1P-p01

計測・基礎

高純度アルミニウムの電気伝導度の温度依存性
Temperature dependence of electrical conductivity of high purity aluminum
恵 智裕，星河 浩介，田中 一郎（住友化学）
MEGUMI Tomohiro， HOSHIKAWA Hiroaki， TANAKA Ichiro (Sumitomo Chemical Co.，Ltd.)E-mail: megumit@sc.sumitomo-chem.co.jp
1．はじめに高純度アルミニウムは高い電気伝導度、すなわち熱伝導度を有することから、熱伝達材や熱シールド材等として有用な材料の一つである。超電導用途等の各種用途における、熱伝達材や熱シールド材の実使用温度は、4.2K 近傍の極低温から 40K を超える温度まで、様々な温度域がある。従って、電気伝導度の温度依存性を把握することは、材料選択や装置設計等において、重要な要素の一つとなる。
上記背景において、4.2K から 296K までの温度域における高純度アルミニウムの電気伝導度を評価した。当社の所持する様々な純度のアルミニウムの板材を用い、純度ごとに系統立てて電気比抵抗および抵抗比（RR）を測定した。また、純度
5N および 6N の高純度アルミニウムに関しては、板厚の異なる試料の電気比抵抗および抵抗比を測定し、電気伝導度に与えるサイズ効果の温度依存性について考察した。

実験結果の詳細および Fuchs–Sondheimer 則を用いたバ
ルク材の電気比抵抗および平均自由行程の推定［1］と実測との比較に基づく考察の詳細は、本学会当日に報告する。

2．実験方法純 度 2N7 （ 99.7% ） 、 2N8 （ 99.8% ） 、 4N （ 99.99% ） 、 5N
（99.999%）、6N（99.9999%）および 6N7（99.99997%）のアルミニ
ウムのブロックを圧延し、板厚 0.1、0.5、1 および 2mm の板材を作製した。比較材として、純度 5N の無酸素銅のブロックからも同様にして、板厚 0.5mm の板材を作製した。板材から 10
×160×各板厚 mm の形状に切出した後、その表面を酸洗浄した（汚染除去）。酸洗浄した切出し材を、真空中で 500℃×3
時間熱処理し、測定試料とした。
試料を液体ヘリウムで冷却し、四端子法（電圧端子間距離100mm）を用いて 4.2K の電気抵抗を測定した後、試料を任意の温度に加熱保持して、4.2K を超える温度の電気抵抗を測定した。但し、77K の電気抵抗は試料を液体窒素で冷却して測定し、296K の電気抵抗は恒温水槽中で測定した。電流は0.1～3A まで印加して測定した。測定した電気抵抗から電気比抵抗および抵抗比を求めた。
3．実験結果純度の異なる試料の電気比抵抗を Fig.1 に示した。4.2～
100K の温度域において、純度 4N 以上の高純度アルミニウムの電気比抵抗は、純度 2N7 および 2N8 の純アルミニウムよりも低くなった。特に、純度 5N 以上の高純度アルミニウムの電気比抵抗は、4.2～20K の温度域おいて、著しく低くなった。
4.2～70K の温度域において、純度 4N 以上の高純度アルミニ
ウムの電気比抵抗は、純度 5N の無酸素銅よりも低くなったが、70K を境にして、電気比抵抗の逆転現象が確認された。
板厚の異なる試料の抵抗比を Fig.2 に示した。4.2K 近傍の抵抗比は、板厚が大きいほど高く、サイズ効果を顕著に反映したが、温度上昇に伴って、その差は小さくなり、30K では
純度や板厚によらず、抵抗比は同レベルになった。30K 以下
では格子振動だけでなく、電子の表面散乱、すなわちサイズ
効果も、電気伝導度に大きく寄与すると考えられる。4.2～
296K の温度域において、純度 6N で板厚 0.1mm の試料の抵抗比は、純度 5N で板厚 2mm の試料と同レベルになった。すなわち、電気伝導度や熱伝導度が要求される材料選択において、より高純度のアルミニウムを選択すれば、材料の薄型化が可能になることを示している。

Fig.1 Temperature dependence of electrical resistivity.

Fig.2 Resistivity ratio (RR) of 5N and 6N-Al withdifferent thickness.
参考文献［1］ I. Nakamichi, et al.: Journal of the Physical Society ofJapan, Vol. 49 (1980) p.1350― 71 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p02

計測・基礎

光ファイバ温度センサの極低温特性
Characteristics of optical fiber sensor at cryogenic temperature
山田 秀之，小方 正文，水野 克俊，長嶋 賢（鉄道総研）
YAMADA Hideyuki，OGATA Masafumi, MIZUNO Katsutoshi, NAGASHIMA Ken (RTRI)
E-mail: hiyamada@rtri.or.jp

1．はじめに超電導磁石の内部温度を光ファイバ温度センサにより測定する技術の開発を行っており，これまで極低温での感度向上
方法 1)，振動を与えた状態での温度測定への影響 2)，多点型と分布型の比較等 3)について報告した．光ファイバ温度セン
サは１本のセンサで分布的に測定ができ，熱侵入が少なく電気絶縁性が高いなど，極低温機器内部の温度測定を行うのに適しているセンサであり，これまでの結果から，光ファイバ温度センサは極低温においても安定的に感度良く温度測定できる可能性があり，振動に対してほぼ影響がないことがわかった．今回は，安定的に更に感度を良くする可能性のある方法
により光ファイバ温度センサを製作して，極低温特性を試験により確認する．

アクリル樹脂とニッケルの二重コーティングより感度が向上す
ることがわかった．当日は，亜鉛コーティングの測定結果についても報告する．
本研究の一部は国土交通省の補助金を受けて実施した．
Expansion and Contraction
Cu or Zn Coated

FBG

Optical Fiber

GratingFig.1 Coated Optical Fiber Sensor
Cryocooler

3．計算結果・試験方法
Fig.2 に試験装置の概要図を示す．銅または亜鉛をコーティングした FBG 部を 3 つ有した光ファイバ温度センサを冷却容器内に設置し，また，比較として，セルノックス温度センサを同じ箇所に設置する．室温から 10K 程度まで冷却した後に，冷凍機を停止して自然放置により室温まで昇温する．
Fig.3 に結果を示す．グラフはセンサ出力の温度依存性を示している．なお，比較として，コーティングなし，アクリル樹脂，
ニッケル，アクリル樹脂とニッケルの二重をそれぞれコーティ
ングした場合の結果も示している．コーティングなしに対して波長シフト変化量(グラフ傾き)は，銅コーティングで約 1.86 倍，
亜鉛コーティングで計算値ではほぼアクリル樹脂と同等の約6.4 倍であった．
4．考察･まとめ光ファイバ温度センサの極低温での適用のために，FBG 方式タイプについて，極低温での更なる感度向上方法を検討した結果，銅，亜鉛をコーティングすることで，安定した出力で，Vacuum Seal

Optical Connectors
Cu or Zn Coated
Optical Fiber Sensor

Measuring InstrumentFBG Sensor Monitor FB200

FBG3

FBG2

FBG1

Resistance
Temperature sensors
Heat Transfer Plate
Cryogenic Equipment

Fig.2 Schematic Illustration of Experimental Equipment0

No-coated Sensor
Nickel Coated Sensor-2000

FBG Shift(pm)2．コーティング
これまで検討している FBG(Fiber Bragg Grating)方式の光ファイバ温度センサは，光ファイバに入射した光が温度センサ部である FBG 部で反射して戻ってくる．この FBG 部にはそれぞれ異なった間隔でグレーティング加工してあり，温度が変化すると，その FBG 部のグレーティング間隔が温度変化により伸縮して反射波の波長がシフトするため，温度を測定することができる．
しかし，低温になると熱膨張率が小さくなるため波長シフト
変化量も小さくなる．そのため，低温での熱膨張率を大きくする目的で，様々な材料をコーティングしてきた．これまで低温でも安定して最も波長シフト変化量が大きかった材料は，アクリル樹脂の上にニッケルを施した二重コーティングで，コーティングなしに対して波長シフト変化量(グラフ傾き)は約 1.3 倍であった．今回，更に熱膨張率の大きい材料である銅及び亜鉛をコーティングした光ファイバ温度センサを製作し，低温での温度特性を確認した．50K での熱膨張率を比較すると，ニッケルに対して銅は約 2 倍，亜鉛は約 9 倍でアクリル樹脂と同程度である．Fig.1 にコーティングした場合の模式図を示す．

Improvementof Sensitivity(Gradient is bigger)-4000

Zn coated Sensor(Calculated)(Calculated)-6000

Dual Coated Sensor(Nickel/Acrylic)

Cu Coated Sensor

Acrylic Acid Resin Coated Sensor-8000

Partly Unstable-10000
0

50

100

150

200

250

300

Temperature (Ｋ)Fig.3 Result, Temperature Dependence of FBG Shift(The Output of Optical Fiber Sensor)
参考文献
1. 山田秀之ら：「極低温での光ファイバ温度センサの感度向上」 2011 年度春季低温工学・超電導学会, 2P-p06
2. 山田秀之ら：「光ファイバ温度センサの機械加振試験」
2011 年度秋季低温工学・超電導学会, 1P-p09
3. Yamada et al.：「Temperature Measurement at Cryogenic
Temperature using Optical Fiber Sensor」2012ICEC24,
15P-P01-05― 72 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p03

計測・基礎

極低温空間での目視・画像化を可能にする技術の開発
Development of tools and instruments visualizing in cryogenics
清水 禎，端 健二郎, 大木 忍, 野口 隆志 （NIMS）
SHIMIZU Tadashi， HASHI Kenjiro, OHKI Shinobu, NOGUCHI Takashi (NIMS)
E-mail: SHIMIZU.Tadashi@nims.go.jp
1．はじめに
東日本大震災で被災した 930MHz 高分解能 NMR 用超電導マグネットの状況診断のため，我々は日常的技術の延長で考えられる手法で，外形目視観察，機械的構造観察，電気的機
能観測を行った。
結果としてクライオ外筒に“打痕”が確認され，常設配管類の立ち位置の不自然も観測された。と同時に通常外せる物が外れない事実，さらには余震発生のときの危険を予知させる
ベローズの挙動を，映像によって確認した[1][2]。
確認された個々の事例から，超電導マグネット装置全体の不健全性が構造自体に発生していることが推察され，消磁し，分解調査の後，不具合箇所を修復し再立ち上げすることとなった。
その過程で開発した目視・画像化技術および得られた画像を紹介し，その有用性を報告する。

3．作業経過と得られた画像
このスコープにより，ソケットの状態，それを覆うコンタミの状態などの詳細を確認した。図 2 にその作業空間の部位を示す。
液体ヘリウム液面上数 cm まで撮像可能であった。環境温度は約４K，磁場は約０．２T である。
また掘り起こし作業に際して，ガスヘリウムによる吹き飛ばし効果，真空排気による吸引効果，各ピン穴へのドリルの位置などの視認ため，各作業器具および明かり導入用光ファイバ
ーを同時に挿入した。

2．極低温用 CCD スコープ概要
消磁の工程で，永久電流スイッチをオフにする電流導入
用ソケットが水分および空気の氷に覆われていたため，その掘り起しが必要となった。我々は 4K 付近のガスヘリウム中で撮像可能な CCD スコープを製作した。図 1 に試作機の構造を示す。
図 3 ガス導入パイプおよびドリルの同時挿入画像

図 1 CCD スコープ構造
1: CCD 素子
2: 温度計素子
3: 銅版
4: ヒーター
5: 断熱 SUS パイプ 6: CCD 信号ケーブル

図 4 作業中に落とした O リングの画像
4． 視認効果
今回実施した一連の作業は視認無しでは実施不可能であった。作業実施ばかりか，状態診断すらできない状況であった。超伝導応用機器，極低温機器の普及のためにも，高磁場・極低温空間の目視・画像化技術および作業器具の開発が必要であるとの印象を深くした。

参考文献
1. 清水他, 2011 秋季低温工学・超電導学会, pp27-28
2. K.Hashi, T.Shimizu, S.Ohki, T.Noguchi and T.Kiyoshi,
ICEC24, May 14-18, 2012, Fukuoka.
図 2 深さ約 800mm の極低温作業空間― 73 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会．

1P-p04

計測・基礎

心磁図マップのクラスタ分析を用いたマウス虚血性心疾患検出法の開発
Cluster analysis of mice MCG map for detection of ischemic heart disease
相原 伸平，葛西 直子，石山 敦士（早大）； 小野 弓絵（明大）； 南沢 享（慈恵医大）
AIHARA Shimpei, KASAI Naoko, ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ); ONO Yumie (Meiji Univ); MINAMISAWA Susumu (Jikei Univ)
E-mail: aihara.sinpei@gmail.com
1．はじめに我々は，独自に開発した小動物用 SQUID 装置を用いて，心筋梗塞モデルマウスの異常な心磁図（Magnetocardiogram,
MCG）と心疾患との関係を明らかにする研究を行っている．これまでに，不整脈（期外性心室収縮）時の心磁図コンターマッ
プの空間パターンがヒトとマウスで類似していることが明らかになり，心疾患の発生過程や薬理効果の解明に疾患モデルマ
ウスの利用が有用であることが示されてきた．
本研究では，マウス心磁図の電流ダイポール推定から定量的に虚血性心疾患を検出する手法を開発し，その有用性を心疾患モデルマウスの長期計測データによって評価したので報告する。

よる分類結果の比較を Table1 に示す．今後は，病理解剖検
査を行う計測データを増やしていき，定量的な閾値を設定する必要がある．
4. まとめ
本手法の適用により，心磁図に熟練していなくても，心筋梗塞発症の可能性を自動的に判別できる可能性が示された．
本手法は疾患モデル動物の心筋興奮の状態を非侵襲的か
つ経時的にモニタリングするために有用なツールとなりうる．

2．実験方法心筋梗塞モデルマウス (NZW/N×BXSB)F1 type のオス 2匹と，コントロールマウス NZW/NSlc type のオス 6 匹を用いた．
健常時の心磁図パターンの判別基準を決定するためにコント
ロールマウスの 9-24 週齢にわたり，計 32 回の心磁図計測を行った．計測には筆者らが開発した小動物用生体磁気計測システムを用い，胸部の 4×4 点(4mm 間隔)を計測した．また，
計測中，マウスは体温保持のため温水ベッドに仰向けに固定し，麻酔としてイソフルラン，酸素および笑気の混合ガスを吸引させた．サンプリング周波数は 4000Hz とし，50Hz のノッチ
フィルタおよび 700Hz のローパスフィルタを用いた．心磁図と同時に計測した心電図の R 波ピークをトリガとして 400 回加算
平均を行った．全ての実験は早稲田大学動物実験審査委員
会の承認を得て行われた．
3．検出法の開発とマウス心磁図への適用結果加算した心磁図の 1 周期，100ms にわたって 0.25ms ごとに
電流ダイポールを最小二乗法で推定し，時間と各時刻における電流ダイポールの角度を特徴量として求めた．全コントロー
ルマウスの RST 期における特徴量にクラスタ分析を適用して 3つのクラスタ（CR，CS，CT）に分類した（Figure2）．さらに，各クラスタの平均値を中心として 95％の範囲に分布する特徴量を抽出し，健常時の特徴量分布とした．異常な心磁図パターンの検出は，各計測データに対し，各時間帯のピーク付近（R
波時間帯（49-51.5 [ms]），S 波時間帯（53-55 [ms]），T 波時
間帯（56-59.5 [ms]））の電流ダイポールを抽出し，健常時の電流ダイポールの角度範囲以外に存在する電流ダイポールの数をカウントした．異常な電流ダイポールの数が閾値以上となった計測データを心筋梗塞，閾値より小さい計測データは健常と判定した．また，閾値は以下のように設定した．本手法を心筋梗塞モデルマウス 19 匹の計測データ（96 計測分）に適応し，目視によりコンターマップに異常が認められた計測デー
タを，自動で判別できるかどうか調べた．目視による判断は，十分に心磁図に熟練した者が行った．その際，閾値を 5 としたとき，最も判別率が高くなったため，本研究では閾値を 5 と設定した．
本手法を，クラスタ分析に使わなかった週齢のコントロール
マウスの 6 計測データと，病理学的検査により心筋梗塞の進行が確認された週齢における心筋梗塞モデルマウスの 2 計測
デ ー タ に 適 用 し た ． 本 手 法 を 適 応 し た 結 果 ， sensitivity ，specificity ， positive predictive value ， negative predictive
value ともに 100％となった．病理解剖検査の結果と本手法にFigure1. Current dipoles of normal MCG patternFigure2. Figure of cluster analysis

Figure3. The normal ranges of the angle of current dipoles
during R, S, and T periods
Table1．Comparison between diagnosed result and classified
result by this criterion

参考文献
1. Y.Ono, A.Ishiyama, N.Kasai, K.Chinone.: Developmentof biomagnetic measurement system for mice with highspatial resolution. Appl Phys Lett 85 (2004) p.332–334.

― 74 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p05

HTS 電磁特性

スパッタリング法により作製した Bi,Pb-2223 薄膜の臨界電流密度

Critical current density of Bi,Pb-2223 thin film fabricated by sputtering method
土屋 啓輔, 吉村 兆貢, 末吉 哲郎, 藤吉 孝則 (熊本大学 工学部) ;松本 明善, 北口 仁(物質・材料研究機構)
TSUCHIYA Keisuke, YOSHIMURA Hirotaka, SUEYOSHI Tetsuro
FUJIYOSHI Takanori (Faculty of Engineering, Kumamoto Univ.) ;MATSUMOTO Akiyoshi, KITAGUCHI Hitoshi (National Institute for Materials Science)
E-mail: tsuchiya@st.cs.kumamoto-u.ac.jp
依存性を示す．磁場が大きくなると薄膜表面に平行に印加した場合と比べ試料 bs650，bs654 ともに急激に Jc が低下している．Fig.4 に，後焼鈍処理を施した薄膜の Jc の磁場角度依存性を示す．試料 bs654 では磁場が薄膜の ab 面から少しずれたところで Jc は~105 A/cm2 から急激に低下する．これよりイント
リンシック・ピンニングが有効に働いていることがわかる．また，
後焼鈍を施した薄膜は後焼鈍を施す前の薄膜と比べて，ab面において少なくとも 1 桁程度の Jc の向上が見られるが，これは後焼鈍により最適な酸素キャリアドープが行われたものだと考えられる．この他の結果は当日発表にて詳しく説明を行う．
106
105
2

はじめに
ビスマス系高温超伝導線材は最近の著しい性能向上によって実用線材として注目されており，機器開発に向けて研究が活発に行われている．しかし，Bi,Pb2223 超伝導体の生成メ
カニズムをはじめ，超伝導電流経路など不明なことが数多くある．ビスマス系線材の商用化においては，臨界電流密度 Jc の
さらなる向上が必要である．そこで Bi2223 薄膜を使った基礎研究が行われている．Bi2223 薄膜は自己磁場で線材よりも高い Jc を示しており，さらには高磁場中での低下も線材と比べて小さい[1]．しかしながら Bi2223 では不純物が混入することによる結晶性の低下が課題の一つとなっている．Bi2223 薄膜をスパッタリング法で作製し，これに Bi,Pb2223 ペレットとで焼鈍することで Pb を導入した Bi,Pb2223 薄膜の作製に成功した．
さらに，この薄膜に酸素雰囲気下での後焼鈍した Bi,Pb2223
薄膜は，その Tc が 100 K を超えるものが再現性よく得られている[2]．
本研究では，作製した Bi,Pb2223 薄膜の臨界電流密度 Jcの磁場依存性や磁場角度依存性を測定して，その磁束ピン
ニング特性について調べた．

Jc [A/cm ]

1.

104
103
102
10

2.

実験方法
Bi2223 薄膜は，スパッタ蒸着法で作製した．焼結体ターゲットとして Bi1.5Pb1.0Sr2.0Ca2.2Cu2.5O を用いた．蒸着条件は，50
Pa 純酸素雰囲気下で STO(100)基板上に成膜を行った．スパ
ッタリング時間は 10 時間で，基板温度は 680~690 ℃である．
Fig.1 に示すように，スパッタ法で得られた薄膜を Bi,Pb2223 ペレットで囲み，焼鈍熱処理を施すことで結晶性の向上と Pb の導入を行った．さらに超伝導特性向上のため，酸素雰囲気中で後焼鈍を 450 ℃で行い酸素をドープしている．結晶構造は，
XRD 測定により評価した．臨界電流密度 Jc の測定時には薄膜に幅約 50 m，長さ 1 mm になるようブリッジ加工を施し，四端子法で電界基準 Ec=1 V/cm により評価している．また，Jcの磁場角度依存性では，磁場と薄膜の c 軸とのなす角度を
とした．

1

0

bs654
bs650
2

77.3 K B//surface
4
6
8
B [T]

Fig.2 Magnetic field dependence of Jc at 77.3 K
for B // surface
106

bs654
bs650

60 K B⊥surface

Jc [A/cm2]

105
104
103
102
101

0

1

2

B [T]

Fig.3 Magnetic field dependence of Jc at 60 K
for B ⊥ surface
105

77.3 K 1.0 T

030

Jc [A/cm2]

104

bs654
bs650

103

Fig.1 Annealing of Bi-2223 films.

102

結果及び考察Fig.2 に，ブリッジ加工をした Bi,Pb2223 薄膜の 77.3 K における Jc の磁場依存性を示す．磁場は薄膜表面に平行に印加している．試料 bs654 において，弱磁場中では磁場による Jcの急激な低下は見られず，このことは弱結合がないことを示している．さらに高磁場になっても磁場によらないフラットな Jc -B
特性が得られており，7 T でも 1.1×105 A/cm2 の高い Jc を得た．
一方，試料 bs650 では磁場に対して減少しており，臨界温度
Tc の低下が一因となっていると考えられる．また，Fig.3 に磁場を薄膜表面に垂直に印加したときの 60 K における Jc の磁場

10

3.

1
-30

60

 [deg.]90

120

Fig.4 Angular dependence of Jc at 77.3 K for 1 T for after
post-annealing
参考文献
1. K. Endo, et al.: Nature 355 (1992) 327.
2. A. Matsumoto, et al.: 第 73 回応用物理学会学術講演会
講演予稿集 (2012) 12p-A2-7― 75 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p06

HTS 電磁特性

配向クラッド基板 PLD 法 GdBCO 線材の成膜速度が臨界電流密度に与える影響
Inﬂuence of fabrication speed on critical current densities in PLD-processed GdBCO
coated conductors with the Ni-Clad substrate
和田 純, 木内 勝, 小田部 荘司, 松下 照男(九工大) ; 大松 一也(住友電工)
WADA Jun, KIUCHI Masaru, OTABE Edmund Soji, MATSUSHITA Teruo (Kyushu Inst. of Tech.);OMATSU Kazuya (SEI);
E-mail: wada@aquarius10.cse.kyutech.ac.jp

15

1077.3 K

実験

本研究において使用した試料は、基板に配向 Ni
クラッド合金を用い、中間層を CeO2 /YSZ/Y2 O3 とした PLD 法 GdBCO 線材で, 成膜回数 N を 4、6、10回とし、成膜速度 v をそれぞれ 20 m/h 及び 25m/hとしている。各試料の成膜回数、成膜速度、臨界温
度 T c 及び超電導層の厚さ d を Table 1 に示す。これ
らの試料に対して、SQUID 磁力計を用いて直流磁化測定を行い、 Jc - B 特性を評価した。また磁界はc 軸に対して平行に 0 − 7 T の磁界を印加し、測定
温度は 77.3 K とした。
Table 1: Speciﬁcations of specimens

Specimen
4S
6S
10S
4F
6F
10F

3

20m/h
25m/h

N
4
6
10
4
6
10

v [m/h]2025

d [µm]
1.30
1.95
3.25
1.04
1.56
2.60

T c [K]
92.3
92.3
92.0
92.6
92.2
92.4

5
0

2

4

d [µm]

Fig. 1: Superconducting layer thickness dependence of
Jc in the self ﬁeld at 77.3 K.
10

10

11

4S
6S
10S
4F
6F
10F

10

1.30 µm
1.95 µm
3.25 µm1.04 µm1.56 µm2.60 µm

2

2

20

2

PLD 法で作製された希土類系超電導 (REBCO)
コート線材は高い臨界電流密度 Jc を持ち、様々な分野での応用が期待されている。しかしながら、一般
的に基板として使用される無配向ハステロイ基板では中間層の作製に特別な処理が必要となり、コスト面に課題が残る。そこで中間層に特別な処理を行う
必要もなく超電導層に 2 軸以上の配向が得られる配向 Ni クラッド基板を用いた線材作製が注目されている [1]。更なる低コスト化をはかるためには、より速い速度で、線材を作製し、高い臨界電流密度と超電導層の厚さを得る必要がある。
本 研 究 で は 、配 向 Ni ク ラッド 基 板 を 用 い た
GdBCO コート線材の成膜速度の違いが臨界電流密度に与える影響に関して調べた。

低磁界領域における Jc に差があるのに対して、高磁界領域では同程度の Jc を示している。これは、超電導層の厚い試料は磁束クリープの影響を受けにくくなっているためであると考えられる。
詳細な議論は発表当日に行う。

Jc[GA/m ]はじめに

Jc [A/m ]

1

9

10

8

10

0

77.3 K
1

2

3

B [T]

結果及び考察Fig.1 に 77.3 K における自己磁界下の Jc の超電導
層厚依存性を示す。成膜が速い方が特性がやや優れているが、どちらの成膜速度でも、成膜回数が増え
るにつれて Jc の減少が確認できる。これは厚膜化による超電導層組織の劣化が原因と考えられる。
Fig. 2 に 77.3 K における Jc -B 特性を示す。低磁界領域においては、上記の超電導層厚依存性があるが、高磁界領域においては超電導層の厚さに対する依存性は減少する傾向にある。特に 4S、４ F では、

Fig. 2: Magnetic ﬁeld dependence of Jc at 77.3 K .

謝辞
本研究に用いたコート線材は新エネルギー・産業
技術総合開発機構からの委託により開発されたもの
である。

参考文献
[1] Y. Shingai et al.: SEI Technical Review174 (2009)105.

― 76 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p07

HTS 電磁特性挿入された鉄心形状による高温超伝導線材の交流損失特性への影響
Influence of iron core recess arrangement on AC loss characteristics in HTS tapes
前川 達也，伏見 侑，小川 純，福井 聡，岡徹雄，佐藤 孝雄（新潟大学）
MAEKAWA Tatsuya，FUSHIMI Atsumu, OGAWA Jun, FUKUI Satoshi, OKA Tetsuo, SATO Takao (Niigata University)
E-mail: ogawa@eng.niigata-u.ac.jp
1．はじめに超伝導モータや超伝導発電機などの超伝導電力機器において超伝導線材の使用量を減らす目的で、鉄心を使用した設計が行われている。磁性基板など超伝導線材の周囲に磁性体がある場合には、交流損失特性に大きく影響を及ぼすことが報告されており、鉄心中に配置された超伝導線材の損失特性にも大きく影響を及ぼすことが予想される。また、鉄心に励磁した場合には線材に漏れ磁束が印加され磁化損失が生じることも予想される。本研究では実験により鉄心中に挿入された超伝導線材の交流損失特性評価を行った。
2．実験装置
図１に示すような実験装置を構成し、鉄心は市販されている変圧器用のカットコアを使用し、片側に 18 ターンの励磁用のコイル、逆側に溝を形成し、この中に超伝導線材を図に示すように漏れ磁束に対して線材面が平行(a)と垂直(b)となるよ
うに溝の中央に Bi2223/Ag 線材を配置した。溝の幅 10mm に固定し高さを 3～5mm に変化させた。交流損失の測定方法としては、鉄心中では磁性体の影響を受け電気的な測定を行う
ことができないため、溝の中に断熱材を充填し交流損失による温度上昇により損失測定を行った。使用した Bi2223/Ag 線
材はあらかじめ複数本用意し、臨界電流値がばらつきが 3％以内で平均 70.5A のものを使用した。実験を行う前にマグネッ
ト電流 Imag と漏れ磁界の関係を液体窒素中で測定し、超伝導線材に印加される磁界の大きさを液体窒素中であらかじめ測定を行った。

3．実験結果
図２に各条件における通電損失を示す。また、比較のために鉄心外で測定した通電損失を示す。図２より鉄心外で測定した結果に比べ、鉄心中に挿入されている場合には損失が増加していることがわかる。特に幅３mm においては損失が約10 倍程度増加している。
図３に漏れ磁界による磁化損失を示す。縦軸に磁化損失、横軸にそれぞれの漏れ磁界のピーク値を示している。また、
実線は Brandt の式より導出した損失を示している。図より漏れ磁束に対して垂直に挿入した場合には損失は Brandt の式とよく一致する。また、平行の場合と垂直の場合を比較すると、同じ磁界であれば損失は明らかに平行の場合に損失が大き
いことがわかる。鉄心外で測定した場合には線材面に平行に磁界を印加した時の方が損失が大きくなることから、磁束に対して平行に磁界を印加した場合には鉄心の影響を受けて損失が増大している。
図４に磁束に対し平行に線材を挿入した時の全損失測定の結果を示す。図より、磁界の大きい時には磁化損失、通電電流が大きい時には通電損失の影響を受けており、損失は通電電流とマグネット電流のバランスで決定されるといえる。
通電損失と磁化損失の大きさがほぼ等しいときにマグネット電流が増加することにより若干損失が減少する傾向がみられた。
これは鉄心による影響であると考えられる。
以上のような結果より、鉄心を使用した電力機器に超伝導線材を使用する場合には鉄心が及ぼす損失の影響を無視することはできない。

Magnetization loss
Qm (J/m/cycle)

10

-1

10

-2

10

-3

10

-4

Parallel
Perpendicular
w=3mm
h=3mm
w=4mm
h=4mm
w=5mm
h=5mm

Brandt eq.
f=60Hz-5100.0001
0.001
0.01
0.1
Amplitude of leakage magnetic fieldBleak(T)Fig.1 Schematic illustration of the experimental setup

Fig.2 AC transport current loss in the iron core recess(J/m/cycle)

Perpendicular
h=3mm
-4
h=4mm
10
h=5mm
Outsidef=60HzNorris ellipse eq.
10-53040
50
60 70 80 90 100
Amplitude of transport currentIm(A)

10

-1

10

-2

I

m

total

10

-3

Parallel
w=3mm
w=4mm
w=5mm

Total loss Q-2

Transport current loss
Qt (J/m/cycle)

10

Fig.3 Magnetization loss induced by the leakage magnetic field

0A
10A
20A
30A

40A
50A
60A

10-3
Perpendicular
h=3mm
f=60Hz10-4
10-50.1

1
Amplitude of magnet current I

mag

10
(A)

Fig.4 Total loss in the iron core recess― 77 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p08

HTS 電磁特性

RE系コート線材の縦磁界下での臨界電流密度
Critical current density of RE-coated conductors in a longitudinal magnetic field
木内 勝, 田邉賢次郎, 小田部荘司, 松下 照男（九工大）; 吉田 隆(名大);KIUCHI Masaru, TANABE Kenjiro, OTABE S. Edmund, MATSUSHITA Teruo (Kyushu Inst. of Tech.);YOSHIDA Yutaka (Nagoya Univ.)
E-mail: kiuchi@cse.kyutech.ac.jp
平面内で電流 I が均一に流れることができないことによるものと考えられる。
参考文献
1. Yu. F. Bychkov et al.: JETP Lett., 9 (1969) p.404.
2. B. Maiorov et al.: LANL Peer Review (2010).
3. M. Kiuchi et al.: Abstract of CSJ conference, Vol. 85 (2011),
p. 1.

10

B // I (B//ab)
109

B ⊥ I (B//ab)
B⊥c

2．実 験
試料はPLD法でLaAlO3 基板上に成膜したGdB2Cu3Oy 超電導薄膜で、膜面に対して垂直にc軸が配向している。超電導層の厚さは 500 nm、臨界温度Tc は88.8 Kである。この試料を臨界電流密度特性評価のために、レーザーエッ
チングを用いて長さが 1 mm、幅が 100 μm のマイクロブ
リッジに加工した。臨界電流密度 Jc は直流四端子法を用いて電界E -電流密度J 特性を測定し、電界基準 Ec =1.0×10－4 V/m の基準で求めた。全ての測定は液体窒素中で行った。また、薄膜に加える磁界Bはab平面内であり、電流Iと磁界Bが垂直になる角度をφ= 0°とし、電流Iと磁界Bが平行になるすなわち縦磁界の状態をφ= 90°とした。

T = 77.3 K
10

8

0

0.4

0.8

B [T]

1.2

Fig. 1 Magnetic field dependence of Jc at 77.3 K.

2.5

B // I

B⊥I

0.3 T

2
2

Jc [GA/m ]3．結果及び検討
Fig. 1 に電流 I に対して平行に磁界 B を加えた縦磁界下での Jc (B//I)、電流 I に対して磁界 B を垂直に加えた場合(B⊥I) 及び c 軸方向に磁界を加えた場合(B//c)の Jc の磁界依存性を示す。Jc(B⊥I) や Jc(B//c) に比べて、Jc (B//I) の特性はその絶対値や磁界依存性が優れていることがわかる。しかし、金属超電導体や酸化物超電導体の単結晶基板薄膜で知られた、低磁界における Jc の増加[1,2]は観測されなかった。これは、今回の試料の自己磁界の値が5.0×109 A/m2 と低く、十分な面内配向等が得られていな
いため、電流 I が磁界 B に対して平行に流れることができず、このような特性になったと考えられる。
Fig. 2 に ab 平面内で電流 I に対して垂直方向(φ＝0°)から平行方向(φ＝90°)に、一定磁界 B を加えた Jc－φ 特性を示す。0.3 T においても Jc は緩やかに変化しており、また、この場合の Jc (B//I) / Jc(B⊥I )の異方性は 2.0 になる。
PLD 法で作製された超電導層の厚さが 0.6 μm の GdBCO
コート線材のその異方性は 1.1 [3] であり、今回測定した試料の方が大きくなった。このような異方性の違いは ab

102

Jc [A/m ]1．はじめにRE 系コート線材の臨界電流密度 Jc は、基板の最適化や人工ピンの導入により、応用機器で使用可能な特性レベ
ルまで近づきつつある。一般的な超電導線材の使用では、自己磁界を含めて電流 I の方向に対して磁界 B は垂直方向である。一方で、電流方向に平行磁界を加える縦磁界下では、磁束線にローレンツ力が働かない free-force 状態になり、臨界電流密度は磁界 B の増加と共に増加する、
すなわち縦磁界効果を示す[1,2]。この特性を直流電力ケー
ブルや限流器等で使用することが検討されつつある。
一方で、この縦磁界効果は電流 I と磁界 B が平行になる 状 態 で 能 力 を 発 揮 す る こ と か ら 、 ab 平 面 内 のmisorientation や、a 軸配向粒の存在は電流路の妨げになる。
したがって、これらの劣化要因を少なくし、縦磁界下で臨界電流密度特性を明らかにすることは、縦磁界効果を利用した応用機器設計においても重要である。
本研究では、電流 I の流れの障害となる結晶の乱れの影
響を少なくすることができる、単結晶基板を用いた RE 系
超電導薄膜に注目し、縦磁界下での臨界電流密度特性を評価した。さらに、RE 系コート線材特性との比較もおこなった。

― 78 ―

1.5
0.5 T
1
ab plain

0.5

0

20

40

60

φ [degree]

80

100

Fig. 2 Jc－φproperties at 0.3 and 0.5 T.

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p09

Y 系物性

粒界での軟化を考慮した YBCO 薄膜の弾性変形解析
Elastic deformation analysis of the YBCO thin filmin consideration of the softening in the grain boundary.

2. 実験方法
今回の実験では, 有限要素法を用いて, 粒界でソフトニン
グが粒界部で起きると仮定し粒界部の弾性定数を変えた 12
種類のモデルを使って解析を行った. 基本となるモデルは，
Fig. 1 に示すような双晶構造を模擬した三次元異方性を持ったモデルの粒界部にソフトニングが起こると仮定したモデルである．粒界部は, 全体の 10％とした.
このモデルを基に, ソフトニングが起こっている粒界部の弾性定数を, ある間隔で 1/2 から 1/20 まで変化させたものを y軸方向に 0.1％の強制変位を与えることにより, マクロな弾性
定数やひずみの解析を行い, ソフトニングが弾性定数にどのような影響を及ぼすのか検討した.
3．実験結果および考察解析を行った結果から, YBCO 薄膜のポアソン比とヤング率を求めることができた. ソフトニングがないモデルでは, 引張方向のヤング率は E=170.1 GPa，ν=0.1329 となる. モデル
中の弾性定数の変化とポアソン比の関係を Fig. 2, モデル中の弾性定数の変化とヤング率の関係を Fig. 3 に示す. また,軟化係数 1.0 はソフトニングが起こっていない時の値で等方に軟化すると仮定した.
それぞれの関係から考察を行うと, YBCO の結晶界面の弾性定数を軟化させたとき, それによりポアソン比が変化することが明らかになった. ヤング率は徐々に減っていき, 二次関

0.15
0.10
0.05
0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Softning factor
Fig. 2 Relation between an Softening factor
and a Poisson's ratio
Young's modulus , GPa

1．はじめにYBCO は二軸配向という, c 軸が固定されていて, a 軸と b
軸が直行した異なる方向を向く特殊な結晶構造を持っており,結晶粒界では軟化が起こっている可能性が指摘されている.
今実験では, 有限多結晶モデルで, 結晶粒界でのソフトニン
グのモデル化を使い, 数値応力解析により, ソフトニングが弾性定数にどのような影響を及ぼしているのか, 検討を行った.

Poisson's ratio

小川 拓也，町屋 修太郎（大同大学）；長村 光造(応用科学研究所)；
田中 啓介(名城大学)； 菅野 未知央(KEK)
OGAWA Takuya，MACHIYA Shutaro(DAIDO Univ); OSAMURA Kozo(Research Institute for Applied Sciences);
TANAKA Keisuke(MAIJO Univ); SUGANO Michinaka(KEK)E-mail: t.ogawa.0102@gmail.com

160
140
120
100
80
60

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

Softning factor
Fig. 3 Relation between an Softening factor
and Young's modulus数のようなグラフになることがわかった. ポアソン比は一定の変化はせず軟化係数が 0.2 となる付近に極値をもつが, ポア
ソン比の値からヤング率は正しく求められており, 正確な値を示していると考えられる.
以上のことから, 粒界部の弾性定数を変化させたときによる膜全体のマクロなヤング率とポアソン比への影響を確認する
ことができた.

参考文献
1. S. Machiya, K. Osamura, T. Shobu, K. Kiriyama,
M. Sugano and K. Tanaka: “Macroscopic Elastic ConstantAnalysis and Strain Behavior of Crystal on the YBCO
Layer in a YBCO-coated Conductor”, TEION KOGAKU(J. Cryo. Soc. Jpn.) Vol. 45 No. 5 (2011)
Fig.1 FE model.

― 79 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p10

Y 系線材

Nd:YAG レーザーを用いたコンビナトリアル PLD 法によって作製された
YBa2Cu3Oy 薄膜の組成が超伝導特性に与える影響
Effects of nonstoichiometric compositions in YBCO films
by combinatorial-PLD methodusing Nd:YAG pulsed laser
山田 亜佑夢， 一野 祐亮, 吉田 隆（名大）YAMADAAyumu, ICHINO Yusuke, YOSHIDA Yutaka (Nagoya Univ.)
E-mail: yamada-ayumu11@ees.nagoya-u.ac.jp
比が化学量論比通りに近づくにつれて Jc の増加傾向が確認できた。Jc 増加の要因としては膜中の Y2O3 が減少したことで電流の阻害が抑えられたこと及び結晶性が向上したことが考えられる。

1．はじめに
REBa2Cu3Oy (RE123)相において、イオン半径が大きい軽希土類の場合、RE が Ba サイトの一部を置換する金属不定比性(RE/Ba 置換)があり、溶融バルクの場合、RE/Ba 置換によって磁場中における臨界電流特性が改善されることが報告されている。
一方で重希土類やYの場合、RE/Ba置換は起こらないとされてきた。しかし、近年これらの RE123 でも RE/Ba 置換を示唆する報告がされている [1-2]。また、TFA－MOD 法によって作製された化学量論比のYBCO膜の臨界電流密度と比較し、組成比がY : Ba :Cu = 1 : 1.5 : 3 である YBCO 膜の臨界電流密度の方が高いという報告もある[3]。
我々はこれまで、4 倍波 Nd：YAG レーザー(波長：266 nm)に着目し、YBCO 薄膜の作製を行ってきた。Nd:YAG レーザーは
KrF エキシマレーザー（波長：248 nm）と違い、電力のみでレー
ザー発振が可能で、発振に用いる YAG 結晶は機械的に強く長寿命であるといった特徴がある。これらの特徴が、実用化へ向けた作製コストの低減に寄与すると考えられる。また、4 倍波
Nd:YAG レーザーを用いたコンビナトリアル PLD(C-PLD)法によって YBCO 薄膜への人工ピン止め点導入の高速探索[4]について検討を行ってきた。C-PLD 法とは、一枚の基板の上に組成を連続的に変化させて成膜できる方法である。
以上を踏まえて本研究では、YBCO 薄膜において、金属元素の組成比が Tc や Jc に与える影響を明らかにするために、4 倍波
Nd:YAG レーザーを用いた C-PLD 法によって様々な組成のYBCO 薄膜を作製し、組成が超伝導特性に及ぼす影響について検討を行った。

4. まとめC-PLD法を用い、Y組成が連続的に変化したYBCO薄膜を一枚の基板上に作製することに成功した。さらにその試料から Y の組成が超伝導特性に及ぼす影響を検討した。Ba/Y の組成比を変化させた結果、本研究では最高で Jc=1.69 MA/cm2@77 K（自己磁場下）が得られた。今後、Cu/Y 組成に対する超伝導特性について評価する予定である。
0.30

⊿ω

0.25

0.15
0.10
0.05
0.0

0.5

1.0

Ba/Y

1.5

2.0

Fig. 1 Composition dependence of ⊿ ω

2

Jc [ MA/cm ]2．実験方法YBCO 薄膜はパルスレーザー蒸着法（PLD 法）を用いて
SrTiO3 (100)単結晶基板上に作製した。まず、組成比が化学量比論通りの YBCO 極薄膜(13 nm 厚)を成膜し、その後ターゲットを
Y2O3 に切り替え、プルームをマスクするためのプレートを基板に平行に移動させることで、膜厚傾斜をもった Y2O3 極薄膜（最厚部10 nm 厚）を積層させた。以上を繰り返すことで Y の組成を連続的に変化させた YBCO 薄膜試料(500 nm 厚)を作製した。なおレーザーのエネルギー密度は 2.0 J/ cm2、ヒーター温度は 920 ℃、成膜時の酸素分圧は40 Paとした。薄膜の結晶性、配向性はX線回折法、超伝導特性は直流四端子法、組成比は ICP 発光分析法
を用いて測定した。
3．実験結果及び考察
組成分析より薄膜に含まれる Yの量が基板端から他端に向かって連続的に変化していることを確認した。図 1 に、Ba/Y 組
成比に対する YBCO 薄膜の⊿ ω の変化を示す。ここで⊿ ω は2θ/ω スキャンの YBCO 005 反射におけるロッキングカーブの半
値幅であり、c 軸方位のバラつきを表す指標である。図 1 において、組成比が化学量論比通りに近づくにつれて c 軸方向のバラつきは小さくなることが確認できた。これは薄膜内に存在する
Y2O3 が結晶性を低下させているためと考えられる。図 2 に Ba/Y
組成比に対する自己磁場 Jc の変化を示す。 図 2 において、組成

0.20

1

0.1
0.0

0.5

1.0

Ba/Y

1.5

2.0

Fig. 2 Composition dependence of Jc
謝辞
本研究の一部は、科学研究費補助金(23226014、20686065、24656580)の助成を受けて実施したものである。
参考文献
1. J. Shimoyama et al.: Abstracts of CSJ Conference.: Vol. 80 (2009) p.
109
2. Z. Dong et al.: Solid State Communications.: Vol. 63, (1987) p. 97
3. K. Tada , et al.: PhysicaC, Vol 468 (2008) p. 1554
4. T. Yoshimura, et. al.: Physica C, Vol. 471 (2011) p. 947― 80 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p11Y 系線材

異なる BaMO3（M=Hf, Sn）人工ピンを添加した
YBa 2Cu3Oy 薄膜の磁場中超伝導特性

Superconducting properties in magnetic field of different BaMO 3 （M=Hf, Sn）
artificial pinning centers doped YBa2 Cu3O y thin films
水谷 直樹，吉田 隆, 一野 祐亮 （名大）; 一瀬 中 (電中研); 松本 要 (九工大); 淡路 智 (東北大)MIZUTANI Naoki, YOSHIDA Yutaka, ICHINO Yusuke (Nagoya Univ.); ICHINOSE Ataru (CRIEPI);
MATSUMOTO Kaname (Kyushu Inst. Tech.); AWAJI Satoshi (Tohoku Univ.)
E-mail: mizutani-naoki11@ees.nagoya-u.ac.jp
かし、BHO が BSO よりも細いナノロッドを形成したために図 2 のような結果が得られたと予想される。

1．はじめにYBa2Cu3Oy (YBCO)超伝導薄膜における磁場中超伝導特性向上の手段として、これまで多くの研究グループによりREBa2Cu3Oy(REBCO)薄膜に BaMO3(BMO : M= Zr, Sn, Hf)ナノロッドを導入することが試みられてきた[1-3]。BMO は、薄膜中で自己組織化
しREBCOのc軸方向にナノロッドを形成すること、ナノロッドの直径や密度は、成膜温度や添加量で制御可能、さらに REBCO の c
軸方向に印加された磁場に対して有効な c 軸相関ピンとして働くといった特徴がある。
本研究では、2 種類の BMO (BaHfO3, BaSnO3)を YBCO 薄膜中に導入した。2種類のBMOを混合することによって、混合比に応じて BMO の形状及び格子定数が変化することが期待され、これによって BMO と YBCO の結晶界面における歪も変化すると考えられる。以上から、本研究ではBMOとYBCO 結晶界面の歪
みが YBCO 薄膜の超伝導特性に与える影響を明らかにすることを目的とした。

4. まとめ2 種類のBMO をYBCO薄膜中に導入し、YBCO薄膜の超伝導特性に及ぼす影響を検討した。磁場中超伝導特性において、2 種類の BMO の特性を平均した挙動を示していることが確認された。今後、BMO の形状や混晶状態を明らかにするために、高分解能 TEM 観察や、TEM-EDX による組成分布観察が必要であると考えられる。
PstartPend

Jc/Jcs.f.

100

10-1

2．実験方法YBCO 薄膜はパルスレーザー蒸着法（PLD 法）を用いて
SrTiO3 (100) 単結 晶 基板 上 に 作 製 し 、 YBCO 薄 膜 へ の
BaHfO3(BHO)と BaSnO3 (BSO)の添加割合はターゲット交換法を用いて制御した。ターゲット交換法とは、YBCO、BHO と BSO の3 つのターゲットに交互にレーザーを照射する手法である。ここ
で、BHO と BSO の添加量の合計を約 4.0 vol. %に固定し、BHOと BSO の添加比を変化させた薄膜を作製した。作製した薄膜の結晶性、配向性は X 線回折法、超伝導特性は直流四端子法を用いて測定した。

B//c@77K
BHO 1.5 vol. % + BSO 2.5 vol .%BHO 2.5 vol. % + BSO 1.5 vol. %BHO 4.0 vol. %BSO 4.4 vol. %

0

1

2

3

Magnetic Field [T]4Fig. 1 Magnetic field dependence of Jc.

3．実験結果及び考察
図1 に、BMO 添加YBCO 薄膜における Jc の磁場依存性を示す。図1 において、BMO の効果により Jc の勾配がほぼゼロになる領域(plateau)が現れることが確認された。以後、この plateau の始端磁場を Pstart、終端磁場を Pend とする。Pstart と Pend の間の磁場領域では、磁束線が柱状に振る舞っており、且つ磁束線の数よりもBMO ナノロッドの数が多いため Jc がほとんど低下せず、plateauが現れたと考えられる。さらに、Pend は BMOナノロッドの数と磁束線の数が等しくなるマッチングフィールドに等しいと考えられる。
図 2 に BHO と BSO それぞれの添加量に対する Pstart と Pend の値を示す。図 2 より、BSO のみ添加した薄膜と BHO のみ添加した薄膜では BMO が働く磁場範囲が異なっていることがわかった。
さらに、BHO と BSO 両方添加した薄膜は、添加量に対して PstartとPendがほぼ連続に変化しており、BHO添加量を増加させるに従って、Pstart と Pend はそれぞれ高磁場側へシフトしていることが確認された。Pstart と Pend が高磁場側へシフトしているということは、
BMO ナノロッドの数が増加していることを示している。本研究では、BMOナノロッドの総添加量を約4.0 vol.%と固定しているため、BMO ナノロッドの数が増加しているということは、BMO ナノロッドが細くなっていると推察される。2つのBMOが混晶を形成しているか、それぞれ単相であるかは現時点では明らかではない。しMagnetic Field [T]

2

3

4

BSO content [vol. %]

1

0

1
2
3
BHO content [vol. %]

4

2

1.5

Pend
1
0.5
0

Pstart0

Fig. 2 Pstart and Pend as a function of BMO content.
謝辞
本研究の一部は、科学研究費補助金(23226014, 19676005)の助成を受けて実施したものである。
参考文献
1. J. L. M. -Driscoll, et al.: Nature mat, Vol. 3 (2004) pp. 439-443
2. C. V. Varanasi, et al.: Supercond. Sci. Technol, Vol. 20 (2007)
pp. 1071-1075
3. H. Tobita, et. al.: Supercond. Sci. Technol, Vol. 25 (2012) pp. 1-4― 81 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p12

冷却・冷凍

スターリングパルスチューブ冷凍機の開発
Development of high performance Stirling Pulse Tube cryocooler.
中野 恭介，平塚 善勝（住重）NAKANO Kyosuke, Hiratsuka Yoshikatsu (SHI)
E-mail: Kys_nakano@shi.co.jp
1．はじめに2004 年、J. H. Zia らは、高温超伝導機器冷却用の冷凍機として Q-Drive 社製の圧縮機を用い、電気入力 4.3kW で冷凍能力 200W at 77K を有するスターリングパルスチューブ冷凍機の開発報告を行なった[1]。この高温超伝導線材を用いたデバイスの冷却には、数十 W から数百 W の冷凍能力を持つ
小型冷凍機を必要し、さらに高効率かつ高い信頼性（長寿命）が求められている。スターリングパルスチューブ冷凍機は、高効率で膨張器に可動部の無い構造から高い信頼性が得られる。そこで、今回我々は、高温超伝導冷却用途として、冷凍能力 200W at 77K スターリングパルスチューブ冷凍機の試作機を製作し評価試験を行った。膨張器の形状は、インライン型膨張器と低温部分が端面に位置することから利便性や小型化の観点からＵ型膨張器の双方を試作し、性能比較試験を行ったので、その結果について報告する。
Table1. 1st Target Prototype Specifications
Maximum cooling power : 200W at 77K
Maximum electric input power : 3.8kW (AC200V)
Efficiency : 14.5% Carnot (COP 0.053)
Life time : >50,000hours
Cooling : Water cooling(20℃)
Operating frequency : 45Hz ~ 60Hz
Initial gas pressure : He 2.0 ~ 3.0MPa
Dimension : H800mm ×L670mm×W350mm
Weight: <150Kg

3．評価試験結果
膨張器の各設定は蓄冷器直径 90mm、長さ 100mm、パルス
管直径 40mm、長さ 250mm とし、試験では圧縮機電気入力
3.8kW 一定とし、イナータンスチューブの直径・長さ、運転周
波数、封入圧等を調整し、最も高い性能が得られるよう最適化を行なった。冷凍能力は真空断熱されたコールドヘッドに熱負荷を印加し、定常時の温度を PtCO センサにて計測している。Table2 に封入圧 2.3MPa、電気入力 3.8kW、運転周波数 49.0Hz 時の U 型膨張器の冷凍能力と COP を示す。同表
より、無負荷時の到達温度 39.4K、冷凍能力 191W at 77K、
P-V 仕事は 2830W(圧縮機効率 0.77)が得られている。インラ
イン膨張器では、冷凍能力 210W at 77K が得られており、約9%能力が低下している。また対流の影響を確認するために、
オリエンテーション試験を行った。Fig.2 にコールドヘッドを下向き時の冷凍能力を基準とした変比率を示す。同図より、全設置方向の冷凍能力変化を３%以内に抑える事ができている。
しかし、低温端温度が低くなるに伴い設置方向に対する性能低下割合が大きくなっていることから、対流による損失が生じていることが考えられる。
Table2.Experimental Evaluation of STP Cooling PerformanceTc (K)Qc (W)
COP
50
62.5
0.017
60
111.7
0.029
70
158.2
0.042
77
191.0
0.050
※ Inclination angle 180deg.

2．試作機概要
Fig.1 に試作した U 型パルスチューブ冷凍機の試作機概要を示す。圧縮機内部の 2 つのピストンはリニアモータによって駆動し、高い剛性を持つフレクシャーベアリングで支持されている。これによりピストンとシリンダのクリアランスは非接触状態
で数μm に保たれ、長寿命化を図っている。また圧力変動とピストンストロークを計測しＰ-Ｖ仕事を算出している。Ｕ型膨張器はアフタークーラ、蓄冷器、コールドヘッド（低温部熱交換器）、Ｕ字の流路を介しパルス管、ホットエンド（高温部熱交換器）、イナータンスチューブ、バッファタンクによって構成され、各要素は径や長さ等の幾何形状を変更できるようになっている。冷凍機の各熱交換器は水冷式を採用し、流量および
出入口温度を計測し排熱量の計算をしている。

Cooling capacity ratio @ 0 deg

1.05
Input power : 3.8kW
Operating Frequency : 49Hz
77K

1.00

70K
Compressor
65K

0.95

Cold-head

0.90
0

45

90

135

180

Inclination angle(deg.)

Fig.2 Influence of inclination by the difference in the
cold-head temperature.
4．まとめ
スターリングパルスチューブ冷凍機を試作し評価試験を行った。電気入力 3.8kW 時に冷凍能力 191W at 77K が得られ、また膨張器の設置方向による冷凍能力依存性を 3％に抑える事ができた。
5．参考文献1.
Fig.1 Photograph of prototype U-type Pulse tube cryocooler.

― 82 ―J. H. Zia., et al, “A Commercial Pulse tube cryocooler
with 200W Refrigeration at 80K”, Cryocoolers 13, New
Oreans(2004), pp. 165-171.
第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p13

冷却・冷凍

GM 冷凍機の 2 段目蓄冷器内に挿入されたベークライト棒の効果(1)－鉛蓄冷材の場合－
Effects of an inserted bakelite column in the 2nd stage regenerator of GM cryocooler (1)－In the case of lead (Pb) regenerator material－
増山 新二，長尾 望宏，松井 康平 (大島商船高専)
MASUYAMA Shinji, NAGAO Takahiro, MATSUI Kohei (Oshima National College of Maritime Technol.)E-mail: masuyama@oshima-k.ac.jp

２．ベークライト棒入り蓄冷器構造の概略
ベークライト棒が挿入された蓄冷器構造の概略図を図 1 に示す。GM 冷凍機の 2 段目蓄冷器内空間(内径：15mmΦ，長さ：100mm)の低温側にベークライト棒(長さ：50mm)が挿入され，残りの空間には球径 0.2mm の鉛蓄冷材が充填されている。中間部には，今後，磁性体蓄冷材を低温側に充填することを考慮しフェルトを入れてある。また，両温端部にもフェルトを使用しているが，ここでは省略している。
ベークライト棒は，その物性値，ならびに形状から，蓄冷効
果には，まったく寄与していないと考えられる。むしろ，熱伝導損失を増大させているが，その値はおおよそ 10mW 程度であると見積もられている。
３．実験方法・結果
2 段 GM 冷凍機は SHI 社の SRDK-101D(電気入力：
1.3kW@60Hz)をベースモデルとして冷凍性能評価を行った。
なお動作周波数は 1.2Hz である。実験した三種類のベークラ
イト棒の諸元と，ベークライト棒を挿入することで減少した鉛蓄
冷材分量の減少割合を表 1 に示す。ここで，”Normal”は，ベークライト棒を挿入しない一般的な充填方法を，Bake 番号の”c”は長さ 50mm のベークライト棒を低温側のみに挿入していることを示す。なお，発表では，長さ 100mm のベークライト
棒を挿入した場合の結果も併せて報告する予定である。
実験結果より得られた 4 つの蓄冷器タイプにおける到達温度の結果も表 1 に示してある。ベークライト棒の直径が大きくなるに連れ，到達温度が上昇している。この結果から，到達温度は，低温側の蓄冷器断面積に影響されることが分かる。つまり，蓄冷材の熱容量が大きく，ヘリウム流速の遅い方が，到達温度を下げる効果があると考えられる。
冷凍能力試験結果を図 2 に示す。Bake 1c～3c は，到達温度が Normal より高いため，その温度付近では多少の冷凍能力低下が生じている。しかしながら，7.5K 以上では，Bake
1c～3c の方が Normal の冷凍能力を上回る結果が示されており，特に，直径が一番大きい Bake 3c の冷凍能力が最も大きくなっている。20K で比較すると，Bake 3c は Normal よりも蓄冷材が 27%少ないにもかかわらず，その冷凍能力は 21%も向上している。ベークライト棒を挿入することにより冷凍能力が向上するのは，蓄冷器低温側のヘリウム流速が速くなることで，冷却ステージの熱負荷を素早く除去する効果が生じているようである。ただし，この効果は Bake 1c, 3c で大きく，直径が中間の Bake 2c では小さくなっている点も興味深い。
４．まとめ・今後の課題
GM 冷凍機の 2 段目蓄冷器内に蓄冷に寄与しないベーク
ライト棒を挿入したときの冷凍性能を実験的に評価した。研究結果から，本構造は蓄冷材の分量を減らすことができ，かつ，
従来の充填方法と比較して，ほぼ同等か，あるいはそれ以上の冷凍能力を発揮できることが実証された。
本結果を受けて，次報では，磁性体蓄冷材とベークライト棒を組み合わせ，4K レベルでの性能評価を行う予定である。
Cold
end

Hot
end
Pb

Felt

Pb

BakeliteFig. 1 A schematic of the 2nd stage regenerator with Pb
regenerator material and bakelite column
Table 1 Regenerator type and achievable lowest temperature
Diameter[mm]

Regenerator
type

Length[mm]

Change in
Weight[%]Lowest
Temp.
[K]

0

4.7

NormalBake 1c

7

50

－8

5.0

Bake 2c

10

50

－21

5.2

Bake 3c

12

50

－27

5.8

4.5

Cooling Power [W]

１．はじめに蓄冷式冷凍機において，蓄冷器内に蓄冷に寄与しない物
質を挿入することは，蓄冷器効率の観点から，従来考えられなかったことであろう。しかしながら，2 段 GM 冷凍機において，
ベークライト棒を挿入する方式を実験的に検証した結果，粒状蓄冷材を単に充填する一般的な方式と比較し，ほぼ同等か，それ以上の冷凍性能を発揮できる可能性が，増山らにより報告[1,2]されている。これらの報告では，ベークライト棒のサイズが一種類のみであった。そこで今回は，ベークライト棒の効
果を詳しく検討するために，直径が異なる三種類のベークライ
ト棒と鉛蓄冷材の組合せによる実験を行った。以下に，蓄冷器構造，ならびに実験結果を報告する。

4.0

Normal

3.5

Bake 1c
Bake 2c

3.0

Bake 3c

2.5
2.0
1.5
1.0
0.5
0.0

0

5

10

15

20

25

30

Temperature [K]Fig. 2 Experimental results of cooling power【謝辞】
本研究は，科学研究費助成事業（基盤研究(C)24561064）の一部により実施された。ここに感謝する。
【参考文献】
1. S. Masuyama, et al.: Cryogenics in press
2. S. Masuyama, et al.: Abstracts of CSJ Conference Vol. 85(2011) p.149― 83 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p14

冷却・冷凍

磁気作業物質として LaFe 系材料を用いた磁気冷凍システムの特性
Characteristic of magnetic refrigeration systemwith magnetocaloric material of La-Fe-Co-Si compound宮崎 佳樹，脇 耕一郎，荒井 有気，水野 克俊，吉澤 佳祐，長嶋 賢（鉄道総研）；
平野 直樹（中部電力）； 高田 裕章（三徳）； 伊藤 孝治（蔵王精機）
MIYAZAKI Yoshiki, WAKI Koichiro, ARAI Yuuki, MIZUNO Katsutoshi, YOSHIZAWA Keisuke, NAGASHIMA Ken (RTRI);HIRANO Naoki (Chubu Electric Power Co); TAKATA Hiroaki (Santoku Corporation); ITO Koji (Zao Seiki)
E-mail: miyazaki@rtri.or.jp
1．はじめに
鉄道車両に搭載される車両用空気調和装置は，利用客に快適な空調を提供する重要な要素であり，車内の快適環境を維持するための機能が要求される。車両用空調装置には蒸気圧縮式冷凍が用いられているが，駅の発着とともに乗客の出入りや乗客数が変動することや，空調機の搭載スペースの制約，および常時車内換気を行わなければならないなどの特殊性から，その COP(Coefficient of Performance (成績係数))は家庭用のそれに比べても低い値となっている。
一方で，昨今の電力事情や環境問題から，省エネルギーなどの環境負荷低減に対する要求は一段と厳しくなっている。
そこで本研究では，鉄道車両空調の省エネルギーを目的とし，次世代の冷房技術として，磁気熱量効果を用いたヒートポン
プ技術の実用化に向けた開発に取り組んでいる。磁気作業
物質の動作点は，その物質のキュリー点付近の温度に限られるため，空調に要求される動作温度を得るためには，動作温度の異なる磁気作業物質をカスケードする方法が提案されている。そこで，将来のカスケード化を念頭に，Gd よりも低温側に動作温度を持つ LaFe 系の磁気作業物質を磁気冷凍シス
テムに組み込み性能評価を行ったので報告する。

4. 数値計算結果
本試験装置は耐圧の関係から5 L/min程度までしか流量をとることができず，より流量の大きな領域での冷凍能力の傾向を知ることができない。そこで，温度スパン 0 Kにおける冷凍能力の流量依存性について数値計算を行い，GdとLaFeCoSiを比較した。図2 に計算結果を示す。Gd，LaFeCoSiの場合も，流量に対して冷凍能力はピーク値を持つ傾向を示す。
LaFeCoSiはGdに比べ比熱が大きいために，ピークを示す流量はGdよりも大きいが，適切な流量が得られれば，Gdよりも冷凍能力は大きくなることが分かる。

2．La(Fe0.84Co0.06Si0.10)13 の磁気熱量効果
室温磁気冷凍では，磁気作業物質として室温付近まで強磁性を示すガドリニウム(Gd) が用いられることが多い。本研究に用いた磁気冷凍装置でも，Gd を搭載したシステム性能について報告している[1]。一方，永久磁石で発生可能な磁場程度で，Gd の磁気熱量効果を上回る材料開発が急速に進められている。本研究で用いた La(Fe0.84Co0.06Si0.10)13(以下LaFeCoSi と表記する)は 8℃にキュリー点を持つ 2 次相転移材
料であるが，0-2 T の磁場変化により，Tc において-8 J/(kgK) を超える大きな磁気エントロピー変化∆ SM が観測される。
Gd では 0 -2 T の∆ SM は -5 J/(kg K)であるので，本化合物
は Gd にくらべ約 1.6 倍の磁気エントロピー変化を有する。
3．試験結果ハルバッハ配列を用いた磁気冷凍機[2]に，LaFeCoSi を搭載し，冷凍能力を評価した。温度スパン 0 K の条件における冷凍能力を図 1 に示す。磁気作業物質が充填されたAMR(active magnetic regenerator)で熱交換する熱交換媒体の流量を増加するのに伴い冷凍能力が大きくなるが，Gd の 5rpm では流量に対して冷凍能力にピークが認められる。磁気作業物質充填層を流動する熱交換媒体の流量が大きいほど
磁気熱量効果によって作業物質に生じた吸発熱量を多く輸送できるため，ある流量までは冷凍能力が増加するが，充填した磁気作業物質の吸発熱を取りきってなお流量を増やせば，熱交換媒体の温度変化が小さくなるため，冷凍能力は低下するものと考えられる。Gd の 5 L/min 以外の条件ではいずれも冷凍能力のピークは認められず，5 L/min 以降も冷凍能力が増加する傾向が示唆される。

Fig. 1 Cooling power of the magnetocaloric refrigerator
system as function of volumetric flow rate
LaFeCoSi(40 rpm)

Gd(40 rpm)

LaFeCoSi(10 rpm)
LaFeCoSi(5 rpm)
Gd(5 rpm) Gd(10 rpm)

Fig. 2 Calculated cooling power of the magnetocaloric
refrigerator system as function of volumetric flow rate
本研究は NEDO の委託を受けて実施したものである。
参考文献
1.
K. Waki, et al.: RTRI REPORT Vol.26, No.5 (2012). p47
2.
K. Waki, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol.
84(2011) p.130― 84 ―

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1P-p15

冷却・冷凍

真空多層断熱材ブランケット間接続部の隙間から侵入する熱放射とその抑制法
Thermal radiation heat transfer through a slot between multilayer insulation blankets
大森 隆夫、 児玉 薫（帝京大）；山本 明、木村 誠宏（高エネ研）
OHMORI Takao, KODAMA Kaoru (Teikyo U.); YAMAMOTO Akira, KIMURA Nobuhiro (KEK)E-mail: Ohmorit@koala.mse.teikyo-u.ac.jp
1．はじめに
真空多層断熱材（MLI）は実用上、ブランケット化して用いることが多い。MLI はポリエステルフィルムなどの有機物で構成された断熱材であり、クライオスタット内で冷却されると金属性部材よりも熱収縮が大きく隣接するブランケット間に隙間（slot）が生じる可能性がある。MLI は高性能の断熱材であるから、slot の幅がいかに狭くても熱放射による低温部の熱負荷の増加が問題にならないかを調べておく必要がある。本研
究では小型の円筒型液体窒素タンクに施工した MLI ブランケットに slot 幅を調整可能な機構を設け、液体窒素タンクの熱負荷と slot 幅の関係、また熱負荷増加を防止する patch 法の有効性についても実験的に明らかにしたので報告する。
2．試験装置と方法
Fig.1 のように直径 120 高さ 150mm の円筒型液体窒素タン
クの上部と下部にカップ型 MLI ブランケットを施工した。MLI
はカネカ製アルミ蒸着ポリエステルフィルム KF-9B とポリエス
テルネットスペーサ KN-20 を１枚ずつ重ね、それを１層として20 層積層してブランケットとした。下部ブランケットはプーリーから繰り出された吊り糸で支えられ、プーリーの回転角を変えることにより高さ位置が下がり、上部ブランケットとの間に液体窒素タンクを一周する slot が生まれ、その幅を調整することができる。上部カップ型 MLI ブランケットの上底面に積層した断熱フィルムはブランケットの自重で圧縮され、それに伴い円筒側面の断熱フィルムは軸方向に移動する。移動量は外層にいくに従って大きく、端面の垂直位置が層方向で揃わなくなる。これを防止するために上底面の MLI の圧縮（自己圧縮）を考慮して側面に積層する各層のフィルムの軸方向長さを決定した。下部ブランケットについても同様の方式で試作した。ブランケット間の隙間（slot）を覆うパッチが無い場合とある場合の液体窒素タンクの熱負荷を Boil-off Calorimetry 法で測定した。ここでパッチとは断熱フィルム（KF-9B）を 1 枚、MLI ブラン
ケット接続部の外表面に巻きつけ slot を覆うものである。
さらに上下ブランケットを一体として slot の無いブランケットを製作し、このときの液体窒素タンクの熱負荷を基準とし、slot
 の値を調べた。
がある場合の熱負荷の増加分 Q
SL

3
H

slot
2 4
SW

3

outer surface of MLI
MLI

1
LN2 tank side wall
Figure 2 The model of radiative energy exchange between
the slot and the inner surface of vacuum tank
験結果と比較したが、Fig.2 はパッチが無い場合の解析モデ
ル、Fig.3 は slot 底部（面 1）と真空タンク内面（面 5）との形態係数を示す。両 MLI ブランケット端面（面２、面４）と真空タンク
内面間（面 5）の放射熱伝達についても解析したが、MLI 端面が受ける熱伝達は MLI を通して液体窒素タンクの熱負荷増加をもたらすと考えた。また、端面の放射率は１として解析した。
パッチがある場合はパッチの slot 側の面を面 3 として同様の解析を行った。

Figure 3 Geometry for configuration factor and radiativeinterchange between elements on the bottom surface (1) of theslot and the vacuum tank (5)4．熱伝達解析結果と実験結果の比較とまとめ はslot幅の増加にともない急激に大パッチが無い場合、 Q
SL
きくなるが、パッチを適用することにより、これを効果的に抑制できることがわかった。理論解析結果と実験値の差は小さいと を抑制するにはパッチを適用することがは言えないが、 Q
SL

Fill and Vent Port of Nitrogen
Vacuum Insulated Pipe
430

Handle to Control The Rotation
Angle of Pulley5vacuum tank

有効であることが理論的にも示すことができた。
Upper MLI Blanket

sw

Relay Ring
Wind-up Pulley

LN2 Tank
φ120×150H

Slot

Lower MLI Blanket
Vacuum Tank
φ311×250H

Hanging Strings

Evacuation Line ( Balzers TPH190）

Figure 1 Boil-off calorimeter to measure the heat load of thecylindrical liquid nitrogen tank
3．放射熱伝達解析
パッチが無い場合とある場合の放射熱伝達解析を行い、実Figure 4 Exess heat input into the LN2 tank through the slot

― 85 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p16

冷却・冷凍

直流超伝導送電用断熱二重管における熱侵入量の真空度依存性
Dependence of Vacuum Pressure for Heat Leak on Cryogenic Pipefor DC Superconducting Power Transmission.
土岐 由信，浜辺 誠，渡邉 裕文，河原 敏男，山口 作太郎（中部大学）
TOKI Yoshinobu，HAMABE Makoto，WATANABE Hirofumi，KAWAHARA Toshio，YAMAGUCHI Satarou (Chubu Univ.)
E-mail: te08012@isc.chubu.ac.jp
1．はじめに中部大学では直流超伝導送電の実用化に向けた研究を行っている。長距離送電を考えたとき、ケーブル配管距離が長くなるのに伴い、配管からの熱侵入が支配的になるため、配管への熱侵入量の低減が重要となる。また、ケーブル配管の多くはコルゲート管が用いられるのに対し、中部大学では直管を用いることで真空度の向上と熱侵入量の低減を図っている。他にも、輻射シールドを簡略化する研究を縦型の熱侵入量測定装置を用いて、長さ 1.65m の断熱二重管で研究してきた。その結果、SUS 内管φ81.9mm に亜鉛メッキ外管φ165.2mm を用いることで、SUS 外管を用いたときに比べ、熱侵入量を 9.7W/m から 2.9W/m に低減することができた[1]。
超伝導送電において真空断熱配管での真空度は熱侵入低減に関して重要なパラメータのひとつである。そのため、今回は SUS 内管に多層断熱材(MLI)を巻きつけ真空度を変化させたときの熱侵入量の測定結果について発表する。
2．精密熱侵入量測定装置
精密熱侵入量測定装置の概略図を図 1 に示す。この装置
では LN2 蒸発量の時間変化を測定し、その蒸発に必要な熱量を熱侵入量として求めている。液面測定部は変化が明確になるよう他の部分より細くし、長さ 500mm、内径 φ20 とした。また、測定部への熱侵入(伝導熱と輻射熱)が極力小さくなるような構造とした。約 3m の被測定管の取り付け部は横向きになっており、実用化する際に必要になると考えられる、内管の支持構造からの伝導熱を考慮することができ、さらに被測定管の長さを天井高さの制約から逃がすことができるという特徴を持つ。
測定する外管は外径φ216.3、長さ 3000mm、内管は外径φ60.5、長さ 2820mm の SUS 管を用いた。この管径は中部大学に建設した 200m 直流超伝導送電試験装置と同じものである[2]。また、SUS 内管に MLI を巻きつけることで熱侵入量の低減を行い、真空度依存性について調査した。

Fig.1 A schematic diagram of a test bench for heat leakmeasurement of cryogenic pipe
SUS Pipe
SUS Pipe +MLI 10Layers

y = 505.38 - 0.79442x R= 0.99864
y = 500.22 - 0.19588x R= 0.99971

500

400

300

0

10
Time[min]20

Fig.2 Evaporation time of LN2

3．熱侵入量測定
各内管について測定した LN2 液面の時間変化を Fig.2 に、真空度による熱侵入量の変化を Fig.3 に示す。真空度が一番高いとき SUS 管＋MLI10 層の熱侵入量は 1.75±0.07W/m となり、SUS 管(10.9±0.2W/m)だけで測定したときに比べ、84%
熱侵入量を低減できた。また、内管に MLI を巻きつけて真空度を変化させると、真空度に比例して熱侵入量が変化しており、真空度が 0.01Pa 以下ではほとんど熱侵入量が変化していないことがわかる。また真空度が 0.1Pa を超えた辺りから熱侵入量が急に大きくなっていることから、0.1Pa 以下の真空度にすることで断熱効果が期待できることがわかった。

12
SUS Pipe
SUS Pipe+MLI 10Layers

10

y = 1.7512 + 5.9948x R= 0.98539

8
6
4
2

参考文献
1. Y. Nasu, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 79(2008) p.972.
2. M. Hamabe, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 5(2012)p.169.

00.00010.001

0.01
Vacuum [Pa]0.1

1

Fig.3 Measured heat leak per unit pipe length as a parameterof vacuum pressure― 86 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p17

冷却・冷凍

センサー冷却用断熱消磁冷凍機の熱設計に関する研究
Thermal design of continuous adiabatic demagnetization refrigerators (CADR) system
for sensor cooling園田 健悟, 植田 隼治（NIMS,千葉大）；沼澤 健則(NIMS)；中込 秀樹（千葉大）；都丸 隆行（KEK）
SONODA Kengo, UEDA Shunji（NIMS,Chiba Univ）;NUMAZAWA Takenori(NIMS); NAKAGOME Hideki (Chiba Univ)；
TOMARU Takayuki(KEK)E-mail: k.sonoda@chiba-u.jp

１．はじめに
近年、極低温・超低温環境を必要とする宇宙科学ミッションが数多く計画されている。このような温度領域を生成する冷凍機として断熱消磁冷凍機(ADR:Adiabatic Demagnetization
Refrigerator)が挙げられる。これまでに我々は連続作動型断熱消磁冷凍機（CADR）を作成し、その作動特性を明らかにしてきた。本年度からセンサー冷却に特化した CADR の開発を開始した。本研究ではその基本性能を向上させるために計測
線やパワーリードからの熱侵入や振動の影響について再設計を進めた。

4K シールドが続き、その内部に CADR システムを設置する構造となっている。
熱伝導による熱侵入は主に FRP 支柱、液体窒素予冷ライ
ン、パワーリード、温度計用リード線によるものが考えられる。
その他ジュール熱や輻射熱による熱負荷も考えられる。
以前、作成された CADR は超伝導マグネットへの電力供給のためのパワーリードに真鍮を用いていた。本研究では更なる熱侵入の軽減をはかるため、新しく高温超電導線材を採用する予定である。
Fig.2 には、各熱侵入・発生経路についてまとめた試算結
果を示す。

２．連続作動型断熱消磁冷凍機（CADR：Continuous ADR）
断熱消磁冷凍機とは磁性体が持つ磁気熱量効果を利用した冷凍機であり、外部磁場の操作によって磁性体のエントロ
ピーを制御することで低温が生成される。この性質を利用し磁性体の断熱磁化・等温磁化・断熱消磁・等温消磁という４つの過程でカルノーサイクルを形成することにより冷凍を行うのが
ADR の原理である。従来の ADR ではサイクルの性質上、冷凍できるのは等温消磁過程のみであり、一定温度を連続的に発生させることができなかった。この課題を解決するため にNASA の Peter Shirron によって提案されたのが連続作動型断熱消磁冷凍機である[1]。CADR とは２組以上の冷凍ユニット（磁性体＋超伝導マグネット）が熱スイッチを介して直列に接続し、隣接するステージの位相をずらしてサイクルを駆動させることで連続冷凍を実現するシステムである。Fig.1 にこれまでに作成した 4 段のステージからなる CADR の構造図を示す。
Fig.2 Result of heat loads (unit:mW)

４K ステージへの総熱侵入量は、支持材料、液体窒素予
冷ライン、パワーリード、温度計用リード線の熱伝導によるもの
及び輻射熱によるものを合計すると 93[mW]と見積もることができる。GM 冷凍機の 4.2K における冷凍能力は 100mW である
ので、排熱可能であることが示された。以前作成した CADR の
総熱侵入量は 267[mW]であった。この違いはパワーリードに
高温超電導線材を採用したことで、60K－4K 間において超伝導状態となり、熱伝導とジュール熱がほぼゼロになった要因が非常に大きいと考えられる。その他詳細については、学会にて報告する。

Fig.1 Schematic of the 4 stage CADR system
３．CADR クライオスタットの熱設計
CADR の基本性能を向上させるためには、排熱源である４
K ステージにかかるさまざまな熱侵入や内部発熱による熱負荷を最小限に抑えるようにクライオスタットの熱設計を行うことが重要である。本研究の CADR クライオスタットでは、一番外側に真空容器、その内側に 60K シールド、さらにその内側に参考文献[1] Shirron, P., et. al., “A compact, high-performance continuous
magnetic refrigerator for space missions”, Cryogenics 41(2002) 789-795― 87 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p18

冷却・冷凍

Warm bore anti-cryostat to investigate thermal radiation heat leaks to the SuperKEKB
IR magnet coil bobbin (2)宗 占国，大内 徳人，土屋 清澄，東 憲男， 山岡 広, 多和田 正文, 有本 靖（KEK）; 田中 学（三菱電機システムサービス）;
遠藤 友成（日立プラントテクノロジー）
ZONG Zhanguo，OHUCHI Norihito, TSUCHIYA Kiyosumi, HIGASHI Norio, YAMAOKA Hiroshi, TAWADA Masafumi,
ARIMOTO Yasushi (KEK); TANAKA Manabu (Mitsubishi System Service); Endo Tomonari (Hitachi Plant Technology)
E-mail: zhanguo.zong@kek.jp

LHeOu
LHe- ter
Inner

0.6
Heat leak to the LHe (W)0.5

1 Layer

3 Layers
9 Layers

0.4

5 Layers

0.3
0.2
10

20

30
40
50
60
Liquid helium level (%)

70

80

Fig.2 Heat leak to the inner LHe versus LHe level and fitting

0.6

5.62

0.5

4.68

0.24

0.4
0.3

0.18 W/m

3.74∆Τ over the G10 wall (K)

6.55
2

0.7

Heat flux density (W/m )2．Introduction
In the SuperKEKB IR, the SC magnets are located between
the two beams with the strong space constraint. The SC wireis placed on the bobbin with a small inner radius [1]. The
thermal radiation from the warm beam pipe will increase theSC wire temperature and limit its operation. MLI is adopted toreduce the radiative heat flow. The MLI performance depends
on both the total layers number and density. The optimization
to apply MLI in the 3.5 mm narrow gap was carried out by thevertical anti-cryostat experiments to measure the heat leakvariation with the MLI layer number [2]. In the previous tests,
the heat leaks were estimated by the temperature differences(∆T) over the G10 wall, which were measured by 3 precise
Cernox sensors, as shown in Fig. 1. However, the standard
deviations among sensors were usually large. The reason
might be the cracks near the sensors in the thermal greasesolid formed during cooling down and the cause of thermal
conduction bridge by loose MLI in the narrow radial space. In
this paper, the improvement on the anti-cryostat is reported
and the experimental results are discussed.

LHe level. The helium vapor flow rates at different LHe levels
were measured by the precise thermal flow meter and theabsorbed heat was calculated, plotted in Fig.2. By the linear
fitting, the curve slopes are the radiative heat leaks per unit
length, which are summarized in Fig.3.

Heat leak per unit length (W/m)

1．Abstract
In the SuperKEKB interaction region (IR), the vacuum gap
for multi-layer insulation (MLI) between the superconducting(SC) coil bobbin at liquid helium (LHe) temperature and thebeam pipe at 300 K is just about 3.5 mm. The variation of theradiative heat leaks with the number of MLI layers was
experimentally studied by the vertical anti-cryostat. This
paper introduces the heat estimation method and the results.

0.21
0.17
0.14

2.81
0.10
3 4 5 6 7 8 9Total MLI Layers
Fig.3 Measured radiative heat leaks with variable insulation
layers and corresponding the heat flux density and ∆T

G10
Bobbin
MLI
Warm
bore

Fig.1 Quarter of the warm bore cross section of theanti-cryostat with a schematic sketch of other side
3．Improvement and experimental results
As shown in Fig. 1, the vacuum chamber between the two
LHe vessels had been canceled. When the outer LHe level ishigher than the inner, the heat leak down the SUS cylinder
between them is intercepted by the outer LHe. The SUS
bobbin has a small radius and heat conduction down to LHe
can be Ignored. The heat conduction through support spacer
at the warm bore bottom is constant. The radiative heat leakinto the inner LHe is proportional to the length of the bobbin
immersed in the LHe or the LHe level and correspondingly theevaporation rate of the LHe has the linear relation with the

1

2

4．Discussion and conclusion
The experiments were carried out by adding layers one byone. Before the 5 layers, the MLI was wrapped without radial
force and the heat leaks kept the reduction tend, as shown in
Fig. 3. At 5 layers with the envelope diameter of 21.3 mm, theheat leak achieved the minimum of 0.34 W/m. As the thermal
bridge was worried about in the narrow gap, some force wasapplied during wrapping from 6 to 9 layers. The heat leak at 6
layers was higher than that at 5 layers by 0.18 W/m and byadding layers the heat leaks decreased again. At 9 layers withthe envelope diameter of 21.8 mm, the heat leak is 0.42 W/m.
The performance of 5 layers carefully wrapped can satisfy theSC wire operation with a temperature rise less than 0.2 K.
5. Reference
1. N. Ohuchi, el al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 84(2011) Paper 1D-P04
2. Z. Zong, el al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 85 (2011)
p. 146― 88 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p19

冷却・冷凍

卓上型超伝導バルク磁石装置の開発
Development of a table-top-type superconducting bulk magnet
横山 和哉，三田 裕幸，津久井 友隆，坪野谷 典之（足利工大）；岡 徹雄（新潟大）
YOKOYAMA Kazuya, MITA Hiroyuki, TSUKUI Tomotaka, TUBONOYA Noriyuki (A.I.T.); OKA Tetsuo (Niigata Univ.)
E-mail: k-yokoyama@ashitech.ac.jp
1．はじめに超伝導バルク磁石（以下，バルク磁石と呼ぶ）は小型の強力磁場発生装置として注目されている。著者らは，バルク磁石の産業応用を最終目標として，特にパルス着磁による強磁場化や磁気分離等への応用について研究を進めている。
様々な機会でバルク磁石を展示・デモンストレーションを行った時，磁石装置の小型化について多くの要望があった。本文
は，ＳＴパルス管型冷凍機を用いたパルス着磁専用のバルク磁石装置の開発について報告する。

3．各種磁石装置の比較
Table 1 に本研究室の対向型，単極型および卓上型超伝導バルク磁石装置のスペックを比較した表を示す。対向型および単極型は GM サイクル冷凍機を用いているが，卓上型はＳＴパルス管冷凍機を用いている。最低到達温度は高いものの，必要な冷凍能力は備えている。また消費電力が 300 W と
小さく，ランニングコストが安価である。卓上型磁石装置の着磁実験が実施できていないため発生磁場は N/A であるが，1.5 T 程度を目標に実験を行いたい。

2．卓上型バルク磁石装置
Fig. 1 に卓上型バルク磁石装置の写真および概要を示す。
本装置はＳＴパルス管冷凍機を用いるため外部にコンプレッ
サを必要としない点が大きな特徴であり，一般的な単相 100Vのコンセントのみで駆動することができる。また，パルス着磁専用としたことで，磁極を短くすることができ，長さ 370mm，幅350mm，高さ 430mm とコンパクトな装置となっている。Fig. 1 中にある制御ボックスには，安定化電源とサーミスタ装置が付属されている。
使用する超伝導体は，φ60mm×20mm の Gd 系バルク体で補強のため厚さ 2 mm のステンレスリングを装着している。これを Fig.1(b)のようにサンプルフォルダに挿入し，コールドステー
ジに取り付ける。バルク体及び冷却ヘッドは 5 層のスーパーイ
ンシュレーションで輻射熱を遮蔽し，チャンバを取り付けて真空排気装置により真空断熱している。なお，バルク体表面と磁極表面は約 3 mm である。

4．冷却試験
Fig. 2 にバルク体を取り付けたときの，コールドステージ部の温度変化を示す。10 分毎の測定を行っており，約 3 時間で70 K 以下となり，約 6 時間で最低到達温度 56 K となった。GM
冷凍機に比べて出力が小さいため，冷却時間が長くなる結果となった。今回は諸事情で着磁試験を行えていないが，永久磁石を用いたピン止め効果を確認できた（Fig.1 参照）。これより，超伝導体も十分臨界温度以下に冷却されたと考える。

Bulk superconductor(in vessel)

Control box
ST type pulse tube
refrigerator(a) photograph
370 mmTable 1. Spec of each bulk magnet systems.
対向型
単極型
卓上型
超伝導体
GdBa2Cu3O7-x（φ60×20 mm）
発生磁場
3 T以上
3 T以上
N/A
1段GM冷凍機 2段GM冷凍機 STパルス管冷
冷凍機 （GR101，アイシ （RS271，アイシ 凍機（SPR-05，
ン精機）
ン精機）
アイシン精機）
最低到達
40K以下
20K以下
60K以下
温度
st
5W@20K(1 )8W@77K
出力（W）
10W@77K
19W@80K(2nd)入力
単相100V
三相200V
単相100V
消費電力
800W
1600W
300W
・コンプレッサ ・コンプレッサ ・制御ボックス
外部装置
・真空排気装置 ・真空排気装置 ・真空排気装置

430 mm

350 mmBulk superconductor

5．まとめ
本研究はバルク磁石装置の小型化を目指して，ＳＴパルス管冷凍機を用いたパルス着磁専用の卓上型バルク磁石を考案し，製作した。冷却試験の結果 56 K まで冷却できることが確認できた。今後，パルス着磁実験を行い，捕捉磁場を評価する予定である。

Pt-Co resistancethermometer
ST type pulse tube
refrigerator(b) schematicFig. 1. (a)Photograph and (b)schematic of a table-top-type
superconducting bulk magnet system.

― 89 ―

Fig.2. Time response of temperature (cooling test)
第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p20

電気機器

風力用 5MW Y 系超伝導同期発電機の設計検討
Design study of 5MW REBCO superconducting synchronous generator
大嶽 晃, 岩熊 成卓 (九州大学); 佐藤 寿洋, 長谷 吉二, 富岡 章 (富士電機);
和泉 輝郎, 塩原 融, 山田 穣 (SRL); 植田 浩史 (大阪大学)
1．はじめに
近年、低環境負荷を目指し、超伝導応用機器の開発が進められている。今迄の超伝導発電機の開発において、Bi2223
線材による試作機の多くは He ガス冷却により温度マージンを高くとった設計や、従来通り鉄心を有した構造となっている。
近年では Bi 系線材に代わる次世代高温超伝導線材として Y系超伝導線材が世界的に研究されている。そこで本研究の目的は、Y 系超伝導線材の臨界電流の磁場、温度を考慮しつつ、Y 系超伝導線材を用いた空芯の高性能超伝導発電機について小型化を目的とした設計を行ったうえで、発電機の損失を明らかにし、超伝導発電機の設計・開発の方向性を提示することである
2．5MW REBCO 超電導発電機の仕様
Table. 1 に検討した超電導発電機の仕様を示す。界磁巻線に使用した REBCO 超電導線材は、厚さ 100μm のハステ
ロイテープを基板とする幅 10mm、超電導層厚 1.5μm、銀層
厚 10μm で銅安定化層を加えた全体が 300μm 厚のものを想定した。この臨界電流 Ic の温度、磁場特性としては、現在
開 発 さ れ て い る 線 材 を 参 考 に し て お り 、 臨 界 電 流 492A
@77K,0T である人工ピン入りの IBAD(MgO)-PLD(GdBCO)
線材を想定した。臨界電流―磁場特性を Fig. 1 に示す。

Fig. 1 Critical current of REBCO superconducting tape3．界磁コイル巻線形状の検討
まず、市販の電磁場解析ソフト Ansys を用いて界磁巻線が発生する磁場について 2 次元静磁場解析を行った。界磁巻線が発生する磁場を大きくするためには界磁巻線と電機子巻線の間の空隙を小さくする必要がある。巻線可能領域内でより空隙を小さくするためには、Fig. 2 に示すようにコイルを断面が傘型になるように積層配置すればよいことが分かった。今
回解析を行った発電機の二次元断面図を Fig. 3 に示す。シールド鉄心外側(R1370)において漏れ磁束無しとした。
4．解析結果と考察
数値解析の結果、ギャップ磁場が最大となるのは傘型界磁
コイルの上端が半径 430mm に位置するときであることが分かった。このとき、ギャップの最大磁場は 3.10T であった。これは一般的な形状であるソレノイド型界磁コイルにおける最大磁場よりも 14.6%大きな値であった。今後さらに小型高効率化を目指して設計検討を進めていく。

Fig. 2 Type of Lamp shade

謝辞
本研究は NEDO からの委託研究「希少金属代替材料開発
プロジェクト」の一部として実施したものである。
Table.1 Specification of REBCO Superconducting motor
容量

5MW

極数

8

周波数

60Hz

回転数

900rpm界磁電流密度

130A/mm2

動作温度

Fig. 3 Cross section of REBCO superconducting
generator

45K― 90 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p21

電気機器

構造の異なる10MW級超電導風力発電機の電磁特性の比較
Comparison of electromagnetic characteristics in 10 MW classsuperconducting wind turbine generators with different structures
寺尾 悠，大崎 博之（東大）
TERAO Yutaka，OHSAKI Hiroyuki (Univ. of Tokyo)
E-mail: y_terao-008@ohsaki.k.u-tokyo.ac.jp
1．はじめに
超電導風力発電機は従来の技術と比べ、高出力密度かつ大容量化が実現可能であり、世界中で様々な構造が検討されている[1]-[3]。 本稿では、常電導の永久磁石型(PMSG) 、 超 電 導 型 と し て 突 極 型 (S-SCG) 、 非 突 極 型(NS-SCG)、全超電導型(FSCG)の合計 4 種類の 10MW 級ダイ
レクトドライブ型風力発電機について有限要素法(FEM)による電磁設計を行い、線材量、発電機サイズ、重量など複数の観点から比較・考察を行った結果を報告する。

3. Y. TERAO, et. al.: presented at ASC2012 (2012),
4LPG-08

D: 13.1 m
L: 1.33 m
D: 8.2 m
L: 1.69 m

3．解析結果Fig.1 及び 2 に 4 つの発電機の直径、有効長及び超電導線材長、TABLE.1 に発電機特性を示す。PMSG の場合、直径が 13.1m、重量にして 270 トン以上となる。永久磁石の重量は約 16 トンとなり、近年のレアアース価格の不安定さを考えると、PMSG はサイズ・コスト両面での課題が多い。その一方で、3 つの超電導発電機に着目すると、いずれの場合もサイズダウンが可能である(Fig.1)。特に FSCG の場合、直径 4.0m、重量 63.6 トンとなりコンパクト化及び軽量化という面では最もメリットがある。一方、S-SCG は YBCO 線材長が 53.7km となり、コスト面でメリットがあるといえる。しかしながら NS-SCG の場合、発電機サイズは FSCG と同程度であるが、線材長が 1240km とコスト面で過大となる。
4．まとめ
4 種類の 10MW 級風力発電機の電磁設計及び発電機特性の比較を行った。PMSG 等の既存技術と比べ、超電導発電機、特に S-SCG 及び FSCG はそれぞれコスト、コンパクト化という点からメリットがあるといえる。今後は冷凍シ
ステムの設計をどのように行っていくかが課題である。
参考文献
1. R. Fair, et. al.: presented at ASC2012 (2012), 4LLF-01
2. N. Maki, et. al.: Journal of CSJ, Vol. 47, No.6 (2012),
p.392-397

S-SCG

PMSG

2．10MW 級風力発電機の設計・比較条件
PMSG は界磁に永久磁石、電機子コイルに銅（分布巻）、
S-SCG 及び NS-SCG は界磁コイルに YBCO 線材、電機子コ
イルに銅（分布巻）、FSCG は界磁コイルに YBCO 線材、電機子コイルに MgB2 線材（集中巻）を用いている。導体はいずれも占績率 0.5 とした。またダイレクトドライブ方式（低速回転；
10rpm ） で の 運 用 を 前 提 と し て い る 。 極 数 は PMSG 及 び
S-SCG が 60 極、エアギャップを 15 mm とした。また NS-SCG
及び FSCG は、YBCO 線材コストの削減及び交流損失低減という観点から少極構造として 12 極、エアギャップは S-SCG が100mm、FSCG は界磁・電機子コイルが同一クライオスタット内に格納されることを考慮して 80 mm とする。冷凍温度は、
S-SCG が 33K、NS-SCG 及び FSCG は 22K での運転を前提として、負荷率 0.8 で電流密度を設定した。以上の 4 種類の発電機について FEM による 2 次元電磁界解析を行う。

D: 4.7 m
L: 1.6 m

D: 4.0 m
L: 1.54 m

NS-SCG

FSCG

Fig.1 Size of wind turbine generators(D: Diameter, L: Effective length)

Fig.2 Wire length for three kinds ofsuperconducting generators
TABLE.1 Characteristics of designed generators
Generator

PMSG

S-SCG

NS-SCG

FSCG

10.0

10.0

10.1

10.0

1.76

1.77

1.77

1.77

3.32

3.32

3.33

3.32

Current density[A/m2]

Null

1.8×108

1.45×108

2.0×108

Bmax [T]

1.8

2.4

8.4

5.0

2.0

1.75

0.2

1.3

440

311

226

Null

Null

Null

Null

1.9

273.7

164.4

107.8

63.6

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

Output [MW]Line current[kArms]Voltage[kVrms]
Rotor

StatorSynchronous
reactance[pu]
Copper loss
[kW]
AC loss[kW]
Total weight[tons]― 91 ―

1P-p22

電気機器

超伝導回転機の特性評価
Characterization of superconducting rotational machines
近藤 勝嵩，井上 和朗, 腰塚 直己, 村上 雅人（芝浦工業大学）;
関 宏範（淡路マテリア）; 平櫛 真男（セイコー化工機）; 秋山 慎一（マグネオ技研）
KONDO Masataka, INOUE Kazuo, KOSHIZUKA Naoki, MURAKAMI Masato (Shibaura Institute of Technology);
SEKI Hironori (AWAJI MATERIA); HIRAGUSHI Masao (SEIKOW CHEMICAL ENGINEERING & MACHINERY);AKIYAMA Shinich (MAGNEO GIKEN)
E-mail: mb12021@shibaura-it.ac.jp
1. 緒言
医療や半導体分野の液体搬送では、不純物の混在しない高純度の環境が要求される。したがって、清浄環境を実現するためには、軸受け部が完全に非接触となる回転機構が望ましい。バルク超伝導体と永久磁石を用いると、ピン止め効果によって、無制御かつ完全非接触の状態での安定浮上が可能となる [1]。実際の応用にあたっては、ポンプが安定して回転する必要がある。ピン止め効果による安定化が重要となる超伝導浮上において磁石回路をニ極として磁場勾配を配することで、より安定な回転が期待できる。

きに比べ大きいのは、2 極では磁場勾配が大きいためと考えられる。したがって、2 極のほうが単極より回転が安定するものと考えられる。
4. 結言
超伝導ポンプの回転測定を行った結果、単極および 2 極
磁石回路の双方において、実用化に必要な 3000rpm を達成することに成功した。また、剛性力および浮上力測定において、浮上磁石としては、2 極のほうが単極よりもよりすぐれていることが確認できた。

Fig.2 stiffness force characteristics at the pumpsuperconductivity

Fig.1 Schematic diagram of the pump superconductivity
2. 実験方法
Fig.1 に示す超伝導ポンプを用いて、回転特性を評価した。
浮上磁石として、単極のものと NS2 極のものを用意した。磁石
形状は、単極が外径 120mm、内径 70mm、NS2 極が外径120mm、内径 60mm である。駆動磁石と被駆動磁石の初期ギ
ャップを 100mm とし、その距離を 10mm 間隔で近づけていきながら、回転特性を評価した。
また、浮上安定性を評価するうえで重要となる剛性力および浮上力も測定した。さらに、単極および NS ニ極の磁石回路において、剛性力、浮上力を比較することで浮上安定性を評価した。剛性力はフォースゲージを、浮上力は圧縮試験機を用いて測定した。
3. 実験結果及び考察
浮上磁石が単極および NS2 極いずれにおいても、駆動
磁石と被駆動磁石の距離が 60mm の場合に、実用化の指標となる 3000rpm を達成することができた。これは、本研究で用いた超伝導ポンプが実用的に有用であることを示している。
浮上磁石が単極のときと、2 極のときの剛性力および浮上力のギャップ依存性を、それぞれ Fig.2 および Fig.3に示す。剛性力は、2 極のほうが単極よりも大きいことがわかる。浮上力は、20N 以上では、2 極のほうが単極に比べて大きいことがわかる。
剛性力、浮上力ともに 2 極のときのほうが、単極のとFig.3 stiffness force characteristics at the pumpsuperconductivity

参考文献[1] 村上雅人, 廣岡利紀, 宮崎太郎, 秋山慎一:超伝導ミキ
サ の 開 発 、 電 気 学 会 研 究 資 料 ASC-06-48 、 (2006) 、
p45-48― 92 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p23

電気機器

小型クライオクーラーを用いた単純な真空断熱構造を持つ超伝導モータの開発
Development of a superconducting motor with the cryocooler in a simple vacuum thermal
insulation structure
水川 達也，河村 実生（岡山理科大）MIZUKAWA Tatsuya, MINARU kawamura(OUS)
E-mail: t11em06mt@std.ous.ac.jp
1．概略
近年、高温超伝導ワイヤーの臨界電流の大幅な向上や、クライオクーラーの性能向上によりクライオクーラーを用いた超伝導モーターの開発が可能になった。本研究では、固定子のボビンに巻かれた超伝導ワイヤーを熱伝導方式によって冷却しているが、超伝導ワイヤーを目標の温度まで冷却できていない。本報告は、これまでに行ってきた研究の結果と改良型の開発の概要について報告する。

子を窒化アルミに、冷却実験後、超伝導モータの特性を確認する実験を行う予定である。

2．超伝導モータの概要
本研究で開発してきた超伝導モータは、コイルに超伝導ワイヤーを用いた固定子を、永久磁石の回転子で挟むように配置しているコアレス構造のモータになっている。これにより超伝導ワイヤーに対して垂直により強く磁場をかけることができ、強いローレンツ力が得られる。また近年の高温超伝導ワイヤ
ーの臨界電流密度の上昇によってコアレスでありながら強力な磁石と組み合わせることにより、1000[N]程度の力を発生させるのはそれほど困難ではない。
3．超伝導モータの冷却構造
本研究の超伝導モータは、小型、軽量化を果たすために
真空断熱構造を持っており、クライオクーラーにより熱伝導で冷却している。そのため効率よくクライオクーラーから固定子まで熱を伝えることが重要になる。クライオスタットは側面を円筒形にして、上部と下部に蓋を取り付けたものである。素材はアクリルを使用しており、蓋と側面部の接触面では蓋に溝を掘り、O リングをはめている。上部と下部の蓋の中央には共にシ
ャフト用の穴を開け、上部にはフェローシールを取り付けた。
フェローシールとはガス・蒸気・霧・微細粒子に対してハーメ
チックシールを形成するために、シャフトの廻りを磁性流体で取囲んでいるものである。クライオスタット内部は真空状態にすることで、断熱性能を向上させている。また、各媒介に銀箔を貼ることによって輻射係数を向上させて冷却効率の向上を図っている。超伝導モータの概略図を Fig.1 に示す。

Fig.1 Schematic diagram of the superconducting motor

4．発電特性の検証実験
これまでに述べてきた超伝導モータを発電機として運用した時の発電特性について検証した。Fig.2 に超伝導状態の場合と常伝導状態の場合の各回転周波数における出力電圧を示す。
5．改良型超伝導モータについて
これまでに開発してきた超伝導モータは、効率を重視しているため、実用化することが難しい構造を持っている。また、固定子と熱伝達経路に大きな温度ギャップがあることがわかった。このため、改良型はこれらの課題を解決するために、超伝導モータの固定子を複雑なドーナッツ型から平板型にする。
また、これまでは固定子に熱伝導率の低いアルミナを使用していたが、改良型では、低温環境下でも高い熱伝導率を持
つ窒化アルミを使用する。現在は、この前段階として、熱伝導率が高い純アルミで固定子を製作し、平板型にした時、十分に冷却することが可能であるかを検証するための、冷却実験を行っていく予定である。この冷却実験でクライオクーラーと固定子に大きな温度ギャップが発生しなかった場合は、固定

Fig.2 Power output of the each rotary frequency andstatesof superconducting wire
参考文献
1.
K. Inooka, T. mizukawa, T. Oba, M. Kawamura:
Abstracts of Superconductivity Centennial Conference,(2011) p.148 (A479)― 93 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p24

電気機器

磁性流体を吸着した超伝導浮上磁石の振動解析
Damping Analysis of a Magnet Encompassed with Magnetic Fluid above a HTS Bulk
二村 宗男，高橋 和也，須藤 誠一（秋田県立大）FUTAMURA Muneo，TAKAHASHI Kazuya， SUDO Seiichi (Akita Pref. Univ.)
E-mail: futamura@akita-pu.ac.jp
1．はじめに
我々はバルク超伝導体上に浮上した磁石の振動抑制を目的として，浮上磁石に磁性流体を吸着させることによる振動減衰の影響を調べてきた[1]．本報では，磁性流体を吸着した浮上磁石の振動をバネ，ダンパ，質量からなる機械振動系で考え，その減衰振動の特性について考察を行った．

参考文献
1. M. Futamura, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 85(2011) p.61
2. M. Futamura, et al.: Jpn. J. Appl. Phys., Vol. 37 (1998),
pp.3961- 3964

2．実験と解析モデル
Fig.1 に示すように，冷却したバルク超伝導体（新日鉄QMG-DyBaCuO, φ 32mm, 5mm ） 上 に 浮 上 し て い る
Nd-Fe-B 磁石(φ10mm，5mm，2.85g)に磁性流体を吸着した
後，周囲に設置したヘルムホルツコイルの磁場によって浮上磁石を持ち上げ，コイルの電流を遮断した後の磁石の振動をレーザ変位計によって測定した．比較のために，磁石のみの場合，磁石を磁性流体（タイホー工業製 フェリコロイド HC-50，0.9g）で包んだ場合，磁性流体を意図的に凍結した場合 について振動の時間変化を調べた結果，Fig.2 のように磁性流体吸着による振動の大幅な抑制効果が確認できた[1]．本研
究ではこれらの振動を，磁気剛性を表すバネ k，空気抵抗や磁気損失の粘性抵抗ダンパ c，浮上磁石の質量 m によって構成される機械振動モデルで考えた．
一般的な超伝導浮上磁石の振動は，非線形な作用をする
バネとダンパからなる非線形振動モデル[2]で表される．この
非線形モデルに，Fig.3 に示すように磁性流体吸着の影響として，浮上質量 m に付加したバネ kmf とダンパ cmf によって支えられた追加の質量 mmf を考える．これが磁石との位相差によってダンパ cmf の粘性損失が振動抑制にはたらくと考えた．これは，下記のように 2 質点の連成振動モデルとして表される．

m

d 2x
dx
+ c + kx + ∑ k pi (x − x pi ) +
2
dt
dt
i
d (x − xmf )cmf+ kmf (x − xmf ) = 0dt

mmf

d 2 xmf
dt

2

+ cmf

d (xmf − x )dt+ k mf (xmf − x ) = 0

A-D
Converter

Laser
Displacement
Meter(LK-G30)PC

Reflector
Magnetic
Fluid
MagnetSuperconductor
LN2

Fig.1

Schematic of experimental arrangement.

(1)

(2)
Fig.2

Comparison between the oscillations.

ここで，(1)式左辺第 4 項は，磁束ピン止めによる磁気力を表す非線形成分である．
3．考察
磁石のみの場合の振動は，減衰率と周期が振幅（磁場変化）に依存するために振動中に変化しており，ピン止め磁束の効果を考慮した非線形モデルによって説明できる．しかし，磁性流体吸着磁石の減衰振動波形は，線形な振動モデルによってフィッティングでき，非線形性が薄れていた．磁束ピン
止めを考慮した非線形モデルに磁性流体分を換算した質量を付加した２質点連成振動モデルによって振動の減衰率，周期の変化を調べた．磁性流体を吸着した場合は，磁石とは位相がズレて振動する質量によって，小振幅時においても粘性抵抗がはたらき，ピン止め磁束線の非線形性が打ち消されるように作用してその結果，線形な振動と同様の減衰特性になりえると考えられる．

― 94 ―

mmf
kmf

cmf
m

kp

k

Fig.3

x

c

A mechanical model of the damping oscillation.

第86回2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p25

電気機器

八極電磁石と四極電磁石を用いた
三次元超電導アクチュエータの動的特性に関する研究
The dynamic characteristics of 3-D superconducting actuator
operating by the 4-poles and 8-poles electromagnets
川本 龍佑，中野 大輝，金 錫範（岡山大）
KAWAMOTO Ryusuke， NAKANO Hiroki， Kim SeokBeom (Okayama University)
E-mail: kim@elec.okayama-u.ac.jp
1．はじめに
我々は，空間的に隔てた環境における遠隔操作が可能な超電導アクチュエータ（Fig.1）の開発を行ってきた[1]．開発する超電導アクチュエータは，移動子である超電導バルク体と固定子である平面配列された電磁石群から構成されている．
固定子から三次元的な磁場分布を発生させ，特定の磁場分布が捕捉されている移動子を鉛直方向・水平方向への移動
及び回転させることが可能である．しかし，実際の超電導アクチュエータを実現させるには，より自由度の高い高精度な動作を移動子にさせることが求められる．
そこで，本研究では，より自由度の高い搬送を目的とし，
Fig.2 に示すような従来から水平移動に使用している四極電磁石とより高精度な回転が可能である八極電磁石を組み合わせることを検討した．今回はその移動子の搬送特性について
実験的に検討を行ったので報告する．

Winding

Iron core

Iron core

N

N

S

S

Winding

N

N

N

N

S

S
S

S

(a) 4-poles(b) 8-poles
Fig.2 Top views of the two types of unit electromagnets
with iron cores and windings : (a) 4-poles (NNSS
pattern) (b) 8-poles (NNNNSSSS pattern).

y-axis (mm)80

field (T)Generated magnetic

0.15

60
40
20

0.10

0

0

20

0.05

2．実験条件固定子として使用した電磁石の形状は，Fig.2 に示すような四極電磁石と八極電磁石の二種類である．Fig.2 に示す各
電磁石を二つのユニットとし，二つのユニットの大きさは 92×92mm2 に収まるようにしている．移動子には外周をステンレスリ
ング，バルク体表面をエポキシ樹脂によって補強されている
直径 60mm ディスク型の GdBCO 高温超電導バルク体を用い
た．

40

60

x-axis (mm)

80

0.00

-0.05

-0.15
0

20

x-axi40 60
s (mm
)

20
80

80
60

y-a
xis
(m
m)

-0.10

0

40

(a) 4-poles

3．実験結果
今回の検討における基礎特性として，Fig.2 の二種類の電磁石において，それぞれ極性パターンを NNSS，NNNNSSSS とし，通電電流を 3A とした場合の電磁石上部 1mm の発生磁場分布測定結果を Fig.3 に示す．Fig.3 より，各電磁石において発生磁場強度に大きな差はないことがわかる．しかし，八極電磁石のほうが N 極と S 極が隣接する部分では磁場強度が高くなっている．これは八極電磁石のほうが磁極間の距離が小さいことにより，磁場の流入による影響が大きいためだと考えられる．逆に，同極性の電磁石が隣接する部分では磁場の相殺の影響が大きくなり，磁場強度の低下が大きくなっている．
これらの実験結果から，各電磁石を組み合わせて使用した場
合，四極電磁石上と八極電磁石上ではバルク体の搬送特性に違いが生じると考えられる．

y-axis (mm)80

field (T)Generated magnetic

0.15

60
40
20

0.10

0

0

20

0.05

40

60

x-axis (mm)

80

0.00

-0.05

-0.15
0

20

x-axi40 60
s (mm
)

20
80

0

80
60

y-a
xis
(m
m)

-0.10
40

(b) 8-poles
Fig.3 Spatial distributions of generating magnetic fieldand contour maps measured at the position of 1mm
above the top surface of the coils with coil current at
3.0A : (a) 4-poles, (b) 8-poles.

Fig.1 Schematic drawing of concept for 3-D HTS bulk
superconducting actuator system consisted of 2-D
arranged multiple electromagnets and the control parts.

参考文献
1. S. B. Kim, et al.: Phisica C, vol. 445-448 (2006)
pp1119-1122― 95 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p26

電力機器 (1)超伝導球形ソレノイドマグネットの製作
Fabrication of Superconducting Spherical Solenoid Magnet
蔀哲也、堀田一磨、高橋猛（株式会社堀田電機製作所）
Tetsuya Shitomi、Kazuma Hotta、Takeshi Takahashi E-mail：hotta5@hottadenki.co.jp
細山謙二（高エネ研）Kenji Hosoyama (KEK)E-mail:kenji.hosoyama@kek.jp
1．はじめにエネルギー貯蔵用の超伝導マグネット装置では、大きい空間に高い磁場を発生させる必要があり、単純なコイル形状のソレノイドマグネットが利用されることが多い。また、加速器の偏向磁石等に使用される双極磁石もこの候補に挙げることができる。今回の球形ソレノイドマグネットは、ソレノイドコイルと双極コイルの特徴を併せ持つ球形のコイルで、エネルギー貯蔵に適していると考えられる。実証試験用の小型の超伝導球
形ソレノイドコイルの製作、実験を行った。
2．球形ソレノイドマグネットが作り出す磁場と特徴
今回製作した球形ソレノイドマグネットの基本概念設計は「超伝導球形ソレノイドマグネットの設計」（１）をベースにし、実証実験用のコイルとボビン等を設計した。
円形断面の双極マグネットでは、コイルの中間部から上下に向かって電流が減少する、所謂、 COSθ型の電流分布を採用することにより理想的な双極磁場がえられる。実際のコイルでは２層のコイルや複数のコイルブロックを組み合わせてこの電流分布を近似的に作り出している。
双極マグネットではコイルに働く強い電磁力を支えるために頑強な支持構造が必要になるが、球形ソレノイドマグネット
では円形のソレノイドコイルが積層された構造をしており、ソレ
ノイドマグネットの場合と同様に、線材に働く強い電磁力はフープ力として線材で支えることができる。

（24.3）

コイル名

No.1
No.2-1
No.2-2
No.3-1
No.3-2
No.4-1
No.4-2

層数
33
35
35
29
29
35
35

巻数
891
595
595
493
493
350
350

図 2 製作した球形
ソレノイドマグネット

表１に、各コイルの諸元データおよび各コイル間の抵抗測
定地を表に示す。図 2 に今回製作した球形ソレノイドマグネッ
トの写真を示す。
4．実験及び結果
励磁試験には定格通電電流 160A の電源装置を使用し、時間の都合もあり計 8 回の試験で終了した。
図 3 に今回の励磁試験で発生したクエンチ電流の推移グラフを示す。最初のクエンチは 120A で、その後、トレーニング
効果により、計５回のクエンチで、励磁電源の容量の上限値の 164.1A にクエンチせずに到達した。
球形コイルの上部に取り付けたホール素子で磁場を測定し、中心磁場を推定した。
本球形ソレノイドマグネットは 164A（中心磁場で 3.2T、蓄積エネルギー11.9 kJ）で安定して運転することが出来た。

（10）

3. 超伝導球形ソレノイドマグネットの設計・製作
図１に示すように、球形ソレノイドマグネットの実証試験用として、コイル半径約 8cm の小型のマグネットを設計した。使用した線材は平角 NbTi 線で基本仕様は、導体サイズ：0.9×
0.6 ㎜、フィラメント数：1032 本、銅比：1.93、臨界電流：＞435A
at 4T となっている。電流分布が近似的に得られるように、各ブロックコイルの巻き数、位置、幅を決定した。
このコイルの配置は磁場の集中の緩和や、コイルボビンの構造、強度、組立などを考慮したものとなっており、
No.3-1 と No.4-1 のコイルボビン、No.3-2 と NO.4-2 のコ
イルボビンが一体化になった構造になっている。

表 1 各マグネットコイルの諸元（47.4）

No.4-1 コイル

図 3 励磁試験におけるクエンチ電流の推移（青丸がついた回はクエンチをしなかった。）.5）

No.2-2 コイル

No.1 コイル（85）（63.3）（91.1）（69.3）

No.2-1 コイル
No.3-2 コイル

No.4-2 コイル

図 1 ７個のコイルでブロック近似して製作した
球形ソレノイドコイルの断面図

（17）

160

（66.3）（47.1）

（26）

（φ

（17）

No.3-1 コイル

5．まとめ
理想的なcosθの電流分布の超伝導球形ソレノイドマグネットの検証のために、ブロック近似した約半径8㎝の小型の超伝導球形ソレノイドマグネットを設計し、平角線を用いて製作するまでに至り、励磁試験で約160Aまで通電することに成功した。今後、容量の大きい電源装置を使用して励磁試験を行う予定である。
6．参考文献（１）.「超伝導球形ソレノイドマグネットの設計」 細山謙二
2P-p42 第 83 回 2010 年秋季低温工学・超伝導学会― 96 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p27

電力機器 (1)6.9kV-400kVA REBCO 超電導変圧器の限流特性
Current limiting characteristics of 6.9kV-400kVA REBCO superconducting
片野坂 祐太,松尾 政晃,佐藤 誠樹,岩熊 成卓(九州大学);岡元 洋,林 秀美(九州電力); 飯島 康裕,齊藤 隆(フジクラ);
富岡 章(富士電機);青木 裕治(昭和電線);大熊 武,五所 嘉宏,和泉 輝郎,塩原 融(ISTEC)KATANOSAKA Yuta, MATSUO Masaaki, SATO Seiki，IWAKUMA Masataka (Kyshu-Univ.); OKAMOTO Hiroshi，HAYASHI
Hidemi (Kyushu Electric Power Co.); IIJIMA Yasuhiro，SAITO Takashi (Fujikura Ltd.); TOMIOKA Akira (Fuji Electric Co.); AOKIYuji (Showa Holdings Co.); OKUMA Takeshi， GOSHO Yoshihiro，IZUMI Teruo，SHIOHARA Yuh (ISTEC)
E-mail: te108108@sc.kyushu-u.ac.jp

1000
Calculation
Experiment

800
600
Current[A]1．研究背景及び目的
超電導を電力機器に応用することで、小型・軽量化、高効率化といった効果が得られることが期待されている。新エネルギー・産業技術総合開発機構（NEDO）の「イットリウム
系超電導電力機器技術開発」では、66kV/6.9kV-20MVA級の超電導変圧器の設計・製作技術の確立を目指している。
そこで、本研究では、20MVA 級超電導変圧器の開発に先駆け、要素技術開発のため、突発短絡試験において短絡電流を 20MVA 級超電導変圧器のものと同等とした
6.9kV-400kVA 超電導変圧器(type1)、および限流機能を付加した 6.9kV-400kVA 超電導変圧器(type2)の応答特性の比較を行った。

400
200
0
-200
-400
-600

0

0.05

0.1

0.15

0.2

Time[s]4.．結果・考察
突発短絡試験における実験結果と数値解析結果の比較を行った。 Fig.1 に type1、Fig.2 に type2 の通電電流の時間変化を示す。type1 の変圧器では超電導特性の劣化は見られず短絡電流が減衰することなく、そのまま流れた。この結果から超電導変圧器は短絡電流に耐えることが確認できた。また、実験結果と解析結果が一致しており、解析コ
ードの妥当性が確認できた。
type2 の変圧器では 0.25 秒後に 174A に限流し、特性劣化も見られず目標である定格電流の 3 倍に抑制することができた。よって、超電導変圧器は短絡電流に耐え、かつ、
限流機能を発揮することが確認できた。
また、Fig.3 に type2 の巻線抵抗の時間変化を示す。
type2 では磁界分布の影響を受けずに温度上昇していて、
20ms で常電導抵抗が発生して、すぐに巻線全体が常電導状態になり、安定した限流機能を発揮できたと考えられる。

1000
Calculation
Experiment

800
600
Current[A]3．.数値解析
二次側を一次側に換算した回路方程式を用いた数値解析コードにより数値解析を行い、通電電流、巻線温度、常電導抵抗割合の時間変化を算出した。実験結果と数値解
析結果がよく一致したので、解析コードは概ね妥当であると考えられる。

Fig.1 calculation and experiment current (type1)

400
200
0
-200
-400
-600

0

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したものである。

― 97 ―

0.1

0.15

0.2

0.25

Fig.2 calculation and experiment current (type2)
200
NC
FF
Cu

150

100

50

0
0

謝辞

0.05

Time[s]Resistance[Ω]2．設計・試作・試験
超電導線材の銀層と併設する銅線の厚さを type1 ではそれぞれ 16µm、300µm、type2 ではそれぞれ 18µm、50µm として短絡電流を 20MVA 級超電導変圧器のものと同等した発短絡試験を行った。

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

Time[s]Fig.3 time variation of winding resistance (type2)

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p28

電力機器 (1)

HTS 磁気軸受でフライホイールを非接触支持する模型試験装置の開発(第 3 報)
Development of the model scale flywheel examination device with HTS magnetic bearings(Third report)
荒井 有気，清野 寛，吉澤 佳祐，長嶋 賢（鉄道総研）
ARAI Yuuki， SEINO Hiroshi, YOSHIZAWA Keisuke, NAGASHIMA Ken (Railway Technical Research Institute)
E-mail: arai@rtri.or.jp
1．はじめに超電導コイルと超電導バルク体を組合せた超電導磁気軸受を用いた鉄道用フライホイール蓄電装置の開発を進めている。これまでに，20 kN 対応超電導磁気軸受において，20 kNのスラスト荷重を浮上支持し，3600 rpm まで回転できることを確認している[1]。また，本件で開発した模型試験装置において，スラスト，ラジアル両荷重の非接触浮上支持および 570
rpm までの回転を確認している[2]。さらに，ロータダイナミクス
解析により約 1500 rpm 以上であれば，安定して回転できる見込みを得た[3]。本件では，低次の共振点を越える回転数である 2000 rpm 以上での回転を行ったので報告する。

Motor/generator

Refrigerator

Magnetic clutch
Outer vessel
Radiation shield
Inner vessel
HTS coils
HTS bulks
SMB
Flywheel

2．模型試験装置
超電導磁気軸受（SMB）のステータは高温超電導コイル（BSCCO），ロータは超電導バルク体（GdBCO）で構成され，1つのクライオスタットの中に収められた。この SMB を上下に 1組ずつ配し，ロータには，SMB の間にフライホイールを，SMBの上方には，永久磁石カップリングを用いたトルク伝達装置が接続されている。これにより，クライオスタット外からクライオス
タット内のロータを非接触で回転駆動できる。装置の概要を
Fig. 1 に，外観図を Fig. 2 に示す。なお，本件では，フライホイ
ールは SUS 製，約 5.2 kg のものを用いている。ロータを浮上させていないときは，フライホイールをロードセルで支持しており，この荷重の減少分を浮上力として計測した。

Fig. 1 Schematic view of the flywheel examination device

3．浮上回転試験
浮上回転試験時の超電導コイル電流，浮上力，回転数の時間変化を Fig. 3 に示す。まず上下の超電導コイルに通電す
ると，ロードセル出力が減少し，浮上力が発生した。電流を上げていくと浮上力も増加し，ロータ荷重から磁気カップリングの吸引力を引いた値と一致すると，それ以上増加しなくなった。
これはロータが浮上したことを示す。浮上した直後に電流を一定（ここでは 60 A）に保持し，回転試験を行った。回転試験は，
クライオスタット外にある磁気カップリングを誘導電動発電機で駆動することで，クライオスタット内のロータを非接触で回転させた。回転数はクライオスタット外の磁気カップリングを，レーザ式回転計で測定した。クライオスタット内のロータが同期して回転していることは，観測窓を通してレーザ変位計でロー
タ変位を計測し，変位の変化する周期が回転数による周期と一致することで確認した。この結果，ロータが低次の共振点を越え，2000 rpm 以上で回転することに成功した。
4．まとめ
高温超電導コイルと高温超電導バルク体を用いた SMB を用いた模型試験装置のロータダイナミクス解析結果により約1500 rpm 以上であれば，安定して回転できる見込みを得た。
これを元にロータ回転速度の向上を図り，低次の共振点を越えた 2000 rpm での回転に成功した。
今後は，実験との整合性を確認しながら，回転速度の向上を目指す予定である。
本研究の一部は国土交通省の国庫補助金を受けて実施した。

Fig. 2 Photograph of the flywheel examination device

Fig. 3 Experimental result of rotational test
参考文献
1. H. Seino, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 82(2010) p.134
2. Y. Arai, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 83(2011) p.27
3. Y. Arai, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 85 (2011)p.62― 98 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p29

送電材料

電磁鋼板を配置した高温超伝導テープ線材の臨界電流測定
Critical current measurements of HTS tapes with magnetic steel
小原 久人，孫 建,渡邉 裕文,浜辺 誠,河原 敏男,山口 作太郎（中部大学）
OHARA Hisato，SUN Jian,WATANABE Hirohumi,HAMABE Makoto,KAWAHARA Toshio,
YAMAGUCHI Satarou(Chubu University)
E-mail: te11006@isc.chubu.ac.jp
1．はじめに
これまでの中部大学では大電流直流超伝導送電用ケーブルの設計を見直し、新しい導体構造を検討するために、積層させた超伝導線材に各層毎に方向を反転させて電流を加え臨界電流の測定し実験を行ってきた(1)。特に、住友電気工業製 BSSCO 線材を 3 本積層させて中央の線材の臨界電流を測定した場合、自己磁場中の一本の線材の臨界電流 164.5A に対して 248.2A と 50.9%増加した。これまでの研究で、自己磁場のテープ線材表面に対して垂直方向の磁場が打ち消されるように線材を配置することにより臨界電流が大幅に増加することが分かった。
ビスマス系線材を囲う様に電磁鋼板を配置することにより、自己磁場の影響が少なくなるように磁場を整形することができる可能性がある。また、このことから超伝導ケーブルの新しい導体構造の検討を始めた。本講演では電磁鋼板の囲う位置を変化させることによる臨界電流の変化の測定結果を発表する。

Fig.1 The schematic arrangements of the HTS tapesin the experiment

2．実験方法住友電気工業製 BSCCO 線材(厚さ:360µm、幅:4mm)と無方向性電磁鋼板(厚さ:300µm、幅:2mm、5mm)を Fig.1 の様に配置した。線材には電磁鋼板と絶縁するためにカプト
ンテープ(厚さ:60µm)を巻いている。2 つのコの字状電磁鋼板の間隔 d を 0mm、1mm、2mm と変化させた。線材はコの字状の電磁鋼板の下部に配置してあるため、上部と線材の間には 120µm 隙間が空いている。この配置で液体窒素(77K)に入れて臨界電流を測定した。

Fig.2 V-I characteristics for critical current measurement180

18n Value

Ic[A]

Ic[A]

170

17

160

Single 16.3

150

16
15

Single 150.1A

140n Value

3．実験結果Fig.2 に実際の測定例として自己磁場中の一本の線材と電磁鋼板を配置し間隔 d を 2mm にしたときの結果を示す。
臨界電流値は 1µV/cm のときの電流値とした。臨界電流は
自己磁場中の一本の線材の 150.1A に対して d=2mm の場
合 172.5A と 14.9%増加した。
Fig.3 に間隔 d を変化させたときの臨界電流の依存性を示す。間隔 d は 2mm、1mm、0mm の順に測定を行った。
間隔を 0mm にした場合は 133.6A、1mm にした場合は136.9A とそれぞれ 11.0%、8.8%臨界電流は低下した。これは間隔を空けることによりテープ線材に対し垂直方向の磁場が生成したためと予想される。n 値は 2mm、1mm、0mm それぞれ、17.5、16.1、13.9 であった。自己磁場中の一本の線材のときの n 値 16.3 に比べて 1mm、0mm のときは低下し、2mm のときは上昇した。
Gu らの計算によれば(2)、Bi-2223/Ag tape 端に強磁性体を配置した場合の強磁性体の間隔を狭くすると臨界電流値は低下し、広げると臨界電流は上昇した。本実験と比較したところ、類似の傾向が得られた。

14

130
-0.5

0

0.5
1
1.5
Distance[mm]

2

13
2.5

Fig.3 Critical currents of HTS tapes

参考文献
(1)

J. SUN et al, Physics Procedia 36 (2012) 1290-1295(2)

Gu et al, 2007, Supercond. Sci. Technol. 20 ,133–137― 99 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p30

送電材料

超伝導直流送電ケーブルのための配置による臨界電流の測定
Critical current measurement with HTS tape arrangements forsuperconducting DC transmission power cables
孫 建，水野 博貴，安部 宏典，小原 久人，渡邉 裕文，浜辺 誠，河原 敏男，山口 作太郎（中部大学）
SUN Jian， MIZUNO Hiroki， AMBAI Hironori， OHARA Hisato， WATANABE Hirofumi， HAMABE Makoto， KAWAHARA
Toshio， YAMAGUCHI Satarou (CHUBU UNIVERSITY)
E-mail: j_sun@isc.chubu.ac.jp
1．Introduction
DC superconducting power transmission system has beenstudied at Chubu University by using high temperature
superconducting (HTS) tape wires. In the 200 m HTS cablesystem, called as CASER-2, a coaxial HTS power cable isused as shown in Fig.1, which is made of BSCCO tape wires by
Sumitomo Electric Industries (SEI). There are 23 wires with
two layer structure for inner HTS conductor and 16 wires forouter HST conductor with a monolayer structure inconsideration of the gap effect on the critical current of thetape wires in the cable, which will lead to the reduction of the
maximum current of HTS power cable [1]. Previous studies
show strong dependence of the critical current of the BSCCO
tape wires on the gap [2]. The critical current of the middle
BSCCO tape in three straight tape arrangements increased by
5% with decrease of the gap for monolayer and 10% for twolayer structure, respectively. In order to optimize the cablestructure, we continue to investigate the critical current of
the BSCCO tapes due to tape arrangements.
2．Samples and experiments
The DI-BSCCO tapes were used with cross sections of 4.5mm wide and 0.35 mm thick. In the present experiments, fivetapes were used with length 27 cm and set as the tapearrangement in the cable with two layer structure as shown in
Fig 2. The tapes were insulated with each other and thecritical current measurement was performed at 77 K. Different
currents were applied to the tapes with two power supplies.
The critical current distributions of the tape #2, #3 and #4
were measured against the gap between the tape edges in thesame layer for different current in other tapes.
3．Experimental results and discussion
Fig.3 shows the comparisons of E-I characteristics curves
for samples #2, #3, and #4 for single and five tapearrangements with different gaps. The transport currents inother tapes are 100 A. The measured critical currents ofsamples #2, #3, and #4 increase by 6%, 7% and 3% for 0.4 mm
gap and 10%, 9% and 7% for 2 mm gap in the five straightparallel tapes arrangement. The critical current of the BSCCO
tapes are improved when there are gaps between the tapes inthe same layer due to magnetic field interaction between thetapes.
As shown in Fig.1, the tapes for inner HTS conductor arehelically and crossed wounded between each layer. In order toobserve the winding effects on critical current, we willmeasure the critical current of the tape in the arrangement asshown in Fig.4. The experimental results will be presented for
different arrangements in consideration of twist effects andwinding direction to improve the property of the HTS cable for
DC power transmissions and distributions by optimizing thetape arrangements.

Fig.1 The coaxial power cable for CASER-2

Fig.2 Setup of tape arrangements with and without gaps

Fig.3 E-I curves for #2, #3 and #4 with different gaps.

Fig.4 Scheme of parallel and cross tape conductors.
参考文献
1. J. Sun, et al.: Physica C, Vol, 471 (2011) p. 1313
2. J. Sun, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 83 (2010)
p.136― 100 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p31

送電材料

鉄道用超電導ケーブル開発のための高温超電導線材の基礎特性評価
Characterization of HTS wire for railway system
福本 祐介，小林 祐介，赤坂 友幸，石原 篤，富田 優（鉄道総研）；北口 仁（NIMS）
FUKUMOTO Yusuke， KOBAYASHI Yusuke, AKASAKA Tomoyuki, ISHIHARA Atsushi, TOMITA Masaru (RTRI);KITAGUCHI Hitoshi (NIMS)
E-mail: yfuku@rtri.or.jp
1．はじめに

計測系

直流電気鉄道における変電所間隔は、き電方式、線路条

測定プローブ

件、電気車出力、運転条件、電源事情などによって異なる。
車両に電気を送るためのき電線は、電気抵抗があるため、流れる電流に応じて電圧が低下する。そのため、変電所間隔は、

温度可変インサート

圧力制御器

都市間を結ぶような路線で 10～15 km、都市圏の路線で 3～5
km 程度であり、路線に多くの変電所が設置されている。
鉄道総研では、直流電気鉄道の電力システムの省エネル
ギー化を目的として、鉄道用超電導ケーブルの開発を行って排気ポンプ
外部磁場印加用Bi-2223
超電導マグネット

排気ポンプいる 1)。今回、超電導ケーブル設計のために必要な低磁場領域の臨界電流(Ic-B-T)特性について評価を行ったので、報告
する。
液体窒素

2．Ic-B-T 特性評価

Fig.1 Measuring equipment of Ic-B-T properties

超電導ケーブルを構成した際、超電導線材にかかる磁場
は 0.05 T 程度と低磁場領域であるため、それ以下での詳細
な Ic-B-T 特性が必要となる。そこで、外部印加磁場を 0.2 T

Bi

まで 0.01 T 刻み、その後 1 T まで 0.1 T 刻みとした場合のIc-B-T 特性について測定を行った。装置の概要を Fig.1 に示す。サンプルの温度は、液体窒素を圧力制御器により加減圧することで、66～84 K の範囲で調整した。測定サンプルは実用性を考慮し 2） 、銅合金をラミネートした Bi 系線材(TypeHT(CA50))と、銅安定化層をもつ RE 系線材(FYSC-SC05)の 2
種類とした。
Fig.2 に垂直磁場を印加した場合の測定結果を示す。RE系線材は Bi 系線材に比べ、磁場特性がよく、Ic の温度依存性も高いことが分かる。本結果により低磁場領域の Ic-B-T 特性を把握でき、磁場解析により超電導ケーブルの詳細設計を行うことができる。

RE

謝辞
本研究の一部は、（独）科学技術振興機構（JST）の研究
成果展開事業「戦略的イノベーション創出推進プログラム」における研究課題「次世代鉄道システムを創る超電導技術イノ
ベーション」の支援を受けて行った。
参考文献
1. M. Tomita, Y. Fukumoto, K. Suzuki: Abstracts of CSJ
Conference, Vol81 (2009) p.95
2. M. Tomita, Y. Fukumoto, K. Suzuki, A. Ishihara, M.

Fig.2 The relationship between field and temperature of
the transport Ic (Perpendicular Magnetic field)

Miryala: Abstracts of CSJ Conference, Vol84 (2010) p.138― 101 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p32

核融合 / NMR (1)LHD ヘリカルコイル用ヘリウムサブクールシステムの運転制御特性
Control characteristics of helium subcooling system for LHD helical coils
濱口 真司，今川 信作，尾花 哲浩，柳 長門，三戸 利行（NIFS）
HAMAGUCHI Shinji, IMAGAWA Shinsaku, OBANA Tetsuhiro, YANAGI Nagato, MITO Toshiyuki (NIFS)
E-mail: hamaguchi@LHD.nifs.ac.jp
1．はじめにLHD ヘリカルコイル（以下、HC）の冷却安定性向上のため、2006 年度にサブクールシステム（以下、SS）が導入された[1]。
以後、供給バルブ（SV）によって 50 g/s に調整されたサブクー
ルヘリウム（飽和ヘリウム槽で 3.0 K、HC 入口で 3.2 K）を安定に HC に供給している。結果として、HC の 3 ブロック平均の最大通電電流値は 11.833 kA まで増大した[2]。SS はこれまで大きな問題なく運転され、サブクール運転時間は 10,000 時間を超えた。本報告では、SS の運転制御方法を詳細に説明すると
ともに、その制御特性について、特に流量制御を中心にこれまでの成果をまとめる。
2．定常時の運転制御
Fig. 1 に SS の概略を示す。定常サブクール運転では、出口
弁（OV）を全開、バイパス弁（BV）を微開とし、入口弁（IV）で飽和ヘリウム槽の液面は一定値（70 %）に自動制御される。低温排気圧縮機（以下、CC）は約 1,500 rps の回転数を保持して運転され、CC 流量は飽和ヘリウム槽中のヒータで 16 g/s に自動制御される。本制御方法の採用により、飽和ヘリウム槽、HC 入口の温度の安定度が±0.01 K 以内となり、常に一定温度のサブクールヘリウムの供給を可能とした（See Fig. 2）。
SS は低温システム全体への熱負荷軽減および緊急時の安全性を考慮してプラズマ実験期間中以外は待機モードで運転される。待機モードでは、OV 全開、BV 約 70 %開とし、約 18
g/s の CC 流量を確保している。CC 回転数は約 700 rps として仕事を抑え、飽和ヘリウム槽中のヒータは使用しない。これ
により 4 K で 500 W 以上の熱負荷軽減効果が得られた。

Fig. 1

Fig. 2

Schematics of the subcooling system for the
LHD helical coils.

Temperature stabilization by the automatic flow
control of the cold compressors.

3．運転モード移行中の運転制御
上述の定常サブクール運転と待機モード間の移行方法について述べる。各モードで大きく変える必要があるのは BV 開
度と CC 回転数である。CC 回転数を変えると CC 流量が大きく変動する。遠心式の CC は適切な流量範囲（本機では 16 –20 g/s）で使用する必要があるため、SS では BV の開度調整
でこれを抑えている。
BV 開度が CC 流量に与える影響を Fig. 3 に示す。BV 開
度 47 %以上では約 10 倍の変化率で CC 流量が増加するため、この特性を反映した自動運転モード移行方法を開発した[3]。
その運転制御の詳細は当日報告する。これによりモード移行
中の CC 流量の変動は 17.1 - 18.6 g/s となり、CC が安定に動作する流量範囲内に抑えることができた。また、モード移行にかかる時間も大幅に短縮され、省力化、ヒューマンエラーのリスク低減にも寄与している。

Fig. 3 Relationship between the opening degree of BV
and the increment of the mass flow rate of the CCs.

4．サブクールシステムの運転実績
SS が導入された 2006 年度から昨年度まで 6 年間の総 CC
運転時間は約 20,000 時間であり、総サブクール運転時間は10,000 時間を超えた。この間、インバータの交換、UPS の追加、不純物対策、振動計測の強化等により、SS の不具合発生は年々減少し、昨年度、一昨年度は不具合が発生しなかった。
これらの対策と運転制御の最適化により、安定な運転を継続
している。

参考文献
1. S. Hamaguchi, et al.: Advances in Cryogenic Engineering,Vol. 53B (2008) p. 1724.
2. S. Hamaguchi, et al.: Fusion Science and Technology, Vol.
58, No. 1 (2010) p. 581.
3 ． S. Hamaguchi, et al.: IEEE Transactions on Applied
Superconductivity, Vol. 20, No. 3 (2010) p. 2051.

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第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p33

核融合 / NMR (1)ヘリカル炉 FFHR-d1 の超伝導マグネットと支持構造
Superconducting magnet and support structure of the helical DEMO reactor FFHR-d1
田村 仁，後藤 拓也, 柳 長門, 田中 照也, 増崎 貴, 宮澤 順一, 相良 明男 （NIFS）
TAMURA Hitoshi，GOTO Takuya, YANAGI Nagato, TANAKA Teruya, MASUZAKI Suguru, MIYAZAWA Junichi, SAGARA Akio
(NIFS)
E-mail: tamura@nifs.ac.jp
1．はじめに
現在概念設計が進められているヘリカル炉 FFHR-d1 はLHD 実験での知見を生かした設計を進めるために、LHD の４倍の相似形としている[1]。また、核融合出力、閉じ込め性能、ブランケット厚さを考慮したシステムコード解析により、プラズ
マ閉じ込めの中心磁場は 4.7T と設定され、この場合コイルの蓄積エネルギーは 160GJ に達する[2]。また、デモ炉では、ブランケットシステムとダイバータシステムが必須であり、これらの保守・交換が容易な構造とする必要がある。さらに、プラズ
マ境界と超伝導コイル間の冷却・励磁、および組立精度を考慮したラジアルビルド設計も重要な課題である。このため十分
なメンテナンスポートの確保、材料強度、コイル位置精度を元に超伝導マグネットに作用する電磁力と構造解析を行った。
2．電磁力解析
Table 1 は FFHR-d1 における超伝導コイルの諸元である。
HC, IVC, OVC はそれぞれヘリカルコイル、内側垂直ポロイダ
ル磁場コイル、外側垂直ポロイダル磁場コイルを示す。ヘリカ
ルコイルの底部は長方形断面ではブランケットやプラズマ真空容器と干渉するため、Fig,1 に示すように縦横比と重心位置を検討しながら図のように底部が階段状であるとした。また、ポロイダルコイルは長方形断面とした。超伝導コイルにより発生する３次元磁場分布を FEM により解析を行った。得られた
磁場分布と電流密度からヘリカルコイルに作用する電磁力をポロイダル断面ごとに積算した結果が Fig.2 である。Fa はフープ力に相当し、最大 70 MN/m の電磁力が発生している。一方ポロイダルコイルでは IVC で最大 65 MN/m のフープ方向の電磁力が作用する結果となった。
Table 1 Design parameters of SC magnet in FFHR-d1.
Current density (A/mm2)
Magnetomotive force (MA)
Major radius (m)Minor radius (m)

HC
25
36.66
15.6
3.9

IVC
25
18.5
7.2

Fig.1 Cross section of HC.

Fig.2 EM forces on HC.

OVC
25
-19.9
22.2

3．支持構造物
板厚が十分厚いトーラス形状が支持構造として理想であるが、メンテナンスポートを確保するために開口を大きくとる必要がある。ここでは基本板厚 300 mm のトーラス形状からコイルが接続される部分以外にできるだけ大きな開口部を設ける
ように構造を検討した。代表的な構造案から構築した FEM モ
デルを Fig.3 に示す。各ヤング率を支持構造物 200GPa、ヘリ
カルコイル 80GPa, ポロイダルコイル 110GPa とした。ポアソン比はすべて 0.3 とした。モデルのコイル部分に電磁力解析で得られた電磁力を要素毎に与えて解析を行い、得られた応
力・変位結果からモデル形状の再構築し、応力が許容内となるように最適化していった。結果として支持構造物に発生する応力は、von Mises 応力で最大 600MPa、広域では概ね400MPa 以下となり、極低温での構造材料の許容レベルを得ることができた。また、最大応力が発生しているのは開口部のコーナー部分であり、形状の最適化を進めることにより、応力や板厚の低減が可能であると考えられる。変形量は OVC との接続部付近で最大 27mm と見積もられた。クリアランスが厳しFig.3 Fundamental design of the coil support structure.
いトーラス内側のラジアルビルド部では、コイルがプラズマ側へ約 7mm 変位する。建設時およびメンテナンス時のこの部分のギャップを 30mm 確保すれば、冷却による 40mm の熱変形と電磁力による変形により、通常運電時には 63mm のギャップが確保されることになる。なお、この支持構造物形状での重量は約 22000 トンであった。
4．まとめ
通常の励磁状態とメンテナンス時に必要な機能の双方を考慮し、応力・変位・他の構造物とのギャップ等の条件を満たすマグネット支持構造の形状最適化を進めた。組立性と支持方法を検討する上で、構造物の板厚および重量の低減が今後の課題である。
参考文献
1. A. Sagara, et al.: Fusion Eng. Des. 87 (2012) 594-602
2. T. Goto, et al.: Plasma Fusion Res. 7 (2012) 2405084― 103 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p34

核融合 / NMR (1)JT-60SA の超伝導フィーダーの設計
Ｄesign of the superconducting magnet feeders for the JT-60SA
淺川 修二, 木津 要, 古川 真人, 吉田 清 （原子力機構）
ASAKAWA Shuji, KIZU Kaname, FURUKAWA Masato, YOSHIDA Kiyoshi (JAEA)
E-mail: asakawa.shuji@jaea.go.jp

1．はじめにJT-60 のトカマク本体を超伝導装置 JT-60SA に改修する
計画が，日本と欧州連合(EU)間の共同プロジェクト｢サテライト・トカマク計画｣として推進されている。超伝導コイルは中心ソ
レノイド(central solenoid：CS)，平衡磁場コイル(equilibrium
field coil：EF coil），トロイダル磁場コイル(toroidal field coil：TF
coil）より構成される。これらのコイルには,高温超伝導(hightemperature superconductor:HTS)電流リードなどで構成されるコイルターミナルボックス（coil terminal box : CTB）から超伝導フィーダーにより電流が供給される。超伝導コイル,CTB，
超伝導フィーダーなどの全体構成を Fig.1 に示す。
本報では,超伝導フィーダーや CTB などの設計について述べる。
Fig.1 Coil terminal boxes, coils and feeders2．超伝導フィーダーの設計
超伝導フィーダーは導体外周に絶縁を施した後にステンレ
ス鋼製ラップを巻きつけ，極間に設置板を設ける構造とし，500mm 程度のピッチでクランプして，１対の往復導体を一体化した。各 CTB は 6 もしくは 4 個，合計 26 個の HTS 電流リードなどから構成され,垂直に設置する円筒の端子箱とクライオスタットをつなぐダクト部よりなる。ダクト内の超伝導フィー
ダーは，冷却時における熱収縮などに柔軟に対応するためにジグザグな形状に曲げている。CTB 内部を Fig.2 に示す。
HTS の材料は Ag-Au を安定化材として使用した Bi2223 である。
運転時において HTS 電流リードは,約 33ｍT の磁場にさらされる。HTS 電流リードのジョイント部と銅による接続部は, へリウ
ムにより 50K に冷却され, NbTiの超伝導導体は 4.5K に冷却される。
3．超伝導フィーダーの設置
CTB は上部には 3 個,下部に 2 個設置し,18 個の TF コイルにはそれぞれ 25.7kA, 4個の CS 及び 6 個の EF にはそれぞれ 2kA の電流が供給される。TF コイル側と CTB 側の超伝導フィーダーの接続部であるターミナルジョイントは TF コ
イルターミナルエリアの上部に配置する。TF コイルのターミナ
ルエリアは TF コイル通電時（TF on）に半径方向に 11.9mm 動
く。TF コイルが最も傾く運転時(EOB)には周方向に 14.8mm
動き, 0.06°傾く。超伝導フィーダーはこの変形と傾きを許容できる。超伝導フィーダーのサポート部をターミナルエリア, ジ
ョイントの上部に設置し, 超伝導フィーダーを配置する。TF コ
イルの超伝導フィーダーのサポート部とダクト間では， 3 対の超伝導フィーダーをジョイント（mid j oint）で結合し, ダクト側に8角形のフレームで取り付ける。これにはサーマルアンカーを設け，熱負荷の低減を図っている。なお, CS と EF コイルのHTS 電流リードは, 3分の運転と 30 分のインターバルで使用される。TF コイルへ電流を供給する超伝導フィーダーの設置状
態を Fig.3 に示す。
4．まとめ
CTB, フィーダーの設計が完了したので製作設計を開始する。

Fig.2 Coil terminal box

Fig.3 Feeders for TF coils

参考文献
1. K.Yoshida, et al.:SOFT2012 , (2012 ) In press
2. K.Yoshida, et al.:J. Plasma Fusion Res. SERIES, VOL.9(2010) p.214-219
3. 木津, 他:第 82 回 低温工学・超電導学会 講演概要集（2010) p.121
4. 米田, 他:第 82 回 低温工学・超電導学会 講演概要集（2010) p.124― 104 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p35

核融合 / NMR (1)JT60-SA EF コイル用 NbTi CIC 導体の素線間接触コンダクタンス測定
Interstrand contact conductance measurements of NbTi cable-in-conduit conductors for
JT-60SA EF coils
夏目恭平，尾花哲浩（NIFS）； 濵野慧，谷貝剛（上智大学）； 村上陽之，木津要，吉田清（JAEA）
NATSUME Kyohei, OBANA Tetsuhiro (NIFS); HAMANO Kei, YAGAI Tsuyoshi (Sophia Univ.) MURAKAMI Haruyuki, KIZU
Kaname, YOSHIDA Kiyoshi (JAEA)
E-mail: natsume@nifs.ac.jp
1．はじめに核融合科学研究所(NIFS)と日本原子力研究開発機構(JAEA) は共同 で JT60-SA プ ラ ズ マ 平 衡 磁 場 (Equilibrium
Field)コイル用ケーブル・イン・コンジット(CIC)導体の性能試
験が、2007 年度から行われている 1)。本研究では、EF コイルに用いられる NbTi CIC 導体の基礎特性を知るために、単位長さ当たりの素線間接触コンダクタンス測定を、液体ヘリウム中で行った。

3. K. KIZU et al., Fusion Engineering and Design, 84, (2009),
p. 1058-1062

2．試験方法 2)
今回測定に使用する EF プロトタイプ導体と EF-H 導体の諸元を Table 1 に示す。EF-H 導体は比較的高磁場（最大経験磁場 6.2 T）を発生するコイルで利用される。サンプルとして、最終撚りピッチ程度の長さの導体を用いる。Fig. 1 は実験方法の概略図である。撚り線は 100 mm 程度を端子部分としてステンレススティールジャケットから、外に出されている。端子部分は撚りをほぐされ、素線先端の表面 Ni メッキを紙やすりで剥がし、電流ライン用直径 2 mm の銅線と電圧端子をハンダ付けされる。撚り線同士はジャケットの外側で接触しないよ
うに、シリコンチュープを被せる。測定した素線の配置を Fig. 2に示す。測定された素線は通し番号が割り当てられている。
実験は、２つの素線間に電流を 25 A 流し、端子間の電圧を測定する。得られた電圧から、単位長さ当たりの接触コンダクタ
ンスを求める。
3．試験結果プロトタイプ導体を用いて測定された接触コンダクタンスは、
一次撚り線内の素線間で~3.5×107 (S/m), 一次～三次撚り
サブケーブルを跨いだ素線間で、~2.0×107 (S/m), 四次（最終）撚りサブケーブルを跨いだ素線間では、~6.0×106 (S/m),になった。四次撚りサブケーブルの外側には、厚さ 0.05 mmのステンレススティール(SS)ラップが巻かれているため、他の素線間よりも大幅に接触コンダクタンスが小さいことが確認できた。試験結果の詳細及び EF-H 導体を用いた試験については、本講演において報告する。

Table 1 Specification of samples3)
Conductor
Prototype
EF-H
Material
NbTi
NbTi
Sample length
253 mm
161 mmStrand diameter
0.829 mm0.829 mm
Strand coating
Ni
Ni
Number of strands
486
450
Cabling pattern
3x3x3x3x6 3x5x5x6
SS sub wrap
W/
W/O
Final twist pitch
245 mm
160 mmJacket inner size
22.6 x 22.6 mm
21.8 x 21.8 mm
Jacket outer size
28 x 28 mm
27.7 x 27.7 mm

V
I
Fig. 1 Schematic view of a test setup

4．まとめ
JT-60SA の EF プロトタイプ導体及び EF-H 導体の素線間接触コンダクタンス測定を液体ヘリウム中で行った。得られた
結果は、撚り線構造を反映した素線間の撚り次数の距離に依存した値を示しており、結果は妥当だと考えられる。

StrandMeasured strand

謝辞
本研究を進めるにあたり、貴重な助言を頂いた University ofTwente の A. Nijhuis 氏と S. Wessel 氏に感謝致します。
参考文献
1. T. OBANA et al., Abstract of CSSJ Conference, Vol. 82,(2010), p. 123, 2B-a09
2. K. SASAKI et al., Abstract of CSSJ Conference, Vol. 66,(2002), p. 150, D2-8

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JacketCentral spiral
Sub wrap

Fig. 2 Schematic detail of the strand arrangement

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1P-p36

核融合 / NMR (1)リング状バルク超電導体による均一磁場空間生成のための条件最適化
Optimization of Ring-shaped Bulk Superconductors for Generating Homogeneous Magnetic Fields
大浦 雄紀，大崎 博之（東大）； 富田 優，福本 祐介（鉄道総研）
OURA Yuki, OHSAKI Hiroyuki （Univ. of Tokyo）； TOMITA Masaru, FUKUMOTO Yusuke （RTRI）
E-mail: oura@ohsaki.k.u-tokyo.ac.jp
1.

はじめに
核磁気共鳴現象を利用した技術には、生体内部の情報を画像化する MRI (Magnetic Resonance Imaging)、スペクトルを観察することで原子・分子レベルで物質の結合状態の分析を行う NMR (Nuclear Magnetic Resonance)がある。これらの装置
は強磁界を必要とするため、既存技術の問題点として「装置の大型化」が挙げられる。そこで、小型かつ強力な磁束源であるバルク超電導体に着目し、これを応用することで MRI やNMR の小型化を目指す研究が行われている[1]。
MRI 画像の撮像には、磁界強度以外に高い磁界均一度が必要とされる。しかし、バルク超電導体に捕捉される磁界は、
厚さ方向・径方向ともに傾斜を持った分布となる。また、製造過程において生じる成長界面の影響による周方向の捕捉磁界の不均一性が存在する。そこで、複数の大型リング状バル
ク超電導体を用いて、高均一度達成のためのシステムの構築方法について解析及び実験を行い、小型 MRI への応用法を検討した。

実験を行った。Fig.3 が実験結果である。横軸は測定領域の周方向角度、縦軸は磁束密度である。測定領域には 90 度－
180 度方向に磁場の傾斜が見られた。また、測定領域の磁界均一度は約 4000ppm であった。

Fig.2 Relation between the gap length and the homogeneity2.

手法
Fig.1 に、今回用いたリング状バルク超電導体と、作製したバルク超電導マグネットを示す。リング状バルク超電導体は、
外径 80mm、内径 50mm、高さ 20mm で、樹脂含浸をして外径87mm、内径 47mm、高さ 22mm の仕上がり寸法となっている。
まず、有限要素法による磁界解析を行い、4 個のバルク間ギ
ャップを変化させたときの、中心部の磁界均一度の変化を比較した。次に、解析結果を元に製作した装置を使って実験を行った。バルク間にギャップを設けて、外部磁界 1T で磁界中冷却により着磁をしたのち、中心磁界をホールセンサで測定した。
Bulk Superconductor
Circumferential Direction [deg]Fig.3 Magnetic flux density distribution

Fig.1 Bulk superconductor and a stacked-bulk magnet
3. 結果
最適なバルク間ギャップの取り方について解析にて検討した
ところ、磁界均一度や実験システム構築の容易さの観点から、
外側ギャップは密着させ、中央部のギャップのみ変化させる手法が適していると判断した。このときのギャップ長の違いによる均一度の変化を、Fig.2 に示す。半径 5mm の球殻において、ギャップが 6.7mm のとき、磁界均一度 211ppm という解析結果が得られた。
この結果を元に、Fig.1 に示した装置にバルクを組み込み、

4. まとめ複数のリング状バルク超電導体を用いて小型マグネットを構築し、磁界均一度及び捕捉磁界分布を測定した。実験結果で見られた捕捉磁界分布の傾斜に対しては、逆向きの傾斜磁界を発生させるコイルにより補正を行い、さらなる磁界の均一化を図る予定である。
MRI 画像の撮像には、約 10ppm の均一度が必要である。バ
ルク個数を増やしたり、配列を変えたりすることで、磁界強度とともに均一度のいっそうの向上を図り、目標値に近付けて行く予定である。
参考文献
1. M. Sekino, et al.: Abstract of IEEE TRANS. ON APPL.
SUPERCONDUCTIVITY, VOL21, NO3 (2011) pp.1588-1591― 106 ―

第86回

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