3A-a01

磁気分離

磁気分離法を用いた放射性物質の土壌からの除去に関する研究
Study on Decontamination of Radioactive Cesium form Soil by Magnetic Separation
西嶋 茂宏（阪大），秋山 庸子（阪大），三島 史人（阪大）
NISHIJIMAShigeniro (Osaka Univ), AKIYAMA Yoko (Osaka Univ), MISHIMA Fumihito (Osaka Univ)
E-mail: nishijima@see.eng.osaka-u.ac.jp
1．はじめに2011 年 3 月 11 日に起こった福島第一原子力発電所における事故により、近傍の地域の放射線汚染が問題になっ
ていが、特に半減期が 30 年と比較的長い放射性セシウムが問題となっている。放射性セシウムは土壌に含まれる粘土鉱物に対して高い吸着性を示すことが知られており、水相に放出されることなく土壌中に保持されている。このため、震災後も周辺地域での空間線量率の低下の妨げとなっており，被災地域の再生や住民の生活の安全の確保のため，土壌の除染が喫緊の課題となっている。
ICRP により定められている一般公衆の線量限度は 1
mSv/year であり，環境省の基準で、空間線量率が 20～50
mSv/year の地域が居住制限区域，50 mSv/year 以上が帰宅困難区域となっている。また環境省のガイドラインにより，管理型最終処分場で埋立処分可能な土壌の放射能レベルは 8000 Bq/kg であり，およその空間線量率に換算すると，およそ 5.3 mSv/year となる。したがって，土壌の除染の目標値としては，暫定的な目標値として，管理型最終処分場に搬入可能であるレベルの 5.3 mSv/year(8000 Bq/kg)，最終的な目標値としては一般公衆の線量限度レベルの 1 mSv/year(1000 Bq/kg)を目標としている。
高校バイ磁気分離システムは土壌除染のシステムとして適当と考えられる。なぜなら、除染を必要としている
土壌の量は一つのサイトでもおよそ数百ｔと大量にあり、それを数日程度の短時間で除染することが求められている。また装置がコンパクトであることは、一連のシステ
ムを可搬式とすることを可能にし，除染が必要な個所を除染しながら順次移動していくことに適している。
２．磁気分離法を用いた除染システム
磁気分離法を利用した土壌中のセシウム脱離と除去のための一連のシステムの概要を図 1 に示す。本システムは大きく 4 つの段階に分けられる。すなわち、①土壌分
級 ②粘土洗浄 ③RI の磁性吸着材への吸着 ④磁気分離 である。
土壌の成分のうち，粒子径が 2μm 以下の粘土にセシウ
ムは強固に吸着されている。このため、まず①土壌中から粘土を分級する。砂れきやシルト中の放射線量が基準値以下であることを確認したのち、これらはそのまま元の場所に埋め戻す。次に，分離された粘土の減容化をはかるため，②粘土の洗浄を行う。粘土に吸着したセシウ
ムは、水洗浄ではほとんど分離されないことが明らかになっており、③酸洗浄やイオン交換によりセシウムを脱離させる。そして，水相に放出されたセシウムイオンを、磁性を付与した吸着剤に吸着させ、磁気分離法により効率的に回収することで、土壌中からセシウムを除去するというシステムである。強磁性吸着剤には，酸や塩を含む洗浄液中でも安定に存在し，高率にセシウムを吸着できる性質が求められる。
これらの一連の装置がコンテナ 2-3 台程度で完結する
コンパクトで移動可能なシステムとすることで，その場で除染を行い，除染が終了すると次の地点に移動できるようにすることを検討している。また，一連の洗浄装置・回収装置の閉鎖性を確保したシステムとすることで，操作者の内部被ばく，外部への飛散，汚染廃棄物の低減を図り，RI 管理を容易かつ安全に行うことができると考えられる。

Fig.1 Flow diagram of decontamination of radioactive soil.
３．酸環境下でのゼオライトのセシウム吸着特性
脱離に用いた 0.5 mol/L の硝酸とクエン酸中での磁化
ゼオライトの吸着特性を調べ、その結果を図 2 に示す。
磁化ゼオライトに含まれるマグネタイトの鉄イオンの溶出は見られなかった。クエン酸の場合は，吸着率が 5 時
間後で 80％以上と，蒸留水中とほぼ同等の吸着性能を示した。一方で硝酸の場合は吸着率が 24 時間後でも 40％程
度と，かなり低下した。

Fig.2

Adsorption properties of Cs to magnetic zeolite.

４．結論
粘土鉱物に吸着したセシウムは，酸洗浄で脱離が可能であり，脱離後の洗浄液中にそのまま強磁性吸着剤を添加し，磁気分離を行うプロセスでは、有機酸中であれば水中と同様の吸着率でセシウムを吸着させることが可能であることが明らかになった。
磁性ゼオライトの磁気分離特性は確認しているが、粘土懸濁液から特定のゼオライトのみを効率的に分離する
方法は、磁気分離しかなく、超電導磁気分離システムが土壌除染に性能を発揮することが期待できる。
今後の課題としては，実際の汚染土壌の実験も含めた，粘土鉱物の層間により強く吸着したセシウムイオンの脱離条件の検討と，その洗浄液中での強磁性吸着剤による吸着率の向上が挙げられる。

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第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a02

磁気分離

溶存酸素を用いた磁気アルキメデス分離装置の検討
Study on magneto-Archimedes separator using the dissolved oxygen
三島 史人，秋山 庸子，西嶋 茂宏（大阪大学）
MISHIMA Fumihito， AKIYAMA Yoko， NISHIJIMA Shigehiro (OSAKA UNIV.)
E-mail: f-mishima@see.eng.osaka-u.ac.jp
1．はじめに常磁性溶液中で反磁性物質を浮上させる磁気アルキメデ
ス法が知られている。物質の磁化率，密度の差によって浮揚場所が異なることを利用する分別方法である。しかしながら従来の方法では，塩化マンガン等の遷移金属のハロゲン化合物を水に溶解させた常磁性液体を用いるため，後工程で分離物質に付着した遷移金属塩の除去や，最終的な廃棄物の削減のため使用済の溶媒からの遷移金属ハロゲン化合物の回収及びリサイクルプロセスが必要である。この分離物質や分離装置に付着したハロゲン化合物を除去することは，分離物質として食品や医薬品等を扱う場合はその安全性の確保，さらにはステンレス等装置の材質をハロゲン化合物からの腐食を防ぐという意味で実用化において重要であると考えられる。溶存酸素を利用して調製された常磁性の液体を用いれば，媒質は酸素を加圧溶解させているため，容易に酸素と有機溶媒に再生でき，分離後の分離物質あるいは装置表面にハロゲン化合物は残存することはない。そこで本研究では酸素をパーフルオロヘキサンに加圧溶解させた媒質を用いた磁気アルキメデス法について検討した。
2．溶存酸素を用いた磁気アルキメデス分離の原理
分離方法の基本原理は磁気アルキメデス法であるため，2種類以上の混合物質から物質の磁化率および密度の差によって，印加する磁場および磁場勾配の磁場積を制御すること
で各成分を個別に分離可能である。
流体中に粒子が分散している状態で磁場を印加すると，粒子および流体の見かけの重さは磁気力により変化する。流体中の単位体積当たりの粒子の重さは（１）式で与えられる。ここでρ1 と χ1 はそれぞれ物質の密度と体積磁化率を表し，ρ2と χ2 はそれぞれ周囲媒体（流体）の密度と体積磁化率を表す（ただしｘは鉛直下向きを正としている）。
ρ1 g 

χ − χ 2  B ∂B
χ 1 ∂Bχ ∂B− ρ2 g − 2 B  ρ1 − ρ2  g  1
Bµ 0 ∂xµ 0 ∂x∂x （１）µ0

パーフルオロシクロヘキサンに酸素圧力で溶存させ，ソレノイ
ド型超電導磁石の磁場を印加した。実験中のボア内の様子
は CCD カメラにて撮影し分離状態について確認した。

Fig.1 (a) Experimental Set-up，(b)CCD picture after separation.
4．実験結果と考察3 種類の樹脂はパーフルオロヘキサンより軽いため，磁場印加前は液面に浮いていた。磁場印加により沈降し始め、沈降した位置がそれぞれで異なり，種類ごとに分離できることが示された。（１）式に従いそれぞれの磁化率と密度により，安定沈降する場所が異なるため，分離可能であることが示された。
Fig.1(b)は本実験の結果を撮影した写真である。
室温下で 0.5M から 2.0MPaG まで圧力を変化させ，それぞれ酸素の溶解平衡に達するまで溶解させた。その時の圧力下での樹脂の静止位置を示した結果を Fig.2 に示す。
実験結果から 0.5MPaG の圧力下では，PA6 と PET は沈降
せず， 0.8MPaG の圧力下では，PA6 のみ沈降しなかった。よって，溶存酸素量（媒体の磁化率）いわゆる圧力制御によって，分離可能であることが示された。
1.5MPa 圧力条件下で，PVC，PET，PA6 はそれぞれ，6.0T，
6.9T，8.8T で沈降を開始した。同一圧力条件下にて，印加磁場を変化させることで分離可能であることも示された。

磁場を印加しない時，粒子が流体中で沈殿する初期条件で，（χ1-χ2）<0 となる流体を選択する。その後磁場を印加し，磁場積を正で大きくすることで（１）式が負となる場合，粒子は浮揚する。粒子が浮揚していくと（上方向に移動すると）磁場強度は小さくなる（磁場勾配が正なので、上方向では磁場は小さい）ため，ある場所で（１）式は０となる密度差と磁気力が釣り合う場所で粒子は安定に浮揚することになる。
3．溶存酸素媒体を用いた磁気アルキメデス分離実験
本研究で用いた磁気アルキメデス装置の模式図を Fig. 1（a）に示す。磁場発生源として超電導型ソレノイド磁石(ボア直径100 mm, 長さ 460 mm，最大磁束密度 10T，磁場勾配 60T/m)を用いた。磁場印加条件はすべての実験で 10T とした。コイルの中心とオートクレーブ中のパーフルオロヘキサンの上部液面と一致するように設置した。内容積96 m Ｌの耐圧ガラスオ
ートクレーブ(内径 27 ㎜，高さ 175 ㎜)にパーフルオロヘキサン（密度 1.69g/cm3，磁化率 SI：-3.2×10-6）50ml とナイロン6樹脂（PA6）（密度 1.14g/cm 3，磁化率 SI:-8.19×10-6）１g，ポリエチ
レンテレフタレート樹脂（PET）（密度 1.38g/cm 3 ，磁化率 SI：-8.67×10-6）１g，および塩化ビニル樹脂（PVC）（密度 1.43g/
cm 3，磁化率 SI：-10.3×10-6）１ｇの 3 種類を同時に投入した。

Fig.2 Experimental result.

5. まとめ
5．まとめ
実験結果から，圧力制御（溶存酸素媒体の磁化率制御）や印加磁場制御により，溶存酸素を用いた磁気アルキメデス
分離が可能なことが示された。実際の分離装置を設計するには，印加磁場を一定にし，溶存酸素量（圧力）を制御する方法が精密に制御可能であると考える。
今後は作業媒体の密度より小さい物質について，鉛直成分の磁場だけでなく，径方向の磁場を利用した分離についても検討してゆく。

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第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a03

磁気分離

平板フィルタを用いた対向型バルク磁石による磁気分離
Magnetic separation by a face-to-face superconducting bulk magnet with a novel plate-type filter
坪野谷 典之，津久井 友隆,三田 裕幸（足利工大）;岡 徹雄（新潟大）;横山 和哉（足利工大）
TUBONOYA Noriyuki， TUKUI Tomotaka, MITA Hiroaki (A.I.T.); OKA Tetsuo (Niigata Univ.); YOKOYAMA Kazuya (A.I.T.)
1．まえがきを測定し、検量線から濃度を求めた。そして、分離前後の濃近年、環境問題や資源問題において、工業排水から有害度を比較して磁性粒子の回収率を求めた。

物質を取り除いたり、産業廃棄物から有用金属を回収したりする方法として、磁気分離が注目されている[1-3]。特に、対4．結果および考察

象物質の磁性が弱い場合や大量処理を行う場合には、磁性

Fig 2 に、マグネタイトの流量と回収率の関係を示す。図よりフィルタを用いて大きな磁気力を発生させる高勾配磁気分離

フィルタ A は流量が最も遅い 2.5[ml/s]の時には 97.3[%]の回が用いられる。同方法は分離性能が高い反面、フィルタから収率を達成し、流量が最も速い 12.6 [ml/s]の時には 86[%]に分離物質を回収することが難しい点が問題となっていた。
本研究では、磁気分離した物質を回収しやすい新型フィルタを考案・製作し、その性能を評価した。

低下している。一方、フィルタ B では流量が最も遅い 2.7[ml/s]では 98.2[%]と最大値を示し、流量が最も速い 12.7
[ml/s]の時には、88[%]に低下している。しかし、これら２つのフィルタは、従来のメッシュ型のフィルタとほぼ同じ数値であるの2．平板フィルタ
Fig. 1 に考案した二種類の新型フィルタを示す。左図のフィルタ A は縦 60[mm]、横 35[mm]、厚さ 3[mm]のアクリル板に
直径約 1[mm]の穴をあけ、SUS430 の磁性材を 5[mm]の間隔で埋め込んだ構造になっている。右図のフィルタ B はフィルタ
A と同サイズのアクリル板に、直径約 1[mm]の穴をあけてニッ

で、新型フィルタは従来と同じ分離性能があるといえる。
また、フィルタ A と B を比較してみると、フィルタ A より間隔を詰めたフィルタ B の方が最大値で 1[%]、最小値で 2[%]の回収率向上が見られる。このことより、磁性材の間隔を詰めること
で、磁場勾配を上げ磁気力も強くなったと言える。

ケル線を 2[mm]間隔で埋め面込んだ構造となっている。また、両フィルタとも表面に透明フィルムを貼り付けている。
フィルタは平板状であるため分離物質の回収や逆洗が容易であるというメリットがある。これらの新型フィルタを、縦 50[mm]、横 110[mm]、深さ 50[mm]の配管に、三枚セットして使用する。配管は、組立・分解が簡単に行えるように作られており、作業性を向上させている。

Fig.2. Comparison of the collection ratio of magnetite
particles between Filter A and B.
5．まとめ
本文では、高勾配磁気分離において分離された物質を容易に回収することのできる新型フィルタを考案し、磁気分離性能を調べた。強磁性体のマグネタイトを用いた測定を行い、フィルタ A、B ともに高流量で 85[%]以上の回収率を達成すること(a) Filter A(b) Filter B
Fig.1 Photograph of the proposed filters.

ができた。また、フィルタ A、B を比較すると、磁性材の間隔を

3．実験方法できることがわかった。

詰めることで磁場勾配を大きくすることができ、磁気力を向上

対向型超伝導バルク磁石の磁極間に、考案した新型フィルタを挿入した配管を配置する。約 500 [ppm]のマグネタイト（Fe3O4，平均粒径 1[µm]，強磁性体）の混合水をポンプで汲み上げ、配管部に供給する。流量を 3～12 [mL/s]に変化させ、磁気分離後のサンプルを回収した。分離性能の評価は、0～200[ppm]の既知の濃度のサンプルについて分光光度計（UVmini-1240、島津製作所）で吸光度を測定し、検量線を作成した。そして、各流量における分離後のサンプルの吸光度

参考文献[１] N. Saho, H. Isogami, T. Takagi and M. Morita,"Continuous
Superconducting-Magnet
Filteration
System", IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 9, No. 2,
pp. 398-401, 1999.
[２] T. Ohara, "Particle Capture Theory and Experiment on
an Amorphous Magnetic Ribbon Filter", IEEE Trans.
Mag., Vol. MAG-20, pp. 5103-5105, 1984.
[３] K. Yokoyama, T. Oka, H. Okada, Y. Fujine, A. Chiba
and K. Noto, “Solid-Liquid Magnetic Separation Using
Bulk Superconducting Magnets ” , IEEE Trans. Appl.
Superconduct., vol. 13, No. 2 , pp.1592-1595, 2003.6― 194 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a04

磁気分離

医薬用たんぱく質の高速分離・精製・回収用超電導マグネットの製作・試験
Fabrication and test of superconducting magnets for trapping immunoglobulin in serum柁川 一弘（九大）； 上岡 泰晴，我妻 洸（ネッツ）； 淵野 修一郎，古瀬 充穂（産総研）； 植田 浩史（阪大）；
中村 秀一，飯塚 倫尋（ネッツ）
KAJIKAWA Kazuhiro (Kyushu Univ.); KAMIOKA Yasuharu, AGATSUMA Koh (NETS); FUCHINO Shuichiro,
FURUSE Mitsuho (AIST); UEDA Hiroshi (Osaka Univ.); NAKAMURA Shuichi, IITSUKA Tomohiro (NETS)
E-mail: kajikawa@sc.kyushu-u.ac.jp
1．はじめに医療用たんぱく質のうち特に血清中に微量存在する抗体（免疫グロブリン）の分離・精製に超電導マグネットを用いた磁気ビーズによる高勾配磁気分離システムを応用する研究を行っている[1–6]。既存技術の永久磁石に比べて、超電導マグ
ネットを用いて高磁界化することにより、ナノサイズの磁性ビーズを捕捉可能となることが期待される。本研究では、高勾配磁
気分離システムに用いる伝導冷却方式の超電導マグネットを設計・製作した。また、健全性を事前に確認するために、製作した超電導マグネットを液体ヘリウム中に浸漬冷却して、励磁試験を実施した。さらに、磁気ビーズや磁性フィルターを効果的に消磁するために製作した回路の試験も実施した。
2．超電導マグネットの設計および製作
高勾配磁気分離システムに用いる伝導冷却方式の超電導マグネットを設計した。想定した NbTi 線材は既存のものであり、線径は 0.642 mm、フィラメント数は 636、銅比は 1.3、ツイストピッチは 70 mm である。本線材の臨界電流は、6, 7, 8 T 中でそれぞれ 279, 217, 146 A である。この線材を用いて設計・製作した超電導マグネットの諸元を、Table 1 に示す。室温部のクリアボアを 30 mm とし、マグネット中心部の発生磁界 3 Tに対し、直径 30 mm の球内の磁界均一度を 5% とする。クライオスタットの真空断熱層および巻枠の厚さを確保するために、超電導マグネットの内径を 60 mm とした。巻線部のパッキ
ングファクターを 0.9 と仮定して、動作電流を 100 A に設定す
ると、超電導マグネットの外径、長さ、ターン数はそれぞれ、
82.7 mm、82.2 mm、2597 となる。このとき、超電導マグネットの自己インダクタンスは 0.257 H と見積られる[7]。
以上の設計に基づいて、外径 60.0 mm、長さ 82.2 mm の
巻枠に NbTi 線材を巻線した。その結果、超電導マグネットの外径は 83.9 mm、ターン数は 2520 となった。

Table 1 Specifications of designed and fabricated SC magnets
Parameter
Inner diameter
Outer diameter
Winding length
Turn number
Self-inductance
Applied current
Central field

Design60 mm
82.7 mm82.2 mm2597 turns
0.257 H
100 A
3T

Fabrication
60.0 mm83.9 mm82.2 mm2520 turns
0.243 H
103.4 A
3.0 T

Fig. 1 An example of experimental results of terminal
voltages in fabricated SC magnet during charging anddischarging processes of currents.

3．励磁および消磁試験製作した超電導マグネットの健全性を事前に確認するた
めに、液体ヘリウム中に浸漬冷却して、励磁試験を実施した。
結果の一例を Fig. 1 に示すが、定格の約 1.5 倍（中心磁界 4.5
T 相当）の 147.4 A まで通電しても、クエンチは発生しなかった。
また、励磁時と減磁時の発生電圧から製作した超電導マグネ
ットの自己インダクタンスを見積ると、0.243 H となる。
次に、高勾配磁気分離システムに用いる磁気ビーズや磁性フィルターを消磁して、捕捉した磁気ビーズを回収するために、専用の消磁回路を製作した。消磁試験の結果を Fig. 2 に示すが、当初の想定通りに動作することを確認した。
本研究は、中小企業庁平成 23 年度戦略的基盤技術高度化支援事業（3 次補正）の一環として実施したものである。
参考文献
1. K. Agatsuma, et al.: Abst. of CSJ Conf. 77 (2007) 2C-a04.
2. H. Ueda, et al.: Abst. of CSJ Conf. 77 (2007) 2C-a05.
3. K. Agatsuma, et al.: Abst. of CSJ Conf. 78 (2008) 2B-a09.
4. K. Agatsuma, et al.: Abst. of CSJ Conf. 79 (2008) 3C-a07.
5. H. Ueda, et al.: Abst. of CSJ Conf. 79 (2008) 3C-a08.
6. H. Ueda, et al.: Abst. of CSJ Conf. 84 (2011) 1B-a04.
7. K. Kajikawa, et al.: TEION KOGAKU 30 (1995) 324.

Fig. 2 Experimental results of current oscillation in fabricatedSC magnet with prepared demagnetizing circuit.

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第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a05

医療応用

超電導バルク磁石を用いた磁気力制御遺伝子導入のための研究
Study on magnetic gene transfer by using HTS bulk magnet
中川 公太，大阿久 佳宏，玉田 順也，三島 史人，秋山 庸子，西嶋 茂宏，大窄 マリアナ 今日美，中神 啓徳（大阪大学）
NAKAGAWA Kota，OAKU Yoshihiro，TAMADA Junya，MISHIMA Fumihito，AKIYAMA Yoko，NISHIJIMA Shigehiro
OSAKO Mariana Kiomy，NAKAGAMI Hironori (Osaka University)
E-mail: nakagawa@qb.see.eng.osaka-u.ac.jp
1．はじめに癌に対する治療法として、癌を抑制する遺伝子を患部に導入する遺伝子治療が検討されている。遺伝子は癌組織に局所投与することが考えられているが、遺伝子導入効率が低いことが課題とされている。DNA 配送を行う際、DNA と結合してその輸送を行う担体を利用する必要があるが、このようなDNA 担体を物理的外力によってその拡散を防ぎ、局所にとどめておくことが出来れば、遺伝子の導入効率が向上することが予想される。本研究では、超電導バルク磁石による強磁場を利用し、強磁性を付与した DNA 担体を体外から制御することで、局所的でかつ高効率な遺伝子発現を目指すものとする。
2．DNA 担体の調製
本研究では DNA 担体として、強磁性粒子であるマグネタ
イトを用いる。この DNA-マグネタイト複合体は外部磁場で制御可能であるため、注入部からの DNA の拡散を防ぐことが可能となると考えられる。DNA とマグネタイトは静電気的に結合させるものとする。そのため、負の帯電をもつ DNA と結合させるマグネタイトは、正の帯電を持つことが求められる[1]。
こ こ で は 、 平 均 粒 子 経 が 100nm で あ り 、 そ の 表 面 をPolyethylenimine で修飾したマグネタイトを使用した。この磁性ナノ粒子のゼータ電位の pH 依存性を Fig.1 に示す。

Zeta potential [mV]40
30

modiﬁedmagnetite

20

non treatment
magnetite

10
0
-10

3

5

7

9

11

-20
-30

pH

Fig.1 Zeta potential of cationic magnetite particle
生体中では pH はおよそ 7.4 であるとされており、この pH
領域では修飾したマグネタイトは正に帯電していることが確認された。この表面修飾マグネタイトと DNA (pGL3 Luciferase
Reporter Vectors)を、それぞれの質量比が 1:1 となるように混合し、20 分間インキュベートすることで DNA-マグネタイト複合体を調製した。
3． 磁気力制御遺伝子導入実験
磁性 DNA 担体の局所的な集積可能性を確認するために、粒子の拡散シミュレーションを行った[2]。これによって、磁性 DNA 担体の拡散の抑制に必要な磁場条件を求め、この条件に基づいた磁気的遺伝子導入実験を検討している。invivo での実験に先駆け、まず生体を模擬したアガロースゲル
1.0 wt.%を用いた拡散モデル実験を行った[3]。アガロースゲ
ルを超電導バルク磁石の中心軸上の磁束密度 1.2 T (クライオスタット上方 20 mm) の位置に設置し、磁性 DNA 担体 50
μl を注入した後、20 分間静置した(Fig.2-b)。同様に磁性DNA 担体を注入後、磁場を印加せず 20 分間静置したゲルを用意した(Fig.2-a)。

Fig.2 Difference in the diffusion due to the presence orabsence of applied magnetic field
実験結果から、通常の投与では直径 2cm 以上の範囲に拡散するところを、超電導バルク磁石を用いることによって直径 5mm の範囲内に留めることが確認できた。これにより、磁性
DNA 担体の局所的な集積、およびそれによる遺伝子導入効率向上の実現可能性が示された。今回は動物実験を想定して、クライオスタット上方 20 mm の距離としたが、バルク磁石により近い条件ではさらに拡散を抑えることが可能である。
さらなる局所集積のために、磁性DNA担体注入部に強磁性針を挿入し、磁場を印加した場合の拡散モデル実験を行ったところ、磁性DNA担体は針挿入部から直径2mm以内の範囲に留まった。強磁性針近傍の磁場勾配は1200 T/mとなり、この磁場勾配を再現するような磁石を設計することができれば、より局所への遺伝子導入が実現可能であると考えられる。
4. 結論
本研究では、磁性DNA担体として、DNAとマグネタイトの複合体を調製し、これを用いた磁気的遺伝子導入による遺伝
子導入効率の向上を確かめた。まずシミュレーションによって、磁性DNA担体の集積可能性を評価し、このシミュレーションの結果に基づいて、臓器を用いた拡散モデル実験を行なった。
以上のように、磁気力による局所的でかつ高効率な遺伝子導入の手法を提案し、その実現可能性を示した。
参考文献
1. O. Mykhaylyk, et al.: Journal of Magnetism and Magnetic
Materials, Vol. 311 (2007) p.275-281
2. A. Nacev, et al.: Journal of Magnetism and Magnetic
Materials, Vol. 323 (2011) p.651-668
3. B. Westrin, et al.: Journal of Controlled Release, Vol. 30(1994) p.189-199
4. Y. Hirota, et al.: Physica C: Superconductivity, Vol. 469(2009) p.1853-1856― 196 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a06

医療応用

超長期連続運転永久電流ＭＲＩマグネット
Superconducting Persistent Current Mode Magnet for Magnetic Resonance Imaging
Operated for Extremely Long Period
山本 俊二, 児仁井 克己, 田邉 肇, 横山 彰一, 松田 哲也(三菱電機); 山田忠利(マグネット・テクノロジー)
YAMAMOTO Shunji, KONII Katsumi, TANABE Hajime, YOKOYAMA Shoichi, MATSUDA Tetsuya (Mitsubishi Electric);
YAMADA Tadatoshi (Magnet Technology)
E-mail: Yamamoto.Shunji@bp.MitsubishiElectric.co.jp

2．超電導マグネットの諸元
マグネットの諸元を表 1 に示す。マグネットはヘリウム浸漬
冷却であり冷凍機を搭載している。

省略したが、コイルは複数個で構成され、クエンチ保護回路を装備している。

0.5T

運転方式

永久電流モード

磁界安定度0.1ppm/hr

パワーリード

着脱式

超電導導体

NbTi 多芯線

インダクタンス

23.5H

ヒ-タ

電源

極低温保護ダイオード

ヒ-タ

永久電流スイッチ
(PCS)

超電導接続

超電導コイル群

クライオスタット

Fig.1 Electric Circuit for MRI Magnet
4．長期の磁界安定性
図 2 にボア中心磁界の NMR プローブによる測定結果
を、核磁気共鳴周波数で示す。装置は病院にて画像診断のため連続使用されており、データ取得は限られた状況となる。
21.3740
21.3735
21.3730
21.3725
21.3720
21.3715
21.371021.3705
21.3700
21.3695

21.3737

21.3710

19
88
19
90
19
92
19
94
19
96
19
98
20
00
20
02
20
04
20
06
20
08
20
10
20
12

Table 1 Specification of the Magnet
タイプ
超電導 水平同軸 全身用
中心磁界

励磁
電源

パワ-リ-ド

ボア中心周波数(MHz)

1．はじめに超電導の特徴の一つに永久電流がある。実フィールドにてこれを実現し、一度も停止することなく、24 年以上連続運転を続けているマグネットについて報告する。医療診断に実用され て い る 0.5 テ ス ラ 磁 気 共 鳴 診 断 装 置 （ MRI ： Magnetic
Resonance Imaging ） で あ り、 磁 界 の 時 間 安 定 性 は 実 測 値
0.001ppｍ/hr よりも良い値であり、高安定電源では実現しえな
い安定度である。
ここで示すマグネットは昭和 63 年（1988 年）1 月より連続運
転を行い、現時点にいたるまで消磁/励磁を一切行わず連続運転を継続している。この当時は MRI イメージングの黎明期に当たる。0.5T 級の常電導方式や永久磁石方式にまじり超電導方式が世に出始めたころである。現在は 1.5T 超電導方式が主流であり、3T 超電導機が急速に普及を始めている。
超電導コイル部分には、超電導導体どうしをつなぎ合わせた超電導接続部が存在する （1）。この部分での極微弱抵抗の発生はあるが、超電導機器は運転温度が極低温で一定温度であるため、接続部はじめ、内部の劣化がほとんどないという特徴を有する。高磁界の発生、省エネルギーとあわせ、永久電流という大きな特徴を超電導機器は有している。
超電導接続の極微少抵抗は、中心磁界の減衰の要因の一つであり、その他に超電導線内の磁化の磁束クリープ、超電導線材内の電流再配分なども影響すると考えられる。ここでは超電導接続が主要因とみなしその接続抵抗を見積もった。

年代

Fig.2 Magnetic Field Decay of the Magnet
データ取得時期は、設置時１９８８年１月、および２０１２年２月である。この間の磁界の減衰は 126.6ppm である。運転時間より磁界の減衰率は 0.0006ppm/hr となり、仕様より 100 倍以上の良好な性能を得ている。超電導接続の抵抗値は 10-12Ωのオーダとなり良好な超電導接続を裏付けている。

3．電気回路図 1 に MRI マグネットの励磁回路を示す。
クライオスタット内部に超電導コイル群があり、コイルは永久電流スイッチの動作により励磁モードから永久電流モードに移行する。移行時には永久電流スイッチのヒータをオフにする。永久電流スイッチの保護回路として極低温ダイオードが装着されている。このダイオードは極低温領域ではフォワード方向に対し、スレッショルド電圧が存在し、通常励磁時には無限大のインピーダンスを持つ特殊な振る舞いをする。励磁後
パワーリードは抜き去り、熱侵入を極限まで抑制する。図には

5．まとめ
MRI超電導マグネットが永久電流で運転される場合、磁界安定度がずば抜けて良好なため、工場試験期間では、仕様を満たすことはわかっても正確な値まで把握することが困難であった。超長期運転データにより性能を正確に把握すること
ができた。
参考文献
1. M. Morita, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 30(1983) p.272― 197 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a07

回転機

ビスマス系高温超電導固定子巻線の鉄心中通電特性評価
Evaluation of current carrying characteristics of Bi-based HTS
stator windings in iron core
三澤 慎太郎，中村 武恒，北野 紘生，雨宮 尚之(京都大学)；伊藤 佳孝，吉川 雅章(イムラ材研)
MISAWA Shintaro, NAKAMURA Taketsune, KITANO Hiroki, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto University);
ITOH Yoshitaka, YOSHIKAWA Masaaki (IMRA)
E-mail: tk_naka@kuee.kyoto-u.ac.jp
参考文献
1. T. Nakamura: Superconductivity Web21, Vol. 3 (2011)
pp. 13-14
2. T. Nakamura，et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol.
84 (2011) p.94
3. S. Fukui ， et al.: IEEE Transactions on Applied
Superconductivity，Vol. 18，No. 2，（2008）

３．結果と考察
Fig. 2には，直流電界－電流特性について3相分の測定結果を示すが，均一性の高い巻線が実現されている。また，毎極毎相コイルの通電特性測定結果について考察を進めたところ，そのバラつきが統計学的議論に耐えるものであることを確認している。
また，Fig. 3 には 1 相分交流損失の測定結果を示す。図か
ら明らかなように，1 相全体の損失は毎極毎相コイル 8 個分の加算と同値になっており，即ち本特性からも固定子巻線の完成度の高さが理解される。
上記特性を電流依存非線形抵抗として導入した電磁界解析結果など，詳細は講演当日に報告する。

Fig. 1 Photograph of Bi-based HTS stator
120

80
60
40
20
0
-20

― 198 ―

0

5

10

15
20
Current (A)

25

30

35

Fig. 2 Experimental results of DC current transport
property at 77 K.
30
Summation of each AC loss
for 8 coils
Overall AC loss

25
20
15
10
5
0

謝辞
本研究は，新エネルギー・産業技術総合開発機構(NEDO)の委託事業「H21年度省エネルギー革新技術開発事業（第二次公募）」の成果物を改良して実施された。

U - PhaseV - Phase
W - Phase

100
Electric field (V/m)

２．固定子巻線の試作と通電特性評価方法
これまでに，固定子巻線の候補としてビスマス系とイットリウ
ム系超電導線材を検討していたが，現状は過負荷耐量（磁束フロー状態における短時間安定通電特性）の観点からビスマ
ス系線材を使用して研究開発を進めている[2]。回転機試作に際しては，DI-BSCCO® テープ線材を適用して回転子ならびに固定子巻線を作製した。固定子巻線は，30ターンのレーストラックダブルパンケーキコイルを24個組み合わせ，毎極毎相1コイルの6/9短節集中巻構造とした（Fig.1）。
まず，Fig. 1に示す固定子巻線を使用して鉄心中におけるコイルの臨界電流測定を行った。測定は液体窒素浸漬冷却
条件において行い，3相巻線間及び24個の毎極毎相コイル全てについて直流電界－電流特性を測定した。
さらに，最終的な3相回転磁界中交流損失測定を想定し，パワーメータを利用した測定を実施した。測定に際しては，
HIOKI 3390 POWER ANALYZERを用いた。なお，パワーメー
タを適用した測定法の精度に関しては，福井らが詳細に報告している[3]。

AC loss (W)１．はじめに
我々は，輸送機器への適用を目指し，かご形回転子巻線に高温超電導線材を適用した高温超電導誘導/同期回転機(High Temperature Superconducting Induction/Synchronous
Machine: HTS-ISM)について，理論的・実験的検討を行っている[1]。本回転機は，かご形誘導機の回転子巻線を超電導化することにより，従来（常電導）機と同様の単純な構造であるにもかかわらず，同期回転に伴う高効率化や高トルク密度化といった高性能化を実現することができる。一方，上記性能を究極化するためには，回転子巻線に加えて固定子巻線も超電導線材で構成する全超電導 HTS-ISM の研究開発に取り組む必要がある[1] [2]。
本報告では，低損失固定子巻線技術の確立を目指して，
固定子鉄心中に配置したビスマス系高温超電導固定子巻線の通電特性を評価したので報告する。

2

4

6
8
10
Current (A)1214Fig. 3 Experimental results of AC losses for respective
phases at 77 K.
第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a08

回転機

MgB 2 線材を用いた全超電導モータ用固定子巻線の開発
Development of Stator Winding for Fully Superconducting Motor with MgB 2 Wires
内田 侑史, 柁川 一弘 (九州大学); 中村 武恒 (京都大学); 和久田 毅, 田中 和英 (日立製作所)
UCHIDA Yushi， KAJIKAWA Kazuhiro (Kyushu Univ.); NAKAMURA Taketsune (Kyoto Univ.);
WAKUDA Tsuyoshi, TANAKA Kazuhide (Hitachi)
E-mail: yushi@sc.kyushu-u.ac.jp
1．はじめに
昨今のエネルギー問題や環境問題を改善する先進技術の 1 つとして、水素エネルギー社会の可能性が検討されており[1]、我々の研究グループでは、液体水素を移送するためのポンプを駆動する高温超電導誘導/同期モータを提案している[2]。本研究では、MgB2 線材に適した固定子巻線構造を提案、試作する。また、試作固定子と MgB2 回転子を用いたモータの回転試験を行う。

0.8

t=0

0
π/24
π/12
π/8
π/6
5π/24
π/4
7π/24
π/3

0.7
0.5

0.6

Amplitude, (T)Air-gap magnetic flux density, B (T)

1

0

-0.5

0.5
0.4
0.3
0.2
0.1

-1

0

50

100

150

200

250

300

0

350

0

1

2

3

4

Mechanical angle, θ (deg)

5

6

7

8

Order

Fig.2 Numerical results of (a) distribution of magnetic flux
densities in a gap and (b) their spectral characteristics.
100

V(V)

2000

f(Hz)
N(rpm)

80

1500

60
1000
40
500

20

0

0

10

20

30

40

50

60

70

Rotation speed, N (rpm)3．MgB2 固定子を用いたモータの回転試験
まず、MgB2 線を用いてターン数が 14 の要素コイルを 14個製作し、うち 2 個を用いて液体ヘリウム浸漬冷却下で通電試験を行った。その結果、要素コイルは 200 A 以上の臨界電流を持っていることがわかり、要素コイルの健全性が確認できた。
次に、残りの 12 個の要素コイルを結線した 3 相 4 極の固定子巻線を構成し、液体ヘリウム中で MgB2 回転子と組み合わせたモータの無負荷試験を行った。モータにインバータから V/f 一定制御下で電圧とトルクブースト電圧を印加し、一次側の電圧、電流、周波数、モータの回転速度、回転方向を測定した。MgB2 固定子を用いた試験に先立って、要素コイルに銅線を用いて固定子を構成し、予備試験を行った。その結果、モータは同期回転を達成し、試作巻線構造を用いたモータが同期回転することが確認できた。よって、MgB2 固定子を用いたモータはさらに低損失での同期回転を実現できると考えられる。そこで MgB2 固定子を用いて本試験を行った。試験結果の一例を Fig.3 に示す。モータは周波数に応じて同期回転を達成し、60 Hz 時に 1800 rpm に至った。したがって、MgB2
回転子と MgB2 固定子を組み合わせたモータの同期回転が実現できた。

Fig.1 The proposed configuration of stator windings.

Primary voltage, V (V)Frequency, f (Hz)

2．新固定子巻線構造の提案
従来の固定子巻線は鉄心スロットに直接銅線を巻くことで製作される。一方、MgB2 線は曲げ歪みに対して弱く、従来の複雑な固定子巻線構造は超電導特性が低下するため採用できない。そこで本研究では、Fig.1 に示す構造を提案した。この構造は対応するコイル対がそれぞれオーバーラップせずに配置され、レーストラック型要素コイルをスロットに挿入することで固定子巻線の構成を可能としている。今回、MgB2 固定子を製作するにあたって、この構造を試作巻線構造として検討する。
試作巻線構造により作られるギャップ部の磁束分布を数値解析により評価した。また、ギャップ部の磁束分布のスペクト
ル特性を得ることで、磁束分布の空間高調波を含めて評価した。数値解析には辺要素有限要素法を利用し[3]、今回はさらに鉄心を含んだモデルを使用した。Fig.2(a)にギャップ部の磁束分布、Fig.2(b)にそのスペクトル特性をそれぞれ示す。この解析結果より、ギャップ部の磁束分布には比較的大きな 5倍高調波と 7 倍高調波が含まれることがわかった。これらの高調波によりモータ始動時に意図しない動作をすることが想定されるが、基本波の比率から試作巻線構造は始動時に起磁力を補い、高調波成分を考慮することでモータを回転させることができると考えられる。

080Time, t (s)Fig.3 Start-up characteristics of the motor with the fabricated
MgB2 stator windings in liquid helium.

参考文献
1. 平林洋美：低温工学 40 (2005) 276.
2. K.Kajikawa et al. : IEEE Trans. Appl. Supercond. 19 (2009)
1669.
3. K.Kajikawa et al. : J. Supercond. Nov. Magn. 24 (2011) 987.

― 199 ―

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a09

回転機

高温超電導誘導/同期機の可変速制御に向けた特性評価
Characteristics Evaluation of HTS Induction/Synchronous Machine
for Variable Speed Control
北野 紘生，中村 武恒，志村 拡俊，西村 立男，雨宮 尚之(京都大学)；伊藤 佳孝，吉川 雅章(イムラ材研)
KITANO Hiroki, NAKAMURA Taketsune, SHIMURA Hirotoshi, NISHIMURA Tatsuo, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto University);
ITOH Yoshitaka, YOSHIKAWA Masaaki (IMRA)
E-mail: tk_naka@kuee.kyoto-u.ac.jp

２．解析方法対象とした50 kW級HTS-ISMの諸元を表１に示す。本機は，回転子側かご形巻線にDI-BSCCO® 線材を適用しており，また固定子に3相8極の8/9短節銅巻線を有している。解析は，
MATLAB®/Simulink® を用いて行った。かご形誘導機の電圧方程式ならびに力学方程式を適用し，HTS-ISMの解析コードを開発した。その際，2次側HTS巻線の起磁力依存非線形抵抗の計算にべき乗式（所謂n値モデル；n = 16.2）を利用し，また同時に銀シース材への電流分流の影響も考慮した。さらに，
実際のかご形巻線においては，ロータバーとエンドリングのハ
ンダ接続抵抗が存在することから，その抵抗も考慮した。
図１には，最大効率制御コードのブロック図を示す。指令速度と実際の速度との偏差よりトルク軸電流を決定し，さらにそれを用いて最適磁束軸電流を求めている。開発したコードを用い，指令速度・要求負荷を変化させながら，最大効率制御を適用した際の回転特性の評価を行った。
３．結果と検討
図 2 には，指令速度を 300 rpm とした場合の解析結果を示す。比較として，磁束軸電流を一定値(10 A, 15 A)とした時の結果も合わせて示している。図から明らかなように，磁束軸電流が一定の時には，要求負荷の増加に伴って効率が低下している。一方，最大効率制御を適用した場合については，要求負荷の変化によらず効率が 96.8 %で安定している。本結果
より，開発した制御コードによって効率が改善し，即ち最適磁束軸電流が得られることが分かる。また，磁束軸電流を一定とした時に比べ，最大効率制御適用時には，回転数の追従性が良くなり，それに伴って過渡状態におけるトルク軸電流も低い値に抑えられていることが確認された。最適磁束軸電流の導出方法など，詳細は講演当日に報告する。

参考文献
1. T. Nakamura: Superconductivity Web21, Vol. 3 (2011)
pp.13-14
2. T. Nakamura, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 84(2011) p.95
3. H. Kitano, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 85(2011) p.40
Table I Specifications of 50 kW Class HTS-ISM

SectionStator

Rotor

Number of poles
Number of slots
Inner diameter
Outer diameterCore length
Number of coil turns
Critical current
Material of conductor

824
160 mm
265 mm
200 mm
15--Copper

--34
50 mm
159.4 mm
206 mm--2090 A
DI-BSCCO® Type H

*

iM +
iM
Calculator
*

ωm +

iT
PI
Controller

-

*

PI
v
Controller M
PI
Controller

+
-

MT

ωs
Calculator

ωs +

+

ωe

vT

MT

αβ

αβ

αβ

αβ

Motor

uvw

iu
uvw

iv

iw

∫dt
ωm

Position
Sensor

Fig.1 Block Diagram of Maximum Efficiency Control
100
95
90
Efficiency (%)

１．まえがき我々は，輸送機器応用を目指した高温超電導誘導/同期
回 転 機 (High Temperature Superconducting Induction/Synchronous Machine: HTS-ISM)の研究開発を実施している[1]。本回転機は，かご形誘導機の 2 次巻線を超電導化する
ことにより，同期回転に伴う高効率化や高トルク密度化など，
既存（常電導）回転機を凌駕する新機能を実現することができる。さらに，HTS 回転子巻線の起磁力依存非線形抵抗を利用することにより，回転安定性が保証されることを理論解析・実験により明確化した[2][3]。そこで，上記特性を最大限に生かした HTS-ISM の可変速制御技術の確立が望まれている。
本研究では，まず最大効率制御を実現する磁束軸電流について，等価回路から導出する方法を検討した。また，上記
磁束軸電流を利用して最大効率制御コードを開発し，回転特性の評価を実施したので報告する。

謝辞
本研究は，新エネルギー・産業技術総合開発機構(NEDO)の委託事業「H21年度省エネルギー革新技術開発事業（第二次公募）」の成果物を改良して実施された。

― 200 ―

85
80
75

Optimum current
10 A
15 A

70
65

0

50

100
150
Load torque (Nm)

200

250

Fig. 2 Analysis Results of Load Torque Dependence ofEfficiency in 50 kW Class HTS-ISM
第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a10回転機

リラクタンストルクを有する高温超電導誘導同期回転機の提案と特性検討
Proposal and characteristic study on HTS induction/synchronous machine
having reluctance torque西村 立男，中村 武恒，雨宮 尚之 (京大)； 伊藤 佳孝 (イムラ材研)
NISHIMURA Tatsuo, NAKAMURA Taketsune, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto University); ITOH Yoshitaka (IMRA)
E-mail: tk_naka@kuee.kyoto-u.ac.jp
１．背景
我々は，電気自動車を含む輸送機器への展開を目指した
高 温 超 電 導 誘 導 / 同 期 回 転 機 (High Temperature
Superconducting Induction /Synchronous Machine: HTS-ISM)の研究開発を実施している[1]。輸送機器用 HTS-ISM に求められる性能としては，可変速駆動に対する高効率化とともに高トルク密度化が挙げられ，後者の究極化と変速機の省略（車両重量減，車内スペースの余裕に伴う他駆動コンポーネントの高効率重視設計の可能性，低速回転に伴う回転機本体な
らびにインバータの高効率化）によって，例えば最大出力 100
kW 級モータ（ミドルクラスの自動車に相当）で既存機に比較してシステム全体の高効率化・省エネ化が達成できると期待される。一方で，上記最大出力が要求される発進時他は比較的短時間であり，例えば数十秒程度の短時間定格として設計すれば十分である。
本研究では，上記要求性能を実現する一方法として，回転子鉄心内に HTS 磁気遮蔽体を導入して，最大出力時にリラクタンストルクを付与する検討を実施したので報告する。

謝辞
本 研 究 は ， 科 学 研 究 費 補 助 金 ( 挑 戦 的 萌 芽 研 究 , No.
23656199)の援助を受けて実施された。

２．リラクタンストルク付与の基本的考え方
我が国の車載駆動モータとしては，そのほとんどが埋め込
み形永久磁石 (Interior Permanent Magnet: IPM)モータである。本構造では，IPMの構成を工夫することによって，磁石トルクだけでなくリラクタンストルク（d軸とq軸のリラクタンス比を利用）を付与している。一方，超電導リラクタンスモータについては，例えばOSWALDのグループが開発を行っていたが，現在は下火のようである[2]。
本提案は，HTS-ISMが同期回転時に，若干の磁気飽和特性を利用してリラクタンストルクを付与させることを特徴とする。
即ち，回転子鉄心内にHTS磁気遮蔽体（HTSバルク材若しく
はHTSバンドル導体）を挿入し，鉄心が磁気飽和しない定常
運転時は誘導同期トルクが発現する磁気回路を妨げないようにする。一方，大きな牽引力が必要な発進時他は鉄心が磁気飽和を起こしながらトルクを発現するが，その際上記飽和の程度によってHTS磁気遮蔽体が磁気的に“見える”ようになり，
その際リラクタンストルクも同時に発現して大きなトルクが得られることになる。図1には，リラクタンストルク付与型回転子の概略図を示す。また、図2には上記回転子におけるトルクカー
ブの概略説明図を示す。

Fig.1 Schematic diagram of proposed HTS rotor having
reluctance torque

参考文献
1. D. Sekiguchi, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 22,
No. 3 (2012.06) 5200904 (4 pp).

３．設計と試作
回転子のロータバー作製に際しては，DI-BSCCO Ⓡ(TypeSTi，臨界電流 72 A@77 K)を 5 枚バンドルすることで，ロータ
バー1 本あたりの臨界電流を 360 A 程度とした。また，回転子
スロットに全てのロータバーを挿入後，ロータバーの両端にDI-BSCCOⓇ(Type HT，臨界電流 166 A@77 K)をハンダ接続
してエンドリングとした。一方，回転子鉄心には，リラクタンスト
ルクを発現させるためのスロットを 4 箇所穿孔して，GdBCO 系の HTS 磁気遮蔽体を挿入した。図 3 には，試作した回転子の外観写真を示す。回転試験の詳細他は講演当日に報告する。

― 201 ―Torque / Nm

2. B. Oswald, et al.: Physica C, Vol. 372 (2002), p.1513-1516

total torquemagnet torquereluctance torque

0

-90

0

90

180

Mechanical angle / deg

270

Fig. 2 Schematic explanation of torque increment withthe aid of HTS magnetic shield bodyFig. 3 Photograph of fabricated HTS rotor

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a11

回転機

超電導－常電導転移温度近傍における高温超電導誘導同期回転機の効率特性
Efficiency characteristics of HTS induction/synchronous machinein the vicinity of superconducting transition temperature
志村 拡俊，中村 武恒，西村 立男，北野 紘生，雨宮 尚之 (京都大学)；伊藤 佳孝，吉川 雅章 (イムラ材研)
SHIMURA Hirotoshi, NAKAMURA Taketsune, NISHIMURA Tatsuo, KITANO Hiroki, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto University);
ITOH Yoshitaka, YOSHIKAWA Masaaki (IMRA)
E-mail: tk_naka@kuee.kyoto-u.ac.jp

２．解析方法対象とした20 kW級HTS-ISMの諸元を表１に示す。本機は，3相8極のかご形誘導機をベースとして，二次側（回転子）巻
線に銅およびDI-BSCCO® 線材を適用したハイブリッド2重かご形巻線を有している。また，固定子巻線には既存の8/9短節巻銅巻線を採用した。上記回転機の電磁特性は，有限要素法解析ソフトJMAG®を用いて解析した。
また，同一の解析モデルについて無負荷試験ならびに拘束試験のシミュレーションを実施し，等価回路定数を算出した。
図１には，かご形誘導機の一次側・二次側分離T型等価回路を示す。超電導由来の2次側非線形抵抗に関しては，HTS短
尺線の電界-電流密度特性を実測し，Weibull関数を評価関数として定量化した[1]。なお，ハイブリッド2重かご形巻線の銅巻線抵抗として，上記非線形抵抗に並列に線形抵抗を配置して解析を行った。また，鉄心における電磁界特性の温度依存性は十分無視できる[2]として，常温での値を使用した。
本解析では，任意の二次電流および励磁電圧に対して，一次側と二次側の起電力のバランスから動作点およびすべりを決定した。また，励磁回路の非線形特性は考慮しておらず，
従って磁気飽和が起きない条件において解析を行った。
３．結果と検討
図 2 には，７７ K における効率マップの解析結果例を示す。
本解析では，駆動トルクとして，限界性能把握の観点から停動トルクに限定して解析を行った。本結果より，停動トルク特性にもかかわらず最大効率 97.3 ％が得られている。その他，
温度を変化させた場合の特性変化他の詳細は講演当日に報
告する。

参考文献
1. G. Morita, T. Nakamura, and I. Muta : 'Theoreticalanalysis of a YBCO squirrel-cage type induction motor
based on an equivalent circuit',
Supercond. Sci.
Technol.,19, (2006) pp 473–478.
2. M. Miyamoto, T. Matsuo, T. Nakamura, 'Measurement of
Vector Hysteretic Property of Silicon Steel Sheets at
Liquid Nitrogen Temperature', Przeglad Elektrotechniczny,Vol. 87, No. 9b, pp. 111-114, Sept. 2011.
Table I Specifications of 20 kW class HTS-ISM

SectionStator

Rotor

Number of poles
Number of slots
Inner diameter
Outer diameterCore length
Number of coil turns

824
160 mm
265 mm
200 mm
15

--34
50 mm
159.4 mm
206 mm
---Fig.1 T-type Equivalent Circuit Separated the Primaryand Secondary Circuit
600

100

500

Torque (Nm)

１．背景
我々のグループでは，車載応用に向けた高温超電導誘導/同期回転機(High Temperature Superconductor Induction/
Synchronous Machine: HTS-ISM)[1]の研究開発を実施している。本回転機は，かご形誘導機の２次巻線に高温超電導線材を適用することにより，すべりをほぼゼロにすることが可能となる。これに伴い，可変速に対する高効率化および高トルク密度化を実現することができる。しかしながら，運転条件が極低温冷却下に限定されるため，実用の観点からは運転温度が臨界温度（厳密には不可逆温度）を超える冷却系故障時等に対策を検討する必要がある。
そこで本研究では，臨界温度近傍およびそれ以上の温度における駆動を可能にすることを目的として，その基本的考え方を説明すると共に，上記回転機の回転特性ならびに効率特性について等価回路解析を実施したので報告する。

謝辞
本研究は，科学研究費補助金（No. 23360124）の支援を受けて行われた。本研究の実施に際して，協力頂いた京都大学・関口大輔氏（現 関西電力（株））ならびに三澤慎太郎氏（現 修士課程2回生）に謝意を表する。

― 202 ―

90

400

80

300
70

200

60

100
0
0

500
1000
1500
Revolutions per Minute (rpm)

2000

50

Fig. 2 The Efficiency Contour Drew with T-type
Equivalent Circuit at 77 K

第86回

2012年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a12回転機

風力用大容量 HTS 発電機の構造検討
Structure Study of Large-scale HTS Generators for Wind Power Systems
牧 直樹，和泉 充（東京海洋大学）
MAKI Naoki， IZUMI Mitsuru (TUMSAT)
E-mail: naokmaki@tuba.ocn.ne.jp
1．はじめに再生可能エネルギーとして経済性の高い風力発電が注目され、特に洋上風力発電システムの開発が進められている。
風力発電向け大容量 HTS 発電機の設計研究を開発したプロ
グラムを用いて進めてきたが[1,2]、今回 HTS 発電機の主要コ
ンポーネントの構造について検討したので報告する。
2．発電機構造5～10 MW の大容量機を対象に、提案する発電機構造を次にまとめる。
・発電機基本構造 ： アクシャル型は 0.5 MW 以下の中小容量機の実績しかないので、機械強度を確保し易く実績が圧倒的に多いラディアル型を採用する。
・鉄心型 : 導体経験磁場が格段に低く導体使用量を顕著に減少できる鉄心型を採用し、有効磁束密度の増大を図るた
めに回転子鉄心を 2 T 程度の磁気飽和状態で使用する。
・突極型 : 10～15 rpm の低回転数で運転するので、小型軽量化のために周波数の増大が必要であり、多極化を図る点
から円筒型でなく突極型を採用する。
・大径短軸型: 電気性能上から大径短軸型が望ましいが、発電機コストと輸送・据付を考慮して発電機径を決める。
Table 1 に示す大容量 Y 系 HTS 発電機の主要電気設計結果から、５ MW 機において固定子外径を陸上輸送制限の 4ｍから約２倍の 7.4 ｍにすると発電機重量は９２→５９トン（0.64 倍）に、HTS 使用量は 28→21 ｋｍに低減するなど電気性能向上効果は非常に大きい。また １０ MW 機においても、固定子外径を 7.4 ｍから約２倍の 14.1 ｍにすると発電機重量は 163→116 トン（0.７1 倍）に低減するなど効果は大きい。
Table 1 Main design results of 5 and 10 MW HTS generators
Generator
Generator output power [MW]Rotating speed
Operating temperature [K]Number of poles
Frequency [Hz]Stator outer diameter [m]Stator length [m]Magnetic flux density
in air gap [T]Magnetomotive force offield winding [kA/pole]
Rated current of HTS coils [A]Total length of HTS wires [km]Generator weight [ton]Cooling power [kW]Efficiency [%]

A
5
15
65
24
3
4.0
1.77
1.13

B
5
15
65
48
6
7. 4
0.46
1.10

C
10
10
65
48
4
7.4
1.34
1.13

D
10
10
65
96
8
14.1
0.35
1.08

39.5

39.6

39.9

39.8

155
28
92
33
95.2

155
21
59
26
95.7

155
44
163
53
96.0

155
37
116
44
96.0

3．コンポーネント構造
以上の検討結果から提案する HTS 発電機構造を Fig. 1 に、HTS 界磁巻線を内蔵する極低温ベッセルを Fig. ２に示す。
HTS 発電機の主要コンポーネント構造を次にまとめる。
① HTS 界磁巻線
・HTS コイルと運転温度 ： HTS 導体の励磁性能から決まる
HTS 使用量と冷却容易さを考慮して、Y 系コイルを使用し 65
K で運転する。導体経験磁場は約 0.9 T なので、 65 K 運
転での通電電流密度は 77 K 運転の 2.5 倍になる。

Fig.1 Cross-sectional view of the conceptual structure of the
HTS generators

Fig.2 Cross-sectional view of the cryogenic vessel containing
the HTS field windings
・HTS コイルの巻線法 ： コイルの安定性、巻線容易さ、接続数を考慮してレーストラック型のダブルパンケーキ巻を採用する。
② 極低温ベッセル・構造形状 ： 冷却容易性、信頼・保守性を考慮してレース
トラック形状の極低温ベッセルを極数分設ける。
・真空断絶 ： 65K 運転なので数 Torr の低真空に維持するが、大気中運転に出来る可能性がある。
・熱シールド ：ふく射シールド板は使用せず、スーパインシ
ュレータを用いる。
・内槽と外槽間の支持・断熱方式 ：多数の FRP ピンを分散配置して使用する。
・冷却方式 ：６５K 運転なので冷却効率の点から LN2 のサ
ブクール冷却を採用する。
③ 冷凍機の配置 ： 外部設置して給排装置を通して冷媒を給排するのが一般的だが、将来的には冷凍機を回転子に内臓する方式が信頼性向上の点から望ましい。
④ 励磁システム ：摺動集電が一般的だが、将来的には誘導給電が信頼・保守性の点から望ましい。
最後に、本研究にご協力いただいた和泉研究室の松永遥奈
さんに感謝いたします。
参考文献
1. N. Maki, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 84(2011) p.90
2. N. Maki, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 85(2011) p.39

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