1P-p01

計測・基礎

空圧アクチエータを使用した磁気力計測器の開発
Development of magnetic force measuring instrument with the pneumatic actuator
佐保 典英，小野 瑞絵（クライオイン）
SAHO Norihide, ONO Mizue (LLC CRYOIGN)
E-mail : norihide_saho@ybb.ne.jp
1． はじめに
近年、急速な進展を示す再生医療分野において、磁気力を使用した軟骨や骨の再生医療の研究が進められている[1]。膝関節の軟骨の治療では、患者自身の幹細胞内に造影剤の鉄の粒子を導入させ、体外から電磁石や永久磁石を使ってこの磁性幹細胞を患部に導き再生治療する臨床研究が、治療試験（治験）で精力的に行われている。
現状では、磁石の磁界内で磁性幹細胞の注入部位から誘導先への細胞の軌跡を、内視鏡等で確認して試験を行っている。しかし、多数のデータを整理する場合、磁気力の重要なファクターである磁気力係数を定量的に把握し、治療効果を比較検討することが重要になると考えられる。
本報告では、磁場中に配置した磁気センサーを、安価な空圧アクチエータで位置制御する構造[2]を提案し、２点間の磁束密度を短時間に計測して磁気力を数値化する
基礎的計測方法を検討する。
２. 磁気力係数計測方法
磁気力 Fm [N]の計算式を（１）式に示す。体積が V [m3]の磁性粒子が置かれた磁場空間の磁束密度 B [T]とすると、
磁気力 Fm は、B とその場の磁気勾配ΔB[T/m]の積（以下、
磁気力係数 fm [T２/m]と記す）に比例する。式中χは磁化率[-]、μ0 は真空透磁率[N/A２]である。
Fm = V・χ・B・ΔB/μ0= V・χ・fm /μ0

始めの位置における Ba、Bb の差分、ΔBab および fm は、それぞれ 0.10 mT、0.43 T/m、1.9×10-3 T２/m で、磁気センサーの分解能で測定可能な差分値を確保できた。以上の計測で、ミニエヤーポンプの空圧脈動の影響は無かった。
本アクチエータの構造により、差分の値に磁気センサ
ーの０点シフトの影響をほとんど受けないので精度良く
fm を算出でき、小さい磁気力域において、磁気力の計測を良好に行える見通しを得た。本性能により、強磁場磁
石の漏洩磁場内でスパナ等の磁性体を使用する際、磁気力による吸引事故の危険度を定量的に検知し、警報を発することが可能となる。
4. まとめ
本研究の構成によれば、低電圧で駆動する空圧アクチ
エータで１個の磁気センサーを移動させ、磁場中の２点間の磁束密度を計測して磁気力係数を算出できるので、安価で高精度の携帯型磁気力計測器を提供できる。
Table 1 Specifications of the pneumatic actuator and amagnetic sensor.
Actuator

Sensor・・・・・・・（１）Amount ofdisplacement（μm）
231
Type ofsensor
Hall element

fm の計測は、磁石から距離 La 離れた位置での微小移動
距離δL 離れた２点 a、b の磁束密度 Ba、Bb を磁気センサ
ーで計測し、その差分をδL で除して磁気勾配ΔBab を算出し、前記 Ba、Bb の平均値 Bab との積値で算出する。
本研究では、図１の構成図および挿入写真に示すように、１個の磁気センサーを非磁性の空圧アクチエータ先端に取り付け、ミニエヤーポンプからチューブで供給される圧縮空気でゴム製の可動体を膨らませる。この膨張により、所定のδL を確保した拘束体内の移動台で磁気センサーを短時間で移動させ、移動前後の Ba、Bb を計測して fm を算出した。
３． 計測結果
磁束密度約 0.5 T のネオジウム磁石（サイズ 10 mm 立方）の磁場中に配置された、空圧アクチエータと磁気センサーの仕様を表１に示す。電圧 2.4 VDC の汎用ミニエ
ヤーポンプの作動前後における、移動台の実移動距離δLを最小目盛 1μm のダイヤルゲージで計測した結果、平均231μm であった。
磁石表面から垂直方向距離 La における、測定結果を表２に示す。La＝0.45 mm での Bab は 0.473 T で、fm は 53.92
T２/m であった。これは前回の圧電アクチエータを用いた測定値[3]とほぼ一致している。また、La＝4.30 mm では
Bab＝0.158 T、fm＝7.31 T２/m、Ba、Bb の差分は 10.7mT で十分大きくとれ、ΔBab の精度向上に寄与している。これはδLa を大きく確保できたためであり、移動距離が小さ
い圧電アクチエータより有利な点である。また、水平に設置したアルミニュウム板上に静置させた直径 3 mm の鉄球に、球中心の水平方向から同磁石を近づける際の球の転がり始めの磁気力を検討した。実験から求めた転がり

Power
Size of the
Air pump
sourceactuator part
discharge
(VDC)
(mm)
pressure （kPa）
2.4
Φ30×29 (H)45
Size of
Analytical Ability
sensor(Measuring Range)
(mm)
(mT)
4(W) ×1.2(t)0.01(0～300), 0.1,1 (～999)

MagnetMagnetic sensor
La
Moving base

Bb

Measurement andcontrol instrument

Ba
δL

δL

Restraint ring

SpringMini air pumpRubberPhoto of thepneumatic actuator

Tube
expansion body

Photo of themini air pump
Pneumatic actuator

Fig. 1 Illustration of measuring device of the magnetic flux
density between two points with a magnetic sensor using
the pneumatic actuator.
Table 2 Experimental results.
La (mm)Bab (T)

ΔBab (T/m)

fm (T2/m)

0.45
1.30
2.30
3.30
4.30

0.473
0.385
0.295
0.224
0.158

114.00101.01
86.58
69.26
46.75

53.92
39.00
25.54
15.51
7.31

参考文献
1. M. Ochi ： JST Regenerative medicine based network
implementation program report p.69 (2013)
2. N. Saho, M. Ono : Japanese Patent Application No.
2016-04576 (2014)
3. N. Saho, M. Ono : Abstracts of CSJ Conference, Vol. 9(2014) p. 75― 64 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p02

計測・基礎

120 K 付近の氷エレクトレットの脱分極電流特性
The depolarization current characteristics of ice electret around 120 K
大鹿 佳子，土屋 雄大，村本 裕二（名城大学）
OSHIKA Yoshiko, TSUCHIYA Yudai, MURAMOTO Yuji (Meijo University)
E-mail: 143441503@ccalumni.meijo-u.ac.jp
1．はじめに
氷は低環境負荷材料であり、低温で安定な材料である。本研究室では、これまで氷を極低温における誘電・絶縁材料としての応用について検討してきた[1-3]。極低温では、強誘電性をもつ氷として氷 XI が存在するが、作製は大変困難である[4]。著者らは、氷 XI と同様に分極を保持した氷を作製するために、氷に直流電界を印加することで氷中のプロトンを負電極側へ移動させ、そのまま 77 K まで冷却することでプロトンの動きを固定し、氷中に分極を保持させた[3]。このように電界を印加したまま冷却し、分極を保持させた物質をエレクトレットと呼ぶため、この氷を氷エレクトレットと呼ぶ。これまで筆者らは、
氷エレクトレットを作製し、温度上昇による脱分極電流から蓄積電荷量について報告してきた[3]。今回は、氷エレクトレットの脱分極電流特性を詳しく観測し、120 K 付近での脱分極電
流と印加電界および印加時間の関係について検討したので報告する。
2．実験方法
実験には、ステンレス製の平行平板電極系を使用した。高電圧側電極の直径は 25 mm、接地電極の直径は 16 mm、その周囲に外径 26 mm、内径 18 mm のガード電極がある。電極間距離は室温下で 1.0 mm とした。
試料は、電極間を蒸留水で満たし 4 時間以上かけて冷凍庫内にて 253 K まで冷却することで作製した。作製した試料に 253 K で直流電界印加を一定時間行なった後、電界を印加したまま 77 K まで冷却した。77 K への冷却は、液体窒素蒸気を使って 3 時間かけて行った。試料を液体窒素中に浸漬した後、電界印加を停止した。その後、試料を液体窒素内から
室温環境下の電磁シールド内に入れ、試料を昇温させながら脱分極電流の時間依存性を測定した。印加電界をポーリング
電界と呼び、30 ～ 700 V/mm、253 K での電界印加時間をポーリング時間と呼び、3 または 12 時間とした。
3．実験結果と考察
Fig. 1.に氷エレクトレットの脱分極電流の時間依存性を示す。図中の温度は、ダミー試料を用いて測定したものである。
電界印加試料で電流がピークを示した温度は、約 270 K であり、電流値は約 250 nA であった。無印加試料では、明確な電流のピーク値は観測されなかった。このことから、電界印加試料内のプロトンは、電界印加と冷却によって負電極側に偏ったまま固定され、電流がピーク値を示した約 270 K で最も動きやすくなったと考えられる。Fig. 2.に Fig. 1.の測定開始から 50分までの電流値を拡大したときの特性を示す。電界印加試料の電流は、約 126 K で約 430 pA のピーク値を示し、約 215 K
付近から再び Fig. 1. のピークまで上昇した。無印加の試料では、120 K 付近に明確な電流のピークは観測されなかったが、約 232 K で電流の起伏が観測された。この原因については現在検討中である。Fig. 3.に、126 K 付近の電流のピーク値を積分し、得られた電荷量のポーリング電界およびポーリン
グ時間依存性を示す。電荷量は、ポーリング時間に対して明
確な依存性は得られなかったが、ポーリング電界とともに増加する傾向を示した。これは、126 K 付近で解消される分極が存在し、この分極の形成には、ポーリング時間は 3 時間程度必要であることが示唆された。今後は、126 K 付近と 270 K 付近
で解消する分極について検討する。

Fig. 1. Time dependence of depolarization current of
ice electret (77 – 294 K)

Fig. 2. Time dependence of depolarization current of
ice electret (77 – 247 K)

Fig. 3. Electric charge as a function of polingvoltage and poling time around 126 K
参考文献
1. Y.Shiji,Y.Muramoto and N.Shimizu : IEEE Trans. Dielect.
Electrical Insulation, Vol.14, No.2, (2007), pp.296-301.
2. R.Tsuchiya, Y.Muramoto and N.Shimizu: J. Cryo. Super.
Soc. Jpn，Vol.51, No.1, (2016), pp9-14
3. Y.Oshika, T.Hashimoto, Y.Muramoto, N.Shimizu: J. Cryo.
Super. Soc. Jpn，Vol.51，No.1，(2016), pp15-20.
4. G.Malemkov,J.Phys,:Condens.Matter. Vol.21, No.28,
283101,2009.

― 65 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p03

計測・基礎

極低温環境下での可視化技術の開発㻌㻰㼑㼢㼑㼘㼛㼜㼙㼑㼚㼠㻌㼛㼒㻌㼠㼔㼑㻌㼠㼑㼏㼔㼚㼛㼘㼛㼓㼥㻌㼠㼔㼍㼠㻌㼏㼍㼚㻌㼢㼕㼟㼡㼍㼘㼕㼦㼑㻌㼛㼎㼖㼑㼏㼠㻌㼍㼠㻌㼏㼞㼥㼛㼓㼑㼚㼕㼏㻌㼠㼑㼙㼜㼑㼞㼍㼠㼡㼞㼑㻌㻌杉野㻌 元彦㻌 ，水野㻌 克俊㻌 㻘㻌 田中㻌 実㻌 㻘㻌 小方㻌 正文㻌㻹㼛㼠㼛㼔㼕㼗㼛㻌 㻌 㻿㼁㻳㻵㻺㻻，㻷㼍㼠㼟㼡㼠㼛㼟㼔㼕㻌 㻌 㻹㻵㼆㼁㻺㻻，㻌 㻹㼕㼚㼛㼞㼡㻌 㼀㻭㻺㻭㻷㻭，㻹㼍㼟㼍㼒㼡㼙㼕㻌 㻌 㻻㻳㻭㼀㻭㻌㻱㻙㼙㼍㼕㼘㻦㻌㼟㼡㼓㼕㼚㼛㻚㼙㼛㼠㼛㼔㼕㼗㼛㻚㻣㻥㻬㼞㼠㼞㼕㻚㼛㼞㻚㼖㼜㻌㻌
㻝．諸言㻌
超電導機器の運用中に振動や温度等で異常な計測値が発生した場合、運用を停止して内部の状態を実際に目視確認する必要がある。このためには、昇温処置や機器の分解など多くの作業を要することになる。超電導技術の産業機器への実用化を考えた場合、運用停止せずに内部の状態を確認できる技術は有用であり、過去、真空槽内の可視化技術の開発が行われた㻌 㼇㻝㻘㻞㼉。㻌
鉄道総研では、磁気浮上式鉄道用超電導磁石開発の中で、例えば振動や冷却昇温サイクル等の負荷を受ける液体
ヘリウムや液体窒素用低温配管の状態監視を想定し、極低温環境下での可視化技術の検討を進めてきた。過去に光ファイバとＣＣＤカメラを用いた可視化試験を実施して、両方式の有効性を確認しており㻌 㼇㻟㻘㻠㼉、㻌 今回、ＣＣＤカメラを対象として各種耐久試験を実施したので報告する。㻌
㻌
２．ヒートサイクル試験㻌
極低温環境下での実用を想定した場合、冷却、昇温を繰り返すことで素子や基盤の損傷が進行し、受像が不可能となる可能性がある。このため、ヒートサイクル試験により、ＣＣＤカ
メラの冷却昇温の繰り返しに対する耐久性の検証試験を実施した。㻌
ＣＣＤカメラ（㻣㻞㻜×㻡㻠㻜 画素）とＬＥＤライトを取り付けたアル
ミ板のベースを真空槽内に設置し、㻟㻜㻜㻌 㼙㼙 程度離れた冷却ステージ全体を確認できるように配置した。㻌
また、光ファイバ温度センサ（直径 㻜．１㻡㻌㼙㼙）を 㻯㻯㻰 カメラから 㻟㻜㻜㻌㼙㼙 程度離れた冷却ステージ内に設置し、受像状態の確認対象とした。そして、以下のサイクルを 㻝㻡 回繰り返し、機能の評価を行った。㻌
㼇試験サイクル㼉㻌
① ＣＣＤカメラを含めた試験体を 㻞㻜㻷 以下まで冷却㻌
② ヒータにてＣＣＤカメラのベースを 㻯㻯㻰 動作温度の㻞㻡㻜㻌㻷 まで温度調節㻌
③ 受像状態を確認㻌
④ 㻞㻜㻌㻷 以下まで再冷却し、温度安定後、室温まで昇温㻌㻲㼕㼓㻚㻝 として、繰り返し試験終了後の受像結果を示す。㻝㻡
回の繰り返し後も 㻯㻯㻰 カメラは良好な受像状態を維持した。
受像した画像は鮮明であり、全体の様子とともに、光ファイバ
温度センサ（図中央部矢印）の様子も明確に確認することができた。㻌
㻌
３．振動試験㻌
実際の低温機器では配管によって生じる振動や装置本体の剛性による振動などが発生するため、さまざまな振動環境での計測が考えられる。㻌
そのため加振器を用いて加振試験を行い、振動による回路損傷や断線を想定した耐久性の検証試験を行った。試験
条件は鉄道の振動条件を基準に±㻝㻡Ｇとし、㻡 時間毎に受像状態の確認を行い５㻜㻜 時間の加振を行った。㻌
試験の結果、㻯㻯㻰 カメラは常に良好な受像状態を維持し続け、試験後も正常に動作した。これにより、振動環境でも十分な耐久性を持つことを確認した。㻌
㻌The optical fiber temperature sensor(16K)
The cooling stage (16K)㻌

４．冷媒浸漬試験㻌
真空槽内以外の可視化の適用箇所として、冷媒タンク内などの低温冷媒設備がある。当該箇所で使用する場合、冷媒に曝されるため、ヒートショックに対する耐久性が必要となる。
その検証として冷媒浸漬試験を実施した。㻌
試験では、液体窒素を満たした容器内に、㻯㻯㻰 カメラを入れて７７㻌 㻷 まで急冷し、後引き上げて室温まで自然に温度上昇させるサイクルを 㻟 回繰り返した。㻌 㻟 回とも、㻯㻯㻰 カメラは㻞㻡㻜㻌㻷 付近で信号が回復し、受像可能な状態となった。㻌
㻌
５．結論㻌
㻯㻯㻰 カメラの耐久性試験を行い、ヒートサイクル、振動、冷媒浸漬に対する耐久性を確認した。㻌
真空槽内の可視化試験では 㻞㻜㻌 㻷 まで冷却した直径 㻜㻚１㻡㻌
㼙㼙 の光ファイバ温度センサの本体細線を確認し、受像状態も非常に良好であった。㻌
㻯㻯㻰 カメラは、ユニバーサル・シリアル・バス接続タイプを用いることで、配線数を 㻠 本に簡素化できる、配線を共用して増設しやすい等のメリットもある。今後も実際の使用環境を模擬した試験を行い性能の評価を行う。㻌
㻌
本研究は、国土交通省の鉄道技術開発費補助金を受けて実施した。㻌
㻌
参考文献㻌㻝㻚㻌 㻷㻚㻌 㻴㼍㼟㼔㼕㻘㻌 㼑㼠㻌 㼍㼘㻚㻦㻌 㻶㼛㼡㼞㼚㼍㼘㻌 㼛㼒㻌 㻯㼞㼥㼛㼓㼑㼚㼕㼏㼟㻌 㼍㼚㼐㻌㻿㼡㼜㼑㼞㼏㼛㼚㼐㼡㼏㼠㼕㼢㼕㼠㼥㻌㻿㼛㼏㼕㼑㼠㼥㻌㼛㼒㻌㻶㼍㼜㼍㼚㻘㻌㼂㼛㼘㻚㻠㻤㻌㻔㻞㻜㻝㻟㻕㻌㼜㻚㻢㻜㻣㻌㻞㻚㻌 㻿㻚㻌 㻻㻴㻷㻵㻘㻌 㼑㼠㻌 㼍㼘㻚㻦㻌 㻶㼛㼡㼞㼚㼍㼘㻌 㼛㼒㻌 㻯㼞㼥㼛㼓㼑㼚㼕㼏㼟㻌 㼍㼚㼐㻌㻿㼡㼜㼑㼞㼏㼛㼚㼐㼡㼏㼠㼕㼢㼕㼠㼥㻌㻿㼛㼏㼕㼑㼠㼥㻌㼛㼒㻌㻶㼍㼜㼍㼚㻘㻌㼂㼛㼘㻚㻠㻤㻌㻔㻞㻜㻝㻟㻕㻌㼜㻚㻢㻝㻠㻌㻟㻚㻌 㻴㻚㻌 㼅㼍㼙㼍㼐㼍㻘㻌 㼑㼠㻌 㼍㼘㻚㻦㻌 㻶㼛㼡㼞㼚㼍㼘㻌 㼛㼒㻌 㻯㼞㼥㼛㼓㼑㼚㼕㼏㼟㻌 㼍㼚㼐㻌㻿㼡㼜㼑㼞㼏㼛㼚㼐㼡㼏㼠㼕㼢㼕㼠㼥㻌㻿㼛㼏㼕㼑㼠㼥㻌㼛㼒㻌㻶㼍㼜㼍㼚㻘㻌㼂㼛㼘㻚㻠㻤㻌㻔㻞㻜㻝㻟㻕㻌㼜㻚㻢㻜㻟㻌㻠㻚㻌 㻴㻚㻌 㼅㼍㼙㼍㼐㼍㻘㻌 㼑㼠㻌 㼍㼘㻚㻦㻌 㻶㼛㼡㼞㼚㼍㼘㻌 㼛㼒㻌 㻯㼞㼥㼛㼓㼑㼚㼕㼏㼟㻌 㼍㼚㼐㻌㻿㼡㼜㼑㼞㼏㼛㼚㼐㼡㼏㼠㼕㼢㼕㼠㼥㻌㻿㼛㼏㼕㼑㼠㼥㻌㼛㼒㻌㻶㼍㼜㼍㼚㻘㻌㼂㼛㼘㻚㻠㻤㻌㻔㻞㻜㻝㻟㻕㻌㼜㻚㻢㻝㻝㻌― 66 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p04

Y 系線材特性

鞍型ピックアップコイル法による REBCO 超伝導テープ線材の磁化・交流損失特性の評価
Observation of magnetization and AC loss of REBCO superconducting tapes bysaddle-shaped pickup coil伊藤 哲也, 上野 達人, 岩熊 成卓(九州大学); 町 敬人, 衣斐 顕(ISTEC); 和泉 輝郎(AIST)ITO Tetsuya, UENO Tatsuhito, IWAKUMA Masataka(Kyushu Univ.); MACHI Takato, IBI Akira(ISTEC); IZUMI Teruo(AIST)
Email:ito-t@sc.kyushu-u.ac.jp
た図を Fig.3 に示す。これを見ると n 枚の場合の交流損失は、
1 枚の場合の交流損失の n 分の 1 であることがわかる。
4．まとめ
以上の結果より、今回の EuBCO+BHO 線材に対しても積層枚数によらず、温度スケーリング則が適用可能であり、積層枚数を変化させた場合の交流損失は、積層枚数 1 枚の場合の交流損失から予測できることがわかった。
109

EuBCO+BHO 1.52um 25-77K 60.0deg 1L 0Tb

108

Ac Loss[J / m3 cycle]

1．はじめに超電導線材を交流電力機器に応用する際、超伝導巻線部分で発生する交流損失が冷凍機にかかる全熱負荷の大部分を占める。また、酸化物超伝導テープ線材の交流損失は線材の温度、磁界の印加角度、積層枚数に依存するため、様々な条件における損失の見積が重要になる。
今回 BaHfO を添加した EuBCO+BHO 超伝導テープ線材について、積層枚数を変えた場合の交流損失特性を鞍型ピック
アップコイル法により測定し、温度スケーリング則が適用できることを確認し、積層枚数 1 枚の場合の交流損失から、他の積
層枚数の場合の交流損失を予測する手法について検討した。
2．線材諸元と試験方法
試料の諸元を Table.1 に示す。これを 1,3,6 枚積層し、鞍型
ピックアップコイル法を用いて測定した。冷凍機による伝導冷却を用いて 25K,40K,50K,64K,77K まで冷却し、磁界をテープ面に対して垂直で印加した。

107

106

1L-40K105

3L-40K
6L-40K
4

10

10-3

10-2

10-1

100

101

Field Amplitude[T]Fig. 1 AC losses of EuBCO+BHO tapes at 40K
1010

109

Ac Loss/μ0Ic02

108

Table. 1Specifications of EuBCO+BHO tapes

107

106

Width

5mm

105

Length60mm

104Thickness of

3.6μm

100

101

102

103

104

105

Field Amplitude/μ0Ic0

EuBCO+BHO layer
filaments

25k
40k
50k
64k
77k

Fig. 2 Temperature scaling of AC losses of EuBCO+BHO with

Nothing

6 stacked tapes.

― 67 ―

7
6

The ratio of ACloss(1L) to
ACloss(3L),ACloss(6L)

3．実験結果
各積層枚数、40K における交流損失の測定結果を Fig.1 に示す。積層枚数が増加するにつれて、交流損失は磁界振幅が中心到達磁界より小さい領域では、積層枚数増加に伴い交流損失の低下がみられる。しかし、中心到達磁界を超える領域では、交流損失は積層枚数にほとんど依存しないことが分かった。
また、積層枚数 6 枚の場合の交流損失特性に温度スケーリ
ング則を適用した結果を Fig.2 に示す。また、印加磁界が中心
到達磁界より小さいときの、1 枚の場合の交流損失に対する、3枚の場合の交流損失及び 6 枚の場合の交流損失の比を表し

5432ACloss(1L)/ACloss(3L)1

ACloss(1L)/ACloss(6L)

0
0.01

0.1

1

Field Amplitude[T]Fig.3 The ratio of ACloss(1L) to ACloss(3L),ACloss(6L)

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p05

Y 系線材特性強磁性体を用いた HTS テープ線材臨界電流の向上
Decreasing of self-magnetic field of HTS tapes with ferromagnetic coating
VYATKIN Vladimir（中部大）；柏木啓（九工大）；平松佑太（九工大）；SUN Jian（中部大）；IVANOV Yury（中部大）；
小田部 荘司（九工大）；山口 作太郎（中部大）
E-mail: vyatkin@isc.chubu.ac.jp

2. Calculation
The calculation by the program FEMM shows that theferromagnetic shield around the HTS tape should be likeshown on Fig. 1. Near the sides of tape, the gap in the
ferromagnetic screen is located. In the calculation, theparameters 𝑎𝑎𝑎𝑎 = 1.5 mm, 𝑏𝑏𝑏𝑏 = 1.1 mm and 𝑐𝑐𝑐𝑐 = 4 mm areused, and they do not depend on the width of the tape andvalue of transport current. By variation of parameter 𝑎𝑎𝑎𝑎 and𝑏𝑏𝑏𝑏 it was found the optimal ratio of 𝑎𝑎𝑎𝑎: 𝑏𝑏𝑏𝑏: 𝑐𝑐𝑐𝑐. The dependence of
perpendicular magnetic field in the cross section of the tapefor different parameters is shown in Fig. 2. It should be notedthat the transport current is uniform and maximum in the HTS
tape at the optimal ratio between 𝑎𝑎𝑎𝑎, 𝑏𝑏𝑏𝑏 and 𝑐𝑐𝑐𝑐, because it
provides the minimum of self-magnetic field.

Fig. 1. The FEMM calculation of magnetic field around HTS tape withferromagnetic screen. a, b, c – parameters of tape, screen and gap.
OY is the axis for the calculation of the perpendicular component ofmagnetic field shown in Fig. 2.

This research discussed also the twisting of the HTS tape. In
Fig. 3, it is shown the twisted tape. The JMAG calculationshows that the magnetic field dependence on the edges
becomes smooth by the twisting (dotted plots of the Fig. 2).

The twisting like in Fig. 3 improves the characteristics of thecable.

0.04

Without ferromagnetic

0.02

Bz, T

1．Introduction
In the last years, it appears interest to the superconducting
machines such as aircrafts with superconducting motors [1].
For these devices, it is need to transport electrical energy to
the superconducting motors. In this case it is preferable to use
the superconducting wire with transport current of about
200 A.
Modern HTS conductors have the tape form and HTS has the
sharp dependence of critical current density vs. perpendicularmagnetic field. For example, the critical current density ofBi2223 tape decreases by about 3 times from 8 × 10−8 A/m2
at zero magnetic field till 3 × 10−8 A/m2 at the magnetic
field of 2.5 × 10−2 T [2]. Such field under transport current
200 A appears at the edge of HTS tape with 4 mm width.
For providing of working temperature around HTS tape, it isnecessary to use the cryostat with liquid nitrogen. For
elimination of scattered magnetic field, one of the element of
the cable can be the ferromagnetic shield which can deformthe self-magnetic field of the tape with current, and on thesurface of the HTS tape the magnetic field is almost zero.

b=1.4
b=1.2
b=1.0
b=0.8

0
b=0.6
b=0.4

−0.02

a=1.5mm, b=0.2mm
0

1

y, mm

2

Fig. 2. The finite element method calculation of magnetic field
distribution in the cross section of the tape. From the center (𝑦𝑦𝑦𝑦 =0 mm) till edge (𝑦𝑦𝑦𝑦 = 2 mm).
Fig. 3. The twisting of the 4mm tape in the JMAG calculations.

In the present work we also discussed the influence offerromagnetic shield on the self-magnetic field of the cablewith two opposite current direction HTS tapes. In this case,the ferromagnetic ribs along the gap between tapes exhibit the
optimum effect, and the shield on the side of HTS tape is not
obligatory
3. Conclusion
The present work contains the optimization of theferromagnetic screen around the HTS tape for theminimization of scattered magnetic field. It was found the
optimal ratio between parameters of screen for the 1 tape and2 opposite directed tapes cable. Also it is calculated theinfluence of twisting on the characteristics of such cables. It
was found that twisting improved uniformity of magnetic field
acting on the tape.
References[1] S. Fetisov et. al., Development and characterisation of a
2G HTS Roebel cable for aircraft power systems, IEEE
Transactions on Applied Superconductivity 26 (2016)
http://dx.doi.org/10.1109/TASC.2016.2549036.
[2] T. Matsushita, World Scientific Series in Applications ofSuperconductivity and Related Phenomena. Edited by Kenichi
Sato. Volume 1. Chapter 1.4. pp. 39-48. Electro-Magnetic
Properties of Bi-2223 Wires.
http://dx.doi.org/10.1142/9789814749268_0004.

― 68 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p06

Y 系線材・薄膜

クエンチ検出機能を備えた LTS/HTS ハイブリッドテープ線材の提案
Proposal of Quench Detectable LTS/HTS Hybrid Superconducting Tape
泊瀬川 晋, 伊藤 悟, 橋爪 秀利 (東北大)HASEGAWA Shin, ITO Satoshi, HASHIZUME Hidetoshi (Tohoku Univ.)
E-mail: shase@karma.qse.tohoku.ac.jp
1. はじめに現在，超伝導線材のクエンチの検出方法としては，線材の電圧を直接計測する方法が一般的であるが，高温超伝導(HTS)線材を対象とした場合，検出可能な電圧が微小であるという課題がある。また，光ファイバーを用いたクエン
チの検出方法も提案されているが，50 K 以下の極低温においては検出精度が低下するという課題がある[1，2]。本
研究では，RE 系 HTS 線材に，クエンチ検出用の低温超伝導体(LTS)を組み込んだ，LTS/HTS ハイブリッドテープ線材を提案する。新型線材では，極低温で LTS の電圧から十分にクエンチの検出ができる可能性がある。本報告では新型線材のコンセプトを述べ，また LTS に NbTi を使用した
場合の新型線材のクエンチ検出性能の評価結果および新型線材のクエンチ検出性能の LTS の熱物性依存性の評価
結果について報告する。
2. LTS/HTS ハイブリッドテープ線材
LTS/HTS ハイブリッドテープ線材は，液体 He 等の極低温冷媒に よる冷却環境下での 使用を 対象とした ものである 。
LTS/HTS ハイブリッドテープ線材の概念図を Fig. 1 に示す。まず，クエンチ検出機能を担う，周囲の領域と電気的に絶縁された LTS に検査電流を流しておく。電流輸送を担う HTS 中において，常伝導部が発生した場合，輸送電流はその領域を迂回して，安定化層に流れる。安定化層で生じた Joule 熱が LTSに伝導し，LTS 内で常伝導部伝播が生じれば，LTS での電圧をモニターすることで，HTS でのクエンチを間接的に検出することが可能となると考えられる。
3. 数値解析
まず，例として LTS に NbTi を，HTS に YBCO を使用した場合の新型線材のクエンチ検出性能を評価するために数値解析を行った。次に，新型線材のクエンチ検出性能は，LTS の
熱物性および電気物性が支配していると考えられるため，今回は，新型線材のクエンチ検出性能の，LTS の比熱依存性および熱伝導率依存性を評価するために数値解析を行った。
Fig. 2 に示すように，HTS，銅，LTS を重ねたものをハイブリッド
線材の簡易的な 2 次元解析モデルとした。数値解析では，温度場と電流分布の連成計算を，自作コードを用いて行った。
まず，有限体積法を用いて 2 次元熱伝導方程式より全体の温度場を計算し，LTS 内では，臨界温度以下では微小な値，臨界温度以上では常伝導状態の値となる抵抗率の分布から，電流分布を計算した。また HTS と銅の体系内では，HTS 内の臨界電流密度を超えた分の電流が銅に流れるように操作した。
以上の計算を収束するまで繰り返し，最終的に電流密度と抵抗率の積を積分することで電圧分布を計算した。境界条件は，Fig. 2 に記載した通りである(4.2K 冷却を仮定)。また，本解析においては各層間の界面熱抵抗は考慮していない。さらに，
HTS でクエンチが生じた場合の解析を行うため，HTS 内で局所的に臨界電流密度を 90%低下させ，最初にその部分で電流が銅層に迂回する条件を設定した。また，LTS，銅，HTS の
密度は 6500.0 kg/m3，9021.0 kg/m3，6222.9 kg/m3 とし，各物質の熱伝導率および比熱の温度依存性は文献[3-7]を参考にした。そして，LTS(常伝導状態)，銅の電気抵抗率は，4.2K での値が 5.59×10-7 Ωm，5.33×10-13 Ωm となる温度の一次関数とした。

Fig. 3 に LTS に NbTi を，HTS に YBCO を使用した場合の，HTS の中心部での最大温度および LTS での検出電圧の時間変化の解析結果を示す。Fig. 3 に示すように，HTS で急激な温度上昇が生じる前に，LTS において銅層よりも高い電圧が検出できるという結果となった。新型線材のクエンチ検出性能の，LTS の熱物性依存性の評価結果については，発表当日に報告する。
4. まとめ
本報告においては，クエンチ検出機能を備えた新型のテープ線材を提案し，LTS に NbTi を，HTS に YBCO を使用した
場合の，新型線材の検出性能について，数値解析を用いて検証した。今後はさらに，新型線材の性能に影響を与えるパラメータについて検証する。
参考文献
1. M. Turenne, et al.: 23rd IEEE/NPSS SOFE (2009)
2. H. Yamada, et al.: Physica C, Vol. 471, (2011) pp. 1570-1575
3. J. E. Jensen, et al.: “Bubble Chamber Group Data Handbook- Selected Cryogenic Data Notebook” (1966)
4. M. N. Wilson, “Superconducting Magnets” (1983)
5. M. Ikebe, et al.: Appl. Phys., Vol. 33, (1994) pp. 4971-4976
6. H. Brechna, “Superconducting Magnet System” (1973)
7. E. D. Marquardt, et al.: 11th ICC (2000)

Fig. 1 LTS/HTS hybrid superconducting tapeFig. 2 Analysis model of hybrid superconducting tapeFig. 3 Change of temperature in HTS and voltage in LTS andcopper over time

― 69 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p07

Y 系線材・薄膜

パイロクロア構造を持つ Gd3TaO7 を導入したＹBa2Cu3Oy 薄膜の作製

Fabrication of YBa2Cu3Oy films introduced Gd3TaO7 with pyrochlore crystal structure
牧原 隆博，利光 直也，石田 貴廣，末吉 哲郎，藤吉 孝則（熊本大学）
MAKIHARA Takahiro, TOSHIMITSU Naoya, ISHIDA Takahiro, SUEYOSHI Tetsuro, FUJIYOSHI Takanori (Kumamoto Univ.)
E-mail:makihara@st.cs.kumamoto-u.ac.jp

Table 1 Specification of samples

1. はじめに
高温超伝導体には，印加磁場方向に対する臨界電流密度

SampleJc の異方性が存在しており，応用のためにはその改善が必要である．高温超伝導体にピンニングセンターを導入する

Pinning

Introduction

Tcmaterial

amount [Area%][K]ことで磁場中での Jc の向上や異方性が改善されることが

pure

-

-

89.4

知られており，その中でもパイロクロア構造のピンニング

GTO1mmGd3TaO7

4.02

88.9

センターは BaZrO3 や Y2O3 よりも YBa2Cu3Oy (YBCO)とのGOTO1mmGd2O3+ Ta2O5

4.07

88.4

GOTO2mmGd2O3+ Ta2O5

8.11

88.2

格子ミスマッチが小さいため，さらなる Jc の向上が期待されている[1]．
本研究では，パイロクロア構造を持つ Gd3TaO7 をピン物質として導入することにより，超伝導体の結晶格子に与えGTO1mm上および異方性の改善を目指す．また，幅広い応用のため

GOTO1mmに c 軸方向に相関のある人工ピンを導入することで Jc の
磁場角度依存性における最小値の向上を試みる．
2. 実験方法

Intesity[a.u.]

る影響を小さくし，Tc の低下を小さくすることで，Jc の向GOTO2mmpure

PLD 法の中でも YBCO ターゲットにピン物質の矩形バルクを貼り付けるターゲット表面修飾法を用いることに34

より Gd3TaO7 を導入した YBCO 薄膜を SrTiO3(100)基板上に作製した．使用した KrF エキシマレーザの繰り返し周
波数は 5Hz，酸素圧 300mTorr，基板温度 760°C の下で成Gd3TaO7 に反応させたバルクまたは Gd3TaO7 に反応させな

38402[deg.]4244

Fig. 1 XRD of YBCO thin films with Gd3TaO7 for Gd3TaO7
peak (●) and for Ba2GdTaO6 peak (▲)

膜を行った．表面修飾ターゲットに用いた矩形バルクはいで焼結させたバルクを用いた．導入量の参考として，成36[10 ] 2.2
10

膜後にターゲット上に残るレーザ跡を元に，レーザ照射領

2

域内におけるピン物質矩形バルクの比率を面積比 Area%
2

Jc [A/m ]で算出する．試料の詳細を Table 1 に示す．Jc は電界基準
1.0×10-4 V/m を用いて定義した．また，Jc の磁場角度依存性は，電流と磁場の方向を常に垂直にして，磁場と c 軸のなす角度をとして測定を行った．

T = 65K B = 1T

1.8
1.6
1.4

3. 実験結果および考察

pure
GTO1mmGOTO1mm
GOTO2mm1.2-30

Fig. 1 に各試料の XRD 測定結果を示す．混合ターゲッ

0

ト法で Gd3TaO7 を導入する際は YBCO と Gd3TaO7 が反応
し Ba2GdTaO6 が生じることが報告されている[2]．今回作

30

60

 [deg.]90

120

Fig. 2 Angular dependence of Jc in YBCO thin films

製した試料では Ba2GdTaO6 のピークが存在していなかっwith Gd3TaO7 at 65 K and 1 Tたことから表面修飾法では二つの物質が反応しないことが確認できた．

参考文献

Fig. 2 に T=65K，B=1T における各試料の Jc の磁場角度[1] S. A. Harrington, et.al.: Supercond. Sci. Technol. 22

依存性を示す．ピン物質を導入した試料は pure と比較して殆ど Jc が向上していなかったが，GTO1mm，GOTO2mm(2009) 022001[2] S. H. Wee, et.al.: J. Am. Ceram. Soc. 95 (2012) 1174-1177

において c 軸方向を中心にブロードなピークを確認できた．これは Gd3TaO7 ナノロッドの寄与と考えられる．

― 70 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p08

Y 系線材・薄膜BaSnO3/YBa2Cu3Oy 擬似多層膜の臨界電流密度に対する層構造の影響
Influence of layer structure on critical current density in BaSnO3/YBa2Cu3Oy
quasi-multilayered films
末永 桃太郎, 浦口 雄世, 古澤 隆章, 末吉 哲郎, 藤吉 孝則（熊本大学）
SUENAGA Momotaro, URAGUCHI Yusei, FURUSAWA Takaaki, SUEYOSHI Tetsuro, FUJIYOSHI Takanori(Kumamoto Univ.)
E-mail: momotaro@st.cs.kumamoto-u.ac.jp

2. 実験方法
測定に用いた BSO/YBCO 擬似多層膜は PLD 法を用いて
SrTiO3(100)基板上に作製した．使用した KrF エキシマレーザの 繰 り 返 し 周 波 数 は 5Hz ， 基 板 温 度 755 ℃ ， 酸 素 分 圧
300mTorr の雰囲気中で成膜を行った．成膜の際は YBCO 層を堆積させ，その後ターゲットをピン物質のターゲットに交換して m 回パルスレーザーを照射してピン物質を堆積させた．ピン
物質のターゲットへのレーザー照射エネルギーは，プルームの大きさが YBCO ターゲットに照射した時と同程度になるように調整した．これを n 回繰り返して作製した試料を BSO(m，n)と定義する．これによりピン物質は完全な層状にはならず，ナノ粒子の形状を取る 3 次元ピンとして導入することができる．
また特定の層でピン物質の導入量を変化させた試料はBSO(1, n1)+(10, n2)と定義する．n1 は BSO を 1 パルスで堆積する層数，n2 は BSO を 10 パルスで堆積する層数を示しており，
n1 と n2 を足し合わせたものがトータルの層数を表している．
YBCO 層の総堆積パルス数は 3000 パルスである．また，成膜後はアニール処理を行った．Table 1 に今回作製した試料のピ
ン物質パルス数，層数，臨界温度 Tc を示す．
超伝導特性の測定には直流四端子法を用い，Jc は電界基
準 Ec = 1 μV/cm となる電流密度で定義した．また，Jc の磁場角度依存性では，電流と常に垂直となるように磁場を印加し，磁場と c 軸のなす角度を θ として測定を行った．
3. 結果と察考Fig. 1 に温度 T = 65K，磁場 B = 1T における pureYBCO，BSO(1，100)，BSO(10，10)，および BSO(1,90)+(10,10)の Jc の
磁場角度依存性(Jc - θ 特性)を示す．Fig. 1 から，BSO(1,100)
では c 軸方向を中心としたブロードなピークが確認できるのに対し，BSO(1,90)+(10,10)では pureYBCO よりも高い Jc を示しているがピークは確認できない．これは BSO(1,100)では層数が 100 層であるため，1 層あたりの層厚が薄く，下層の BSO による歪みが緩和されずに上層に影響しやすいと考える．そのため，上層と下層の BSO が相関して分布している可能性がある[1]．しかし，BSO(1,90)+(10,10)では特定の層で BSO を 10パルス導入しているため，面内方向に分布した配置で導入されることになり，BSO の c 軸方向の相関が切れるためだと考えられる．また BSO(10,10)，BSO(1,90)+(10,10)では ab 面方向で高い Jc のピークを示している．これは試料の面内方向に分布した配置で導入された BSO が，導入方向の磁場に対して有効なピンニングセンターとして働いているためだと考えられる．
以上のことから，特定の層で BSO を 10 パルス導入した 100層の試料 BSO(1,90)+(10,10)のナノ粒子の空間分布は広い磁場角度範囲でピンニング効果を発揮していると言える．しかし，
c 軸方向では 100 層の試料である BSO(1,100)よりも低い Jc となってしまうことが判った．
Table 1. Specification of samples
Samplem

pureYBCO
BSO(1,100)
BSO(10,10)
BSO(10,5)
BSO(1,90)+(10,10)

1
10
10
1, 10

n
(n 1, n 2)100
10
590, 10

BSO(1,95)+(10,5)

1, 10

95, 5

4
Jc[1010A/m2]

1. はじめに
高温超伝導体の臨界電流密度 Jc の異方性の改善の一つの手段として人工ピンの導入がある．通常，3 次元ピンを超伝導体内に均一に導入すると等方的なピンニング効果を発揮す
る．しかし，3 次元ピンの空間分布を制御することで，試料の c
軸方向に相関を持った 1 次元ピンの様に導入でき，c 軸方向の Jc を向上させることができる．また，試料の ab 面方向に 3 次
元ピンを面状に導入することで，ab 面方向の Jc を向上させることも可能となる．
本研究では，BaSnO3/YBa2Cu3Oy 擬似多層膜を作製することで，YBa2Cu3Oy(YBCO)薄膜中に BaSnO3(BSO)をナノ粒子として導入し，層構造によりナノ粒子の空間分布の制御を試み，
Jc の磁場角度依存性に与える影響について調べた．

T c [K]
89.2
87.8
89.7
89.6
88.0
89.2

pureYBCO
T=65K
BSO(1,100)
B=1T
BSO(10,10)
BSO(1,90)+(10,10)

3
2

-30

0

30

60

 [deg.]90

120

Fig. 1 Angular dependences of Jc at T = 65 K and B = 1 T
参考文献[1] T. Ozaki, Y. Yoshida, Y. Ichino, Y. Takai, A. Ichinose, K.
Matsumoto, S. Horii, M. Mukaida, Y. Takano, J. Jpn. Inst.
Met. Mater. 74 (2010) 422-427.

― 71 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p09

Y 系線材・薄膜

縦磁場下における YBCO 薄膜の臨界電流密度に対する重イオン照射効果
Effect of heavy-ion irradiation on the critical current density
of YBCO films in longitudinal magnetic field

岩永 泰弥， 甲斐 隆史， 溝口 剛史， 末吉 哲郎， 藤吉 孝則 （熊本大学）
IWANAGA Yasuya, KAI Takafumi, MIZOGUCHI Tsuyoshi, SHUEYOSHI Tetsuro, FUJIYOSHI Takanori (Kumamoto Univ.)
E-mail: yasuya@st.cs.kumamoto-u.ac.jp
力が作用するため，柱状欠陥は縦磁場下での Jc に対してあまり有効に作用しないことが分かる．
以上の結果より，縦磁場下において次のことが考えられる．
(i)ピンニングセンターは少ない導入量が有効に作用する．(ii)
柱状欠陥はローレンツ力を受けた磁束線の影響に強く依存するため Jc に対して有効に作用しないと考えられる．

(a)2. 実験方法
重イオン照射に用いた試料は，PLD 法で作製した YBCO
薄膜で，フォトリソグラフィにより長さ 1 mm，幅約 40 m のブリ
ッジ状に加工した．重イオン照射には 200 MeV の Xe イオンを使用し，柱状欠陥と呼ばれる連続的な照射欠陥を c 軸方向と平行に導入した．柱状欠陥の導入量を変化させるために，重イオン照射の照射量を 2.42×1010，7.26×1010 ions/cm2 (それぞれマッチング磁場 B = 0.5，1.0 T に相当) とした．
臨界電流密度 Jc は，電界基準 Ec = 1.0 V/cm で定義し，Jc の磁場依存性の測定を行った．また，縦磁場効果への影響を評価するため，磁場を ab 面方向と電流方向に平行に印加
し，Jc の磁場依存性の測定を行った．

B // IT = 77.3K

3

2

pure
1DPC_0.5
1DPC_1.0

0

0.5

1
B [T]

1.5

(b)

2

B // IT = 77.3K

1
Jc / Jc0

3. 実験結果及び検討
Fig. 1(a)に測定した YBCO 薄膜の 77.3 K における Jc の磁場依存性について示す．また，Table 1 に各試料の自己磁場での Jc0，最大の値である Jcmax 及びその比の値を示す．
各試料の Jcmax は， Jc0 より高い値であり縦磁場効果が生じていることが分かる．しかし，縦磁場下における 1DPC_0.5 と
1DPC_1.0 では Jc の向上に明らかな違いが確認できる．どちらの照射試料でも 0.8 T 以下では pure を上回る Jc が得られたが，
1DPC_1.0 では印加磁場 0.8 T 以上の磁場領域において pureよりも低い Jc を示しており，Jc が逆転している．また，Table 1 のJcmax/Jc0 において 1DPC_1.0 の値が著しく低いことから，
1DPC_1.0 は縦磁場効果が得られにくいことが分かった．つまり柱状欠陥の導入量が多いほど Jc の値が低くなることが分かる．これは柱状欠陥の導入量が増えることで，自己磁場により磁束線にローレンツ力が働き，柱状欠陥内を磁束線が c 軸方向に動くことにより，Jc が低下したことが起因していると考えられる[1]．このように柱状欠陥の導入量が増えると，磁場と電流の平行関係が崩れやすくなることで，縦磁場効果が得られにくくなることが分かる．
また，Fig. 1(b)に 77.3 K における Jc0 で規格化した Jc の磁場依存性について示す．規格化する前の Jc では 1DPC_0.5
が最も大きい Jc を示したが，規格化した Jc では常に pure が最も高い値を示した．これにより，縦磁場効果に有効なピンニン
グセンターの導入量は B = 0.5 T であるが，上記のように縦磁場下の磁束線に対しては，柱状欠陥の長手方向にローレンツ

4

Jc [MA/cm2]

1. はじめに超伝導応用研究の一つに，縦磁場効果を利用した超伝導ケーブルがある．現在，横磁場下と同様に人工ピンニングセ
ンターの導入による磁束ピンニングを行うことで，縦磁場下での臨界電流密度 Jc を向上させる試みが行われているが，未だ効果的なピンニングセンターの種類や導入量が明らかになっていない．高温超伝導膜へのイオン照射欠陥の導入は，試料の作製過程とは独立に任意のピンニングセンターを系統的に導入することができるため，縦磁場下の Jc の改善に有効な
ピンニング構造を明らかにすることが出来る．
本研究では，YBCO 薄膜に対して 200MeV の Xe イオンを異なる照射量で照射し，Jc に対する照射欠陥の影響について
調べた．

0.8
0.6
0

pure
1DPC_0.5
1DPC_1.0
0.5

1
B [T]

1.5

2

Fig.1: Magnetic field dependence of (a) Jc and (b) Jc/ Jc0
at 77.3K
Table 1: Jc0 , Jcmax and Jcmax/Jc0 of each sample
Jc0
Jcmax
sampleJcmax/Jc02[MA/cm ][MA/cm2]
pure

2.55

2.80

1.10

1DPC_0.5

3.77

3.95

1.05

1DPC_1.0

2.96

2.99

1.01

参考文献
[1] K. Sugihara, et al. : Supercond. Sci. Technol. 28 (2015)
104004― 72 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p10き電線

超電導き電ケーブルシステムの断熱管試作
Development of heat insulation pipes for the superconducting feeder cable systems
富田 優, 福本 祐介, 石原 篤, 恩地 太紀, 小林 祐介, 赤坂 友幸, 鈴木 賢次（鉄道総研）；佐藤 政弘（MESCO）
TOMITA Masaru， FUKUMOTO Yusuke, ISHIHARA Atsushi, ONJI Taiki, KOBAYASHI Yusuke, AKASAKA Tomoyuki, SUZUKI
Kenji (Railway Technical Research Institute); SATO Masahiro (MITSUI KINZOKU ENGINEERING SERVICE COMPANY)
E-mail: tomita@rtri.or.jp
1．はじめに鉄道総研では、直流電気鉄道の電力システムの合理化および省エネルギー化を目的として、鉄道用超電導ケーブルシ
ステムの開発を進めている[1, 2]。超電導ケーブルを鉄道の送電線に適用することで、回生効率の向上、電力損失の低減、変電所間の負荷平準化や電圧降下の低減による変電所の集約化、電圧補償や電食の抑制などが期待できる。
本講演では超電導き電ケーブルシステムへの適用を目指
し、断熱管を試作、評価したので報告する。
2．実験方法真空多層断熱の構造を変化させ、数種類の長さ約 5 m の断熱管を試作した（内管：内径約 76 mm, 外径約 88 mm, 外管：内径約 111 mm, 外径約 122 mm）。試作した各断熱管に対し、直線状態、曲げ半径 40D, 30D, 20D, 15D, 10D の状態
で、真空度を変化させながら熱侵入量の変化を測定した。
3．結果
Fig.1 に直線状態の断熱管を横から撮影した X 線画像を示す。両端部では内管と外管の同軸構造が維持されているが、中心部では自重と液体窒素の重さで、やや軸ズレを起こしていることが確認できる。
Fig.2 に曲げた状態の断熱管を上から撮影した X 線画像を示す。両端部では内側に、中心部では外側に、軸ズレを起こしていることが確認できる。すなわち、曲げ半径が小さいほど内管と外管間の真空層が狭まることにより、真空多層断熱の接触圧が高まり、内管及び外管と断熱材の接触面積が増加
し、熱伝導の増加が懸念される。
Fig.3 に試作した断熱管の真空度と熱侵入の関係の一例を示す。真空度が 10-2 Pa 以下でほぼ一定の熱侵入量となり、10-2 Pa 以上の低真空時には大きく真空度に依存し、指数関
数的に熱侵入量が増加した。また、直線状態と 10D で曲げた状態における測定結果の比較により、熱侵入量の増加を確
認した。

LN2
level

Fig.1 Transmission X-ray images with heat insulation pipes
extended.

Fig.2 Transmission X-ray images with heat insulation pipes
bent.

4．謝辞
本研究の一部 は、（国研）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」の支援を受けて進めたものである。
参考文献
1. M. Tomita, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 88(2013) p.30
2. M. Tomita, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 90(2014) p.25

Fig.3 Degree of vacuum dependence of heat loss in a heatinsulation pipe.

― 73 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p11き電線

超電導き電ケーブルシステムの予知保全技術に関する研究
Research about forecast preservation technology for the superconducting feeder cable systems
富田 優, 小林 祐介, 恩地 太紀, 赤坂 友幸, 石原 篤，福本 祐介, 鈴木 賢次 （鉄道総研）； 陳山 鵬 （三重大）
TOMITA Masaru, KOBAYASHI Yusuke, ONJI Taiki, AKASAKA Tomoyuki, ISHIHARA Atsushi, FUKUMOTO Yusuke,
SUZUKI Kenji (Railway Technical Research Institute); JINYAMA Ho (Mie University)
E-mail: tomita@rtri.or.jp
1．はじめに鉄道総研では、直流電気鉄道の電力システムの合理化および省エネルギー化を目的として、超電導き電ケーブルシス
テムの開発を進めている[1]。超電導ケーブルを鉄道のき電線に適用することで、回生効率の向上、電力損失の低減、変電所間の負荷平準化や電圧降下の低減による変電所の集約化、電圧補償や電食の抑制などが期待できる。
超電導き電ケーブルシステムは超電導ケーブルのほか冷凍機、循環ポンプ等の冷却システムからなり、超電導ケーブ
ルの超電導状態を維持するためには冷却システムの性能低
下、故障等を未然に防ぐ必要がある。
そこで、本講演では超電導き電ケーブルシステムの予知保
全技術に関して報告する。

グラムのプロトタイプを完成させ、実システムでの簡易診断初期試験を行う。
参考文献
1. M. Tomita, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 80(2009) p.181

2．予知保全技術の冷却システムへの適用
予知保全技術はシステムの異常を早期に発見し、その異常を精密診断により明確にすることで、システム保全を行う技術であり、冷却システムに適用できれば、冷却システムの性能低下、故障等を未然に防ぐことが可能となる。
冷却システムへの予防保全技術の適用として、まず各種センサーを冷却システムに設置し、振動加速度、AE（Acoustic
Emission）、電流・電圧、温度、圧力等のデータ（信号）を同時測定できるようにする。次に測定で得られた信号から、異常信号の検出・状態識別指標の抽出・状態判定基準の設定を行
い、リアルタイムに異常を検知できるようにする（簡易診断）。
簡易診断で検知された異常については精密診断を行い、異常個所の同定・異常種類の識別・異常程度の把握を行うようにする。その後、余寿命の予測を行い、保全計画を立てる。

Fig.1 Monitor sample of rough diagnosis result

3．結果
簡易診断プログラムの作成状況を Fig.1、2 に示す。実効値（(1)式）等の有次元特徴パラメータと歪度（(2)式）・尖度（(3)式）
等の無次元特徴パラメータを用いて状態を判定した。

Fig.2 Trend graph sample of kurtosis

2∑𝑁𝑁𝑁𝑁𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖 𝑥𝑥𝑥𝑥𝑖𝑖𝑖𝑖
(1)
（実効値）
𝑁𝑁𝑁𝑁
3
∑𝑁𝑁𝑁𝑁
𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖(𝑥𝑥𝑥𝑥𝑖𝑖𝑖𝑖 − 𝑥𝑥𝑥𝑥𝑥 )(2)（歪度）
𝑝𝑝𝑝𝑝𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 =3
𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁
4∑𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖(𝑥𝑥𝑥𝑥𝑖𝑖𝑖𝑖 − 𝑥𝑥𝑥𝑥𝑥 )(3)（尖度）𝑝𝑝𝑝𝑝𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡 =𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁𝑁 4
ここで、測定した離散の時系列データを𝑥𝑥𝑥𝑥𝑖𝑖𝑖𝑖 (𝑖𝑖𝑖𝑖 = 1 ～ 𝑁𝑁𝑁𝑁)とし、

𝑝𝑝𝑝𝑝𝑑𝑑𝑑𝑑𝑑 = �∑𝑁𝑁𝑁𝑁 �𝑥𝑥𝑥𝑥𝑖𝑖𝑖𝑖 – 𝑥𝑥𝑥𝑥̅ �

σ = � 𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖

𝑁𝑁𝑁𝑁 – 1

2、𝑥𝑥𝑥𝑥𝑥 =∑𝑁𝑁𝑁𝑁𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖 𝑥𝑥𝑥𝑥𝑖𝑖𝑖𝑖
𝑁𝑁𝑁𝑁

とした。

一例としてターボブレイトン冷凍機の圧縮タービンに加速度センサーを取り付け、加速度データを取得した結果を Fig.3に示すが、一定の波形が得られており、正常時にデータの取得に成功していることがわかる。
4．結論
予知保全技術の冷却システムへの適用を目指し基礎試験を実施したところ、正常時にデータ取得に成功した。
今後は異常信号の検出・状態識別指標の抽出・状態判定
基準の設定に必要な基礎データを蓄積していくとともに、プロ

Fig.3 Photograph of the acceleration sensor attached to thecompressor of Turbo-Brayton refrigerator and its data

― 74 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p12電力・電気機器

500kW 全超電導同期電動機の設計検討(2)Design study of 500kW Fully Superconducting Synchronous Motor(2)福田 翔吾, 田村 亮人, 岩熊 成卓, 佐藤 誠樹, 吉田 幸市(九州大学);
長谷 吉二, 富岡 章, 今野雅行(富士電機); 和泉 輝郎(AIST)FUKUDA Shogo, TAMURA Katsuhito, IWAKUMA Masataka, SATO Seiki, YOSHIDA Koichi (KYUSHU University);
HASE Yoshiji, TOMIOKA Akira, KONNO Masayuki (Fuji Electric); IZUMI Teruo (AIST)
E-mail; fukuda@sc.kyushu-u.ac.jp

3．数値解析
解析には市販の電磁場解析ソフト JMAG を用いた。解析により４極、８極、１６極それぞれの電動機内の磁場密度分布を計算し、それから得られる界磁巻線及び電機子
巻線にかかる垂直磁場分布の振幅と Fig.2 に示す超電導線材の交流損失特性から各巻線に発生する交流損失の値を見積もった。
4．解析結果と考察
８極の電動機の交流損失が最も小さい結果となった。８極の電動機の磁場分布を Fig.3 に示す。電動機内に発生する最大の磁束密度は 3.0T となった。各巻線に発生する
交流損失などその他特性は当日報告する。

Ic[A]

40K
50K
64K

1000
800
600
400

200
0.01

0.1

B[T]

1

Fig.1 Ic-B characteristics of REBCO tapes
9

10

3

2．500kW 級全超電導動機電動機の仕様
Table. 1 に例として８極で想定した全超電導機の仕様を示す。超電導線材としては、厚さ 100μm のハステロイを基板とする幅 5mm、超電導層 3.6μm 厚、銀層 10μm 厚で銅安定化層を加えた全体が 200μm 厚の IBAD-PLD 法
EuBCO テープを想定した。この臨界電流 Ic の温度 T、磁場 B 依存性としては、現在開発されているテープ線材を参考に Fig. 1 を仮定した。BHO 人工ピンニングセンター
導 入 に よ り Ic の 磁 場 特 性 向 上 を 図 っ た も の で あ り 、
Ic=1334A@65K, 0T である。

3000

Ac Loss [J/m cycle]

1．はじめに同期電動機を超電導化する場合、超電導巻線が鉄心の飽和磁束以上の磁界を容易に発生しうることから、界磁・電機子ともに無鉄心化しうる。また同期機は回転界磁子の高磁界化によりギャップ磁束密度を大きく設計でき、無鉄心化による小型・軽量化とともに、損失低減による高効率化も期待できる。これまで同期機超電導化の研究は直流磁界を発生する回転界磁子のみを超電導化する半超電導機が主流であった。本研究では、回転機の究極の小型・軽量・高効率化を図るために、界磁に加えて電機子をも超電導化することを目指している。我々は 500kW
全超電導機について設計検討を行うに際し、磁束密度分布及び交流損失特性の極数依存性について、４極、８極、１６極の電動機のモデルを作成し、数値解析により検討し
た。

8

10

7

10

6

10

40K
50K
64K

5

10

4

10
-2
10

-1

10

0

10

Field Amplitude [T]Fig.2 Ac Loss characteristics of REBCO tapes

Table.1 Specifications of REBCO Superconducting
Motor
Output power
500kW
Number of revolutions
Armature current

300rpm487A

Field current

307A

Outer diameter

476mm

Effective length

800mm

Gap

3mm

Fig. 3 Magnetic flux density distribution― 75 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p13

電力・電気機器

電磁石による超電導バルク冷却容器の浮上・案内支持試験装置
Test apparatus of Magnetic Levitation‒Guidance using HTS bulk and electromagnet
宮崎佳樹，池田和也，福本 祐介, 柏木 隆行, 斎藤 実俊（鉄道総研）
MIYAZAKI Yoshiki, IKEDA Kazuya, FUKUMOTO Yusuke, KASHIWAGI Takayuki, SAITO Sanetoshi（RTRI）
E-mail: miyazaki.yoshiki.23@rtri.or.jp
1．はじめに鉄道総研ではトンネル内の圧力や流速変動を測定するための高速列車模型発射装置を使用した模型実験や数値シミュレーションによって，予測手法の開発や低減対策の検討などを行っている[1]。Fig. 1 に現状の模型実験装置の概略を示す。走行路に沿ったピアノ線をガイドとして，打ち出し装置により高速で発射された円筒形列車模型は，走行路に沿って張られたピアノ線をガイドとして進行する。
新幹線車両の高速化に伴い，より詳細な空力音測定ができる車両模型試験装置が必要となっている。しかし Fig.1 の装置では発射装置の制約から車両模型形状が円筒であることや，走行時のピアノ線などの音が暗騒音となり，詳細な測定が困難な場合もある。こうした問題を解決する方法として，非接触で車両模型が支持できる磁気浮上方式の適用が考えられる。
2．非接触支持方式の検討
模型車両の測定部位以外からの暗騒音を無くすために，
地上側走行路には突起などがなく，かつ側面のガイドなどもない状態で 3 次元的に安定した姿勢を得るためには，磁気浮上を利用することが考えられる。磁気浮上による非接触支持・案内を行うには幾つかの方式がある。代表的なものは，超電導バルク体のピン止め効果を利用した方式で，制御することなく，一定の高さで浮上させることができる。一般的には，ピン止めされる磁力線の発生源となる磁石は，ネオジム磁石などが用いられるが，電磁石であっても必要な磁場を発生できれば代替は可能である(Table 1)。ピン止め効果以外の磁気浮上方式としては，電磁誘導を利用した浮上，案内方式も考えられる。
車両模型試験装置として，地上側に永久磁石を敷き詰める
方式よりも，試験時のみ磁場を発生する電磁石方式のほうが取り扱いが容易である。そこで地上走行路：電磁石，走行模型：超電導バルクとした方式について予備試験，基礎試験装置製作，基礎試験を行うことにした。

で(浮上力: 14 N，案内力: 10 N)となり，浮上高さが高くなるに従い，発生力が小さくなる。
5．まとめ
車両模型試験装置への適用のため，磁気浮上による非接触方式の基礎試験を行い，浮上高さ 10 mm にて浮上力: 14
N，案内力: 10 N 程度を得た。今後は他の方式の浮上案内方式についても検討を行う。
Measuring secon (16)Accelerang
seconUnit

Fig. 1 Schematic drawing of aerodynamic testing equipment
Table 1 Comparison of magnetic levitation method
方式
地上側
車両側
特徴
課題

3．試験装置
超電導バルク (以下バルク)保冷用低温容器(以下クライオ)と，磁場発生装置となる電磁石の写真を Fig. 2 に示す。直径 90 mm，厚さ 20 mm のバルクを低温容器真空槽側の内槽
底面銅部に 1 個取り付け，内槽に溜めた液体窒素により伝導冷却・保冷を行う。クライオ外槽底面からバルク底面までの距
離は 2 mm となっている。保冷時間は約 10 時間，液体窒素注液後の重さは約 6 kg である。クライオは 2 個製作した。磁場発生装置は，SS400 ヨーク(幅 180 mm，長さ 2.2 m)に水冷式ケーブルを等間隔 4 条 4 層のミアンダ状に巻き線した。ケーブル
ピッチは 45 mm としている。ケーブルコイルから装置表面までの高さは 1.5 mm である。最大磁束密度は通電電流 1700 Aのとき，装置表面で約 0.3 T である。
4．浮上試験
Fig. 3 に，1700 A 通電時のクライオ浮上の様子を示す。No.
1 クライオは実ギャップ 10 mm, No. 2 クライオは 30 mm の高さにて着磁したところ，それぞれ浮上高さは 4 mm，10 mm 程度となった。浮上力，左右案内力をバネバカリで測定したところ，
No. 1 クライオで(浮上力: 25 N，案内力: 30 N)，No. 2 クライオ

Decelerang
seconTunnel電磁石
電磁石(超電導or常電導)
超電導バルク
使用しないときの安全性
強磁場の発生

永久磁石
永久磁石
超電導バルク
実施例有
試験使用時以外の安全確保

Cryostat
Electromagnet cirquit
Fig. 2 Photograph of experimental set up

No. 2クライオ

No. 1クライオ

No. 2 クライオ
着磁位置：30 mm※実ギャップ
浮上高さ：10 mm※実ギャップ
浮上力：14 N※2 mm下がった位置
左右力：10 N※3 mm移動した位置

No. 1 クライオ
着磁位置：10 mm※実ギャップ
浮上高さ：4 mm※実ギャップ
浮上力：25 N※1 mm下がった位置
左右力：30 N※2 mm移動した位置

Fig. 3 Results of levitation test
[1] 鉄道総研ホームページ
http://www.rtri.or.jp/rd/division/rd51/rd5120/rd51200106.html― 76 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p14

電力・電気機器

コアレス励磁巻線をもつ高温超伝導リニアスイッチトリラクタンスモータの設計
Design of linear switched reluctance motor with coreless HTS excitation windings
平山 斉，平石 貴将，川畑 秋馬（鹿児島大）
HIRAYAMA Tadashi， HIRAISHI Takamasa， KAWABATA Shuma (Kagoshima University)
E-mail: hirayama@eee.kagoshima-u.ac.jp
1．はじめに
本研究では，工作機械などで大推力が要求される直動装置の電動化を目指して，高温超伝導線材で巻線された励磁巻線をもつリニアスイッチトリラクタンスモータ（HTS-LSRM）の研 究 を 進 め て い る [1] 。 今 回 ， 励 磁 巻 線 を コ ア レ ス と し た
HTS-LSRM について検討し，3 次元有限要素法を用いた磁場解析により，モータの設計のために 4 種類のモータ構造について特性を算出したので，その結果について報告する。

詳細な解析結果の検討については，当日報告する。

2．HTS-LSRM の基本構造
Fig. 1 に，コアレス励磁巻線をもつ HTS-LSRM の概形図を示す。Fig. 1 (a)は全体図，Fig. 1 (b)は可動子の進行方向から見た断面図である。本 HTS-LSRM は一次側を固定子とし，突極をもたない固定子継鉄の上に容器を設置し，その中にシングルパンケーキ型のコアレス HTS 励磁巻線が固定される。1つのコアレス HTS 励磁巻線で，一次側に 1 つの磁極が作られる。HTS 励磁巻線は，液体窒素に浸して冷却を行う。二次側である可動子は，突極構造をもつ鉄心のみで構成される。

Fig. 1 Structure of the HTS-LSRM with coreless excitation
windings. (a) Overall view. (b) Cross-section view.

4．解析結果まず，HTS-LSRM の 1 つの相に一定電流を流し，可動子位置を変えたときの磁場分布を算出した。その結果より，HTS
励磁巻線に垂直に印加される磁束密度の最大値を求め，
HTS 励磁巻線のロードラインを作成した。YBCO テープ線材の Ic－B 特性より HTS 励磁巻線の臨界電流を求めると，Type
1 が 97.2 A，Type 2 が 97.7 A，Type 3 が 97.5 A，Type 4 が98.0 A となり，4 つの構造でほぼ同じになった。
次に，先に求めた臨界電流の約 50 %である 50 A の電流を流したときの，可動子位置に対する推力および垂直力を算出した。結果を Fig. 3 (a)および(b)に示す。また，これらの結果より平均推力 Favg，推力脈動率 Frip，垂直力に関する評価関数
NF [2]を求めた結果を Table 1 に示す。平均推力は 6/4 機の方が 8/6 機に比べ高くなり，また推力脈動率は両側式の方が片側式より小さくなることがわかった。NF 値については，6/4極の方が若干高くなった。ここで，一般的な LSRM と比較すると，推力脈動率はほぼ同程度であるが，NF 値については 2 倍ほど大きくなり，コアレス励磁巻線とした利点が確認された。
また，4 つのモデルにおいて，使用した HTS 励磁巻線の体積と静推力の比を算出した結果を Fig. 4 に示す。図より，片側式の方が両側式に比べ，6/4 機では 1.5 倍，8/6 機では 1.3倍程度大きくなることがわかった。

10

(a)

2.0

Normal force (N)Static thrust (N)

2.5

1.5
1.0

Type 1
Type 2Type 3
Type 4

0.5
0.0

0

5
10
15
20
Mover position (mm)

25

(b)

8
6

Type 1
Type 2Type 3
Type 4

4
2
0

0

5
10
15
20
Mover position (mm)25

Fig. 3 Numerical results. (a) Static thrust. (b) Normal force.
Table 1 Calculation results of average thrust, thrust ripple
rate and evaluation function of normal force.
Item

Type 1

Type 2Type 3

Type 4

Average thrust Favg (N)

1.27

1.11

1.43

1.42

Thrust ripple rate Frip (%)

143

142

137

138

Evaluation function NF

0.16

0.14

none

none

Static thrust / HTS coil volume(µN/mm3)

3．解析モデルコアレス励磁巻線をもつ HTS-LSRM を設計するにあたり，
ここではまず Fig. 2 に示すような 4 つのモータ構造について検討した。Fig. 2 (a)は固定子 6 極，可動子 4 極，いわゆる 6/4機で片側式の構造，Fig. 2 (b)は固定子 8 極，可動子 6 極，いわゆる 8/6 機で片側式の構造，Fig. 2 (c)は 6/4 機で両側式の構造，Fig. 2 (d)は 8/6 機で両側式の構造である。HTS 励磁巻
線と可動子突極鉄心間のエアギャップは 6 mm であり，鉄心の積厚は 16 mm である。解析には，幅 4 mm，厚さ 0.2 mm，77 K
で自己磁場中の臨界電流が 110 A の YBCO テープ線材を使用した。また，4 つのすべてのモデルにおいて，1 極あたりのコ
アレス HTS 励磁巻線のターン数は 35 ターンである。

Fig. 2 The structure of four analytical models. (a) Type 1.
(b) Type 2. (c) Type 3. (d) Type 4.

60Type 1
Type 2Type 3
Type 4

50
40
30
20
10
0

0

5

10
15
Mover position (mm)2025Fig. 4 The ratio of static thrust to HTS coil volume of fourHTS-LSRM.
参考文献
1. S. Oto, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 90 (2014) p.184
2. M. Kaneda, et al.: T. IEEJ, Vol. 120-D, No. 1 (2000) pp.67-72― 77 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p15

電力・電気機器

自己無誘導型超電導モーターの研究開発
Research and development of superconducting motor without self-induction
河村 実生（岡山理科大学）
KAWAMURA Minaru (OUS)
E-mail: minaru@ee.ous.ac.jp
1．はじめに超電導体の抵抗ゼロの性質を利用することにより、エネ
ルギー密度の高い回転機の製作が可能と考えられ、多くの努力が積み重ねられてきている。特に、最近のイットリウム系薄膜超電導ワイヤーのような磁場中で高い超電導臨界電流密度を維持できる線材を用いることにより、高い出力重量比が達成可能と考えられる。我々の研究室では、電機子内の磁束をキャンセルさせる新しいタイプの超伝導回転機の開発を行ってきており、冷却システム全体の重量を考慮した高い出力重量比の達成を目標としている。今回の発表では、昨年度の本学会で報告したプロトタイプの超電導ワイヤーの交流損失や磁界シミュレーション結果に基づく最大出力や効率につて報
告する。

82

82

80

80

78

78

76

74

72

図２ トルクのシミュレーション結果

76

averagedecreasing frequency
increasing frequency

72

20

70

70

68

68

66

66
0

10

20

30
time [h]

40

50

60

70

4P 100m M15
8P 100m M15
8P 1000m M15
4P 100m air
8P 100m air
8P 1000m air

25
74

distorsion [%]cold head temperature [K]cold head temperature [K]2．自己無誘導型超伝導モーターの交流損失
原理的には、電機子内の磁束をキャンセルさせているため、超電導コイルの磁束による損失が殆ど無いため、回転子に埋め込まれている永久磁石の回転磁界による超電導ワイヤ
ーの交流損失が主な損失となる。このため、この交流損失の大きさが冷凍機を含むシステム全体の重量を決定するといってよい。本研究では、この交流損失を測定するため熱力学的測定法を用いた。冷凍機の消費電力を一定に保ち、回転子を外部のモーターで回転速度をステップ状に変えながら熱平
衡温度の測定を行った。その実験結果を図１(a)に示す。また、その熱平衡温度と回転数の関係を図１(b)に示す。ただし、図(b)中の横軸は電流の周波数を表す。

3．シミュレーション結果作製したプロトタイプは、ディスク型であるが、等価なラジアルギャップ型に変換し、２次元有限要素法による磁界シミュ
レーションにより解析を行った。プロトタイプで使用している線材の長さは 100m、コアの総重量は 3.6kg で、モーターギャッ
プは 20mm であるが、磁極数、コアの有無や超電導ワイヤーの巻き数（長さ）を変えた、トルクの計算結果を図２に示す。図中の破線は、20A までの測定値の外挿を示すが、対応する丸印のシミュレーション結果と低電流領域で一致していることが分かる。また、トルクひずみの磁極数、コアの有無や超電導ワイヤーの巻き数による計算結果を図３に示す。この結果から
磁極数を多くするとひずみが大幅に減少しているのが分かる。
これは、極数を増やすと各相のコイルが密接になるため、磁束のキャンセリングが向上し、磁気飽和がより抑制されているためと考えられる。

0

2

4

6

8

10

12

rotation frequency [Hz](a)(b)
図１ 超電導電機子コイルの温度変化

15

10

5

臨界温度付近では、臨界電流は温度に比例すると考えられる
ため、Bean モデルを仮定した場合、交流損失 Q(θ)は、

0
0

200

400

600

800

1000

current [A]と書くことができる。また、冷凍機の冷却能力は、

図３と表すことができるため、熱平衡状態の温度 θeq(f)は、と表すことができる。ただし、ここで、r=b/a、f は回転数である。
これにより、液体窒素温度における交流損失が次のように得られる。
この値は、文献[1]から、有効体積 10-7m3=50m×2mm×1μmの超電導ワイヤーに振幅 0.28[T]の交流磁束が垂直にかかると仮定して得られる予測値 1.24[W/Hz]と矛盾しない。

トルクひずみのシミュレーション結果

４．まとめ
以上の結果から 1kｍの超電導ワイヤーに 150A の電流を流し、60Hz で回転した場合、最大出力 360kW が予測され、10kW/kg 以上の出力重量比が可能である。また、この時の損
失は 2.4kW で、最大効率 99.3％である。目標達成のためには、
システム全体の重量を考慮すれば、1/10 程度の交流損失の低減が必要であり、現在、改良形の試作機を準備中である。
参考文献[1] N. Amemiya, Z. Jiang, Y. Iijima, K. Kakimoto and
T.Saitoh, Supercond. Sci. Technol. 17 (2004) 983-988― 78 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p16

電力・電気機器

電力・水素複合エネルギー貯蔵システムに用いる SMES コイル設計
Design study of SMES coil for energy storage system combined with electricity and hydrogen
水落 空，葛 雅志，安藤 憲之介，高尾 智明，谷貝 剛（上智大学）;
新冨 孝和，槙田 康博（KEK）；津田 理，宮城 大輔（東北大学）;
平野 直樹（中部電力）；岩城 勝也（岩谷産業）；駒込 敏弘（前川製作所）
MIZUOCHI Sora, KATSURA Masashi, ANDO Kennosuke, TAKAO Tomoaki, YAGAI Tsuyoshi (Sophia University);
SHINTOMI Takakazu, MAKIDA Yasuhiro (KEK); TSUDA Makoto, MIYAGI Daisuke (Tohoku University);
HIRANO Naoki (Chubu Electric Power Co., Inc.); IWAKI Katsuya (Iwatani Corp.);
KOMAGOME Toshihiro (Mayekawa MFG. Co., Ltd.)E-mail: sora.mizuochi@gmail.com

5．まとめ

1．はじめに
今までの災害の経験から学んだこととして再生可能エネル

本研究では前述の条件を満たすコイルパラメータを探し、ギーの重要性、公共施設（今回は浄水場）における非常用電必要導体量が少なくなるコイル形状を求めた。条件を満たし、源の重要性があげられる。そこで私たちは、浄水場用電力・水

必要導体量が最小になるコイルパラメータは貯蔵エネルギー

素複合エネルギー貯蔵システム(Fig. 1)を提案し、実用化を目

10 MJ のときは、シングルコイルの内径、外径、高さはそれぞ指している。普段は再生可能エネルギーである太陽光発電のれ 0.91、1.40、0.26 m にしたときであった。27 MJ のときは、そ変動補償を短周期では SMES もしくは電気二重層キャパシタ、れぞれ 1.18、1.50、0.68 m にしたときであった。今回の結果かリチウムイオン電池を用いて、長周期では燃料電池と水電解ら得られたコイルパラメータを 10、27 MJ それぞれ Table 1 に示装置を用いて行う。また、非常用電源として液体水素タンクとす。

燃料電池により 3 日分のエネルギーを確保する。
2．短周期変動補償用 SMES
本研究では、太陽光発電設備容量 1.0 MW と 2.78 MW に対応してそれぞれ 10 MJ/600 kW と 27 MJ /600 kW の SMES
容量について設計検討を行った。コイル構造は漏洩磁界を少なくするために 4 ポールマルチコイルとし、経済性の観点からコイルには MgB2 導体を用い、液体水素（20 K）で冷却する。まずシングルコイルの設計を行い、経済性に影響する必要導体

Fig. 1. The concept of energy storage system combined withelectricity and hydrogen

量を比較した。その後、4 ポールコイルにしたときの最大経験磁界や必要導体量を計算した。汎用シミュレーションソフトウェ
アである COMSOL Multiphysics®を用いた。
3．解析方法シングルコイルの内径、外径、高さを設定し、モデルを作成
し解析を行った。以下の条件に合うコイルパラメータを求め、必要導体量の比較を行った。
・貯蔵エネルギーは 2.4、6.3 MJ （4 ポールとしたときにカップリ
ング作用により合計 10、27 MJ とするため）

Fig. 2. Relationship of coil height, conductor amount and coilouter radius (Storage energy 6.3 MJ)

・最大経験磁界は 4 T（将来の開発を考慮すると水素温度で4Table 1. Coil parameters

T 程度が可能であるため）

１0 MJ

・シングルコイルの外径 1.5 m 以下（運搬を考慮）
・電流密度を 30 A/mm2 （これまで開発されてきた同等規模のコイルを参考にした）
4．解析結果上記の条件を満たした貯蔵エネルギーが 6.3 MJ のシング
ルコイルパラメータのコイル高さと必要導体量、外径の関係を
Fig. 2 に示す。図に示すように、必要導体量が最小となるコイ
ルパラメータが存在することが分かった。しかしながら、4 ポー

Current density [A/mm2]
Central magnetic field [T]Maximum magnetic field [T]Storage energy [MJ]
Inner diameter [m]Outer diameter [m]Height [m]Conductor amount [MA・m]

27 MJ
30

2.20
4.25
10.11
0.91
1.40
0.26
28.34

2.91
4.46
27.07
1.18
1.50
0.68
54.50

謝辞

ルの場合の運搬を考慮してコイル外径を 1.5 m 以下（Fig. 2 中

本研究は、新エネルギー・産業技術総合開発機構（NEDO）の点線以下）とすると、最小必要導体量は 13.62 MA・m となっ/水素社会構築技術開発事業の委託を受け、実施したものでた。貯蔵エネルギーが 2.4 MJ の場合も同様な傾向になった。

ある。

― 79 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会

1P-p17

電力・電気機器

超伝導変圧器と超伝導ケーブルの限流協調に関する検討(2)Cooperation of the current limiting function of superconducting transformers
and cables
徳地 貴行， 吉田 幸市, 岩熊 成卓 （九州大学）； 富岡 章, 今野 雅行 （富士電機）; 足立 和久 （昭和電線）
TOKUCHI Takayuki, YOSHIDA Koichi, IWAKUMA Masataka (Kyushu Univ.);
TOMIOKA Akira, KONNO Masayuki (Fuji Electric Co. Ltd.); ADACHI Kazuhisa (SWCC)
E-mail: tokuchi@sc.kyushu-u.ac.jp

1．まえがき超伝導を電力機器に応用することにより、送電時の損失を低減し、電力系統における高効率な送電に大きく貢献すると期待される。また REBCO 超伝導巻線の特性を活かし、落雷時に発生する突発的な事故電流を抑制する機能（限流機能）を、変圧器自体に付加することも可能となる。我々はこれまでにこの限流機能付き超伝導変圧器の研究を行ってきた。
本研究では、将来、超伝導変圧器を実系統に投入する
際には、ケーブルにも限流機能を持たせ、超伝導変圧器と超伝導ケーブルを組合せて、限流協調を行う方法が合理的であると考え、この検討を行った。

Table.2 Parameter of a 20MVA superconducting transformer

2．変圧器およびケーブルの設計、系統構成
Table.1 にケーブルの諸元を示す。ケーブル半径は26.75[mm]で、磁界を 3.67[μT/A]の幅 5mm の超伝導線材を24 本円筒状に並べ、ケーブルとして構成し二次側に接続した。
Table.2 に変圧器の諸元を示す。変圧器・ケーブルともに REBCO 線材を使用し、安定化材の Ag の厚さを 18[μm]、Cu の厚さを 50[μm]とした。
Fig.1 に系統構成のイメージを示す。落雷等が発生した
場合、事故電流は超伝導変圧器とケーブルの両方により限流される。
3．数値解析
まず、有限要素法解析ソフトによる磁場解析を行い、この結果を磁束フロー抵抗まで考慮して過大電流に対する応答特性を解析する数値解析プログラムに代入し、突発短絡時の超伝導変圧器とケーブルの応答特性を解析した。本解析では、ケーブル長と変圧器巻線に使用した線材の臨界電流をパラメータとし、解析を行った。変圧器の臨界電流は、Table.2に示した model 1-5 に設定した。

phase
Capacity
Superconducting wire
Voltage(Prim. /Sec.)
Current(Prim. /Sec.)Frequency
Conductor(Prim. /Sec.)%IZ
Magnetic fieldmodel1model2Ic(Prim. /Sec)model3model4model53φ
20MVA
REBCO tape
66kV/6.9kV
175A/1673A
60Hz
3 parallel / 24parallel
15%
1.4T
340A/3800A
420A/4500A
480A/5100A
550A/5700A
620A/6200A

Fig.1 Superconducting grid composed ofa superconducting transformer and cables

4．解析結果Fig.2 に短絡から 0.2 秒後の各 model でケーブル長を変化させたときの一次巻線の電流値を示している。ケーブルが長くなるにつれ常伝導状態に転移しにくくなり、フラックスフロ
ー抵抗によって限流効果が発揮された。
また、変圧器巻線の臨界電流が大きくなるにつれて常伝導領域割合が少なくなり、各 model で複雑な電流変化が見られた。
詳細な検討結果は当日報告する。
Table.1 Parameter of a superconducting cable

Superconducting wire
Voltage
Current
Magnetic field
Ic

REBCO tape
6.9kV
1673A
3.67μT/A
4400A

Fig.2 Primary Current 0.2s after the short circuit― 80 ―

第93回

2016年度春季低温工学・超電導学会