2P-p01

磁気冷凍機

RTAl(R=Gd,Dy,Ho,Er;T=Ni,Cu)の磁気熱量効果の研究
Study of the magnetocalric effect for RTAl (R=Gd,Dy,Ho,Er;T=Ni,Cu)
竹下 実里, 村山 大樹, 裏 雄太郎, 阿部 聡, 松本 宏一 (金沢大)TAKESHITA Misato, MURAYAMA Daiki, URA Yutaro, ABE Satoshi, MATSUMOTO Koichi (Kanazawa Univ)
E-mail: misatot@stu.kanazawa-u.ac.jp
1．はじめに
我々は磁性体の磁気熱量効果を利用した磁気冷凍に用いる磁性材料を研究している。磁気熱量効果は磁性体の転移点近傍で大きくなる。そのため、冷凍機の運転には、その温度領域に適した磁性体が必要となる。我々はこれまでに 20〜
110K の温度領域において RT2(R=希土類;T=Al,Ni,Co)系金属化合物を磁気冷凍用磁性材料として研究を行ってきた[1]。
また室温付近までの磁気冷用磁性材料として La(Fe0.88Si0.12)13
系化合物のエントロピー評価も行い、異なる温度でいくつかの相転移を起こす物質によって、エントロピー変化を制御することを着想してきた[2]。本研究では新たに高温領域で強磁性転移し、さらに低温領域で反強磁性転移を伴う[3][4]RTAl(R=Gd,Dy,Ho,Er;T=Ni,Cu)の転移点や磁気熱量効果を磁化と比熱測定から研究した結果について報告する。

常磁性-強磁性を二次相転移する物質の多くが、山型のエントロピー変化を示すが、GdNiAl はこれとは大きく異なっている。
このテーブル状のエントロピー変化は Gd を含む物質で顕著であった。また GdNiAl, GdCuAl ではエントロピー変化の大きな温度範囲は類似していた。
講演では、測定結果の詳細について報告する。

2．実験方法
本研究では、アークメルト法で作製した GdNiAl、DyNiAl、
GdCuAl、DyCuAl を粉砕したもの、メルトスパン法で作製した
HoNiAl、ErNiAl を箔状にしたものをサンプル(2〜7mg)として用いた。Fig.1 に箔状サンプル ErNiAl(左図)、粉砕したサンプ
ル GdNiAl(右図)を示す。物性測定では Quantum Design 社の MPMS(磁気特性測定システム)を用いて 5T までの磁場中磁化測定を行った。その結果から、Maxwell の関係式を用いてエントロピー変化を導出し、磁性体としての性能を評価した。
また、Quantum Design 社の PPMS(物理的特性測定システム)を用いて緩和法による 0〜5T での磁場中比熱測定を行った。
比熱から、磁性体の転移温度とエントロピーを求めた。

Fig.2 Magnetization of RNiAl(R=Gd,Dy,Ho,Er) at 0.4T

Fig.1 left:ErNiAl foil right:GdNiAl particles
3. 実験結果
RNiAl(R=Gd,Dy,Ho,Er)の 0.4T 磁場中での磁化の温度依存性を Fig.2 に示す。GdNiAl, DyNiAl, HoNiAl は高温領域で常磁性から強磁性に二次相転移している。転移温度はそれ
ぞれ、GdNiAl:62K, DyNiAl:26K, HoNiAl:13K である。DyNiAl,
HoNiAl, ErNiAl は低温領域で反強磁性に相転移すると報告
さ れ て お り [3][4] 、 我 々 の 観 測 し た 転 移 温 度 は そ れ ぞ れ
DyNiAl:18K, HoNiAl:4K, ErNiAl:6K であった。この値は先行研究とほぼ同等である。
これらの磁化から導出した 3T でのエントロピー変化ΔS の
温度依存性を Fig.3 に示す。どのサンプルも転移点付近でエントロピー変化は最大値をとる。また DyNiAl, DyCuAl は反強磁性転移の効果が大きいため最低温度付近でエントロピー
変化の符号が逆転し、正の値となった。DyNiAl と DyCuAl を比較すると、エントロピー変化の大きな温度域は類似していた。

Fig.3 Entropy change of RNiAl(R=Gd,Dy,Ho,Er) at 3T
参考文献
1. Y.Nishimura, et al. :Abstracts of CSJ Conference, Vol.83(2010) p.49
2. K.Yamada, et al. :Abstracts of CSJ Conference, Vol.85(2011) p.213
3. Niraj K.singh, et al. :Journal of applied physics 99 (2006)
08K9044. B.J.Korte, et al. :Journal of applied physics 84 (1998)
5677-5685― 132 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p02

磁気冷凍機

センサー冷却用連続型断熱消磁冷凍機の駆動特性
Drive characteristics of Continuous ADR system for sensor cooling植田 隼治 (NIMS,千葉大) ; 沼澤 健則 (NIMS) ; 福田英史 (NIMS,千葉大) ; 新井 亮祐 (NIMS,千葉大) ;中込 秀樹 （千葉大） ; 李 晶 (三菱重工)
UEDA Shunji (NIMS, Chiba Univ.); NUMAZAWA Takenori (NIMS); FUKUDA Hidehito (NIMS, Chiba Univ.);
ARAI Ryosuke (NIMS, Chiba Univ.); NAKAGOME Hideki (Chiba Univ.); Jing Li (Chiba Univ.)
E-mail: s-ueda@chiba-u.jp

1.

はじめに
X 線天文学の分野において、宇宙背景放射の偏光測定に使用する TES 型 X 線マイクロカロリメータを 100mK まで冷却することが求められている。そこで我々は、連続冷凍が可能な
連続作動型断熱消磁冷凍機（Continuous ADR）[1]の開発を行っている(Fig.1)。これまでに、パワーリードに高温超伝導線材である REBCO 線材を使用する事による CADR クライオスタ
ットへの熱侵入の影響を評価してきた。
本報告では、CADR の stage 4 及び stage 3 の駆動試験を行ったので、その結果について報告する。

間の PGGHS が正常に作動しないということである。
今後は、PGGHS 内の吸着剤によるガスの吸着・放出に着目
し、改善を図る予定である。

2. 試験方法
CADR の stage 4 及び stage 3 はそれぞれ 4.2K Baseplate上に設置している。なお、stage 4, stage 3 の超伝導マグネットには、0.1mm の極細 NbTi 超伝導線を使用しており、発生させる こと がで き る 磁 場 は stage 4 が 1.33[T/A] 、 stage 3 が0.4[T/A]である。また、stage 4 の磁性体には GLF(=GdLiF4)
を 66g、stage 3 には CPA を 98g 使用している。本装置では、
4.2K Baseplate〜stage 4、stage 4〜stage 3 に、熱スイッチを搭載している。熱スイッチには Passive 型 Gas-gap 熱スイッチ(PGGHS)を使用しており、一定の温度で ON/OFF が切り替わる。熱スイッチの仕様を Table.1 に示す。
今回の試験の手順を以下に示す。
①
stage 4, stage 3 を同時に励磁②
stage 4 の励磁が終了した後、stage 4 のみ消磁③
stage 4 の消磁が終了した後、stage 3 消磁
なお、励磁の過程での電流値は、stage 4 に 3A、stage 3 に
3.3A とした。
3. 結果と考察
手順①の励磁過程では、磁性体の温度が 5.34K まで上昇し、手順②の stage 4 の消磁過程で 1.64K まで減少した。このとき4.2K Baseplate〜stage 4 間の熱スイッチが OFF となり、4.2K
Baseplate への熱移動がなくなる。手順③では、stage 3 は消磁により 0.69K まで温度が減少し、その後すぐに 1.47K まで温度が上昇している。
この結果により明らかになったことは、stage 4〜stage 3 間の
PGGHS が正常に作動していないということである。PGGHS は、容器内に封入した熱交換ガス(3He)の圧力を、磁性体の温度変化のみで制御して ON/OFF 状態を作り出している。PGGHSの圧力は、容器内に固定した吸着材によるガスの吸着・放出によって変化する。今回、吸着剤によるガスの吸着が正常に行えていないことが原因として考えられる。PGGHS が OFF にならなければ次のサイクルを行うことができないため、問題は深刻である。
4.

まとめ
今回、CADR の stage 4 と stage 3 の駆動試験を行った。駆動試験を行うことで明らかになったことは、stage 4〜 stage 3

Fig.1 Conceptual design of the CADR
Table.1 Properties of the heat switch
Switching
Stage

Heat switchMasstemperature

3-4

PGGHS

1.0K

280kg

4-BP

PGGHS

3.8K

N/A (integrated in stage4)

Fig.2 Temperature change of the 2-stage CADR system
参考文献[1] P. Shirron et al.,“A compact, high-performance continuous
magnetic refrigerator for space missions”, Cryogenics 41(2002) 789-795― 133 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p03冷却システムJ-PARC 低温水素システムにおける高耐圧性を有する分割型アキュムレータの開発
Development of a splitｔable accumulator with pressure-tolerance for the cryogenic hydrogen system at
J-PARC.
大都 起一，達本 衡輝，麻生 智一，小守 慎司，川上 善彦(原子力機構)
OHTSU Kiichi, TATSUMOTO Hideki, TOMOKAZU Aso, SHINJI Komori, YOSHIHIKO Kawakami (JAEA)
E-mail: ohtsu.kiichi@jaea.go.jp

参考文献[1] H. Tatsumoto, et al.: ICEC25 Tue-Af-P1.1-7 (2014)100
Expansion from maximum
contraction (mm)2. 3 号機アキュムレータの開発
Fig.1に3号機アキュムレータの概
レベル測定
用ミラー
要図を示す。アキュムレータとは、溶接ベローズ構造を利用した容積可変容器を非圧縮性の性質を有する超臨界圧水素ループに内包したもので成形ベローズある。この溶接ベローズ内には、ヘ（13連結）
リウムガスを封じ込め、水素ループの圧力が上昇するとヘリウムガスの分割用
圧縮性によりベローズが縮むため、
フランジ
水素ループの容積が膨張し、その結果、圧力上昇が自発的に抑えられる。
He
この高圧・極低温環境下に設置した溶接ベローズ(φ330mm)の変位を間接的に計測するために、成型ベロー
溶接ベローズズ(φ59 mm、ばね定数 14.5 N/mm)を
（5連結）
SH2
真空層内に設置し、溶接ベローズとFig.1 Schematic of third
成形ベローズを長さ約 2200 mm の accumulator
固定シャフトで連結している。成形
ベローズの上端の変位をレーザ変位計で測定する。
アキュムレータの構造と大きさは、基本的に 2 号機アキュムレータと同等とした。2.0 MPa の耐圧性能を得るために、溶接ベロ
ーズのプレート厚みを0.4mm から0.8mm に増加させた。
しかし、プレートが厚くなると、ばね定数が増加するため、ベローズ変動
時の駆動圧力差が大きくなる。1 MW の陽子ビーム入射時の超臨界水素の圧力変動を 60 kPa 以下に抑制するために、溶接ベローズのばね定数の設計値を 80 N/mm 以下と決めた。また、大口径の厚肉ベローズプレートの溶接で、均一な溶融面積を得るための溶接技術を確立した。溶接ベローズ(17 山)単体を試作し、設計圧力 2
MPa の繰り返し圧力を与えた場合の寿命試験を行った。設計値(1万回)以上の寿命(14,000 cycles)を有することを確認でき[1]、アキュ

ムレータ用溶接ベローズ製作の見通しを得ることができた。Fig.2に、5 連結した溶接ベローズの伸縮動作試験結果を示す。設計許容値以下の 61.6 N/mm であることを確認できた。
2 号機の伸縮時の大きなヒステリシスは、ベローズの伸縮時に溶接ベローズ内側に設置した芯ずれ防止用ガイドパイプに接触することが原因であった。そこで、アキュムレータ組立時には、水平性精度を 1 度以下に抑え込むことにより、Fig.2 に示すように、伸縮時のヒステリシスがほとんど生じないように改良できた。
さらに、Fig.1 に示すように、溶接ベローズと成形ベローズ部を分割できる構造を採用し、狭い真空断熱容器内での設置作業性を平易化し、交換に要する作業期間を従来（1 号機から 2 号機に交換した場合）に比べて半分以下(2 週間)に短縮できた。
Fig.3 に 300 kW 以下の陽子ビーム入射時における超臨界圧水素
ループの圧力変動特性試験結果を示す。各ビーム出力時における圧力変動は、ビーム出力と比例し、予測値と良く一致することを確認した。解析結果から 1 MW ビーム入射時の圧力変動は 60 kPaと予測でき、設計どおりの性能を有することを確認できた。

80
60

Five series connected
welded bellows
Spring constant=61.6 N/mm

40
20

Third accumulator
Spring constant= 76.1 N/mm

0
-0.05
0
0.05
0.1
Pressure difference between inside and outsideof the bellows (Pinside - Poutside) (MPa)Fig. 2 Displacement for expansion and contraction of five seriesconnected welded bellows and the assembled third accumulator.

Pressure rise in hydrogen loop (kPa)

1. はじめに
J-PARC パルス中性子源用低温水素システムは、3 GeV に加速された陽子（繰り返し 25Hz、定格出力 1 MW）が水銀ターゲットに入射した際に発生する高速中性子を超臨界圧の極低温水素（1.5MPa,20K 以下）により中性子散乱実験に適した熱・冷中性子に冷却(減速)するための強制冷却方式の冷凍システムである。１MW の陽子ビームの入射時には、3.8 kW の急峻な熱負荷が非圧縮性の超臨界圧水素の閉ループに与えられる。この過渡的な熱負荷変動に伴う圧力上昇を 100 kPa 以下に抑えるために、ヒータによる熱補
償制御とベローズ構造を有するアキュムレータによる容積変動制
御を併用した圧力制御機構を導入している。2010 年に 1 号機アキュムレータで溶接ベローズの溶融不足によりリークが発生した。
そのため、既存の確立した溶接技術を適用するため、ベローズプ
レート厚さを薄くし、ベローズ径を 500ｍｍから 330ｍｍに小さくして、暫定的に 2 号機アキュムレータを製作した。ベローズ部の耐圧性能（0.96MPa）は、設計圧力(2.0MPa)に比べて低くなり、さらに、伸縮時に大きなヒステリシスによる設計寿命の低下が懸念された。2014 年 10 月以降の陽子ビームの高出力化に向けて、高耐圧・長寿命を有する 3 号機アキュムレータを開発した。

100
80
60

Experimental data
3rd accumulator
2nd accumulator
Simulation result
3rd accumulator
2nd accumulator

40
20
0
0

200

400

600

Proton beam power (kW)

800

1000

Fig.3 Effect of the proton beam power on the pressure rise.

― 134 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p04

冷却システム軸シールレス小型遠心ポンプの開発
Development of Shaft Sealless Compact Centrifugal Pump
高橋 貞充，梅津 淳一，城地 勇人，河原 伸哉 (エア・ウォーター総合開発研究所)
TAKAHASHI Sadamitsu，UMETSU Junichi，JOUCHI Taketo，KAWAHARA Shinya (AIR WATER R&D)
E-mail: takahashi-sad@awi.co.jp
それぞれ圧力計と，ポンプ吐出部に流量調整バルブと流量計

１． はじめに
低温液化ガス用ポンプは液体酸素，液体窒素，液体アルを設置し,上部に設置した断熱タンクから液体窒素を供給し，ゴン等の空気分離液化ガスや液体水素，LNG 等の燃料用ガ

予冷後運転を行った。試験はインバータにて回転数を変更し，

スおよび液化炭酸ガスなどの移送・昇圧用として使用されてお各回転数でバルブ開度を調整し，流量とポンプ前後の差圧をり，工場における製造工程・出荷・移送，輸送用ローリー車・タ変更しながら性能データを取得した。

ンカーの積込・積下し，消費設備における移送や昇圧など様々な用途に使用されている。近年の開発傾向としてはシー
ルレスポンプが主流となってきており，我々もこれまでに無漏洩でありながら寿命を大幅に延ばした，軸シールレスの竪型
Pressure gauge

遠心式ポンプ VCP シリーズを開発してきている[1]。しかしこれPIらのポンプはかなり大型であり，小型のものは国内では殆ど製

Q

LN2
tank

造されていない。そこで今回，本シリーズのポンプの小型化開P

Flowmeter

Valve

Pump

発 を行 ない ， 液 体 窒 素 にて 少 流 量 で揚 程 130m（ 差圧 約PI1MPa）の性能を達成したので，その結果について報告する。

Pressure gauge

Valve

Fig.2 Schematic of experimental system
２． 構造・仕様
４． 試験結果

Fig.１にポンプの概略図を，Table.1に仕様を示す。

Pressure head (m)

140
130
120
110
100
90
80
70
60
50
40
30
20
10
0

1.1
1.0
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0

8400rpm

7000rpm

5000rpm3000rpm
0

10

20

30

40

50

60

Pump ΔP （MPa）

Fig.3 に液体窒素での流量・差圧性能曲線を示す。

70

Volume flow rate (L/min)Fig.3 Pump performance curve (LN2)
Fig.1 Structure of Shaft Sealless pump
インバータでの回転数制御により，例えば 8400rpm でΔP
Table.1 Specifications=1MPa，流量 60L/min，3000rpm でΔP =0.15MPa，15.5L/min

ポンプ方式

軸シールレス竪型遠心式ポンプ

適用流体

LN2、LAr、LNG 等低温液化ガス流体

吐出量

最大約 4,000L/Hr (約 67L/min)

揚程

最大約 130m (LN2 にて約 1MPa)

より，液体窒素にて流量 60Ｌ/min・差圧 1MPa と，我々の知る

三相 200V

限り国内に無いレベルの少流量高揚程を達成した。本開発にモーター仕様ﾒﾝﾃﾅﾝｽｻｲｸﾙの流量まで，幅広く変更が可能であるという結果が得られた。
５． まとめ今回，軸シールレスの竪型遠心式ポンプの小型化開発に

7.5kW

より当社従来比 10～20 倍の長寿命化が可能となる。

ｲﾝﾊﾞｰﾀ駆動(最高回転数 8400rpm)
約 20,000 時間

参考文献
1. 城地 勇人，「低温工学・超電導の新展開」関西支部発足

３． 試験システム
Fig.2 に試験システムの概略フローを示す。ポンプ前後に40 周年記念特集(2013) p.153― 135 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p05

冷却システム大型クライオプラントのための極低温プロセス実時間シミュレータの開発- SHe テストループのモデル化とシミュレーション Development of cryogenic real-time simulator for large scale cryoplants– Modeling and simulation of a SHe test loop 鷹見 重幸，大場 恒揮、岩本 晃史（NIFS）；前川 龍司（ITER 機構）；信時 実（大陽日酸）
TAKAMI Shigeyuki，OBA Koki, IWAMOTO Akifumi (NIFS); MAEKAWA Ryuji (ITER Organization) ; NOBUTOKI Minoru (TNSC)
E-mail: iwamoto.akifumi@LHD.nifs.ac.jp

2．SHe テストループ
評価に使用した SHe テストループを Fig.1 に示す。これはITER に使用される SHe ループと同様の構成である。この実験結果を利用して、開発したユニットモデルの検証を行った。
・SHe ループ
全長：180 m
容積：0.13 m3
・SHe 循環ポンプ
能力：1 bar, 50 g/s
・LHe 貯槽：0.34 m3
・テストセクション
全長:130 m
内径：30 mm(SUS 配管)
約 30 m 長尺ヒータ(500W x 3 カ所)

Lower temp.
flow

LHe temp.

Higher temp. flow
Transferred heat

A general-purpose HX

Flash-tank

Fig.2 Model of heat exchanger immersed in LHe reservoir
3-2．SHe 循環ポンプ
回転数毎に評価されているポンプの性能を無次元化する
ことにより、流量とヘッド圧の関係をポンプの回転数によらない一つの曲線として表すことができる(Fig.3)。一方、効率曲線
はポンプの仕様や計測結果から導いている。これらの曲線を使用してポンプの性能を連続的に表現し、SHe ポンプをユニ
ットモジュール化することに成功した。

Pressure Coefficient, ϕEfficiency, η

1．はじめにNIFS では大型クライオプラントのプロセス研究やシミュレー
タによる運転訓練を目的として極低温プロセス実時間シミュレータ（C-PREST）の開発を行っている。これまでに LHD 液化冷凍機のモデル化・シミュレーションを実施し、実機の冷却曲線をほぼ再現できることを示した[1]。その後、被冷却体を含めたクライオプラント全体のモデル化に必要なユニットモデルの開発を継続してきた。今回は、SHe テストループをモデル化
し、シミュレーションと実験の比較によって、その開発したユニットの妥当性を評価した結果を報告する。

ψ= f(φ)Pressure Coefficient

性能曲線のための式
効率 η=Had/hout-hin
圧力係数 ψ=Had/U2
流量係数 φ=V/D2U

Had: 断 熱 エ ン タ ル ピ ー[J/g]Hin：ポンプ入口

Efficiency

エンタルピー[J/g]η= f(φ)Hout：ポンプ出口
エンタルピー[J/g]Flow Coefficient, φ

U：周速度[m/s]V：体積流量[m3/s]
D：インペラー径[m]Fig.1 SHe test loop

Fig.3 Characteristic curve of a SHe pump

3．C-PREST の開発
基本ソフトに Visual Modeler (VM) ver.2.5（株式会社オメガ
シミュレーション製）を使用している。このソフトは石油化学プ
ラントのシミュレータ用として開発されたモジュラー型のソフトウエアで、ユニットごとに独立した計算を行うと同時に系内の圧流バランスを計算することで破綻のないシミュレーションを可能にしている。ユーザ側で必要なユニットモデルの開発が可能なことも特徴である。2000 年以降、大陽日酸（株）との共同研究により、ヘリウムの物性計算に HEPAK を使用できるよう機能追加、クライオプラント特有なユニットモデルの開発を行ってきた。さらに、ITER 機構との業務外部委託事業契約(Dynamic Simulation of ITER Tokamak System)により、ITER のクライオプラントを対象としたシミュレーションを行っている。
被冷却体を含めた SHe ループ全体をモデル化するために必要なユニットモデル：浸漬冷却式熱交換器・SHe 循環ポン
プ・長尺配管、の開発の詳細を述べる。

3-3．長尺配管
VM の主たる利用分野である石油化学プラントでは各工程において圧力がほぼ一定に保たれていること等により、VM は、
圧力変化を厳密に考慮した配管ユニットを用意していなかった。SHe テストループのような閉鎖した系では熱負荷により圧力が大きく変動するため、等容過程の内部エネルギー変化、
dH = dU +VdP (H：エンタルピー, U：内部エネルギー, V：配管
容積, P：圧力)を考慮できるユニットモデルを開発した。

3-1．浸漬冷却式熱交換器
VM 標準ユニットの汎用熱交換器とフラッシュドラムを組合せることによりモデル化した（Fig.2）。

4．シミュレーションの結果開発したユニットモジュールを用いてシミュレーションを実行した結果、SHe テストループの実験結果をほぼ再現できると同時にシミュレータの実時間性も維持できることが分かった。
詳細についてはセッションで報告予定であり、また参考文献[2]において報告されている。
参考文献
1. R. Maekawa, et al.: Cryogenics, Vol. 45 (2005) p.199
2. R. Maekawa, et al.: J. Cryo. Super. Soc. Jpn, Vol. 49(2014) p.311― 136 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p06

冷却システム

研究用サーモサイフォン循環液体水素冷却によるモデル装置の開発

太田 成美 （上智大）；槙田 康博 新冨 孝和 （）； 濱島 高太郎 駒込 敏弘（前川）； 葛 雅志 安藤 憲之介 高尾 智
明 谷貝 剛 （上智大）； 津田 理 （東北大）； 辻上 博司 岩城 勝也 藤川 静一 仙波 利晃 広瀬 順之 （岩谷産業），．はじめに我々の研究チームでは、今後大量導入が予想される自然、燃料電池、
エネルギー発電の変動補償システムとして、
電気分解装置、液体水素ステーションで構成する先進超電
導電力変換システム（）を提案してきた 。
の先端的低炭素化技術開発（）より支援をいただき、小型モデルを製作してその基礎技術の確認とシステムの有効性の実証を行おうとしている。現在基礎技術の つである「液体水素による超電導磁石の冷却」を行う試験用クライオスタットの製作を進めている。
．液体水素冷却試験装置（クライオスタット）の設計と製作
可燃性の液体水素を寒剤に使用するため、① 超電導コイルとその電流リードは伝導冷却とした。
② センサー類も液体水素液面計 を除き、断熱真空側に配置する。
③ 電流リードの常温端（大気側）や信号線の大気側は酸素のない窒素雰囲気となるよう気密ジャケットで囲まれる。クライオスタットが設置される防爆室内に敷設される励磁ケーブルや信号配線も同様の構造としている。
④ 断熱真空排気は防爆室外で行うか、防爆室外まで排気配管を敷設して一般区域に真空ポンプを設置する。
にクライオスタットの内部構造を示す。その特徴は、① 超電導コイルを冷却する液体水素は貯液槽の底部より上部気相部に至る配管内をサーモサイフォン循環する。
② このサーモサイフォン配管より展開した伝導板にコイルからの純アルミ伝導板を接続して伝導冷却路とする。
③ 超電導コイルの仕様はテープ線材のダブルパン
ケーキ 個より構成され、の写真に示すように、純アルミ板を各パンケーキ巻表面に貼付けている。
運転による渦電流損を低減するため、純アルミ板にはスリット加工が施されている。
．超伝導コイルの冷却解析（渦電流損失の見積）
コイル（諸元）の各パンケーキに挟まれた伝熱アルミ板に生じる渦電流損失を、有限要素法を用いて見積もった。解析により、コイルに振幅、周波数の正弦波電流を与えた場合には、アルミ板全体での渦電流はその際のコイル中央に損失が生じることが分かった。
位置する 板での渦電流損失の分布を示したものである。なお、自然エネルギー源の変動補償周波数は以下であるため、実際の渦電流損失は非常に小さくなる。
参考文献

特願
水素用液面計」「液体水素用液面センサー及び液体― 137 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p07

冷却システム200m DC HTS ケーブル装置の冷却試験中に熱サイホンの観測
Thermosiphon effect during cooling test of 200m DC HTS cable facility
イワノフ ユーリ、渡邉 裕文、筑本 知子、浜辺 誠、高野 廣久、孫 建、山口 作太郎 (中部大)IVANOV Yury, WATANABE Hirofumi, CHIKUMOTO Noriko, HAMABE Makoto, TAKANO Hirohisa, SUN Jian,YAMAGUCHI Satarou (Chubu Univ.)
E-mail: ivanov@isc.chubu.ac.jp
1. Introduction
One of the important components of the ecological stressis the energy mining activities and energy transportation.
Transition to renewable energy sources, energy loss reduction,and optimization of delivery systems can improve considerably
the ecological situation on the Earth. It is considered thattechnologies on the basis of effect of superconductivity are
the optimal approach to solve this problem. The centenary
period of research of superconductivity has come to the end
withcreationofexperimental
hightemperature
superconducting power transmission (HTS PT) lines of several
hundred meter class. Projects of HTS PT lines of kilometerclass, which will be established in really operating urban
networks, are under consideration now. Unfortunately, highcost and complexity of HTS cable cooling systems restrain
rapid progress in the field of large-scale application of HTS.
Several years ago it was made a proposal to use athermosiphon effect to keep HTS cable at low temperature.
Because a cryogen naturally heats up while flows through thecryogenic channel accumulating heat load, its density changes
from point to point. Therefore, if it will be possible to achieve
low hydraulic resistance and provide sufficient cryogen level
difference a natural circulation will arise. Ideally, HTS PT line
may not contain the cryogenic pump. The feasibility of thegiven approach was confirmed theoretically for various system
configurations. Preliminary experiments were carried out alsousing 200-meter DC HTS facility at Chubu University.

platinum resistance thermometers located at different
positions measured the actual distribution of temperatureinside the channel. The overall pressure drop between
terminal units was measured by means of the differential gauge.
In order to simulate natural heat load and thus vary thedensity of LN2, the system was supplied with three heaters
with capacity of up to 350 W, two of which are located at thedownstream and upstream sections of the cryogenic pipe. The
heater and the sensors used in experiment are shown in Fig. 1.
In this experiment, the heater was used as a starter to heatascending flow of LN2 before switching off the pump.
3. Results
The experiment began at the circulation flow rate of about
11 L/min. After a short-time preheating of LN2, cryopump
was turned off. Decaying positive oscillations of the flow rate
were observed. The steady state at 2 L/min was achieved
after about 40 min. The experiment lasted more than 6 hours
without trouble, and then the cryopump was started again.
The maximum output temperature was 80.3 K. Therefore, the
HTS cable temperature remained within operating range.

2. Experimental
The 200-meter experimental DC HTS cable facility at the
Chubu University was built in 2009-2010 in order to develop
new technologies to achieve a record cooling length of the
HTS cable and minimum cost of the installation.

Fig. 2. Time dependences of the flow rate (black line) andtemperature difference (gray line) during the experiment.

Fig. 1. Sketch of the 200m DC HTS cable facility at the Chubu
University. Only terminal units, cryogenic pipes, differential
gauge (ΔP), selected thermometers (TP) and one heater(HT3) are shown in the picture. Level difference is 2.6 m.
Level difference together with the low hydraulic resistancecaused by using direct smooth pipes creates favorable
conditions for observation of the thermosiphon effect. Liquid
nitrogen (LN2) flows through a narrow space between the HTS
cable of the diameter of 35 mm and the inner surface of thecryogenic pipe of the diameter of 57.2 mm. Several pairs of

4. Conclusion
The thermosiphon effect arising in the real HTS cablecooling system in the presence of the level difference wasobserved experimentally. Although the level difference wasinsignificant (2.6 m), the effect was strong enough to keep
HTS cable temperature at an acceptable level.
References
1. S. Yamaguchi, et al.: Proc. 23 Int. Cryog. Eng. Conf. Int.
Cryog. Mater. Conf. 2010. (2011) 1041-1047
2. Y. Ivanov, et al.: Proc. 23 Int. Cryog. Eng. Conf. Int. Cryog.
Mater. Conf. 2010. (2011) 1017-1022
3. Y. Ivanov, et al.: Phys. Procedia. Vol. 27 (2012) 368-371― 138 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p08

Y 系諸特性REBCO 線材の半田接続特性
Solder joint properties of REBCO coated conductors
藤田 真司, 高嶋 秀行, 大杉 正樹, 大保 雅載, 飯島 康裕（フジクラ）
FUJITA Shinji， TAKASHIMA Hideyuki, OSUGI Masaki，DAIBO Masanori, IIJIMA Yasuhiro (FUJIKURA) ;E-mail: shinji.fujita@jp.fujikura.com

1．はじめにREBCO 線材同士の接続に関して，様々な検討が成されているが，作業が容易で比較的低い接続抵抗が得られることから，一般的に半田付けによる接続が広く用いられている．フジクラでは従来から販売している銅テープ貼合せ線材の他に，新たに銅テープフォーミング構造を開発している．今回，これらの安定化層複合線材を用いて，半田接続部の接続抵抗や機械特性を調べたので報告する．

Table 1 Specifications of REBCO coated conductors
Type
Tape width (mm)Tape thickness(mm)Copper stabilizer
thickness (µm)

2．評価線材の諸元今回評価した 2 種類の IBAD/PLD 線材の仕様概要をTable 1，Fig.1 に示す．Table 1 にあるように線材(a)は 75 µm厚の安定化銅をラミネート(Sn で貼り合せ)した構造，線材(b)は20 µm 厚の銅テープを線材周囲に包み込むようにラミネートした構造である．いずれの線材も基板厚は 75 µm であり，今回は 5mm 線材を使用した．なお，線材(b)は新規構造であり，量産準備中の短尺試作品となる．
3．実験条件接続構造としては，Fig.2 のようにラップ接続とブリッジ接続がある．同じ接続長（L）であればブリッジ接続はラップ接続 4倍の接続抵抗であるが，ブリッジ接続は線材の表裏が入れ替
わらない利点があり，測定が容易であることから今回は主にブリッジ接続構造で実験を行った．
接続方法は，線材の接続する箇所に予め半田を塗布しておき，これらを重ねあわせて熱プレスにより接合した．接続に使用した半田は Sn/Pb 共晶半田であり，接続温度は 200℃である． 接続抵抗の測定は液体窒素中で四端子法によって行
い，電流を 10，20，30，50，100 A で 10 秒程度保持してその間の電圧を平均することで I-V 直線を描き，その傾きから算出した．
4．実験結果フォーミング構造（FYSC-SCF05） で接続長 L を 10～100 mmとした際の接続抵抗を Fig. 3 に示す．L = 40 mm で 58.1 nΩ，L =100 mm で 18.7 nΩ（共に n = 3 平均）であった．各測定点の抵抗値から面積当たりの抵抗値に換算すると 26.1 nΩcm2 であり，これは貼合せ構造（FYSC-SC05）のものとほぼ同等である．接続抵抗の計算は以下の式を用いた．
4(2 RGdBCO− Ag + 2r Sn d Sn + 2rCu d Cu + r solder d solder )R ( L) =wL
ここで，w は線材幅，RGdBCO-Ag は GdBCO と Ag の界面抵抗，
ρx，dx はそれぞれ x の 77.3 K における抵抗率（実測値）と厚さである．計算に使用した数値を Table 2 に示す．GdBCO とAg の界面抵抗の値は Sn、Cu、Solder の抵抗の合計と接続抵抗の実測値の差分から算出した．接続抵抗への各抵抗成分の寄与としては GdBCO と Ag の界面抵抗が支配的である．また Cu は導電率が Sn や半田に比べて 1 桁小さいため，安定化層の Cu 厚さが多少異なっても接続抵抗への影響は小さいと考えられる．当日は接続部の機械特性や各種半田の評価についても報告する予定である．

(a)FYSC-SC055(b)FYSC-SCF05
5

0.17

0.13

75
copper tape20
copper tapeTin

Copper 75µm

Ag
GdBCO layer
Buffer layers

Substrate 75µm(a)FYSC-SC05

Substrate 75µm

Tinned copper 20 µm
Ag
GdBCO layer
Buffer layers

Tin(b)FYSC-SCF05

Fig. 1 Schematic of REBCO coated conductors(1) Lap joint(2) Bridge joint
SolderFig. 2 Schematic of joint configurations

Fig. 3 Measured results of bridge joint resistance withjoint length L = 10, 20, 40, 60, 100 mm for FYSC-SCF05― 139 ―

Table 2 The values used for joint resistance calculation
R GdBCO-Ag
2

10 nΩcm

ρSn

ρCu

d Sn

dCu

d Solder25.6 nΩm
7.5 µm

2.2 nΩm
20 µm

33 nΩm
5 µm

第90回

ρSolder

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p09

Y 系諸特性REBCO 多芯テープ線材の作製方法と評価
Fabrication method and evaluations for REBCO multi-core tapes
金 新哲，松田 徹郎，柳澤 吉紀，高橋 雅人，前田 秀明（理研）；小黒 英俊（東北大）
Xinzhe Jin, Tetsuro Matsuda, Yoshinori Yanagisawa, Masato Takahashi, Hideaki Maeda (Riken); Hidetoshi Oguro (Tohoku Univ.)
E-mail: xinzhe.jin@riken.jp
1．はじめに
今回我々が開発した REBCO 多芯テープ線材について[1]、全体的な線材開発内容とコイルにおける作製評価など２件のオーラル発表を予定しており、詳細についてより多く議論する
ために、線材の具体的な作製方法と評価をテーマとして本ポスター発表も考えている。
REBCO 多芯テープ線材とは元の REBCO 単芯テープ線材に内部スリットをいれることで製作する線材である。これは遮蔽電流磁場の改善により NMR/MRI などにおける実用上での性能向上を目指したもので、元の単芯テープ線材の臨界電流と機械強度をできるだけ降下させないことを前提としている。
発表当日には、今まで設計加工した REBCO 多芯テープ線材
用シングルスリッターや、それを用いたテープ線材の長手方向に沿って折り曲げる方法（ESBS）と部分的な圧力を加えることで応力集中させる方法（ESPC）などによる多芯テープ線材の製作方法、および実用に向けた評価などについてより詳しく言及する。
2．多芯テープ線材の製造
本研究では、今後の REBCO 多芯テープ線材用マルチスリッターの開発に向けて、簡易なシングルスリッターを設計製造し、多芯テープ線材の製造評価を行った。Fig. 1 にその写真を示した。このシングルスリッターは、ガイドローラーの材質を軟質または硬質にすることで、それぞれ折り曲げの ESBS 法または応力集中の ESPC 法による多芯テープ線材の製造が可能 で あ る 。 今 回 は 厚 さ 0.1mm の RE123 テ ー プ 線 材（SuperPower 製、幅：4mm）に対し、有機材料である POM のローラーガイドによる ESBS 法を用いて、内部スリットがそれぞれ
１，２，３，４本の多芯テープ線材を作製した。
作製の詳細は次の通りである。まず元のテープ線材の端部を内部スリットの加工部にセットし、バネ式の圧力コントロール
によりローラーカッターでテープ線材に 50N の荷重を印加した。ローラーカッターの刃先の幅は 20μm 程度である。それからテープ線材の端部を引っ張り、もう片方には適切な張力を印加しながら、ローラーカッターとガイドローラーの回転により内部スリットの加工を行う。このように、一回通すことで内部ス
リット 1 本が加工でき、線材幅方向におけるローラーカッターの位置を変化させながらテープ線材の表面に凹線をいれることで複数の内部スリットを加工した。
3．製造評価ESBS 法の基本的な考えは、テープ線材が全体的に切断されない程度の折り曲げを与えることで、セラミックスの REBCO
層（中間層を含む）のみを切断することである。そのため、曲げるための印加応力を適切にコントロールすることが重要である。なお、テープ線材に真っすぐな内部スリットを入れるための工夫は欠かせないものの、ローラーカッターの回転以外の動きをさせないように、そして線材がガイドローラーに沿って左右に揺れずに内部スリットの加工部を通り抜けることが必要になっている。
これまでは上記のシングルスリッターで内部スリット４本で長さ十数 cm、内部スリット２本で長さ 5.6m までの多芯テープ線材が作製でき、ほぼ直線に近い内部スリットの加工がされていた。臨界電流と機械強度において、内部スリットが４本の多芯テープ線材は元の単芯テープ線材と比較して 90%以上の臨界電流と引張強度があることから、ESBS 法では特に問題なることはないと考えている。
このような製造方法は、簡便かつ量産にも向いていることが特徴である。なお、今後製造加工においてより精細な工夫を加えることにより、REBCO 多芯テープ線材のさらなる長尺化が可能であると考えている。

Crosssection
Cutting edge
REBCO tape
Guide roller

Pressure control

Roller cutter
Inner slitting
Guide roller

Fig. 1 Single slitter for REBCO multi-core tape

4．まとめ
今回設計製作したREBCO多芯テープ線材用シングルスリ
ッターを用いて、内部スリット4本、線材長さ5.6mの多芯テープ
線材の製造加工を行った。実験評価では、臨界電流と機械特性が元の単芯テープ線材に対し90%以上を保っていた。このようなことから、今後のマルチスリッターの開発研究のために多くの設計方案と製造技術が得られた。
5．今後の予定
内部スリット本数がさらに多い多芯テープ線材の製造とその長尺化を目指した製造装置の実用的な研究開発を進める。
参考文献[1] 金新哲，前田秀明，“高温超伝導多芯テープ線、その製
造 方 法 、 お よ び 製 造 装 置 ” ， 特 願 2014-164590 ，2014.08.12― 140 ―

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2P-p10

Y 系諸特性GdBCO コート線材の磁束ピンニング特性に対する
電流方向に平行な交差面で導入した柱状欠陥の影響
Effect of columnar defects with splay plane parallel to current direction
on flux pinning properties in GdBCO coated conductors

１. はじめに
高温超伝導体における臨界電流密度 Jc の異方性を改善する方法の一つとして，複数方向への 1 次元ピンの導入が考えられる．強い
ピン力を持つ 1 次元ピンを複数方向に導入することで広範囲の磁場方向での高Jc 化が期待できることに加え，それぞれの1次元ピンの向きが異なるために，1 次元ピンに固有の磁束線のキンク変形に伴う顕著な熱活性化運動の阻止が見込める．これまで，我々は重イオ
ン照射を用いて印加電流方向に垂直な面内に対して交差した柱状欠陥を導入し，Jc の磁場角度依存性に与える影響について調べてきた[1]．
本研究では，2 方向に交差した柱状欠陥を，印加電流方向に平行な面内に導入し，その交差角が磁場中の臨界電流密度 Jc へ及ぼす
影響について系統的に調べた．

試料の Jc が高く，高磁場では交差角の狭い試料の Jc が高い．特に，
θi =±75°の試料は磁場の増加に伴い Jc が急激に減少しており，θi =±15°，±45°の試料とは異なる振る舞いが確認された．
以上の結果より，次のことが考えられる．(i) 傾斜磁場下では，磁束線に対して交差角が広い柱状欠陥が，網目になってピン止めするため，広範囲の印加磁場方向において高い Jc を示す．(ii) B // c の
低磁場では，交差角が大きい試料ほど，磁束線の運動方向を遮るよ
うに柱状欠陥が傾いているため，高い Jc を示す．ただし，傾斜した柱状欠陥は，磁束線と交錯して，点状のように相互作用しているため，ピン力は弱く，高磁場で急激に Jc は低くなると考えられる．

２. 実験方法
重イオン照射に用いた試料は，フジクラ社製の GdBCO コート線
材(5 mm 幅，膜厚 2.2 µm，Ic = 280 A)で，フォトリソグラフィにより長さ 1mm，幅約 40 µm のブリッジ状に加工した．重イオン照射には，270 MeVのXeイオンを用いた．c 軸と試料のブリッジ方向が作る面
内で，c 軸に対して試料に交差した柱状欠陥を導入するために，c軸に対してθi =±15°，±45°, ±75°でそれぞれビームを傾けて照射を行うことで，印加電流方向に対して平行な面内に交差した柱状欠陥の導入を行った．照射量は，それぞれの角度方向に 9.67×1010 ions / cm2 （マッチング磁場 Bφ = 2 T に相当） とした．
臨界電流密度 Jc は，通電法により評価し，電界基準 Ec = 1 µV /cm で定義した．Jc の磁場角度依存性では，電流と常に直交するよ
うに磁場を印加し，磁場と c 軸のなす角度 θ として測定を行った．
また，Jc の磁場依存性では，c 軸に対して常に平行に磁場を印加して測定を行った．

Jc [MA/cm2]

古木 裕一，末吉 哲郎，甲斐 隆史，岩永 泰弥，藤吉 孝則 （熊本大学）
FURUKI Yuichi, SUEYOSHI Tetsuro, KAI Takafumi, IWANAGA Yasuya, FUJIYOSHI Takanori (Kumamoto Univ.)
E-mail: furuki@st.cs.kumamoto-u.ac.jp

T = 70 K
B=2T
pureθi = ±15°θi = ±45°
θi = ±75°

-60

-30

0

30

θ [deg.]

60

90

120

Fig. 1 Angular dependences of Jc at 70 K and 2 T
for GdBCO coated conductors

100
2

Jc [MA/cm ]３. 実験結果および検討
Fig. 1 に， 70 K ，2 T における Jc の磁場角度依存性について示
す．c 軸方向付近の Jc に注目すると，c 軸に対してθi = ±15°の柱状欠陥を導入した試料では，c 軸方向で急唆に立ち上がる単一の Jcのピークが見られた．これは交差角が小さな場合で生じるスプレイ
効果に起因しているものと考えられる[2]．交差角をθi = ±45°に広げた試料では，c 軸方向を中心として広範囲の磁場方向で Jc が増加するようなブロードなピークが観察された．更に交差角を広げたθi=±75°では，c 軸方向に Jc のピークは出現しないが，広範囲の磁場方向で高い Jc を持つような，フラットに近い Jc の磁場角度依存性を示した．
Fig. 2 に，照射した 3 つの試料の 77.3 K における Jc の磁場依存性について示す．θi = ±15°の柱状欠陥を導入した試料において最も磁場依存性が小さく，交差角が広がるにつれて磁場依存性が大きくなっていくことが観察できる．また，低磁場では交差角の広い

1.2
1.1
1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4

T = 77.3K

10-1

10-2

B // cθi = ±15°θi = ±45°
θi = ±75°

0

1

2

3
4
5
6
7
B [T]
Fig. 2 Magnetic field dependences of Jc at 77.3 K
for GdBCO coated conductors

謝辞
本研究は，日本原子力研究開発機構の施設供用制度にて実施したものである．
参考文献[1] Y.Furuki, et al. : Abstracts of CSSJ Conference, Vol.89(2014) p.125[2] T. Hwa, et al. : Phys. Rev. Lett. 71 (1993) 3545.

― 141 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p11

Y 系諸特性BaMO3(M=Zr, Sn, Hf)/YBa2Cu3Oy 擬似多層膜の超伝導特性に対するナノ粒子の粒径の影響
Influence of the nanoparticle diameters on superconducting properties in
BaMO3(M=Zr, Sn, Hf) / YBa2Cu3Oy quasi-multilayered films
上瀧 哲也, 浦口 雄世, 牧原 隆博, 末永 桃太郎, 末吉 哲郎, 藤吉 孝則, 光木 文秋, 池上 知顯 （熊本大学）
KOTAKI Tetsuya, URAGUCHI Yusei, MAKIHARA Takahiro, SUENAGA Momotaro, SUEYOSHI Tetsuro, FUJIYOSHI Takanori,
MITSUGI Fumiaki, IKEGAMI Tomoaki (Kumamoto Univ.)
E-mail: tetsuya@st.cs.kumamoto-u.ac.jp
1. はじめに
高温超伝導体の応用の更なる拡大のためには，全ての印
加磁場方向において臨界電流密度 Jc の向上が必要となる．
ナノ粒子のような三次元ピンは，ナノロッドのような一次元ピンよりピン力は劣るが，等方的なピンニング効果を得ることができるため，全磁場方向の Jc の向上を期待できる．
これまで我々は，擬似多層膜法により 3 種類の BaMO3(M =Zr, Sn, Hf)ナノ粒子を YBa2Cu3Oy (YBCO)薄膜中に様々な間隔で導入し，ピン物質の種類とその空間分布が超伝導特性に与える影響について報告した[1]．その中で，BaSnO3(BSO)を
導 入 し た 擬 似 多 層 膜 に お い て 最 も 高 い Jc を 示 し ，BaHfO3(BHO)を導入した擬似多層膜では Jc の改善がみられなかった．今回，成膜時の基板温度を変化させることでナノ粒子の粒径の制御を行い，超伝導特性にどのように影響するのかについて調べた．

以上の結果より，BMO/YBCO 擬似多層膜において，基板温度およびピン物質の種類によりナノ粒子の径の制御が可能となり，三次元ピンの最適な導入形態について調査を行う．これについては，当日詳細に報告する．

2. 実験方法
BMO/YBCO 擬似多層膜は，PLD 法を用いて SrTiO3(100)
基板上に作製した．KrF エキシマレーザの繰り返し周波数は5Hz，酸素雰囲気中 300mTorr の下で成膜を行った．YBCO
層を堆積した後に BMO を数パルス堆積し，この行程を繰り返すことで擬 似 多層膜を作製 し，BMO を三 次元ピンとして
YBCO 内に導入した．成膜においては 740℃, 760℃の 2 つの基板温度を用いた．YBCO 層の総堆積パルス数は 3000 パル
スである．
また，ピン物質の種類および基板温度が BMO ナノ粒子の粒径，形状にどのように影響するかを調べるために，アニール処理を施した SrTiO3(100)基板上に BMO を堆積させ，AFM
によって表面観察を行った(b) BSO on SrTiO3 (760℃)

3. 結果および考察
Fig. 1 に，BSO，BHO を 4 パルス堆積させた時の AFM による表面像と，粒径分布のヒストグラムを示す((a)BSO；740℃，(b)BSO；760℃，(c)BHO；760℃)．BSO ナノ粒子の堆積において，基板温度 740℃では径の大きさにバラつきが見られるが，基板温度を 760℃と高くすると径の大きさが揃う傾向を示しているように見える．ナノ粒子の径の平均は，740℃で 22.3nm，760℃で 30.3nm であった．次に基板温度を 760℃とし，ピン物
質 BSO と BHO について比較すると，粒径は BHO の方が小さ
く，径の平均は 12.5nm であった．ただし，粒径のバラつきについては，ほとんどないように見える．前回の報告において BSOを導入した擬似多層膜において高い Jc を示したのは，BSO の粒径が大きいことに起因しているものと考えられる．一方，
BHO は粒径が小さくピン止め点として作用しにくく，Jc の改善が得られなかったと考えられる．

(a) BSO on SrTiO3 (740℃)(c) BHO on SrTiO3 (760℃)

Fig. 1 AFM images and histograms of BMO nanoparticles on
SrTiO3 ((a)BSO:740℃，(b)BSO:760℃，(c)BHO;760℃).
参考文献[1] T. Kotaki, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol.89 (2014)
p.124― 142 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p12

Y 系諸特性Ti 添加 Gd123 バルク体及び MOD 法 Gd123 薄膜の臨界電流密度特性
Jc properties of Ti-doped Gd123 bulks and thin films fabricated by MOD method
久保 勇人，水口 佳一，三浦 大介 （首都大学東京）； 喜多 隆介，鈴木 寛 (静岡大学)
KUBO Hayato，MIZUGUCHI Yoshikazu，MIURA Osuke (TMU); KITA Ryusuke，SUZUKI Hiroshi (Shizuoka Univ.)
E-mail: kubo-hayato@ed.tmu.ac.jp

3．結果
Y123 に Ti を添加することにより、イオン半径及び価数の近い Cu が置換され YBa2（Cu1-xTix）3Oy となる報告[3]がある
ため、本研究では Gd123 バルク体、薄膜それぞれに Ti を
0-3 mol%添加した試料を作製した。
Fig.1 は残留磁化法における dm/dB の磁場依存性を示す。
バルク体では粒間と粒内で電流が存在するので、Fig.1 のように二つのピーク B１、B2 が現れる。残留磁化法を用いて Ti 添加 Gd123 を測定した結果、粒間電流の向上が確認された。これは粒間に存在する弱結合の改善が行われた結果である。
Fig.2 は 4.2 K と 77.3 K における Ti 0,1 mol%添加 Gd123
薄膜の Jc-B 特性を表している。Ti を添加した結果、全体的に磁場中 Jc の向上が確認された。
Fig.3 は Gd123 薄膜において 0,1 T 中 Jc の Ti 添加量依存性を示す。Ti を添加した結果、Jc の向上が確認された。
しかし、添加量を 3 mol%以上にするに従い Jc は低下した。
Fig.3 の結果より、Gd123 における Ti 添加量として 1 mol%付近が最適であると考えられる。
参考文献[1] Kazuhiro Yamada, et al.: Micron 50 (2013) 44–50

5x10-5
4.2 K

4x10-5dm/dB

3x10-5B２

2x10-5
1x10-5

B1
0

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

Field [Gauss]
Fig.1 Magnetic field dependence of dm/dB at 4.2 K.
107
pure
Ti-doped106

Jc [A/cm2]

2．実験方法<Gd123 バルク体作製方法>
Gd123 バルク体は固相反応法を用いて作製した。まず、Gd2O3,BaCO3,CuO を秤量、混合し、900℃で 12 時間仮焼成を行った。そして再び混合し、930℃で 12 時間本焼成後、470℃で 24 時間酸素アニールを行い、Gd123 バルク体を作製した。
<Gd123 薄膜作製方法>
トルエンを溶媒とする金属オクチル酸塩 Gd,Ba,Cu を秤
量、混合した溶液を LaAlO3(001)基板の上に垂らし、スピンコーターで均一に塗布し、120℃で 30 分乾燥後、600℃
で 30 分仮焼を行った。この工程を 3 回行うことで仮焼膜を作製した。次に 860℃で 30 分本焼成を行い、350℃で 2
時間酸素アニールを行うことで目的の薄膜を作製した[1]。
<評価方法>
Gd123 バルク体及び薄膜の評価方法として、XRD による構成相の同定と SEM による微細構造観察、SQUID による磁化特性である。バルク体の Jc 評価は残留磁化法[2]を用い、粒内と粒界の電流を求めた。薄膜の Jc は直流磁化法を用いて、磁化の磁場曲線から Bean モデルを用いて算出した。

[2] A. Yamamoto, et al.: Supercond. Sci. Technol.
21(2008)095008(11pp)[3] Y.NISHI, et al.: Journal of materials science
letters 7(1988) 359-360

4.2 K

105

77.3 K

104

0

2000

4000

6000

8000 1 104 1.2 104

Magnetic field[Gauss]
Fig.2 Magnetic field dependence of Jc in non-doped andTi-doped Gd123 films at 4.2 K and 77.3 K.
1x106
Jc(0T)
Jc(1T)Jc [A/cm2]

1．はじめに
REBa2Cu3Oy(RE123)超伝導体は液体窒素温度(77 K)においても高い超伝導特性を示すが、高磁場中では磁束フローの影響により、臨界電流密度 Jc が低下してしまう。そのため高磁場中でのＪｃ向上には有効なピン止め点の導入が必要となる。
Zr や Hf の添加により有効な人工ピンの研究は進んでいるが、Ti 添加に関しては初期の研究を除いて報告は少ない。
そこで本研究では Gd123 バルク体および Metal Organic
Deposition (MOD) 法薄膜に微量の Ti を添加することで磁場
中 Jc の向上を試みた。

1x105

1x104

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

Amount of Ti doping [mol%]Fig.3 Amount of Ti doping in Gd123 dependence of Jc in
0,1 T at 77.3 K.

― 143 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p13

Y 系諸特性Y(Ca)123 焼結体の密度制御と超伝導特性

Superconducting properties of density controlled Y(Ca)123 sintered bulks
市川 直樹，今 康一，稲森 聡，内藤 恭吾（ティーイーピー）；下山 淳一，廣田 哲也 （東大院工）ICHIKAWA Naoki, KON Kouichi, INAMORI Satoshi, NAITO Kyogo (TEP); SHIMOYAMA Jun-ichi, HIROTA Tetsuya (Univ. of Tokyo)
E-mail: n.ichikawa@tepceram.co.jp
1．はじめに
REBa2Cu3Oy (RE123)の焼結体は、現在、coated conductor
用のターゲット材料として生産されているほかは用途が極めて少ない。RE123 の優れた特徴である低い電気的磁気的異方性とこれによる高い不可逆磁場とピンニングが効きやすいという性質は、単一結晶からなる溶融凝固バルクや薄膜、2 軸配向多結晶薄膜である coated conductor でしか生きていない。
一般に、RE123 多結晶体では粒界における弱結合の問題があり、高度な 2 軸配向組織の形成によってのみこの問題はほぼ回避できる。これに対し、通常の固相反応法で作製される
RE123 の無配向焼結体では粒間の Jc が溶融凝固バルクや薄膜材料に比べて 2~4 桁低く、20 K においてもせいぜい数百 A
cm-2 でしかなかった。しかし、この Jc が 1 桁でも向上すれば普及性の高い超伝導電流リードなどの材料開発につながる。上記のターゲットの作製・開発においては、ターゲット自体の使用時の安定性を高める製法が優先的に採用され、焼結体自体の超伝導特性は全く考慮されていない。一方、その開発過程においては仮焼粉末作製の量産技術の最適化や粒径制御の技術が確立できており、さらに、焼結体作製の手法や条件と焼結体組織の関係が明らかになってきている。
以上の背景のもと、本研究では焼結前の成型時の圧力と、焼成後の微細組織、超伝導特性を系統的に調べることにより、量産可能な方法での高臨界電流特性 Y123 無配向焼結体の開発を目指している。今回は Y123 および Y サイトに Ca を 5%
置 換 し た Y(Ca)123 焼 結 体 に つ い て 、 成 型 時 の 圧 力 を
100~300 MPa の範囲で変え、焼成を空気中の様々な温度で行った試料を作製し、微細組織および超伝導特性を調べた
結果を報告する。
2．実験方法作 製 し た 焼 結 体 の 仕 込 組 成 は 、 YBa2Cu3Oy お よ び
Y0.95Ca0.05Ba2Cu3Oy で Y2O3、CaO、BaCO3、CuO を出発原料とした。これらを秤量、湿式混合後、仮焼、粉砕、焼成の過程を経て最後にボールミル粉砕によって微細な Y123 およびY(Ca)123 単相の粉末を得た。これらの粉末を 80 MPa の一軸
プレスにより 20 mmφのペレットに成型し、ビニール袋内に真空封入後、100, 200, 300 MPa の静水圧プレス(CIP)を行った。
焼結は空気中 840～880°C で 24 h 行い徐冷した。得られた試料の微細組織は SEM により観察し、密度は試料の体積と質量から計算した。さらに、800°C、酸素分圧 1 kPa 下で 12 時間
アニールし、最後に 300°C で酸素アニールを行った後に、格子定数を粉末 X 線回折測定により、超伝導特性については
SQUID 磁束計を用いた磁化測定によって評価した。粒間 Jc
は残留磁化法により調べた。
3．結果と考察
本研究で用いた 123 相粉末は最終的にボールミル粉砕によって微細化したものであり、比較的低温で十分焼結が進むことが特徴である。静水圧プレスの圧力が異なる試料の密度の焼成温度依存性を Fig. 1 に示す。プレス圧力が高いほど焼結後の密度が高い傾向にあること、Ca ドープ試料の密度が若干高いことがわかった。880°C で焼成した試料は相対密度が約 95%と高いが、目視できる大きなクラックが生じていた。プレFig. 1 Sintering temperature dependence of density of
Ca-free and Ca-doped Y123 sintered bulks .

Fig. 2 Secondary electron images of polished surface ofY(Ca)123 bulks pressed under 100 MPa or 300 MPa andsintered at 840°C or 870°C for 24 h in air.
ス後の密度は Y123 で 300 MPa の場合、約 4.4 g cm-3 であり、840°C でも焼結反応が進行していることがわかった。
Fig. 2に100 MPa、300 MPaでプレスし840°C、870°Cで焼結したY(Ca)123試料の研磨面の二次電子像を示す。870°C焼結の試料ではクラックが無く緻密な組織となっている。また、
300 MPaでプレスした場合には840°Cでの焼結でも緻密に見える領域が現れている。
粒間のJcは、850°Cで焼結した試料が最も高く、300 MPaでプレスしたY(Ca)123試料の残留磁場下のJcは、20 Kで6.0 kA
cm-2、40 Kで4.4 kA cm-2と非常に高い値を示した。この結果は、高温で焼結した試料においてはクラックの発生はないものの、粒間の結合が弱めるような液相由来の弱超伝導または
非超伝導領域の介在を示唆するものである。

― 144 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p14

マグネット解析 (2)Y系超伝導転位並列導体における電流分流特性の解析（Ⅲ）
Analysis of the current sharing properties of Y-based superconducting transposed parallel
conductors
河原 史典 山下 康平 岩熊 成卓（九州大学）；
KAWAHARA Fuminori, YAMASHITA Kohei, IWAKUMA Masataka (Kyushu-Univ.);
E-mail：te10108p@sc.kyushu-u.ac.jp
はじめに酸化物超伝導線材を電力機器の巻線や大型超伝導マグネ
ットに適用するためには大電流容量化が必要となる。現在の酸化物超伝導線材は、結晶の配向性を向上させるためにテープ状に加工されているため、大電流容量化するためにはテープ状の素線を並列に重ね合わせて並列導体を構成しなけ
ればならない。しかし、単に積層しただけでは素線間のインダ
クタンスバランスがとれず、遮蔽電流の誘起や偏流が発生する。遮蔽電流はループ電流であるから、適切な位置で素線の位置を入れ替える転位を施し、電流分流を均一に近づけることで遮蔽電流を低減し、磁場の均一化を図ることができる。
本研究ではＹ系超伝導テープ線材で構成した転位並列導体について、電流リード部の接触抵抗と、n 値モデルに基づく
通電時の磁束フロー抵抗を考慮して電流分流の数値解析を行った。ｎ値と臨界電流密度の変化が電流分流比に与える影響について考察した。
電流分流比の計算法
素線数 3 本の転位並列導体を用いてこれまでの研究から判明している最適な転位方法を Fig.1 に示す。多層ソレノイドコイ
ルを Fig.1 のように巻いた場合の素線間電流分流について数値解析を行った。各素線の自己インダクタンス及び相互インダ
クタンスに加え、電流リードとの接触抵抗 RN と、超伝導素線における磁束フロー抵抗 RHTS からなる抵抗 Rx を考慮にいれると等価回路は Fig.2 で表され、回路方程式は次式となる。

㻌
㻌
㻌
㻌
㻌
㻌
㻌
㻌
)LJ VWUDQGVXSHUFRQGXFWLQJWUDQVSRVHGSDUDOOHOFRQGXFWRUV㻌)LJ (TXLYDOHQWFLUFXLWRIDVWUDQGSDUDOOHOFRQGXFWRU
㻌
㻔㼍㻕㻌
㻌
㻌
㻌
㻌

各素線の磁束フロー抵抗 RHTSx は高温酸化物超伝導線材の通電特性を n 値モデルで近似すると、
5+76[ 9, 9F ,Q,ｃQ で表される。接触抵抗 RN には実測値を用いた。

㻌
㻌
㻌
㻔㼎㻕㻌

結果
ｎ値と臨界電流密度の片方を固定し、片方を基準値から変化させて電流分流比に与える影響について調べた。各素線の臨界電流密度を 㻵㼏㻩㻝㻜㻜㻭、㻥㻜㻭、㻤㻜㻭、通電電流を 㻝㻜㻜㻭、㼚
値をｎ㻩㻣 とした場合の電流分流比の解析結果を 㻲㼕㼓㻚㻟㻔㼍㻕に示す。各素線の臨界電流密度を 㻵㼏㻩㻥㻜㻭 で固定し、ｎ値のみをｎ㻩㻡㻚㻢、㻣、㻤㻚㻠 と変化させた場合の解析結果の一例を 㻲㼕㼓㻚㻟㻔㼎㻕に示す。高周波領域ではインダクタンス成分の影響が大きく、転位によって各素線のインダクタンスが均等になるようにしている
ため電流分流は均一化される。一方低周波、特にその極限である直流では抵抗成分の影響が大きく、電流は均一に流れな
いことがわかる。他の場合における電流分流の様相については当日報告する。㻌

㻌
㻌
㻌
㻌
㻌
㻌


)LJ &XUUHQWEUDQFKUDWLR
D Q 、,F 、、$ ― 145 ―

第90回

E Q 、、、,F $

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p15

マグネット解析 (2)

Y 系超伝導転位並列導体で構成したコイルの付加的交流損失特性(3)Additional AC loss properties of Y-based superconducting parallel conductors槻木優樹, 岩熊成章(九大);和泉輝郎, 塩原融(ISTEC)TSUKIGI Yuki, IWAKUMA Masataka (Kyushu-Univ.);IZUMI Teruo,SHIOHARA Yuh(ISTEC)
E-mail:tsukigi@sc.kyushu-u.ac.jp

1.はじめにBe:外部磁界

我々は大電流容量化を目指す酸化物超伝導体の構成法
として Fig.１に示すように素線を並列に並べ、巻き線途
中で転位を施す方法を提案している。超伝導線材を用い

ds:素線中心間距離
u:線材厚さw:線材幅て転位並列導体を構成すると素線に発生する交流損失に加え転位並列導体化に伴う損失が発生する。この損失のことを付加的交流損失と呼んでいる。本研究では実際の酸化物超伝導線材の通電特性を模擬して n 値モデルを採

Fig.1 A transporsed two-strand parallel conductor

用し、転位並列導体をコイルに巻いた場合の付加的交流損失の解析を行った。
2.並列導体の付加的交流損失
Fig.2 は 2 本並列導体の転位位置を中央からΔℓだけずらしたコイルの概略図である。転位の左右で鎖交磁束の差が生じ、それを打ち消すように遮蔽電流が発生する。

Fig.2 two-strand parallel conductor wound into
a 1-layer solenoidal coil
3.5

遮蔽電流を導出する際に、n 値モデルによる素線抵抗 r3を考慮すると、単位体積当たりの付加的交流損失は次式

2.5

B(t)[T]となる。

( 4 R + 2r ) I 2
W =
2uwL

2
1.5
1

L:導体長、R:並列導体端部の接触抵抗、r:素線抵抗

0.5
0

3.結果
本研究では磁界を一定値に保って利用する機器を想定したため、外部印加磁界は Fig.3 のように想定し、励磁が遅いほど最大値が小さくなったが、磁界を一定にした後に減衰しはじめるまでの時間も長くなった。

今後の課題は、より実際の機器構成に近いモデルを構築・解析していくこと、また、変動磁界中で並列導

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

Fig.3 The property of external magnetic field
10

4

10

2

10

0

0.1T/s
0.01T/s
0.001T/s

3

Additional loss[W/m ]Fig.４は付加的交流損失の時間変化である。励磁速度0Seconds[s]加速度を 10-1,10-2,10-3[T/s]で比較した。また 500 巻きの１層コイルにおいて、転位位置がずれた場合を想定した。

0.1T/s
0.01T/s
0.001T/s

10

-2

10

-4

10

-6

10

-8

10

-1

10

体の付加的交流損失を抑える方法を模索してくこと

0

10

1

10

2

10

3

10

4

Second[s]Fig.4 The property of the Additional lossなどが挙げられる。
― 146 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p16

マグネット解析 (2)鞍型ピックアップコイル法による REBCO 超電導テープ線材の磁化緩和特性の考察(1)Characteristic tests of magnetization relaxation of REBCO superconducting tapesby saddle-shaped pickup coil low
益田 佳一郎, 岩熊 成卓(九州大学)； 和泉 輝郎, 塩原 融（SRL）
Masuda Keiichiro, Iwakuma Masataka (Kyushu Univ.); Iｚumi Teruo, Shiohara Yuh (SRL)
Email:masuda@sc.kyushu-u.ac.jp
1.

はじめに
近年、医療用 MRI の励磁用コイルへの高温超電導技術の導入による脱ヘリウムや高磁界化に期待が高まっている。しかしながら MRI には 1 時間当たり 1ppm 程度の磁界減衰率が要求され、Y 系超伝導テープ線材を用いる際、その磁化による遮蔽電流の緩和が磁界の時間的な均一性に影響を及ぼしてしまう。そこで本研究では、
テープ線材に流れる遮蔽電流が緩和しきってから、MRIを使用するという手法に向け、超電導線材に流れる遮蔽電流の緩和特性を明らかにすることを目的としている。また Y 系の超電導コイルの直流通電後の磁化緩和を測定し、テープ線材の磁化緩和測定結果をもとに自己磁場中でのコイル全体の磁化緩和を推定、比較検討
を行う。

1.05
ISTEC-SRL 東雲 PLD4-12230S EuBCO+BHO+3.5mol%
1.52um3L10mm幅15-30K90deg2.0Tb

1

2.

0.95

15K2.0Tb-M0=426.86

0.9

30K2.0Tb-M0=259.21

0.85
0.01

と電流密度 A/m は0.125410(2)

Y系超電導コイル磁化緩和特性@66K80A

0.12520.125

0.1248

∗

(3)

B[T]

0.1246
-50

3.

50

100

150

200

Fig.2 magnetization relaxation of YBCO coil
2.5

0.14

y = -0.095611 + 0.027193x R= 0.99986
y = 0.0046586 + 0.0015078x R= 0.99911

0.12

2

0.1
1.5

0.08
0.06

1
Vc[mV]

0.04

B[T]

0.5

0

B[T]

実験結果及び考察
Fig.1 に鞍型ピックアップコイル法で測定した EuBCO
線材の磁化緩和特性の測定結果を示す。式(3)が示すよ
うに、測定結果から温度が高くなるほど、緩和率が大
きくなることが分かる。これにより鞍型ピックアップ
コイルにより初期過程での磁化緩和の測定が行えることを示した。加えて Fig.2 に Y 系コイルの磁化緩和を、
Fig.3 に I-V,I-B 特性を示す。Fig.2 からコイルの磁場強度が大きくなっていることから、超電導テープ線材の遮蔽電流の減衰が伺える。今後の課題として、積層
枚数変化時、磁場印加角度変化時の磁化緩和のデータ収集と考察を進めるとともに、外部磁場印加時の Y 系
コイルの磁化緩和の評価を行っていく必要がある。

0t[sec]

Vc[mV]

は緩和する。

1

Fig.1 Characteristic of magnetization relaxationの関係が成り立つので、以下の表式
で磁化0.1t[sec](1)∗

20K2.0Tb-M0=363.20
25K2.0Tb-M0=303.04

B[T]となる[1]。また磁化

M/M0

研究内容
連続的なデータ収録を行えるという鞍型ピックアッ
プコイル法のメリットを活かし、超電導テープ線材の磁化緩和の初期過程の測定を行った。今回は EuBCO 超電導テープ線材を用いて、測定温度を 15K、20K とし、直流バイアス磁界を 0T~2.0T、線材の積層枚数を 3 枚にして測定した。Table.1 に EuBCO 超電導テープ線材の諸元を示す。また、今回 YBCO 超伝導コイルに直流通電し、そのコイル中心部の磁化の緩和特性を、ホール素子を用いて測定した。以下、テープ線材の磁化の緩和率について簡単に述べる。磁束クリープの理論より、見かけのピンポテンシャルを ∗
、温度を
、ボルツ
マン定数を
、超電導体を流れる
電流密度を A/m としたとき、緩和開始後十分に時間が経過すると以下の関係が成り立つ。対数減衰率は、

Table.1 Specifications of EuBCO superconducting
tapes
Width
10mm
Stabilizer
Ag(4µm)Superconductor
EuBCO+BHO(1.52µm)
Cap and buffer layers
CeO (0.62µm)
LMO(8nm)
MgO(5nm)
Y O (14nm)
Gd Zr O (0.8µm)
Substrate
Hastelloy(100µm)
Ic-self
500A

0.02
0

20

40

60

80

0
100

I[A]

Fig.3 I-V,I-B Characteristic of YBCO coil

― 147 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p17

マグネット解析 (2)無絶縁・部分絶縁 REBCO パンケーキコイルの通電特性評価のための回路解析法
Circuit analysis method for electromagnetic characteristics in no-insulation and partial insulation
REBCO pancake coils
荒川 一誠，池田 愛花，大木 隆広，中田 恵理香，南 克彦，王 韜，石山 敦士（早稲田大学）；王 旭東（KEK）；
野口 聡（北海道大学）；渡部 智則，長屋 重夫（中部電力）
ARAKAWA Issei，IKEDA Aika，OKI Takahiro，NAKADA Erika，MINAMI Katsuhiko，WANG Tao，
ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.); WANG Xudong (KEK); NOGUCHI So (Hokkaido Univ.);
WATANABE Tomonori，NAGAYA Shigeo (Chubu Electric Power);
E-mail: atushi@waseda.jp
1．はじめに
無絶縁 REBCO パンケーキコイルは高い熱的安定性を有した上で高電流密度化を実現できる可能性がある。一方で無絶縁コイル（No-Insulation: NI コイル）は励磁時の時間遅れが課題となっている。これを解決する手段のひとつとして無絶縁
コ イ ル へ 部 分 的 に 絶 縁 を 施 す 部 分 絶 縁 コ イ ル （ Partial
Insulation: PI コイル）が提案されている。そこで我々は，新たに提案した PEEC(Partial Element Equivalent Circuit)モデル
により PI コイルの電磁気的振舞いの評価を行った。また，その結果に基づいて従来の回路モデルで部分絶縁コイルを簡易的に評価する方法について検討した。
2．解析手法・等価回路モデル
NI コイルは線材間の接触を介してコイル周方向だけでなく，径方向へも電流が流れる。先行研究[1]で提案されている等
価回路モデルと我々が提案した PEEC モデルを Fig. 1(i)(ii)に示す。Fig. 1(i)の回路モデルでは NI コイル内において周方向と径方向の電流パスを考慮している。Fig. 1(ii)の PEEC モデル
ではコイルを細かい要素に分割し，それぞれの要素の周方向と径方向の電流パスを考慮する。今回は PEEC モデルによって数ターン毎に部分絶縁を施した場合のコイル中心磁場，周方向および径方向の電流分布を評価した。
3．解析結果・考察
解析は先行研究[1]の実験コイルを対象として行った。コイルの諸元を Table 1 に示す。また，無絶縁・部分絶縁コイルを
30 A 一定電流通電時から電源遮断した際のコイル中心磁場の解析結果を Table 2 に示す。解析は 60 ターンのコイル内にN ターン（2,3,4,5,10,15,30）毎に絶縁を入れた場合を想定した。Table 2 より，部分絶縁を施すにつれて，中心磁場の減衰
時定数が小さくなることが確認できた。Fig. 2 に 10 ターン毎に絶縁が施された部分絶縁コイルの電源遮断後 0.01 s の周方向と径方向の電流分布を示す。Fig. 2 より周方向電流は絶縁が入った層の端で 0 A となるように分布し，その他のターンで増加する。また，径方向電流は各ターンで周方向電流に従って分布する。したがって，部分絶縁を施すと径方向に電流がバイパスする際の層間接触面積が減少するため，結果としてコイル全体としての層間接触電気抵抗 Rc は増加する。絶縁面積の割合と層間接触電気抵抗，時定数の関係を Fig. 3 に示す。実線は NI コイルの層間接触電気抵抗 Rc と層間の接触面積率から算出した PI コイルの層間電気接触抵抗と時定数であり，プロットは PEEC 解析の結果である。以上の結果より
層間接触電気抵抗 Rc は，層間の接触面積に反比例し，時定
数は部分絶縁の面積に比例して小さくなることが示された。
4．まとめ
部分絶縁されたコイルの電磁気的振舞いを PEEC モデル
によって明らかにした。結果より，部分絶縁した場合の層間接触電気抵抗は接触面積によっておおよその値を予測できることがわかった。そのため，部分絶縁が時定数に与える影響は
層間接触電気抵抗から簡易的な回路でも評価可能である。
本研究の一部は科研費基盤研 A(no.26249036)によった。

Fig. 1 Equivalent Circuit Models
Table 1 Specifications of the NI REBCO pancake coilParameters
Super Power® C4050 REBCO wire
Overall width; thickness (mm)Copper stabilizer thickness (μm)
Ic @ 77K, self-field (A)NI REBCO Pancake Coili.d.; o.d.; height (mm)60-turn NI pancake coil
40; 0.063
10 (5 per side)>100

Contact surface resistivity, Rct (μΩ⋅cm2)
Ic @ 77K, coil-field (A)Inductance (μH)

60.0; 67.6; 4.0
70.0
43
432.3

Table 2 Simulation Results
Insulated Layer(every "N" turn)
Time constant τ (s)Turn-to-turn contact
resistance Rc (μΩ)

PI 2

PI 3

PI 4

PI 5

PI 10

PI 15 PI 30

NI

0.42

0.56

0.63

0.68

0.75

0.78

0.80

0.83

1027

770

685

634

575

553

540

520

(i)

( ii )

Fig. 2 Current Distribution at 0.01 s (i )Azimuthal Current(ii)Azimuthal Current and Radial Current in 1turnFig. 3 Comparison of Contact Area Ratio, Time Constantand Turn-to-turn Contact resistance
参考文献
1. Xudong Wang, et al.:Supercond. Sci. Technol 26 (2013)
035012― 148 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p18

マグネット解析 (2)層間接触電気抵抗の不規則分布を考慮した
無絶縁 REBCO パンケーキコイルの遮断特性解析
Numerical simulations of sudden discharge characteristic of no-insulation REBCO pancake coilswith random contactless between layers
中田 恵理香，池田 愛花，大木 隆広，荒川 一誠，南 克彦，王 韜，石山 敦士(早稲田大学）；
王 旭東（高エネルギー加速器研究機構）；野口 聡（北海道大学）；
NAKADA Erika，IKEDA Aika，OKI Takahiro，ARAKAWA Issei，MINAMI Katsuhiko，WANG Tao，
ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.); WANG Xudong (KEK); NOGUCHI So (Hokkaido Univ.);
E-mail: atsushi@waseda.jp
1．はじめに
現在、高温超電線材を用いた無絶縁（NI：No-Insulation）コ
イルの研究開発が各所で進められている。NI コイルは、本来二律背反の関係にある高い工学的電流密度と高い熱的安定性の両方を同時に達成できる手段として注目されている[1][2]。
一方で、電磁的・磁気的現象がコイル内部でどのように起きているか不明な点が多い。そこで今回は PEEC（Partial Element
Equivalent Circuit）モデルを用いた回路解析により、ランダムに非接触部分が存在する NI コイルに対し、遮断特性を検討すると共にエネルギー収支の関係を評価したので報告する。
2．解析条件本解析では実際のコイルを想定し、コイル巻線時における
巻線のゆがみや部分的な酸化などを模擬するため、層間がランダムに接触している状態を考え、非接触部分の面積をパラメータとして解析・評価した。また非接触部分以外の接触抵抗
は 70 µΩcm2 として与えた[1]。先行研究[1]を基にした、解析対象とするコイルの諸元を Table 1 に示す。解析モデルである
PEEC(Partial Element Equivalent Circuit)モデルの概略図を
Fig.1 に示す。モデルコイルを周方向に 36 分割し、各要素のインダクタンスはノイマンの公式より算出している[2]。電源遮断時の通電電流は 30 A ホールド状態である。
3．解析結果解析結果の例として、非接触面積 20％のコイルにおける電源遮断 0.001 秒後の電流分布、接触抵抗分布、及び発熱分
布を Fig. 2 に示す。Ir は径方向電流であり、Iθは周方向電流を示している。Fig. 2 より、Iｒは各非接触部分に対して対称に電流の絶対値が増加し、Iθ の値は各ターンの非接触面積に依存していることがわかる。また、非接触部分以外のコイル全体で均一に発熱していることがわかる。
次に時定数、及び電流の最大値を Table 2 に示す。非接触部分が多いほど時定数は小さくなり、流れる電流が大きくなる傾向になることがわかる。これは非接触部分が増えることにより、コイル全体の抵抗値が大きくなるためである。また非接触部分が 50％を超えた場合でも、電流の最大値は 41.8 A とコイ
ル Ic である 43 A を超えないことがわかる。また、通電電流より算出されるコイル全体の蓄積エネルギーと、層間接触抵抗で消費されるエネルギーの差は 1％程度であった。以上の結果
より、非接触部分がランダムに存在するコイルでも、層間接触
抵抗によりエネルギーがコイル内でほぼ均一に消費されることが確認できた。
本研究は科研費基盤研究 A（No. 26249036）によった。
Table 1 Parameters of NI HTS single pancake coil.
REBCO wire Overall width; thickness (mm)Copper stabilizer thickness (µm)
Coili.d.; o.d.; height (mm)Turns
Ic at 77 K, self-field (A)Bz per amp at coil center (mT/A)
Inductance (µH)
Contact surface resistivity, Rct (µΩ·cm2)

4.0; 0.063
10 (5 per side)
60.0; 67.6; 4.0
60
43
1.17
432.3
70

Partial inductance

Current lead
Current lead

Fig. 1

Partial turn-to-turn
contact resistance

Schematic drawing of the PEEC model

0.000038.40-0.338729.11-0.6774

19.82-1.016

10.53
1.241

-1.355

[A]

[A]

(a)

(b)

0.350012.40

0.33509.301

0.32006.201

0.30503.100

0.29000.000

×10-3 [O]×10-3 [J]Max : 1.00e+028
Min : 0.2971

Max : 12.40
Min : 0.0000(c)(d)
Fig. 2 Analytical results of the radial current distribution(a) Ir, the azimuthal current distribution (b) Iθ at 0.001s,turn to turn contact resistance distribution (c), anddistribution of Joule heat (d)Table 2 Summary of the analytical results
Ratio ofcontactless
[%]
0
5
10
20
30
50

Time constant[s]

Minimum of
Ir [A]

Maximum ofIθ [A]

0.82
0.78
0.74
0.66
0.57
0.41

-1.10
-1.14
-1.20
-1.35
-1.55
-2.00

36.9
37.4
38.8
38.4
38.9
41.8

参考文献
1. X.Wang, et al.: Supercond. Sci. Technol, Vol. 26 (2013)
035012
2. T.Oki, et al.: Abstract of CSJ Conference, Vol.89(2014)p.65― 149 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p19遮蔽電流

NMR 用 HTS コイルに誘起された遮蔽電流を抑制する HTS 補償コイルの製作・試験
Fabrication and test of HTS compensation coil to suppress screening currents induced in
HTS coil for NMR
柁川 一弘（九大）； Gettliffe Gwendolyn，Chu Yong，宮城 大輔，Lécrevisse Thibault，Hahn Seungyong，Bascuñán Juan，岩佐 幸和（MIT）
KAJIKAWA Kazuhiro (Kyushu Univ.); GETTLIFFE Gwendolyn, CHU Yong, MIYAGI Daisuke, LÉCREVISSE Thibault,
HAHN Seungyong, BASCUÑÁN Juan, IWASA Yukikazu (MIT)E-mail: kajikawa@sc.kyushu-u.ac.jp
1．はじめにMRI／NMR 用マグネットでは ppm〜ppb オーダの磁界均一度が要求される。しかし、現在市販化されている HTS テー
プ線材を巻いた超電導コイルでは、テープ面に垂直な磁界成分により誘起された幅広面内の遮蔽電流がコイル中心部の磁界均一度を極端に低下させることが知られている。このHTS コイルに誘起された遮蔽電流を低減するために、異常横磁界効果に基づいて付加的な補償コイル（shaking コイル）により交流磁界を短時間印加する方法が提案されている[1–3]。
そこで、本研究では、線幅の狭い HTS テープ線材を用いた
新 し い shaking コ イ ル を 提 案 す る 。 ま た 、 RE 系 coatedconductor を用いて shaking コイルを実際に製作し、Bi-2223 テープ線材を巻いた NMR 用 HTS インサートが作る遮蔽電流磁界（SCF）の低減効果を実験的に検証した。
2．HTS 補償コイル（shaking コイル）の設計・製作
Fig. 1 と Table 1 に示すような HTS shaking コイルを設計・製作した。既存の HTS インサートは、幅 3.1 mm、厚さ 0.25
mm の Bi-2223 銀シーステープ線材を 50 個のダブルパンケ
ーキ状に巻線したものであり、総ターン数は 7200 である[4]。この HTS インサートの内径・外径・高さはそれぞれ、78.2 mm,
120.3 mm, 327.6 mm である。一方、HTS shaking コイルは、幅2.01 mm、厚さ 0.1 mm 以下の coated conductor を用いて巻線した。臨界電流 Ic は、77 K・自己磁界下で 53〜56 A である。
shaking コイルの内径と高さはそれぞれ、130 mm, 360 mm である。また、その層数は 2 であり、2 層目に長さ h が 300 mm のノッチ部を有する。従って、1 層目のターン数は 164、2 層目は14 × 2 である。このようなノッチ付ソレノイドを採用することにより、HTS インサート内の各ターンに印加される局所磁界の径方向成分を極力少なくすることが期待できる。shaking コイルの全長は約 80 m であるが、購入できる coated conductor の単長が約 35 m に制限されたため、3 片をハンダ付によりラップ接続することとした。短尺線材を用いて事前に幾つかの接続試料を製作した結果、Ic が 53 A の線材同士の超電導層に近い側を 136 mm にわたってハンダ付することにより、接続抵抗 52n Ω 、臨界電流 52.3 A を最終的に達成することができた。製作した shaking コイルの Ic は、77 K で 45 A だった。

参考文献
1. K. Kajikawa, et al.: Abst. of CSSJ Conf. 85 (2011) 1D-a07.
2. K. Kajikawa, et al.: Supercond. Sci. Technol. 24 (2011)
125005.
3. K. Kajikawa, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. 22 (2012)
4400404.
4. H. Lee, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. 13 (2003) 1546.
HTS shaking coilh

HTS insert

LTS magnet

Fig. 1 Schematic illustration of HTS insert, HTS shaking coiland LTS magnet.
Table 1 Specifications of HTS shaking coil.
2.01 mmTape width
92, 95, 92 μm
Tape thickness
54, 53, 56 A
Tape Ic at 77 K in self-field
130 mmInner diameter of coil
360 mmHeight of coil2
Number of layers of coil
300 mmNotched length in 2nd layer, h164
Number of turns of 1st layer
14 × 2
Number of turns of 2nd layer
45 A
Coil Ic at 77 K in self-field

3．実験結果HTS インサートと HTS shaking コイルを同軸に配置し、液体窒素中に浸漬した。HTS インサートの巻線に遮蔽電流を誘起するために、大口径の室温ボアをもつ LTS マグ
ネットを使用した。まず、LTS マグネットを 1.25 T まで
励磁した後、0 T まで減磁した。励減磁直後の磁束クリー
プによる遮蔽電流の減衰が落ち着くまで、約 15 分待機した。その後、HTS インサートの中心部に配置したホール
センサを用いて、軸方向の SCF を計測した。実験結果を、
Fig. 2 に示す。shaking コイルによる SCF の減少は、1) 印
加する交流磁界振幅と 2) サイクル数により決定される。
本研究は、JSPS 科研費 24360110 の助成を受けたものである。

Fig. 2 Experimental results of decay property of SCFs fornumber of cycles of applied AC magnetic field.

― 150 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p20

遮蔽電流

REBCO コイルにおける遮蔽電流による不整磁場の低減
Reduction of Irregular Magnetic Field Generated by Screening Current in REBCO Coil
今市 洋平, 松見 絢子, 持田 歩, 有谷 有汰, 齋藤 隼, 王 韜, 石山 敦士 （早大）； 植田 浩史 （阪大）；
宮﨑 寛史, 戸坂 泰造, 野村 俊自, 来栖 努 （東芝）
IMAICHI Yohei, Matsumi Ayako, MOCHIDA Ayumu, ARIYA Yuta, SAITO Jun, WANG Tao, ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.);
UEDA Hiroshi (Osaka Univ.)； MIYAZAKI Hiroshi, TOSAKA Taizo, NOMURA Shunji, KURUSU Tsutomu (Toshiba)
E-mail: atsushi@waseda.jp
1．はじめに経済産業省プロジェクト「高温超電導定磁場コイルシステ
ムの研究開発」において，我々は 10 T 級（9.4 T）MRI の実現に向けた研究を行っている[1]。使用する REBCO コイルはテープ形状であるために，垂直磁場に対し遮蔽電流が顕著に誘導され不整磁場が生じる。従って MRI 磁石に必要な磁場
均一度や時間安定性を保つために，遮蔽磁場の低減が必須
課題となっている。低減策の一例として線材の細線化が挙げられ，先行研究[2]にて遮蔽磁場低減に対し一定の効果が示されている。そこで今回は 200mm，10T 級均一磁場発生コイ
ルを対象として，線材の細線化の効果について解析・評価したので報告する。
2．電磁場解析
解析対象となるコイルの諸元を Table 1，概略図を Fig. 1 に示す。このコイルは，中心磁界強度を 9.4 T±0.2 %，100 mm
DSV において磁界均一度 10 ppm 以下の設計仕様に対して，
線材幅 5 mm，基板層 75 μm，銅層 20 μm，REBCO 層 2 μmの線材を用いて，巻線使用量を少なくなるように最適化設計したものである[3]。細線化モデルについては，元々5 mm 幅１本だったテープを 2.5 mm 幅 2 本並行で配置した。数値解析には三次元有限要素法と高速多重極法を用い[4]，支配方程式はሼߘ ൈ ߩሺߘܶ ൈ ࢔ሻሽ ή ࢔ ൅を用いた。

ሺߘܶ ᇱ ൈ ࢔ᇱ ሻ ൈ ࡾߤ଴ ݀ ߲߲࡮଴නή ࢔݀ܵ ᇱ ൌ െή࢔Ͷߨ ߲‫ ݐ‬ௌ
߲‫ݐ‬
ܴଷ

（１）

3．結果・考察
コイル電流を 0.1 A/s で 288 A まで励磁し，保持した時の系
中心における不整磁場を Fig. 2 に示す。励磁完了時の不整
磁場は，線材が 5 mm 幅 1 本の場合では-0.041 T，2.5 mm 幅
2 本の場合では-0.019 T となっている。細線化を行ったことにより，不整磁場の大きさが半減していることが分かる。また，系の上半分におけるコイル 1～4 が系中心に作る各不整磁場をFig. 3 に示す。細線化の有無に関わらず，コイル 1 の作る不整磁場のみ正負が反転しており，絶対値比較ではコイル 4 が最大となっている。また励磁完了時には，コイル 1～4 全ての不整磁場が細線化によって半減している様子が見て取れる。このことから今回のコイル設計においては，コイル形状や印加されている磁場分布に依らず，細線化は不整磁場低減効果を有すると考えられる。
Table 1

Fig. 1 Optimal design of each coil for the minimum volume under
the specific field and the uniformity of field.

Specifications of 10-T class small-size model magnet

Coil specifications

Coil 1

Inner radius (mm)Outer radius (mm)height (mm)Turns／Single pancake coil
Number of Single pancake coil
Total turns
Gap between turns (mm)Gap between coils (mm)Transport current (A)Magnetic field @ center (T)Coil 2

Coil 3

Coil 4159.54100
310.26406.24
96
12
314
638
16
2
5024
1276
0.36
0.36
1
1
288
288
9.382

100
219.52
72
249
12
2988
0.36
1
288

5
2
75
20

width (mm)YBCO thickness (μm)
Hastelloy thickness (μm)
Cu thickness (μm)

143.766
176.886
48
69
8
552
0.36
1
288

Fig. 2

Irregular magnetic field by all coils at center.

Fig. 3

Irregular magnetic field by each coil at center.

謝辞
本研究は，経済産業省の産業技術研究開発委託費「高温超電導コイル基盤技術開発プロジェクト＜高磁場コイルシス
テムの研究開発＞」を通じて実施された。
参考文献
1. T. Tosaka, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol.90 (2014)
3B-p05.
2. A. Mochida, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 89 (2014)
p.66.
3. A. Ishiyama, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 89 (2014)
p.153.
4. H. Ueda, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 23 (2013),
4100805.

― 151 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p21遮蔽電流

HTS コイル(Bi-2223,REBCO)コイルの負荷率が外層シムコイルの磁場補正効率に与える効果
Effect of load of HTS(Bi-2223 and REBCO) coils on the performance of an outer shim coil梶田 健太朗，井口 聖威也（上智大）；柳澤 吉紀（理研）；濱田 衞（JASTEC）；
松本 真治（NIMS）；高尾 智明（上智大）；前田 秀明（理研）
KAJITA Kentaro, IGUCHI Seiya (Sophia Univ.); YANAGISAWA Yoshinori (RIKEN); HAMADA Mamoru (JASTEC);
MATSUMOTO Shinji (NIMS); TAKAO Tomoaki (Sophia Univ.); MAEDA Hideaki (RIKEN)
E-mail: kentaro.kajita@riken.jp

2. 実験方法
Bi-2223, REBCO コイルの諸元を Table 1 に示す。これらのコイルはほぼ同形状である。X 磁場成分を発生する超伝導シ
ムコイルを模擬した鞍型の銅コイルを、HTS コイル外層表面に設置した。この X シムコイルは 1 A あたり～3.7 kHz/cm の X
磁場成分を発生する。HTS コイルを液体窒素で冷却し、通電電流を変えながら、X シムコイルに-12～12 A の電流を流し、HTS コイル中心付近でホール素子をらせん状に移動させながら磁場分布を測定した。得られた分布をルジャンドル関数展
開し、X 磁場成分を求めた。
3. 実験結果
77 K における実験結果を Fig. 1 に示す。REBCO コイル（○）に比べて、Bi-2223 コイル（△）の方が X シムコイルの磁場補正効率が高い。低、中負荷率では、REBCO コイルの場合 X シ
ムコイルの磁場補正効率はわずか 2～10%であるが、Bi-2223
コイルの場合 18～33%である。この領域では、負荷率上昇に応じて X シムコイルの磁場補正効率が徐々に向上する。80%以上の高負荷率になると、REBCO、Bi-2223 ともに X シムコイ
ルの磁場補正効率が 40～50%へと顕著に向上した。これは、通電電流が臨界電流に近づいたことで、遮蔽電流が流れる余地が顕著に減少するためである。
4. 検討：1.2 GHz NMR 磁石における超伝導シムコイルの効率
Fig. 1 に示すようにコイル負荷率を横軸に取ると、4.2 K における超伝導 シムコイルの磁場補正効率[1](REBCO:●、
Bi-2223:▲)は 77 K における結果とほぼ一致する。これは、外層シムコイルが発生する磁場は、77 K または 4.2 K における線材の完全侵入磁場と比べて非常に小さいためであると考えられる。そこで、X シムコイルの効率 e を、負荷率 i、フィラメント
幅 w、レイヤー数 N に依存する関数として、下記のフィッティン
グ式を導き、Fig. 1 にプロットした。Bi-2223 線材のフィラメント
幅は先行研究[2]で得た知見より 0.9 mm とした。
e  0 .0533 75   6 .75
0 .0533 75
i  1  i
N 1.5 w N 1.5   N 1.5 w N 1.5  

(1)

式(1)を用い、別途設計を行った 1.2 GHz LTS/Bi-2223 NMR

磁石[3]における超伝導シムコイルの磁場補正効率を求めた。
この磁石の Bi-2223 コイルの総レイヤー数は 320、負荷率は58%であることを考慮すると、X シムコイルの磁場補正効率はわずか 4.3%となる（Fig. 1 の二点鎖線参照）。Bi-2223 コイルの巻厚が増えたことで遮蔽効果が増し、400 MHz LTS/REBCONMR 磁石の場合と同程度の磁場補正効率[1]にまで低下するのである。この場合、超伝導シムコイルのみで、主要な磁場不均一性の調整を行うのは難しく、鉄シムが必要となる。
5. まとめHTS コイルを高負荷率で使用すれば、外層シムコイルの磁場補正効率を向上させることができる。
1.2 GHz LTS/Bi-2223 NMR 磁石では、超伝導シムコイルのみによる磁場補正は難しく、鉄シムが必要になる。
本研究は（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」(S-イノベ)の支
援によって行われた。
Table 1. Specifications of a Bi-2223 coil and a REBCO coil
Bi-2223
REBCO
Conductor
SEI, Ltd
Fujikura Ltd
Bare conductor width /4.55 / 0.36
5 / 0.15
thickness(mm)Total conductor length (m)1178.71748.8Winding
Layer winding Layer winding
Coil i.d. / o.d.(mm)81.2 / 121.0
81 / 118.7
Coil length (mm)375.23400
Total turns
3870
5575.1
Number of layers
48
72
Coil Ic at 77 K,1 µV/cm (A) 48.6
64.6
Coil n-value at 77 K
13
31
Self-inductance (mH)
312.8
602.5
Impregnant
Paraffin wax
Paraffin wax

Efficiency of X-shim coil, e

1. はじめに
NMR 磁石では、コイル外側に設置した超伝導シムコイルによって磁場の不均一性を補正する。Bi-2223 や REBCO といった高温超伝導(HTS)コイルでは遮蔽電流の影響で、超伝導シムコイルの磁場補正効率（実際の補正能力/補正能力の設計値）が低下することがわかっている[1]。本研究では、400-500
MHz LTS/HTS 磁石に使用された Bi-2223, REBCO コイルの外層に超伝導シムコイルを模擬した銅製の鞍型外層 X シムコ
イルを設置し、その磁場補正効率を 77 K において検証した。
さらに、過去に行った LTS/HTS NMR 磁石（4.2 K）における超伝導シムコイルの磁場補正結果も合わせ、HTS コイルの巻厚が磁場補正効率に与える影響を検討した。これらの結果を踏まえ、実現を目指す小型 1.2 GHz LTS/Bi-2223 NMR 磁石において、超伝導シムコイルの磁場補正効率がどの程度低下するのかを検討した。

1
0.8
0.6

Bi-2223 (exp. 77 K)
Bi-2223 (exp. 4.2 K)
Bi-2223 (calc. Eq. (1))
REBCO (exp. 77 K)
REBCO (exp. 4.2 K)
REBCO (calc. Eq. (1))
1.2 GHz LTS/Bi-2223
NMR magnet (calc. Eq. (1))

0.4
0.2
0
0

0.2
0.4
0.6
0.8
Load factor of HTS coils, i1

Fig.1 Efficiency of a X-shim coil vs. load factor of an HTS coil.
参考文献[1] 柳澤他, 2014 年度春季低温工学・超伝導学会, 1A-p01[2] Xu et. al., ASC2014 preprint, 4LPo2C-06[3] 井口他，2014 年度秋季低温工学・超伝導学会, 3B-p04― 152 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p22超電導応用 / 電流リード

超電導バルク材を用いた磁気軸受
Magnetic Bearing of Bulk-Annulus Magnets
福本 祐介，富田 優（鉄道総研）
FUKUMOTO Yusuke,TOMITA Masaru（RTRI）
E-mail: fukumoto.yusuke.68@rtri.or.jp
1．はじめに近年、世界中で超電導ケーブルの研究開発が活発に行Mわれている。超電導ケーブルの冷却システムを構成する機器

Magne c ﬁeld (T)において、冷媒の循環ポンプは非常に重要な機器であり、メPermanent magnet

ンテナンスなどで停止すると系統の冷却が困難となる。この循
環ポンプに使用されている遠心ポンプは、常温に配置したモータで低温部のシャフト、インペラを回転し、その遠心力で送液する構造であるが、シャフトを長くすると軸が振れるため低s

温部に軸受が必要となる。低温部では潤滑油が使用できず、

stainless

軸受のメンテナンス周期が短くなる問題がある。そこで我々は、低温中に配置されることに着目し、超電導バルク材を用いた磁気軸受を試作し、荷重試験を行った。
2．磁気軸受の構造
磁気軸受の構造
試作した磁気軸受の構造を Fig.1 に示す。シャフトに永久磁石を組み込み、同極が対向しているヨーク部において高いSuperconduc ng Bulk annuli

impeller

磁場値、磁場勾配が発生している。この部分に円環状に加工した超電導バルク材 [1]を配置し、磁場を捕捉することで安定

Fig.1 Structure of Magnetic bearing

した磁気浮上を得ることができる（Fig.2）｡
3．荷重試験
荷重試験
大きな磁場勾配を有する磁石対向部において超電導バルク材を着磁し、軸方向に荷重を加えた場合に生じる磁気力の測定値と解析値を Fig.3 に示す。磁場を捕捉している超電導バルク材に外部磁場が働いた場合の磁気力は、捕捉磁場と外部磁場の差および磁場勾配の積に依存するため、磁気力
は変位量に従い緩やかに増加する。測定値と解析値の差は、超電導バルク材が永久磁石の磁場中を移動することで捕捉磁場値が変化しているためだと考えられる。
Fig.2 Stable levitation by flux pinning

超電導バルク材と永久磁石のギャップ長を少なくし磁場勾配を大きい箇所へ超電導バルク材を配置することや、超電導
150

バルク材の個数を増やすことで磁気力を高めることができる。

calculation

謝辞

参考文献

F [N]

本研究の一部は、科学技術振興機構（JST）の戦略的イノ
ベーション創出推進事業（S- イノベ）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。

100

50
measurement

0

1．M．Tomita，et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol.80(2009) p.168

90

91

92
93
Position [mm]9495

Fig.3 Comparison in the axial load test

― 153 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p23

超電導応用 / 電流リード

磁気アルキメデス効果を用いた都市鉱山からの有価資源の回収
Re-collecting value resources from urban mine by Magneto Archimedes Effect松浦 優也，三浦 大介，安齋 達貴，佐藤健太（首都大）MATSUURA Yuya, MIURA Osuke, ANZAI Tatsuki, SATO Kenta (Tokyo Metropolitan University)
E-mail: matsuura-yuuya@tmu.ac.jp
1．はじめに都市鉱山とは、廃棄された携帯電話・パソコンなどの部品に含まれた貴金属等の有価資源を採掘可能な資源とみなそうとする概念である。都市鉱山という観点からみると、日本は世界有数の資源大国であり、その有価資源を回収しようと様々な試みがなされている。その試みのひとつとして磁気ア
ルキメデス効果[1]を使うことが考えられる。磁気アルキメデス
効果とは、大きな常磁性をもつ媒質中に物質を分散させ、磁場勾配をかけることで磁化率と密度の差により、物質がある決まった高さに浮上静止するというものである。この特徴をうまく利用すれば様々な混合物から該当物質のみを選択的に分離・回収できる可能性がある。本研究では磁気アルキメデス
効果を用いて様々な混合物から有価資源を選択的に回収することを検討する。

3．実験方法
水に塩化マンガン(II)を溶かした塩化マンガン水溶液を作製し、被分離物質と水溶液をメスシリンダーにいれる。磁場 10
T をかけた超伝導マグネットのボア内にメスシリンダーを挿入
し、CCD カメラで浮上位置を観察した。
被分離物質は金、塩化銀、酸化パラジウム、銅、パラジウム、白金の 6 種について実験を行い、金は 50 wt%、その他の金33 wt%の塩化マンガン水溶液で実験を行った。
4．実験結果
浮上実験の結果を以下の表に示す。
Table.1 Floating experimental resultsGold
Silverchloride
Palladiumoxide
CopperPalladium
Platinum

2．磁気浮上のシミュレーション
真空の透磁率 μ0 [H/m]、重力加速度 g [m/s2]、磁束密度 B[T]、溶液の密度 ρf [kg/cm3]、磁化率 χf [-]、また被分離物質の密度 ρp [kg/cm3]、磁化率 χp [-]とすると、磁気アルキメデス効
果により浮上静止する条件は以下の式、
𝝌𝝌𝝌𝝌𝒇𝒇𝒇𝒇 −𝝌𝝌𝝌𝝌𝒑𝒑𝒑𝒑
𝝁𝝁𝝁𝝁𝟎𝟎𝟎𝟎

𝒅𝒅𝒅𝒅𝑩𝑩𝑩𝑩𝑩𝑩𝑩𝑩 𝒅𝒅𝒅𝒅𝒅𝒅𝒅𝒅 + �𝝆𝝆𝝆𝝆𝒇𝒇𝒇𝒇 − 𝝆𝝆𝝆𝝆𝒑𝒑𝒑𝒑 �𝒈𝒈𝒈𝒈 = 0･･･(1)で求まる。
実験で使用する 10T 超伝導マグネットの磁場分布、溶液として使用する塩化マンガン(II)MnCl2 水溶液と被分離対称物
質の密度(文献値)、及び磁化率(SQUID により実測定)により、浮上する位置の理論値を（1）式より計算で求めた。
また、密度を固定したときの磁化率による浮上位置の差、磁化率を固定したときの密度による浮上位置の差を密度 2～
20 g/cm3、磁化率-10-2～-10-6 の範囲で計算しグラフにした。

B･dB/dz[T2/m]
calculated experiment
value
value
-379.79-328

Floating position[mm]calculated experiment
value
value
117.5
128

-196.57

-148

153

164

-308.25

-230

132

146

-358.51237.29-1799.69

-240
-

122
0
0

144
0
0

また、金は顕微鏡で見ると多孔質であり空気を含んでしまう
ためそのままだと浮上にばらつきが生じてしまっていたが、粉末にした金は一定の高さに浮上静止した。

Fig.3 Floating gold powder

Fig.1 Magnetic susceptibility dependence of floating height at 10T

5．まとめ
浮上した金属について、実際の浮上位置と計算で求めた浮上位置を比べると、概ねの傾向は一致していたが、実験結果の方が 10～20 mm 低い値が出ていた。これは、金属の純度による密度の差や気泡・静電気力の影響、マグネットの径方向の磁場の変化等が原因であると考えられる。
また、パラジウムとプラチナは浮上せず沈んだままであったが、計算結果でも浮上しないことが確認できた。
実験により、被分離物質はパラジウムとプラチナを除いてそれぞれ違う場所に浮上静止したので、これらの混合物から対象とする物質だけを一度に分離回収することが可能であると
いえる。
参考文献
[1] Y.Ikezoe, N.Hirota, J.Nakagawa, K.Kitazawa,”Making
water levitate,” Nature 393, 749-750(1998)

Fig.2 Density dependence of floating height at 10T― 154 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p24超電導応用 / 電流リード

炭素系廃棄物からの磁性活性炭の調製と磁気分離応用

The preparation of the magnetic activated carbon from carbon-based waste
and the magnetic separation study
安齋 達貴，松浦 優也，佐藤 健太，三浦 大介 (首都大学東京)
ANZAI Tatsuki, MATSUURA Yuya, SATO Kenta, MIURA Osuke (Tokyo Metropolitan University)
E-mail : anzai-tatsuki@ed.tmu.ac.jp
1. はじめに
活性炭には有効な吸着作用があり高度浄水処理工程の一部にも含まれている。活性炭の原料としては木炭、ヤシ殻炭、石炭が多く使われているが、一般的に製品化されていない炭素系の廃棄物からも同様に効果的な活性炭を作製できる可能性がある。
そこで、本研究では籾殻とコーヒー粕に担磁処理及び賦活熱処理によりメソ孔と強磁性体であるマグネタイトを
精 製 さ せ た 、 磁 性 活 性 炭 (MAC= Magnetic ActivatedCarbon)を作製し、磁化特性を調査して磁気分離応用への検討をした。また、MAC の吸着特性として、トリハロメタン前駆体であるフミン酸の水中からの除去性能を調査した。
2. 磁性活性炭の作製
籾殻及びコーヒー粕に対し硝酸鉄を含浸させた後、N2と CO2 によるガス賦活熱処理を行い、マグネタイトを生成させることで磁化を持つ磁性活性炭を作製できる。作
製条件として、硝酸鉄濃度と含浸時間を Table.1 のようにしたところ、飽和磁化は Fig.1 に示すように硝酸鉄濃度に依存することが分かり、1 T の印加磁場において籾殻
MAC は 22.2 emu/g、コーヒーMAC は 66.3 emu/g の最大飽和質量磁化を持った。
Table.1. Making condition of MAC
硝酸鉄濃度
含浸時間
原料
[mol/L][h]
MAC1-10.4
1MAC1-20.8

3MAC1-31.6

3

MAC2-10.4

1MAC2-20.8

3MAC2-3

1.6

3

籾殻

コーヒー粕

Fig.1. Magnetization characteristic of MAC

3. フミン酸への吸着特性
従来活性炭は細孔がナノ孔(~2 nm の細孔)であるために、水中の高分子のフミン酸に対しての吸着能力を持たない。活性炭に CO2 ガス賦活熱処理を行うことで、ナノ孔がメソ孔(2~50 nm の細孔)へ拡大する。これにより孔径をフミン酸と同等の大きさにすることで、活性炭はフミン酸を物理吸着する事が可能になる。[1]フミン酸溶液に MAC を添加させた後、永久磁石による簡易磁気分離及び濾過により溶液と MAC を分離し、溶液の残留濃度を分光光度計によって計測することで吸着性能を確認した。籾殻 MAC は 20 分で吸着量が飽和し、溶液に対し 5000 mg/L の MAC を添加し十分な時間撹拌したときに最大 97.6%の高いフミン酸除去性能を示した。
コーヒーMAC は撹拌中に内部の成分が溶け出し、溶液を濁らせてしまったために吸着性能を確認できなかった。
4. 磁気分離実験作製した MAC の磁気分離性能を、超伝導磁石による高勾配磁気分離を用いた実験により調査した。イオン交換
水に 50 mg/L の割合で MAC を添加した試料水 10 L を用い、1 T の磁場を形成した超伝導磁石内に直径100 µm の磁性細線フィルタを装填し、そこに流速 1 m/s で送り込んだ。この超伝導磁石から排出される試料水に残留した
MAC の量を測定することで漏れ率を算出した。吸着実験
により、吸着剤として有効であった籾殻 MAC について磁気分離実験を行ったところ、質量磁化 22.2 emu/g のMAC1-3 は試料水 10 L に対して、8 L 以内では破過量が測定不可であり、総破過量が 2.00 mg、漏れ率は 0.40%であった。
5. まとめ籾殻、コーヒー粕といった炭素系の廃棄物から同様の条件で MAC を作製したときの、原料の違いによる磁化特性
や吸着特性の違いを調査することで磁性吸着剤としての向き不向きを確認できた。コーヒーMAC は磁化を持ちやすい反面、成分が吸着効果に悪影響を与えるため吸着剤としての使用が困難であるが、籾殻 MAC はフミン酸を最大 97.6%除去でき吸着剤として十分に使用できると考えられる。また、飽和質量磁化 22.2 emu/g の MAC は 1 T
で漏れ率 0.40%と小さく、十分に磁気分離可能であると考えられる。更に、磁化特性と吸着特性からこの 2 つのパラメータはトレードオフの関係にあることが分かった。
参考文献[1] K.Kondo, T.Jin, O.Miura, “Removal of lessbiodegradable dissolved organic matters in waterby superconducting magnetic separation withmagnetic mesoporous carbon,” Physica C 2010[2] T. Ogata, O. Miura, “Removal of Humic
Substances and Ammonia Nitrogen in Water bySuperconducting Magnetic Separation andMagnetic Activated Carbon,” Applied
Superconductivity, IEEE Transactions on(Volume:24, Issue:3)― 155 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p25

超電導応用 / 電流リード

TFA-MOD 法 YBCO テープ線材を用いた電流リードの開発⑨（通電特性と電流分布の評価）
Development of current lead prepared by the TFA-MOD processed YBCO tapes ⑨(Transport performance and current distribution of HTS current lead)

松村 亮佑，細野 優人，谷本 椋亮，山田 豊（東海大）;
引地 康雄，箕輪 昌啓，小泉 勉（昭和電線ケーブルシステム）; 田村 仁，三戸 利行（核融合科学研究所）
MATSUMURA Ryosuke, HOSONO Yuto, TANIMOTO Ryosuke, YAMADA Yutaka, (Tokai University);
HIKICHI Yasuo, MINOWA Masahiro, KOIZUMI Tsutomu (SWCC); TAMURA Hitoshi, MITO Toshiyuki (NIFS)
E-mail:4bazm020@mail.tokai-u.jp
1．はじめに
前報 TFA-MOD 法 YBCO テープ線材を用いた電流リードの開発⑧では、作製した 2 kA 級超電導電流リードユニットを 4組集合させた集合型超電導電流リードの通電特性及び熱侵入量を評価した。本報では、新たに作製した 2 kA 級超電導
電流リードの通電特性と、ロゴスキーコイル及びホール素子を用いて電流分布を評価したので報告する。
2．実験方法TFA-MOD 法により作製した YBCO 線材は、幅 5 mm、厚さ約 110 μm（Hastelloy substrate: 100 µm、YBCO layer:1.5 µm、Ag layer: 6 µm）である。77 K における臨界電流：Ic 値
150~180 A の YBCO 線材を 2 枚 1 組で重ね合わせ、それらを並列に表裏各 4 列（計 16 本）
等間隔に配置した。Fig. 1に試作した電流リードの外観及び模式図を示す。YBCO 線材
両端を Cu 電極にハンダ接合し、2 枚のステンレス鋼板を、シャントを兼ねた補強材として用いた。電流リード全体の発生電圧 VOverall、Cu 両電極と YBCO 線材間の発生電圧
VCu(+)及び VCu(-)、YBCO 各線材の発生電圧 VYBCO（電圧端子間距離：170 mm）を測定した。
巻き数 3000 のロゴスキーコイルを 2 枚 1 組の各線材に装着し、電流スイープ時の起電力を測定することで YBCO 線材の電流分布を評価した。また、市販の廉価なホール素子を個別に特性を測定後、各線材に取り付けた。さらに YBCO 線材
を 1 本ずつ切断し、その前後の Ic 値から各素線 Ic 値と電流リード全体の電流分布を調査した。通電試験は核融合科学研究所において行った。
3．実験結果及び考察
Fig. 2 に電流リードの通電結果（@77 K, s. f.）を示す。
液体窒素中・自己磁場下において 1.9 kA の通電を達成した。
1.6 kA 通電時に、一部の YBCO 線材に電圧発生が見られ、
1.91 kA 通電時にクエンチした。VCu(+)及び VCu(-)は通電電流に伴いほぼ直線的に増加し、1.8 kA 通電時の VCu(+)は0.75~0.93 mV、VCu(-)は 1.02~1.21 mV となった。この時点の
接 続 抵 抗 は 、 VCu(+) 側 で は 0.42 ～ 0.52 μΩ 、 VCu(-) 側 で
0.57~0.67 μΩ に相当し、VCu(-)の接続抵抗がやや高いものの、
低抵抗の接続ができた。
Fig. 3 に作製した電流リードの電流分布評価結果を示す。
YBCO 線材を 1 本ずつ切断した前後の Ic 値から判明した各
線材の Ic 値の合計とロゴスキーコイル及びホール素子より推定した電流値の合計を比較した。ロゴスキーコイル及びホール素子より推定された電流値と、切断した前後の各線材の合計 Ic 値との差は、ロゴスキーコイルの場合、－73~＋85 A で、
平均では－10 A とロゴスキーコイルの評価値の方がやや低かった。一方ホール素子の場合、－4~＋114 A で、平均＋67 Aとホール素子の評価値の方がやや高かった。また、2 枚 1 組
表裏 4 列計 16 本の YBCO 線材の中で、ほとんど電流が流れなかったと推定される線材が 3 本認められた。接続抵抗が特別に高いことはなく、その要因は明らかでない。ロゴスキーコ
イルとホール素子を用いて電流リード内の電流分布をある程
度定量的に評価できた。

― 156 ―

Fig. 1 YBCO Superconducting current lead.

Fig. 2 Transport current performance of the current lead(@77 K, s. f.).

Fig. 3 Current distribution of the current lead.

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p26

超電導応用 / 電流リードnPAD-YBCO®電流リードの機械的特性②
Mechanical properties of nPAD-YBCO® current lead②
髙橋 亨，木村 一成，引地 康雄，箕輪 昌啓，小泉 勉（昭和電線）；山田 豊（東海大）
TAKAHASHI Kyo， KIMURA Kazunari, HIKICHI Yasuo, MINOWA Masahiro,
KOIZUMI Tsutomu (SWCC); YAMADA Yutaka (Tokai University)
E-mail: k.takahashi043@cs.swcc.co.jp
かかる最大引張応力は (a)では 0.14GPa、(b)では 0.16GPa であった。
最大引張応力である 0.16GPa の約 3 倍にあたる 0.6GPa を繰り返し 1000 回印荷し Ic の変化を確認した結果を Fig.2 に示す。Ic の低下が見られないことから、nPAD-YBCO は、外部磁場 0.7T 中で印荷されるローレンツ力に充分耐えうる強度を有していると推定される。これは、超電導線材の基盤にHastelloy を使用しているため高強度であるといえる。
尚、nPAD-YBCO®電流リードの引張試験・片持ち曲げ試験を行った結果は講演にて報告する。

(a)

F

F
(b)
Fig.1 Stress analysis results of nPAD-YBCO current lead(a)B⊥ab (b) B∥ab
1.2
1
0.8

Ic/Ic01．はじめに超電導線材を利用した応用機器は、外部電源と極低温の真空容器内の応用機器とを繋ぐ電流リードが必要である。電流リードは電力供給だけでは無く、熱流入を出来るだけ防止することが求められる。しかし、銅を用いた電流リードでは熱侵入量が多く冷却コストが高いという問題点があるため、超電導体を用いた電流リードが開発されている。
超電導電流リードは外部磁場がかかる場所に設置されることが多いため、磁場中での特性が優れている超電導体を用いることで、使用線材の本数を減らし、熱侵入量の低減と小型化が可能となる。そこで我々は、磁場中での特性に優れた
nPAD-YBCO® を用いて、通電容量や熱侵入量を改善した電流リードを開発した 1)。
使用環境を想定し、超電導線材の機械特性や熱履歴に対する耐久性に加えて、電流リードの機械的特性の把握を進めてきた。 さらに、磁場中で使用する事を想定し、ローレンツ力の影響を調査した。本報では、500A 仕様 nPAD-YBCO®電流
リードの引張試験・片持ち曲げ試験を行った結果と応力解析を基に超電導線材の繰り返し引張試験を行うことにより、ローレンツ力の影響を推定した。
2．実験方法線 材 は 、 幅 5mm 、 厚 さ 約 120μm （ Hastelloy substrate:
100μm、REBCO layer: 1.5μm、Ag layer: 10μm）の構成とした。
シミュレーションモデルは、1 本の超電導線材の両端に Cu 電極を接合した構成とし、電極間距離 100mm、接続部分を含めた全長は 150mm とした。端部はボルトで超電導機器と繋げる
ため完全固定として解析を行った。また、メッシュ作成には
GAMBIT、応力解析には ADINA を使用した。nPAD-YBCOのテープ面に対して垂直にローレンツ力がかかった場合とテープ面に対して平行の 2 通りで解析を行った。外部磁場は、超電導マグネット近傍に設置される際に想定される 0.7T とした。ここで、超電導線材 1 本当たりに流れる電流値を 125A と仮定した
応力解析の結果から得られた線材にかかる引張応力を基に印荷する応力を設定し、繰り返し 1000 回印荷し Ic の変化を確認した。n 数は 3 で行った。尚、引張試験機は Shimadzu
AG-100kND 、 つ か み 具 間 距 離 は 100mm 、 引 張 速 度
1mm/min とした。
引張試験・片持ち曲げ試験には 500A 仕様 nPAD-YBCO®
電流リード（温度範囲 77K-4.2K、外部磁場 0T、熱侵入量
0.05W/本）を用いた。超電導電流リードの構成は 4 本の超電導線材を使用し、2 枚を重ね合わせ、これを 2 列に並列配置した。両端を Cu 電極にはんだ接合後、ＧＦＲＰ製支持部材で補強して超電導電流リードとした。いずれも、液体窒素中でIc 測定後、引張・曲げ歪を室温で印荷し除荷後に Ic・接続抵抗の変化を確認した。
3．実験結果及び考察想定される外部磁場である 0.7T での応力解析を行った結果を Fig.1 に示す。Fig.1 の(a)にテープ面に対して垂直にローレンツ力が印荷された場合、(b)にテープ面に対して平行にローレンツ力が印荷された場合の結果を示した。この結果か
ら、ローレンツ力の働く向きに関わらず線材のハンダとの接続
近傍の引っ張り応力がもっとも高くなった。この場合の線材に

0.6
0.4
0.2
0

Tension @room temperture
Critical current @77K
0

200

400

600

800

1000

1200

cyclesFig.2 Change of the normalized critical current as a function of
the cyclic number for nPAD-YBCO
参考文献
1. K.Takahashi, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 88(2013) p.171― 157 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p27

電気機器

20MVA 級超電導変圧器の限流機能についての検討
Investigation of current limiting function of 20MVA class superconducting transformers
大坪 祐平，佐藤 誠樹, 岩熊 成卓 （九州大学）； 富岡 章, 今野 雅行 （富士電機）; 五所 嘉宏, 江口 徹,
林 秀美 （九州電力）; 飯島 康裕, 齊藤 隆 （フジクラ）; 和泉 輝郎, 塩原 融 （SRL）
OTSUBO Yuhei， SATO Seiki, IWAKUMA Masataka (Kyushu Univ.); TOMIOKA Akira, KONNNO Masayuki(Fuji Electric Co. Ltd.); GOSHO Yoshihiro, EGUCHI Toru, HAYASHI Hidemi (Kyushu Electric Power Co., Inc.);
IJIMA Yasuhiro, SAITO Takashi (Fujikura Ltd.); IZUMI Teruo, SHIOHARA Yuh (SRL)
E-mail: otsuboy@sc.kyushu-u.ac.jp
1．まえがき超電導を電力機器に応用することにより、超電導体の低損
失、高電流密度といった性質から、機器の小型・軽量・高効率化が期待されている。また、我々はこれまで、REBCO 超電導
巻線を使用した変圧器において、突発短絡時に巻線が常電導転移して高抵抗となることに着目し、この高抵抗を利用した限流機能付き超電導変圧器の研究をおこなってきた。
今回、限流機能が発揮される際の、変圧器の応答特性を
より詳細に調べることを目的とし、変圧器の鉄心の大きさと巻線の安定化材の厚さを変化させ、変圧器の突発短絡時の応答特性の解析を行った。

Iron Core

Secondarywinding

SecondarywindingPrimary
winding

h

α

d1
d2

2．変圧器の設計
Fig.1 に変圧器の構造図を示す。これは変圧器の垂直方向の断面図であり、変圧器は一次巻線を二次巻線で挟む構造となっている。また、Table.1 に変圧器の諸元を示す。巻線
は REBCO テープ線材を並列したものを使用し、一次巻線は１本あたり 3 並列、二次巻線は１本あたり 24 並列とした。また、
パ ー セ ン ト イ ン ピ ー ダ ン ス %IZ は 、実 際 の 系 統 に お け る
20MVA 級常電導変圧器のものと同等の 15％とした。
%IZ の式は次のように表される[1]。
% IZ = 0.395

Plm α + ( d 1 + d 2 ) / 3 2 f
sqe 2 h / k

100

[%]

Fig.1 Cross section of 20MVA-class superconducting
transformers
Table.1 parameter of 20MVA-class superconducting
transformers
Phase
3φ
Capacity
20MVA
Superconducting wire
REBCO tape
Voltage (Prim. /Sec.)
66kV/6.9kV
Current (Prim. /Sec.)
303A/2898.6A
Frequency
60Hz
Conductor (Prim. /Sec.)
3 parallel / 24 parallel
%IZ
15%
B
1.4T

(1)

ここで、 P :容量、 lm :巻線平均長、 α :巻線間間隔、 d 1 、 d 2 :一次および二次巻線の幅、 h :巻線高さ、 k :磁束通路高さに対する補正係数、 s :脚数、 q :漏れ磁束通路数、 e ：1 ターン
あたりの電圧である。さらに e は鉄心断面積 S をもちいて次のように表される。
(2)
e = 4.44 fBS
ここで、巻線間間隔を定めてしまえば、変圧器の寸法は鉄心の大きさと巻線の幅によって決まることになる。そこで、今回は鉄心半径と、巻線の安定化材の厚さをパラメータとし、変圧器の設計をおこなった。その後、設計した超電導変圧器の、突発短絡時の応答特性を解析した。

1620
Primary current [A]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おこない、その後、定量的に妥当性が証明された、フラックスフローを考慮した数値解析プログラムによって、突発短絡時の変圧器の応答特性を解析した。
Fig.2 に安定化を厚さ 300um の銅に設定し、鉄心半径を130mm から 230mm まで増加させた際の、突発短絡から 0.2
秒後の一次側短絡電流の解析結果を示す。短絡電流は鉄心半径の増加とともに単調に減少していることが確認できた。
当日には、短絡電流以外の応答特性の解析結果に加え、応答特性の、鉄心半径と安定化材に対する依存性を検討したものを発表する。

1640

1600
1580
1560
1540
1520
120

140

160

180

200

220

240

Iron radius [mm]Fig.2 Primary current 0.2s after sudden short circuit

参考文献
1. 大川 登, 前川 定: 変圧器 (1968) p171-180― 158 ―

第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p28

電気機器

薄膜型限流素子の電位・温度分布変化の可視化
Visualization of voltage and temperature distribution change
of a thin film type current limiting element
宮下 隼貴，西原 太一，星野 勉（明星大）；馬場 旬平（東大）
MIYASHITA Hayaki, NISHIHARA Taichi, HOSHINO Tsutomu (Meisei Univ.); BABA Jumpei (Univ. of Tokyo)
E-mail: 14m4001@stu.meisei-u.ac.jp
薄膜型限流器を構成するには, 多数の素子を直列

域が同じことが分かり, 電位差と温度の 2 つの間に相関性があ

接続することになる. その際, 各々の素子特性, 特に温度上昇をることが示せた. 両者を可視化, 等高線図により直感的に把握把握して, 組み合わせる必要がある. これまで, 限流素子の通電することができた.

1. はじめに方向の電位と, 温度を同時に測定することで, その相関性を見出

現在, 電位, 温度の同時測定の定形化のために, 電位プローブ

す試みを行ってきた [1]. 電位測定のみで, 限流器を構成, 設計の最適化を行った. 今後, 温度プローブの最適化も行い, 繰り返するための素子情報を得るためである. 今回, 通電領域軸と時し測定を行えるようにする.

間軸の平面上に, 電位差と温度の等高線図を各々描くことによ

参考文献り, 両者の関係性を直感的に把握できるようにしたので, その概

1. T. Nishihara, et. al.: ACASC2013, 196 (2013.10.24) 139
2. M. Mori. et. al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. 21, 3 (2011.6)
1217–1220
3. K. Hattori. et. al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. 23, 3(2013.6) 5602005

要を報告する.
2. 可視化による特性把握

限流動作時に, 素子温度がどこまで上がるか, 発熱量が所定時間内に除去出来るか, 端子電圧が過大にならないか, 等が設計する上で重要である. 個々の素子について, すべての項目を測定するのは, 煩雑である. そこで素子のva

電位分布から, 設計に用いるパラメータを推定しようとするものである. これまで商用周波数における限流動作の測定が行わ的過渡特性を無視するため, 125 mHz という低周波数の正弦波に Au 電極が蒸着されている. 1 端から電極を除いて, 20 mm 毎

20

T2

20

4
20

T3

ve

20

vf

90

vg

5
20

T4

T5

Fig.1 Positions of potential and temperature probes.

の領域に区切った. Fig.1 に示すように, 通電膜側の領域境界に

5

Potential (V)
15
10
8
6
2
0.5

電位プローブ va ~ vf を配し, 基板側の領域中心に温度プロー

ブ T1 ~ T5 を配した. 素子を液化窒素浸漬冷却し, 振幅 87 A, 位

Region number

4

3

2

1

0

1

2

3

4

Elapse time (s)Fig.2 Contour map of the potential.

5

Temperature (K)
210
190
170
150
130
110
90

4
Region number

A に達した時に (1.6 s), 素子は常電導転移を開始し, 限流動作に入った. 温度プローブは T 型熱電対を用い, 冷媒の窒素を温度定点とした. 各領域の電位差を熱電対の熱起電力と, シャン
ト抵抗で電圧信号にした直流電流と供に記録した. また, 電位
プローブ vd は接触不良であったので, 領域 3, 4 は同じ値に案分した.
4. 電位差及び温度の等高線表示 これまで, 各領域の電位差,
温度の時間変化をグラフ化してきた. それらのグラフでは, 電位差と温度の相関が明瞭には把握できなかった. そこで領域と時間平面状に, 電位差や温度の等高線を描くことで, 分布変化の可視化を試みた.
Fig.2 に単位長あたりの電位差の等高線図を示す. 通電開始
から 1.6 s までは, 限流動作していないため, 各領域とも電位差は現れていなかった. 限流動作に入ると, 領域 2 にまず電位差が生じ, 周辺の領域に広がっていく様子が見て取れた. 2 s を過ぎて, 電流の減少に伴って電位差も少なくなっていた.
Fig.3 に温度の等高線を示す. 温度の変化は電位差の変化よりゆっくりだが, 1.6 s から領域 2 で温度が上昇を始めた. 領域
2 での発熱が周辺の領域に伝搬し, その領域でも発熱していたと考えられる. 供試素子では, 領域 2 に常電導域がまず発現し,拡大していく様子が把握できる.
5. おわりに 実験結果より, 電位差が拡大した後, 温度が上昇しており, 温度が第 2 領域から他の領域に伝達していく様子が確認できた. また, 電位差が一番高い領域と温度が一番高い領

20

vd

3

20

T1

供試素子は, 210 ×30 ×1 の形状で, 両端 10 mm

20

vc

2

20

電流を用いて測定を行った.

相 0 の正弦波電流を 1 周期通電した. 素子に流れる電流が 76

201

れ [2], 動的抵抗の推定式も提案されている [3]. 今回電気的, 熱

3. 測定条件vb― 159 ―

3

2

1

0

1

2
Elaspe time (s)34

Fig.3 Contour map of the temperature.
第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p29

電気機器

洋上風力用 15MW 級Ｙ系全超電導同期発電機の設計検討
Study on the design of 15MW REBCO fully superconducting generator for offshore wind power system
猿渡 将貴，岩熊 成卓（九州大学）；長谷 吉二，富岡 章（富士電機）；
和泉 輝郎，塩原 融(ISTEC)SARUWATARI Masaki， IWAKUMA Masataka (Kyushu University);
HASE Yoshiji, TOMIOKA Akira(Fuji Electric)
IZUMI Teruo, SHIOHARA Yuh(ISTEC)
E-mail: masaki@sc.kyushu-u.ac.jp
1．はじめに
洋上風力発電は安定して強い風力が見込める一方で、浮体の建造コストや発電機の重量が問題となるため、大容量かつ軽量な発電機が求められる。発電機を超電導化し、空心構造にすることで磁気装荷の制限がなくなり、発電機を同寸法で大容量化、もしくは発電機を同出力で小型化することが可能である。これまで超電導回転機の研究は回転子の界磁巻線に直流超電導体を適用するタイプが主流であった。界磁巻線に加え、固定子の電機子巻線にも交流超電導体を適応することで更なる軽量化、小型化が可能である。

Fig.1 Cross section of superconducting generator
5000

40K

3000

Ic[A]

2．風力用 15MW 級 Y 系全超電導同期発電機の設計検討
同期発電機の容量は電気装荷と磁気装荷の積に比例する。電気装荷は起磁力、すなわち巻数と電流の積に比例し、磁気装荷はギャップ磁束密度 Bg と回転子直径、有効長の積に比例する。超電導界磁子は鉄心の飽和磁束 1.7T 以上の高磁場化が容易に図れるため、鉄心を使わない巻線構造とし、Bg をより高くすることで回転子直径や有効長を小さくすることが可能である。同時に無鉄心化による軽量化と銅損の低減による高効率化も期待できる。本研究では、回転子直径と Bg をパラメータとして界磁巻線、電機子巻線を共に超電導化した
全超電導同期発電機を概念設計し、数値解析により超電導
界磁コイル・超電導電機子コイルの通電特性や発電機の重量・寸法を比較検討した。

1000
800
600
400

3．パラメータ設定および数値解析
解析は電磁場解析ソフト JMAG を用いた FEM 解析である。
発電機の有効長は 1.5m を基準とした短軸長とし、回転子内径を 3.0m～5.0m まで 0.5m 刻みで設定した。解析モデルの一例として、超電導発電機の断面図を Fig.1 に示している。Bg を
2T、3T、4T とし、超電導線材長と発電機重量への影響を検討した。発電機の仕様を Table.1 に、想定した EuBCO 超電導
線材の臨界電流特性を Fig.2 に、Bg を 2T とした場合のEuBCO 線材の使用線材長を Fig.3 に示している。

200
0.01

0.1
B[T]

1

Fig.2 Ic-B properties of EuBCO superconducting tape

4．解析結果および考察
小型化を目指し、回転子直径を小さくすると、界磁巻線、電機子巻線共に経験磁場が上昇することにより Ic が減少し、必要線材長が長くなった。とくに回転子直径を 4m 以下としたモデルでは線材長の増加率が高くなっている。その他の詳細
は当日、報告する。
Table.1 Specification of superconducting generator
出力
15MVA
回転数
10rpm
定格電圧
6600V
定格電流
1315A
極数
32
ギャップ長さ
10mm

Fig.3 Length of EuBCO tape

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第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p30

電気機器

超伝導バルク回転子の回転試験
Rotation test of a superconducting bulk rotor.
山岸 一人（横浜国大）；小川 純（新潟大学）；塚本 修巳（上智大学）
YAMAGISHI Kazuhito (Yokohama National University); OGAWA Jun (Niigata University);
TSUKAMOTO Osami (Sophia University)
E-mail: yamagisi@ynu.ac.jp
1．はじめに超伝導バルクの応用については，いくつもの技術的な課
題が挙げられているが，我々はその中のひとつである変動磁界が超伝導バルクの捕捉磁束へ与える影響について研究を行ってきた．本報告では回転機応用に向けて超伝導バルクを回転子に使用し回転動作が可能な試験装置を製作し，回転試験を行った．回転子に超伝導バルクを使用した場合，変動磁界によって発生した交流損失により，バルクが発熱し，捕捉磁束が減少して交流機器に影響を与えることが考えられる．これらの要因により超伝導バルクに与える影響について測定を行ったので報告する．また，この回転試験において，我々が提案している捕捉磁束の減少抑制に効果があるシールドリン
グを使った試験も行っている．

Table 1. Specification of HTS Bulk and SC Tape wire
Bulk

MaterialA
B
CD

Gd-Ba-Cu-O
Gd-Ba-Cu-O
Gd-Ba-Cu-O
Gd-Ba-Cu-O

Wire

Material

Tape

Bi2223/Ag
Sheathed

Diameter(mm)

Height
(mm)

34.55
33.61
32.52
31.70
Thickness
(mm)

10.46
10.38
10.36
10.41
Width
(mm)

0.32

2.8

Trappedmagnetic
Field (T)Jc
(A/m2)n value

6.84 × 107 20
4.74 × 107 20
5.13 × 107 20
5.19 × 107 20
Min. BendingJcn valueradius (mm)(A/m2)
1.164
0.872
0.904
0.871

7.14 × 107

25

20

z
Slip ring

GFRP Shaft
Nonmagnetic
bearing
LN2 Level
Rotor module
Hall sensor
or Thermometer
Shielding ring
Stator coil

Bulk
Gap

Fig.1 Illustration of the test equipment.

1.005
1

with shielding ring

0.995
Bp/Bp02．試験方法と結果
本試験装置は，図１で示されているように回転子とステー
タコイルが回転軸を中心として縦に配置されたアキシャル型の同期モータをモデルとなっている．回転子は，超伝導バルクと超伝導シールドリングをセットにしたモジュール（バルクモ
ジュール）が４つで構成されている．それぞれのバルクの諸元は表１に示す．超伝導バルクの底部（裏側）の中心にはバルクの温度変化を測定するための温度センサーが設置されているものと，捕捉磁束を測定するホールセンサーが設置されているものがある．スペースの関係で一つのバルクに 2 種類のセンサーを設置できないため，バルク A, C にはホールセンサ
ー，バルク B, D には温度センサーが設置されている．これら
回転子の測定信号は，常温部のスリップリングを介して引き出されている．また，回転速度は常温部に設置されている回転計によって測定される．ステータは銅のコイルで構成されており，ステータコイルが発生させることができる磁界の最大値は50mT である．回転子を吊り下げているベアリングは，常温部にあるが，回転子とステータは液体窒素で冷却されている．回転子およびステータの材質は，GFRP であるので磁界の影響を受けない．また，回転子とステータの間隔は調整することが可能であり，今回の回転試験ではその間隔を 2mm で行った．
超伝導シールドリングは表 1 で示すような超伝導線材をリング形状にしたものを三段に配置したものを使用した．この配置は，以前の研究結果[1]より捕捉磁束の減少抑制効果が認められたものである．今回の試験で用いたシールドリングは，10 層のものを使用した．
回転機の回転速度とステータ発生磁界は駆動電源を PC
によって制御を行い，定常時のステータコイルの発生磁界は一定値とした．定常速度運転時の回転速度は，100, 200,
300rpm で行った．この時のステータ電流周波数は，6.7, 13.4,
20Hz である．定常速度運転時間は 600 秒とし，その時のバル
ク温度および捕捉磁束の変化の測定を行った．図 2 にシール
ドリングを付けた場合のバルクの捕捉磁束の変化について比較した結果を示す．比較した回転試験は，回転速度 300rpm
で，ステータ磁界を 50mT で行ったものである．この結果よりシールドリングを使った場合，捕捉磁束の減少はシールドリングがない場合と比べて変化が小さく，捕捉磁束減少抑制に効果的であることが示された．
以上，その他の結果については，講演当日に報告する．

0.99

0.985
0.98

without shielding ring

0

100

200

300 400 500
Operation Time (s)

600

700

Fig. 2 Influence of the trapped magnetic flux on the bulk rotor byattaching a superconducting shielding ring.

謝辞
本研究は，JSPS科研費24560325の助成を受けたものである．
参考文献
1. K Yamagishi, et al.: J. Physics: Conference Series, 507,
2014

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第90回

2014年度秋季低温工学・超電導学会