miyazaki.s4@dc.tohoku.ac.jp
1．はじめに
これまでの REBCO コイルにおける遮蔽電流磁場特性や遮蔽電流磁場の変動抑制に有効なオーバーシュート量の検討
では，残留磁化の影響を排除するため，試験毎にコイルを常電導転移させてから励磁していた[1]。しかし，実際の MRI では，冷凍機を用いてコイルを伝導冷却するため，変動抑制に有効なオーバーシュート量を選定するためにコイルを繰り返し
常電導転移させることは得策ではない。そこで，本研究では，
コイルを常電導転移させずにオーバーシュート波形を繰り返し適用する場合に生じる残留磁化が，コイルの磁場安定性に及ぼす影響について検討した。

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

2．実験方法GdBCO テープ線材を用いて 50 ターンのダブルパンケーキ
コイルを作製した。コイル断面および磁束密度測定用ホール
素子の設置位置を Fig.1 に示す。なお，線材長は 16.7 m，Ic
は 234 A(45 K，0.1 μV/cm 基準)である。残留磁化の大きさは，Fig.2 の様に，コイル励磁開始直前に通電する三角波電流の大きさ Itri により変化させた。遮蔽電流磁場 Bs は，運転温度 45
K で通電した際に測定した径方向磁場と，常温通電時に測定した径方向磁場との差分で評価した。また，磁場変動率は，励磁電流ホールド後 20 秒間の磁場変動率の平均値とした。
なお，コイルの励磁にはオーバーシュート法を適用し，運転電
流 Ioper は 120 A，コイル励磁時のスイープ速度は 5 A/s とした。
3．遮蔽電流磁場と磁場変動率の残留磁化依存性
オーバーシュート量 ΔI = 10A，三角波電流 Itri = 0, 100, 200 Aの場合の遮蔽電流磁場の時間推移を Fig.3 に示す。電流ホールド後の遮蔽電流磁場は，オーバーシュート時のピーク電流が三角波電流(Itri=100 A)より大きい場合は，残留磁化の影響を受けないのに対し，オーバーシュート時のピーク電流が三角波電流（Itri=200 A)より小さい場合は，残留磁化の影響を大きく受けることがわかった。ΔI = 10, 20, 60A で，三角波電流を変化させた場合の磁場変動率を Fig.4 に示す。これより，磁場変動率は，遮蔽電流磁場と同様に，三角波電流がオーバー
シュート時のピーク電流より小さい場合に残留磁化の影響を受けないことがわかった。以上より，コイル内の遮蔽電流磁場
分布は一様でなく，通電電流によって異なるものの，オーバーシュート量を徐々に大きくしながらオーバーシュート波形を繰り返し適用すれば，励磁前に常電導転移させて残留磁化をゼロにした状態でオーバーシュート波形を印加した場合と同様の遮蔽電流磁場変動抑制効果が得られると考えられる。
また，オーバーシュート時のピーク電流より大きい三角波電流を印加することにより、三角波電流を印加しない場合よりも磁場安定性の向上が確認された。これより，オーバーシュート
波形適用前の残留磁化を調整することにより，遮蔽電流磁場変動をより効果的に抑制できる可能性があると考えられる。
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）「高温超電導実用化促進技術／高温超電導高安定磁場マグネットシステム技術開発（コイル開発）」により委託・支援を受け実施したものである。

Fig.2 Coil current waveform.

Fig.3 Time change of magnetic flux density induced byscreening current as a function of the peak value of triangularwave current.

Fig.4 Variation rate of magnetic flux density as a function of thepeak value of triangular wave current.
参考文献
1. H. Miura, et al.: 2016 Annual Meeting of IEEJ No. 5-096― 79 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

2A-a05

MRI マグネットシステム

MRI 用高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発（Ⅰ-5）～オーバーシュート法適用時の遮蔽電流磁場特性～
Development of HTS high stable magnetic field magnet system for MRI (Ⅰ-5)～Characteristics of shielding magnetic flux density when applying overshooting method～
三浦 英明，宮﨑 純，宮城 大輔，津田 理（東北大）；横山 彰一（三菱電機）
MIURA Hideaki，MIYAZAKI Jun，MIYAGI Daisuke，TSUDA Makoto (Tohoku Univ.);
YOKOYAMA Shoichi (Mitsubishi Electric Corp.)
E-mail: tsuda@ecei.tohoku.ac.jp
1．はじめにMRI 用マグネットには，時間的に高安定な磁場が要求される。しかし，MRI マグネットへの適用を目指している REBCO 線
材は，テープ状の構造から，遮蔽電流の減衰による磁場変動が顕著であり，高安定磁場を生成する上で問題となっている。
これまでは，遮蔽電流磁場の変動を抑制するため，液体窒素
浸漬冷却型 REBCO コイルにおいて，遮蔽電流磁場の基本特性や遮蔽電流磁場の変動抑制に適したオーバーシュート量について検討してきた[1]。しかし，実際の MRI では，冷凍機を用いた伝導冷却となり，運転温度は液体窒素温度よりも低くなるため，遮蔽電流磁場の変動抑制に適したオーバーシュート
量は，液体窒素冷却時とは異なることが予想される。そこで，
本研究では，遮蔽電流磁場の減衰特性や遮蔽電流磁場の変動抑制に有効なオーバーシュート量の運転温度依存性と電流負荷率依存性について検討した。
2．遮蔽電流磁場の減衰特性
Table１に，実験で使用したコイルの諸元を示す。コイルの冷却は冷凍機による伝導冷却とした。コイルの遮蔽電流磁場特性を明確にするため，コイル側面にホール素子を取り付け，
径方向の磁束密度 Br を測定した。また，遮蔽電流磁場 Bs は，コイルが超電導状態の時に測定した磁束密度と，常電導状態の時の測定結果より算出した磁束密度との差分で評価した。
まず，一定電流を通電した場合の遮蔽電流磁場の減衰特性を評価した。Fig. 1 に電流負荷率(=目標電流 Iop /臨界電流Ic)を 60%としたときの，各運転温度における遮蔽電流磁場の減衰特性を示す。なお，目標電流は，定常運転時の電流とした。
縦軸は，各瞬間の遮蔽電流磁場を目標電流到達直後の遮蔽電流磁場で規格化した値である。Fig. 1 より，遮蔽電流磁場の減衰は，運転温度に係わらずほぼ同じになることがわかった。
3．オーバーシュート法適用時の遮蔽電流磁場特性
オーバーシュート量I を少しずつ増加させることにより，超電導体内部の磁化の書き換えを連続的に行い，遮蔽電流磁場の変動を抑制して効率的に磁場安定化を実現するために，
本実験では，Fig. 2 に示すようなオーバーシュート波形を採用した。そして，コイルの運転温度や電流負荷率をパラメータとして，Fig. 2 のオーバーシュート波形を適用した場合の遮蔽電流磁場の変動特性を評価した。その結果，オーバーシュート
波形印加直後の磁場変動率は，I に依存し，I が大きくなる
につれて磁場変動率がプラスからマイナスに転じることがわかった。この傾向は，先行研究[1]と一致している。
Fig. 3 に，運転温度と電流負荷率をパラメータとした場合の磁場変動抑制に有効なオーバーシュート割合(=I/Ic)を示す。
Fig. 3 より，磁場変動抑制に有効なオーバーシュート割合は，
電流負荷率と密接に関係していることがわかった。
以上の結果より，オーバーシュート波形適用時の遮蔽電流
磁場の変動特性は，電流負荷率が大きく影響することがわかった。これは，遮蔽電流磁場の変動が抑制されている時の超電導体内部の励磁電流と遮蔽電流の分布が，運転温度によらずほぼ同じになることに起因していると考えられる。

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」のうち「高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発」
により委託・支援を受け実施したものである。
Table 1 Specifications of a REBCO coil
形状
巻数
インダクタンス
内径
線材長
臨界電流 (0.1 V/cm 基準)

ダブルパンケーキ50
255 H
100 mm16.7 m234 A@45 K
200 A@50 K, 158 A@60 K

Fig. 1 Time shift of shielding magnetic flux density as a functionof operating temperature (Iop /Ic = 60 %).

Fig. 2 Proposed current waveform in an overshooting process.

Fig. 3 Suitable overshooting current as functions of current loadfactor and operating temperature.
参考文献
1. M. Tsuda, et al: IEEE Trans. Appl. Super., vol. 27, Issue 48200305, 2017

― 80 ―

第94回

2017年度春季低温工学・超電導学会

2A-a06

MRI マグネットシステム

MRI 用高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発（Ⅰ-6）～局所的 Ic 劣化時の REBCO 線材のクエンチ特性～
Development of HTS high stable magnetic field magnet system for MRI (Ⅰ-6)～Quench characteristics of REBCO coated conductor having Local Ic degradation～
井出 桃愛，宮城 大輔，津田 理 (東北大学)；横山 彰一 (三菱電機)
IDE Momoe，MIYAGI Daisuke，TSUDA Makoto (Tohoku Univ.);
YOKOYAMA Shoichi (Mitsubishi Electric Corp.)
E-mail:momoe.ide.p4@dc. tohoku.ac.jp
1．はじめにREBCO コイルでは，クエンチ時の熱拡散速度が遅く，局所的に劣化が進行するため，クエンチ領域の検出が難しく，焼損に至る恐れがある[1]。この様な REBCO コイルの保護対策を構築するには，REBCO コイルのクエンチ要因やクエンチの発生メカニズムを明確にする必要がある。そこで，本研究では，
REBCO テープ線の局所的 Ic 劣化に着目し，局所的 Ic 劣化がクエンチ特性に及ぼす影響を明確にするために，REBCO テープ線の一部を切断することで局所的 Ic 劣化を模擬し，安定化銅の有無や冷却条件が Ic 劣化部の電圧変化や焼損時の電流値等のクエンチ特性に及ぼす影響について検討した。
2．実験方法
本実験では，局所的 Ic 劣化に対して安定化銅がクエンチ特性に及ぼす影響を調べるために，安定化層（銅層）の無い線材(Sample i)と有る線材(Sample ii)を使用した。実験に使用した GdBCO 線材の諸元を Table 1 に示す。線材の中央部を幅方向に 2mm 切断し, Ic の劣化を模擬した。そして，劣化部をス
タイロフォームで覆ったもの(断熱条件)と覆わないもの(液体窒素冷却)を用意し，液体窒素中で通電した時の，切断部を中心とする 10cm の領域の電位差を測定した。線材への通電は，0A から一定速度(5A/s)で増加させ，目標電流到達後に電流を 10s ホールドし，0A まで減少させるという方法で行い，線材が焼損するまで，目標電流を少しずつ増加させた。
3．実験結果と考察
安定化層が無い線材(Sample i)では．冷却条件によらず，通電電流が劣化部の Ic を超えると不安定になり，短時間で電圧が上昇して焼損に至った。安定化層が有る線材(Sample ii)
における，断熱条件時の劣化部の両端電圧の時間変化の様
子を Fig.1 に，液体窒素冷却時の結果を Fig.2 に示す。断熱
条件時は，通電電流が局所的 Ic（41A）以下であれば安定状態を維持できるものの，局所的 Ic を 5A 上回った状態では，時間の経過とともに電圧が緩やかに上昇し，局所的 Ic を 14A 上
回った時（55A）に焼損した。一方，液体窒素冷却時は，局所的 Ic（43A）を 100A 以上上回った状態（153A）でも両端電圧が上昇することなく安定状態を維持できることがわかった。また，
この時の発生電圧は 170 mV と，他の条件の場合と比べて桁違いに大きくなることが確認された。これは，Ic が低下している領域では，電流が銅に分流するため，超電導層での発熱量が減少する上に，液体窒素による冷却効果と，安定化銅による長手方向の熱伝導効果により，発熱部での熱収支をバランスさせることができ，安定性を維持できたと考えられる。この様に，コイルの冷却条件を良くできれば，mV オーダーの電圧が発生するためクエンチ検出が容易になり，局所的にクエンチしても，焼損に至る可能性が低くなると考えられるが，MRI 用
REBCO コイルは伝導冷却となるため，コイルの冷却性能向上が重要となる。今後は，有限要素法を用いた数値解析により，線材が焼損するまでの時間や焼損時の発生電圧など，Ic 劣化部の電磁現象や熱特性について検討する予定である。

Table 1 Specifications of GdBCO tapes
SampleTypeSuperconducting thickness [µm]Copper stabilizer thickness [µm]Silver overlayer thickness [µm]Hastelloy substrate thickness [µm]Tape width [mm]Icb, Ica, Iqa (LN2) [A]
Icb, Ica, Iqa (styrofoam) [A]

i
ii
GdBCO
GdBCO
1.0
1.0
0
20.0
1.5(Ag coating) 1.5(Ag coating)
60.0
60.0
4.0
4.0
116, 49, 53
92, 43, 165
116, 49, 51
88, 41, 55

Icb; Ic before 2mm cutting, Ica; Ic after 2mm cutting, Iqa; Iq after 2mm cutting

Fig.1 Time shift of voltage across the degraded part of Ic in a
GdBCO tape with copper layer covered by styrofoam.

Fig.2 Time shift of voltage across the degraded part of Ic in a
GdBCO tape with copper layer cooled by LN2.
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)「高温超電導実用化促進技術／高温超電導高安定磁場マグネットシステム技術開発(コイル開発)」
により委託・支援を受け実施したものである。
参考文献
1. A. Ishiyama et al., J. Cryo. Super. Soc. Jpn., 48. pp.141-150(2013)― 81 ―

第94回

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2A-a07

MRI マグネットシステム

MRI 用高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発（Ⅰ-7）～Gd 系線材の異方的常電導伝搬特性～
Development of HTS high stable magnetic field magnet system for MRI (Ⅰ-7)-Anisotropic normal-zone propagation characteristics of Gd-system HTS wire 唐島 智治，中村 武恒，西野 竜平 (京大)； 横山 彰一 （三菱電機）
KARASHIMA Tomoharu, NAKAMURA Taketsune, NISHINO Ryohei (Kyoto Univ.);
YOKOYAMA Shoichi (Mitsubishi Electric Corp.)
E-mail: nakamura.taketsune.2a@kyoto-u.ac.jp
１．はじめに我々は，MRI 用高温超電導高安定磁場マグネットシステムの研究開発[1]の一環として，高温超電導コイルの最適設計法に関する検討を実施している。当該設計を実現するためには，熱安定性を保証するある程度定量的な指標に基づく電流負荷率の決定が不可欠である。本講演では，上記検討の一環として，Gd 系高温超電導線材の異方的常電導伝搬特性に関する解析的検討結果を報告する。
Fig. 1 Analysis model of Gd-system superconducting wire
400
350
Temperature, T (K)２．解析方法まず，Gd系高温超電導線材における直流通電特性を温度・磁場の関数として計測した。また，本特性について，九州大学・木須らが提唱しているパーコレーション遷移モデルに基づく評価式[2]を利用して定式化した。なお，パラメータフィ
ッティングの際には遺伝アルゴリズムを利用している。次に，上記を発熱項として，次式の熱平衡方程式を差分法によって解析した。Fig. 1には，解析対象モデルの概念図を示す。Gd
系線材の長手方向ならびに厚み方向をモデル化し，2次元差分法(陰解法)によって解析を実施した。なお，線材に対する磁場印加方向の影響を解析する際には，熱平衡方程式の発熱項に，次式の等価垂直磁場Beq[3]を考えた。
��� ��� � �cos � � � � �� sin� �����
ここで，ならびには，それぞれ超電導線材に対する磁場印
加角度(通電電流に対して垂直)，異方性比である。

Load factor
18.3%

250
200

Load factor
11.3%

150
100
50
0

３．解析結果Fig. 2には，温度30 K，垂直磁場4.0 Tにおける熱伝導特性の解析結果の一例を示す。同図に示すように，常電導伝搬特性の電流負荷率依存性や銅保護層を片面に形成した場合と両面に形成した場合の相違など，重要な結果が得られている。
その他，最小クエンチエネルギーの温度－磁場平面におけるコンター図や，磁場印加角度依存性，線材長手方向の特性
バラつきが熱伝搬特性に与える影響等，コイル電流負荷率を決定する上で重要な結果が得られているが，詳細講演当日に報告する。

0

2

4
6
Time, t (s)810(a) Dependence of load factor
One side 0-10mm
One side 10-20mm
One side 20-30mm

Double side 0-10mm
Double side 10-20mm
Double side 20-30mm
50

6

in

He ater input, P (W)

40

4

30

3
20

2

10

1
0

0

2

4
6
Time, t (s)8Voltage between taps, V (mV)He ater input(4.5W 0.3s)

5

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」のうち「高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発」により委託・支援を受け実施したものである。解析プログラム改良の一部について，京都大学大学院工学研究科電気工学専攻（2017 年 3 月修了）伊藤達哉氏に協力頂いた。
参考文献
1. S. Yokoyama, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, vol.
94, 2A-a01 (2017).
2. T. Kiss et al.: Physica C, vol. 392, pp. 1053-1062 (2003).
3. T. Nakamura, et al., Supercond. Sci. Technol., vol. 15,
pp. 230-235 (2002)

Load factor
26.5%

300

0
10

(b) Dependence of Cu stabilizing layer configuration
Fig. 2 Analysis results of 2D thermal property characteristics
in Gd-system superconducting wire ( 30 K, 4.0 T)― 82 ―

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