1P-p01

冷却システム・小型冷凍機

A study of thermal behavior of cryogenic heat pipe for heat switch application
at liquid nitrogen temperature
WANISON Ramnarong(SOKENDAI); KIMURA Nobuhiro(SOKENDAI, KEK);MURAKAMI Masahide(University of Tsukuba)
Email: wanison@post.kek.jp

2．Cryogenic heat pipe for heat switch
Heat switches are devices that switch between
roles as high thermal conductance devices and goodthermal insulators. When one is installed in theheat-conduction path between a warm, heat-producing
component and a heat sink, the change in thermal
conductance it affords can control the temperatureof the component. Heat switches can passively
control the temperature of warm electronics orinstrumentation without power requirements as wellas the need for heater control circuitry andsoftware.
The heat pipe was considered to operate as a heatswitch as well as a heat transfer device, a device
that is a part of a conductive link between themagnet and the cryocooler, for example. The heatpipe as a heat switch can be of both high thermal
conductance, which works in a normal heat pipe
action mode is capable of cooling a superconducting
magnet and low thermal conductance, which is in the
dry-out state, for preventing overheating from themagnet to the cooling system when a quench occurs.
3．Experimental Set up
Gas nitrogen was supplied to the heat pipe as aworking fluid and liquid nitrogen bath locatesinside a cryostat, which provides an environment at
liquid nitrogen temperature (78 K) [1]. The heat pipe
is attached to the bottom of the cylindrical liquid
nitrogen bath using copper blocks which work as acondenser section [2]. A schematic of heat pipe,

dimension, and location of temperature sensors wereshown in Fig. 1.
For both high capillary pressure and high thermal
conductivity, sintered porous metal and axiallygrooved wick are combined as the composite wick,shown in Fig. 2.

Adiabatic
sectionCopper BlockFor Heater

17.5 T1

T2

120

Condenser
section65
Heat Pipe

Vapor Core

Wick Structure
Grooves

6

7

15

20

Evaporator
section

T3

T5

T4

T6

Copper Block

Sintered
PowderCopper183 μmTemperature Sensor

32.5

146 μm

47.5

228 μm543 μm

67.5
110
180
200

Fig. 2 Wick structure

Fig. 1 Heat pipe

4．Experimental Result Discussion and Future
The On/Off conductance ratio was defined asthermal resistance, Rth divide by minimum thermal
resistance, Rth, min at the same filling ratio. In Fig.
3, On/Off conductance ratios of the heat pipe tested
in this study are plotted as a function of filling
ratios. It is found that the transition between the
On and Off states highly depends on the filling ratio
and the evaporator temperature. However, eachfilling ratio giving the On/Off conductance ratio
more than 100 approximately, almost similar tothermal conductance of solid copper.
The heat pipe experiment will be continued to testwith variable working fluid, such as argon or neonby using new variable temperature cryostat.
400
Filling ratios
60%
80%
90%
100%
120%
140%
150%
160%
200%

102

ON/OFF ratio

1．Abstract
In this research the performances of nitrogencryogenic heat pipes with the combination of axial
grooves and sintered metal particles wick structures
were tested under the condition of a wide range ofheat load and several filling ratios. The heat pipes
tested are commercially available ones, which are
originallydesignedforroom
temperatureapplications using water as a working fluid. For thepresent research working fluid, water, was replacedby liquid nitrogen. The size of the tubular copper
heat pipe is; 6 mm in the outer diameter and 200 mm
long. The thermal behavior in the film boiling andeven in the local dry-out states in the case of verylarge heat input was examined to investigate theOn/Off conductance ratio for the potential
application to a heat pipe heat switch. In the Onstate of the heat switch, it works as a heat pipe
having excellent heat transfer performance, whilein the Off-state, it is in the dry-out state havingvery large thermal resistance because of dry-out
state. From experimental result, an On conductanceabout 12 W/K and an Off resistance about 12 K/W wereobtained, giving the maximum On/Off conductanceratio about 144.

101

10

0

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9 10 11 12 13 14 15 16 17 18

Heat input (W)Fig.

3 On/Off ratio of the heat pipe for several
filling ratios

References
1. R. Wanison, et al.: Abstracts of CSJ Conference,
Vol.96 (2018) p.123
2. R. Wanison, et al.: Abstracts of CSJ Conference,
Vol.97 (2018) p.69

― 50 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p02

冷却システム・小型冷凍機

同軸パイプ蓄冷器の 4 K 冷凍能力の奇妙な特性

Strange characteristics of 4 K cooling power by co-axial pipe regenerator
増山 新二 (大島商船高専)；松本 宏一 (金沢大学)；沼澤 健則 (NIMS)MASUYAMA Shinji (NIT (Kosen), Oshima College); MATSUMOTO Koichi (KANAZAWA Univ.);
NUMAZAWA Takenori (NIMS)
E-mail: masuyama@oshima-k.ac.jp

２．GM 冷凍機と 2 段目蓄冷器実験に使用された 2 段 GM 冷凍機は RDK-408D2 (SHI) (1W at 4.2 K モデル) である．概略図を Fig. 1 に示す．その中の 2 段目蓄冷材には，Pb，HoCu2，Gd2O2S 球が充填されており，その概略図を Fig. 2 に示す．(a) は一般的な三層構造(three-layer) であり，三種類の蓄冷材が，今までの研究成果を参考に，図示された割合で充填される． (b) ~ (d) が今回準備した同軸パイプ蓄冷器 (co-axial pipe regenerator) であり，Pb，HoCu2，Gd2O2S 部のそれぞれの中心軸上に，ステンレス
パイプが挿入されてある．パイプを挿入することで，ヘリウムの軸方向への乱れを抑える効果があると考えている．
圧縮機は，スクロール式 SSC-3700 (SUZUKISHOKAN) を使用した．なお，定格電力は 7.3 kW at 60 Hz であり，ヘリウムガスの初期封入圧力は 1.6 MPa 一定とした．
３．冷凍能力試験結果
冷凍能力試験は，電気ヒータで 2 段目ステージを 4.2 K に保ちながら，1 段目ステージ温度を最低到達温度の 25 K から
65 K 程度まで変化させた．
実験結果を Fig. 3 に示す．いずれの場合も 1 段目ステージの温度変化に対して凸型の特性となり，そのピークは，おおよそ 50 K に存在している．Pb 部を同軸とした (b) は，三層構造の (a) と比較して，ほぼ全温度範囲において冷凍能力の向上が見られている．最大能力は 1.79 W を発揮している．
HoCu2 部を同軸とした (c) は (a) と比較して多少の能力向上が見られた．特に 50 K 以上の高温側でその効果が大きい．
Gd2O2S 部を同軸とした (d) は，(a) と比較して大きな差異は見られないが，若干の能力低下となっている．
つぎに，上記の結果を踏まえ，(b) と (c) を組み合わせた(b) + (c) の実験を試みた．Fig. 3 にはその結果も示してある．
これから，(b) の能力向上効果は現れず，(c) とほぼ同様な特性を示している．
４．まとめ
高出力 4 K-GM 冷凍機開発を目指して，同軸パイプ蓄冷器の調査を進めた．パイプを挿入する位置により，4.2 K の冷凍能力向上の効果があることが明らかとなった．また，その位置は，高温側が望ましいことが証明された．しかしながら，能力向上を打ち消すような構造も存在する．今後は，さらに調査を進める予定である．
Two-stage GM
cryocoolerFirst stage
regenerator

Compressor

Second stage
regenerator

Radiation
shieldFig. 1. Schematic of the two-stage GM cryocooler
Warm
end

Stainlesssteel pipe

Pb
(50%)

HoCu2
(20%)

Cold
end

Gd2O2S
(30%)

(a)
(b)
(c)
(d)
Fig. 2. Four types of the second stage regenerators comprisedof Pb, HoCu2 and Gd2O2S spheres: (a) three-layer layout, (b)~ (d) co-axial pipe regenerators with a stainless steel pipe.

Cooling power at 4.2 K [W]

１．はじめに蓄冷式冷凍機において 4 K レベルの温度を達成させるためには，現在，2 段式構造となっており，冷却ステージ，膨張空間，蓄冷器などが二つ必要とされている．4 K レベルにおいて高効率化を目指すためには，4 ~ 50 K 程度の温度範囲を担う
2 段目蓄冷器の効率が特に重要である．その効率を妨げる要因の一つとして，蓄冷器内を流れる高圧ヘリウムガスの比熱が挙げられる．これは 20 K 以下で急激に上昇すると共に，圧力依存も持つ．また，比熱変化にともない密度も変化する．したがって，非線形な温度勾配を持つ 2 段目蓄冷器内でのヘリウ
ムの振る舞いを十分に把握することが，4 K 高効率冷凍機へのアプローチの一つであると考えられる．
われわれは，上記のヘリウム物性を考慮し，独自に開発中の「同軸パイプ蓄冷器」を 4 K-GM 冷凍機の 2 段目蓄冷器に適応し，その特性を調査している[1]．今回は，その同軸パイプ蓄冷器を適応する位置において，4.2 K の冷凍能力に興味ある差異が見られたので報告する．

(a)
(d)

1.8

(b)
(b)+(c)

(c)

1.7
1.6
1.5
1.4

20

30
40
50
60
70
First stage temperature [K]Fig. 3. Experimental results of the cooling capacity at 4.2 Kof three-layer layout and co-axial pipe regenerators

謝辞
本研究は，JSPS 科研費 JP18K04095，中国電力技術研究
財団 (試験研究 A) の助成により実施された．
参考文献
1. 増山新二ら: Abstracts of CSSJ Conference, 97 (2018), p.54

― 51 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p03冷却システム・小型冷凍機

磁性蓄冷材 GdNiX (X=Si, Ge)の Er 置換効果
Er substitution effects in magnetic regenerator materials GdNiX (X=Si, Ge)小林 将己, 森岡 直矢, 松本 圭介, 平岡 耕一（愛媛大）KOBAYASHI Masaki, MORIOKA Naoya, MATSUMOTO Keisuke, HIRAOKA Koichi (Ehime Univ.)
E-mail : g843011z@mails.cc.ehime-u.ac.jp
1． 諸言
GM 冷凍機は主にヘリウムの液化に用いられ、蓄冷器に磁性蓄冷材を組み込むことで 2 K 付近までの冷却を可能としている。磁性蓄冷材には、10 K 以下で反強磁性転移による比熱のピークを示す材料が求められる。比熱のピークの大きさは基底多重項の縮重度に依存しており、Gd 化合物は磁気相転移付近で J = 7/2 に起因した大きな比熱のピークを示すことが期待される。GdNiGe, GdNiSi の磁気相転移温度はそれぞれ10.5 K, 13.3 K と報告されており、Gd 化合物の中では非常に低い(1)。
我々はこれまでに、Gd1-xErxNiSi, Gd1-yEryNiGe の Gd サイト
への Er 置換を x, y = 0, 1 と 0.4 ≦ x, y ≦ 0.8 にすることで、
8 K 以下に比熱のピーク温度を低下させることができるとことを報告した（3）。本研究では x, y = 0.1, 0.2, 0.3 の試料について転移温度や体積比熱を測定したので、その結果を報告する。
2． 実験
原料をアーク溶解法によって溶解、その後アニール処理（800〜1100 ℃, 72 h）を施して、Gd1-xErxNiSi, Gd1-yEryNiGe のx , y= 0.1, 0.2, 0.3 の試料を作製した。粉末 X 線回折測定によって構造解析を行った。物性測定は、SQUID 磁束計による磁化測定と熱緩和法による比熱測定を行った。
3． 結果
粉末 X 線回折測定の結果よりどの試料も TiNiSi 型構造であることが確認できた。格子定数は、x, y=0 から x, y=1 まで系
統的に減少し、 Vegard 則に従っている。 Fig.1, 2 に Gd1xErxNiSi および Gd1-yEryNiGe のゼロ磁場中での体積比熱の温度依存性を示す。Er の置換量が増加するに伴って比熱のピークを示す温度が低下した。また、Gd1-yEryNiGe の y = 0.1,
0.2, 0.3 では 2 つのピークが確認できた。x ≧ 0.2, y ≧ 0.2
においてピーク温度は目標の 10 K 以下に到達する。x ≦0.1, y ≦ 0.1 は 7 K 以上の温度域で HoCu2 よりも大きな体積比熱を示した。
磁気比熱から磁気エントロピーを求めた。転移温度での磁気エントロピーより、ErNiSi, ErNiGe の比熱のピークは Rln2、GdNiSi, GdNiGe の比熱のピークは Rln8 に起因していると考えられる。Er の置換量が増えるに伴って、比熱のピーク温度付近でのエントロピーは減少する。したがって、基底多重項の縮退数の減少に起因して比熱のピークが小さくなると考えられる。
また、RNiSi, RNiGe 中の Ni は非磁性であるため、磁気秩序を決めるのは RKKY 相互作用であり、磁気転移温度は局
在モーメント間距離に依存する。Gd1-xErxNiSi, Gd1-yEryNiGe
においては、イオン半径の異なる Gd3+と Er3+がランダムに配列することによる短距離秩序の乱れに起因して、磁気転移温度に分布が生じたことが、比熱のピークがなだらかになった原因であると考えられる。

Fig. 1 Specific heat of Gd1-xErxNiSi and comparison withpractical materials(2)Fig. 2 Specific heat of Gd1-yEryNiGe and comparison withpractical materials(2)4． 結言
Gd サイトに Er を x ,y= 0.1, 0.2, 0.3 で置換することで磁気転移温度の 10 K 以下への低下を図った。Er の置換量が増えるに伴って、比熱のピーク温度が低下し、x ≦ 0.1, y ≦ 0.1 は
7 K 以上の温度域で HoCu２よりも大きな体積比熱を示した。しかし、Er 置換による基底多重項の縮退数が減少し、結晶的な無秩序性に起因してピークがなだらかになり、体積比熱が小さ
くなった。
参考文献
(1) P. Lemoine et al., NRC Canadian Neutron Beam Centre
Experimenral Report, CNBC-2012-SD-7(2) 岡村正巳 他, 東芝レビュー, 55 1 (2000) 64(3) N. Morioka et al., Abstracts of CSSJ conference, 2P-p04(2018) 124― 52 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p04

冷却システム・小型冷凍機

GGG および Er ドープ YAG による 2 段式断熱消磁冷凍機の開発
Development of a two-stage ADR with GGG and Er-doped YAG
久志野 彰寛（久留米大）；笠井 荘一（コアックス株式会社）Akihiro KUSHINO (Kurume University); Soichi KASAI (COAX CO. LTD.)E-mail: kushino@med.kurume-u.ac.jp
1．はじめに放射線取扱施設におけるガンマ線測定等への応用をめざした超伝導検出器の試験，及びその極低温配線の性能評価のため，無冷媒の冷凍機を開発している。これまで主に１～9K 付近での配線の熱伝導測定に用いてきた GGG(ガリウム・
ガドリニウム・ガーネット)と GM 冷凍機とを組み合わせた断熱
消磁冷凍機(adiabatic demagnetization refrigerator: ADR)に，新たに単結晶 YAG（イットリウム・アルミニウム・ガーネット），超伝導マグネット，ヒートスイッチを追加導入することで，超伝導検出器の動作温度 0.3K へ向け，冷凍機の低温化を試みた。

3．冷却試験
Fig. 2 に，冷却試験における冷凍機各部の温度変化の様子を示す。新たな冷却ステージおよび磁気作業物質である
Er ドープ YAG，超伝導マグネット，ガスギャップ式ヒートスイッ
チを導入することにより， GM 冷凍機の 2nd ステージが室温から冷え切るまでの時間は，導入前の 21～22 時間から 30 時
間以上に長くなり，到達温度は 3.4～3.5K だったものが 3.6Kと若干上昇した。一方 1 段目 GGG を断熱消磁後の到達温度
は 1.0～1.1K であり，2 段目 ADR の導入前後での顕著な差は見られなかった。

2．冷凍機システム
Table １に冷凍機の構成を示す。0.3 K 付近で動作する超伝導検出器の測定を行うため，従来実験に用いてきた，GGG
による 1 段式断熱消磁[1]により得られるおよそ 1 K よりも更に低い温度環境を作り出す，超伝導マグネット，磁気作業物質，
2 つの磁気作業物質間の熱スイッチを追加した。2 段目のADR に用いる磁気作業物質として、取扱いの簡便さを優先させ，GGG と同様に安定な単結晶である YAG を用いることとし，その中で著者らにより，266mK 付近の磁気比熱のピークが報告されている[2]Y の 30%が Er で置換されたものを用いた。熱スイッチとして，実績のあるヘリウムガス・ギャップ式のスイッチを採用することとした[3]。Fig. 1 に今回開発する 2 段式 ADRの外観を示す。
Table 1 Configuration of present two-stage ADR system
機械式冷凍機コールドヘッド アルバック・クライオ HE05
機械式冷凍機コンプレッサ アルバック・クライオ SW404
1 段目磁気作業物質
Gd3Ga5O12 (GGG)
超伝導マグネット（GGG 用） 最大 4T, Cryomagnetics, Inc.
３K-GGG 間熱スイッチ
機械式, ジェック東理社
磁気作業物質（新規導入）（Er0.3Y0.7）3 Al5O12
超伝導マグネット(新規導入） 最大 3T, Cryomagnetics, Inc.
GGG－Er：YAG 間熱スイッチ アクティブ・ガスギャップ式

Fig.2 Temperature in the cryostat as a function of time
2 段目の超伝導マグネットのクエンチのため，今のところ定格の電流(9A)の半分以下までしか磁場を掛けることができていない。この状態で He ガスギャップヒートスイッチを切り，2 段
目 ADR の断熱消磁を行ったところ，Er ドープ YAG の最低到
達温度は 0.34K となり，4 時間足らずで 0.4K に上昇した。
4．今後の予定
超伝導検出器の動作は 0.34K で十分可能であるが，格電流をながした場合での保持時間を見極めることが必要である。
2 段目の超伝導マグネットの熱アンカを最適化し，クエンチを起こさずに十分な磁場をかけた状態での最低到達温度とその持続時間を調べ，ガンマ線検出用超伝導検出器の動作実験を進めていく。
謝辞
Heガスギャップヒートスイッチを使用させていただい
たNASA/GSFCの星野晶夫博士に心より感謝いたします。

Fig.1 Photograph of present two-stage ADR. (a) two magnets
and cold stages connected by an active gas-gap HS and OFC
thermal links. (b) 30% Er-doped YAG with 2nd ADR stage.

参考文献
1. A. Kushino, et al.: J. Low .Temp. Phys., Vol. 193 (2018)
p.611
2. A. Kushino, et al.: J. Appl. Phys., Vol. 90 (2001) p.5812
3. Y. Ishisaki, et al.: J. Low Temp. Phys., Vol. 167 (2012)
p.777― 53 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p05

HTS 線材特性 (1)交流横磁界下における短尺直線状 HTS 線材の交流損失特性の高感度測定
Highly sensitive measurement of AC loss characteristics of short and straight HTS tapes undertransverse magnetic fields
原本 佳人，富崎 怜，平山 斉，川畑 秋馬 （鹿児島大）
HARAMOTO Yoshito, TOMISAKI Ren, HIRAYAMA Tadashi, KAWABATA Shuma (Kagoshima University)
E-mail: k8196162@kadai.jp
1．はじめにHTS 線材を用いた電力ケーブルや変圧器などの実用化のためには、HTS 線材の低損失化及びその損失特性の定量的な把握が重要である。より低損失化を図った HTS 線材の開発のためには、その交流損失特性を測定・評価できるような高感度な測定システムが必要となる。そこで本研究では、見かけの損失であるキャンセル残りを低減し、交流横磁界下における短尺直線状 HTS 線材の交流損失特性の高感度測定が可能な測定システムを開発することを目的としている。本発表
では、キャンセル残りの低減を狙った磁界印加用マグネット並
びに検出コイルの設計方針、及び実際のキャンセル残りの測
定結果と測定感度の検討結果について報告する。

ャンセル残りが低減する条件について検討した。今回、作製したマグネットと検出コイルを用いたキャンセル残りの測定結
果と測定感度の検討結果については、当日報告する。

2．交流損失測定法と外部印加磁界用マグネット
本研究では、交流損失測定はピックアップコイル法を用いて行う。Fig. 1 は現有の外部磁界印加用マグネットの外観図と断面図である。楕円形のスプリット型の 2 対のコイル（メインコ
イルとサブコイル）から成り、直径 0.3 mm の Cu 線の 7 本撚り
線を用いて巻線したものである。長さ 100 mm 程度までの短尺
直線状サンプルの交流損失を測定できるように、スプリット型
マグネットを採用しているため、検出コイル（ピックアップコイルとキャンセルコイル）はマグネット中心に対して非対称な位置に配置される。ピックアップコイルとキャンセルコイルの位置での磁場分布が異なるため、2 つの検出コイルの巻数は異なり、結果として測定 2 次回路での位相誤差に伴うキャンセル残りが発生する。

Fig. 1. Schematic view and cross sectional view of existing
split-type magnet.

3．キャンセル残りの低減を狙った外部印加磁界用マグネットの設計
そこで、Fig. 2 に示すように、ピックアップコイルとキャンセル
コイルを対称配置できるような外部磁界印加用マグネットを設計することで、測定二次回路での位相誤差を低減し、キャン
セル残りの低減を図る。Fig. 3 は設計したマグネットの断面図である。中央のコイルとその両側の合計 3 対のコイルコイルから成る。検出コイル位置での磁場一様度は 1.6%以内であり、サンプルへの最大印加磁界は、液体窒素温度 77 K で 0.13 Tである。Fig. 4 にマグネット内の磁場分布の計算結果を示す。
また、測定可能サンプルサイズは、幅 5 mm×厚さ 3～5 mm×
長さ 90 mm である。

Fig. 2. Schematic view of new split-type magnet.

SampleCancel coil

― 54 ―

Fig. 3. Cross sectional view of new split-type magnet.
110
105
100
95
90
85
80
75
70
65
60

Flux density [mT]4．測定二次回路での位相誤差低減によるキャンセル残りの低減について検討
Fig. 4 に示したように、マグネット中心に対して対称に配置されたピックアップコイルとキャンセルコイルの磁場分布は同じである。ピックアップコイルで検出するサンプルの磁化信号と測定空間の信号から、キャンセルコイルにより余分な測定空間の信号を差し引くために、通常はキャンセルコイルの巻数をピックアップコイルの巻数より多くする。しかし、2 つの検出コ
イルのインダクタンスをできるだけ近づけた方が、キャンセル
残りの低減が図れる結果が得られているため、ここではその知見を生かして、2 つの検出コイルの巻数を同じにして、キャンセルコイルの断面積をピックアップコイルのそれより僅かに大きくすることで、測定二次回路での位相誤差を小さくし、キPickup coil

1.6%

1.6%

Cancelcoil

Pickupcoil-60 -50 -40 -30 -20 -10

0

10

20

30

40

50

Distance form center of magnet, z [mm]60Fig. 4. Field distributions of new split-type magnet.
第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p06

HTS 線材特性 (1)人工ピン導入 REBCO 線材の長手疲労特性
Longitudinal fatigue characteristics of REBCO coated conductors with artificial pinning centers武藤 翔吾, 藤田 真司, 平田 渉, 飯島 康裕, 大保 雅載 （フジクラ）
MUTO Shogo, FUJITA Shinji, HIRATA Wataru, IIJIMA Yasuhiro, DAIBO Masanori (Fujikura Ltd.)E-mail: shogo.muto@jp.fujikura.com

1． はじめに
現在 REBCO 線材の実用超電導マグネットへの応用開発が活発に行われている．超電導マグネットにおいては励消磁のたびに繰り返しのフープ電磁力が作用し，線材には長手方向の引張応力が繰り返し印加される．マグネットの長期信頼性を確保するためには，実際に線材へ長手方向の繰り返し負荷を与えたときの疲労破壊挙動を把握する必要がある．そこで今回，現在我々が市販している人工ピン導入 50 µm 基板厚の
REBCO 線材について，液体窒素(LN2)中で長手方向の繰り返し引張試験を行い，線材の S-N 曲線を取得した．
2． 実験方法
評価に使用した線材は，50 µm 厚の Hastelloy®基板上にIBAD-MgO 層を含む中間層と，PLD による EuBCO + BHO 超電導層，Ag 保護層，片側 20 µm 厚の銅めっき層を形成した
4 mm 幅の線材(FESC-SCH04)である．この線材の不可逆応力は平均で，約 630 MPa，不可逆ひずみは約 0.43 %である．
この線材に最大負荷応力𝜎𝜎��� を変化させて LN2 浸漬中で繰り返しの引張試験を実施した．引張負荷は油圧式の繰り返し
疲労試験機を用いて，応力制御により周波数 1-12 Hz の正弦波を最大約 106 回まで負荷した．このときの最大負荷応力𝜎𝜎��� と 最 小 負 荷 応 力 𝜎𝜎��� の 比 で あ る 応 力 比 �� � 𝜎𝜎��� /𝜎𝜎��� )は R=0.3 にて試験を行った．線材のひずみは両面に貼り付けたひずみゲージで測定し，応力は 10 kN のロードセル
で測定した試験力を線材の全断面積で除算した値とした．不可逆応力およびひずみの判定は試験前の臨界電流値 Ic0 と除荷後(unload)の臨界電流 Icu に対する比 Icu/Ic0 が 99%を下回ったときの値として定義した．
3． 実験結果
Fig. 1 に R=0.3 における全サンプルの Icu/Ic0 を繰り返し回数
でプロットしたデータを示す． Ic が特に高繰り返し回数において 1％程度ばらついているように見えているのは，数日におよぶ試験のため気圧変動や酸素の混入によって LN2 の温度が変動したためであると思われる．高負荷条件（低サイクル疲労領域）では Ic の劣化がみられたのちに破断している試験片がみられるが，ほとんどの試験片が Ic の劣化を観測する前に破断していることがわかる．破断面を観察すると，はさみで切断したように一直線に破断しているものが多く，疲労により亀裂が進展して脆性的に破断していることが示唆される．
なお，いくつかの試験片にて電圧端子部近傍で破断する場合がみられた．これは応力集中によって早期に破断したものと考えられ，今回は線材の平滑な状態での疲労データを取得することを目的としたため，そのデータプロットはグラフから除いた．
Fig.2 に線材の S-N 曲線を示す．縦軸は最大負荷応力である．打ち切りとした試験片は矢印で示している．黒塗りは Ic が劣化した点，白抜きは破断点を示している．鎖線はバスキン
則でフィッティングした結果である．S-N 曲線にばらつきがあるのは線材の初期強度や，初期欠陥のばらつきが反映されているためであると考えられる．今回試験した条件では，初期強度の約 80%にあたる約 500 MPa で 106 回の繰り返し負荷に耐えられることが分かった．

4． まとめ市販 REBCO 線材の繰り返し疲労特性を評価するため，繰
り返しの引張試験を行い， 50µm 基板の REBCO 線材の S-N曲線を取得した．元の強度に対して約 80%の強度で 106 回の引張負荷に耐えることがわかった．今後はさらなる回数の負荷と，応力振幅が大きい負荷を与えたときの挙動を調査してく予定である．

謝辞
この成果の一部は，国立研究開発法人新エネルギー・産業
技術総合開発機構(NEDO)の委託業務の結果得られたものである．

Fig. 1 Cyclic fatigue properties of normalized critical current
Icu / Ic0 for commercial REBCO conductors with 50µm
substrate of Fujikura at 77.3 K.

Fig. 2 S-N curve at stress ratio R = 0.3 for commercial REBCO
Conductors with 50µm substrate of Fujikura at 77.3 K.

― 55 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p07

HTS 線材特性 (1)曲げひずみ印加時の REBCO coated conductor の
臨界電流密度の磁場角度依存性

Angular dependence of critical current density
for REBCO coated conductor under various bending strains
畑野 和大，小黒 英俊 (東海大) ; 三浦 正志 (成蹊大) ; 一野 祐亮 (名古屋大) ; 神原 陽一 (慶応大)HATANO Kazuhiro, OGURO Hidetoshi, (Tokai Univ.);
MIURA Masashi (Seikei Univ.); ICHINO Yusuke (Nagoya Univ.); KAMIHARA Yoichi (Keio Univ.)
E-mail: 8BAJM034@cc.u-tokai.ac.jp
0.2%、0.5％と曲げひずみが大きくなると、臨界電流はひ1．はじめにREBCO coated conductor は、磁場中でも高い超伝導特性

ずみとともに低下した。これより、磁場印加角度によってを維持できること、機械特性が非常に高いことから、強磁臨界電流とひずみの関係が変化することが確認できた。

めに、人工ピンニングセンター導入により磁場中 Jc を大する。

場超伝導マグネットへの応用が期待されている。このた

当日は磁場角度とひずみの関係を考察した詳細を報告

きく向上させる研究が進んでいる[1]。

ここで、さらに Jc を向上させるための一つの方法として、我々はひずみ効果に注目した。REBCO coated conductorの引張りひずみ下での Jc は放物線状に変化することが知られており[2]、これを利用すると、これまで以上に Jc を向上させることができる可能性がある。これを実現する方法として、人工ピンが coated conductor の REBCO 層にひずみを与えることがわかっているため[3]、人工ピンを利用してひずみを付与し、超伝導特性を向上させることができると考えられる。

本研究では、REBCO coated conductor に対する超伝導特性のひずみ効果について、ひずみ、磁場、磁場角度の影響

Fig. 1 A measurement apparatus for superconducting properties
of REBCO coated conductors at various environments.

Critical current (A)存性について測定したので、その結果について報告する。
2．実験方法曲げひずみ下低温磁場中超伝導特性評価装置を Fig. 1に示す。この装置を用いて、曲げひずみ印加時の超伝導特性の磁場角度依存性を測定した。測定に使用した線材は、フジクラ製 GdBCO coated conductor である。

曲げひずみは以下の式を用いて決定し、超伝導層に発生するひずみは基板表面に発生するひずみと同じである
として計算した。

曲げひずみ ൌ

基板厚さ
曲げ直径

ൈ ͳͲͲ

曲げひずみ印加ジグは、Ti-6Al-4V 合金を用いた(以下、Ti ジグと表記する)。これは、熱伝導率と熱収縮率を考慮しての選択であり、Ti ジグの方が正確に測定できること
から[4]、Ti ジグを用いて 0.4 T 以下において臨界電流の測定を行った。臨界電流は、6 µV/cm の電界基準で求めた。
磁場はテープ面垂直方向を 0°として印加した。

0.65
0.6
0.55
0.5
0.45

0.34
0.33
0.32

0%
0.2%
0.5%

0.31
0.3
0.29
0.28
0.27
-20 -15 -10 -505

Angle (deg.)

0.4

10

15

0%
0.2%
0.5%

0.35
0.3
0.25
-20

0

20

40

60

Critical current (A)REBCO coated conductor の Jc に関して、その磁場角度依

Critical current (A)に関して詳細に調べるため、曲げひずみを印加した

0.64
0.62

0%
0.2%
0.5%

0.6
0.58
0.56
0.54
75

80

85

90

95

Angle (deg.)

100

80 100 120

Angle (deg.)

Fig. 2 Angular dependence of critical current for the REBCO
coated conductor at 77.3 K and 0.4 T under various bendingstrains. The insets show the critical current of the conductor in
low-angle (~0°) and high-angle (~90°).
謝辞

本研究は科学研究費補助金(17H03239)の助成により実施したものである。

3．実験結果曲げひずみを与えた GdBCO coated conductor の臨界電流の磁場角度依存性を、Fig. 2 に示した。Fig. 2 の中で、左上に 0°周辺の Ic を、右下に 90°付近の測定結果を内挿図として示した。0°周辺においては 0.2％の曲げひずみを与えた試料が最も Ic が高く、曲げひずみ 0.5％では臨界電流が低下した。90°付近では曲げひずみ 0％が最も Ic 高く、

参考文献
1. T. Izumi et al., J. Cryo. Super. Soc. Jpn, Vol. 47 (2012) 590
2. M. Sugano et al., Supercond. Sci. Technol., Vol. 23 (2010)
0850133. M. Miura et al., NPG Asia Materials, Vol. 9 (2017) e447
4. H. Oguro et al., J. Cryo. Super. Soc. Jpn, Vol. 97 (2018) 77― 56 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p08

HTS 線材特性 (2)低コスト化に向けた BaHfO3 添加 SmBa2Cu3Oy 超伝導線材の高速作製
High speed fabrication of BaHfO3 doped SmBa2Cu3Oy superconducting coated conductor
for cost reduction
吉田 隆, 森 舜介, 日比野 拓, 松坂 陣, 土屋 雄司, 一野 祐亮（名大）；松本 要（九工大）；淡路 智（東北大）
YOSHIDA Yutaka, MORI Shunsuke, HIBINO Taku, Matsuzaka Jin, TUCHIYA Yuji, ICHINO Yusuke (Nagoya Univ.);
MATSUMOTO Kaname (KIT); AWAJI Satoshi (Tohoku univ.)
E-mail: yoshida@nuee.nagoya-u.ac.jp
1．はじめに
REBa2Cu3Oy(RE123, RE = Rare Earth)高温超伝導線材の製造開発に関して、高速化・大面積均質化・高性能化などの観点から多くの研究成果が報告されてきている。例えば、代表的な作製法である Pulsed Laser Deposition(PLD)法では、成膜レートを増加させた場合、a 軸混在粒が生成し、超伝導特性が低下する。そこで、我々の研究グループでは基板上に Seed 層として良好な結晶性を示す REBCO 層を作製することで、その上に超伝導特性を維持したまま幅広い条
件で Upper 層の REBCO を成膜可能となる REBCO Growthusing REBCO Buffer-layer(REGREB) 法 を 提 案 し [1] 、REGREB 法を用いた線材作製速度の向上について報告した。一方、77 K 及び低温での磁場中高性能化の観点からは、BaMO3 ナノロッドなどの人工ピン材料に代表される成果が報告されている。本研究では成膜速度の高速化、Jcの向上双方の観点から線材作製速度の高速化を目指した。
成膜速度の高速化についてはレーザーエネルギー及び酸
素分圧を最適化し、成膜基板への原料供給量を増大させることで検討を行った。また、SmBa2Cu3Oy(SmBCO)母相
内に常伝導不純物である BaHfO3(BHO)を導入し、磁場中Jc の向上について検討した。長尺線材の作製に向けレーザ
ーエネルギー及びプルームの安定性、Ag 安定化層の膜厚、酸素アニール方法について検討した。さらに予備試作として 2 m 級線材の作製を行った。
2．実験方法
KrF エキシマレーザー、Reel to Reel 装置を用いて多層REGREB 法によって IBAD-MgO テープ上に SmBCO 及び
BHO ドープ SmBCO 線材の作製を行った。成膜レートを増大させた線材の作製について、Seed 層は膜厚 60 nm、酸素分圧 53 Pa、線材移動速度 25.2 m/h、繰り返し成膜数 3、レーザーエネルギー密度 2.8 J/cm2、繰り返し周波数 100
Hz、Upper 層を膜厚 400 - 900 nm、酸素分圧 53 - 200 Pa、
線材送り速度 25.2 m/h、繰り返し成膜数 6、レーザーエネ

Ic [A/6 mm-width]

100

Conventional
EL-pureEL-BHO
EL+PO2-pure
EL+PO2-BHO

80
60

EL増大

Conv.

20
0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

3.0

3.5

Production speed, vp [m/h]Fig. pure 及びマスクを用いて作製した BHO 添加線材の製造係数の磁場依存性

3．実験結果及び考察
左図にさまざまな成膜条件で作製した場合の BHO 添加
SmBCO 線材の製造速度(m/h)と 77 K における Ic(A/6mmwidth)を示す。なお、図中 EL はレーザエネルギーのことである。これまで検討してきた成膜条件にくらべレーザエ
ネルギーの向上や酸素分圧の増大により、製造速度の向上及び Ic が向上することが確認される。
また、成膜時に成膜領域をマスクを用いて一部制限した。上図は、人工ピンを入れていない SmBCO 線材とマスクを用いて BHO 添加した線材の磁場中 Jc 特性から求めた製造係数(Ic×vp [Am/h])を示す。高温高磁場及び低温においては約二倍程度を示しており、人工ピン導入線材が線
材作製速度の観点からも有効であることが確認された。
上記検討を踏まえて、Ag 安定化層の膜厚、酸素アニー
ル方法について検討した。特に Ag 安定化層成膜技術は、スパッタ法とともに、RTR-PLD 法技術を構築してきた。
成膜方法の違いや膜厚の違いによる、表面組織などの比較も検討した。さらに予備試作として 2 m 級線材作製を行ったので、当日詳細を報告する。
謝辞
研究の一部は、JST-ALCA を受けて実施したものである。
本研究では、株式会社フジクラ飯島康裕様より金属テー
プに関して御協力を得た。

EL+PO2増大40

ルギー密度 3.0 J/cm2、レーザー繰り返し周波数 100 Hz とした。線材膜厚は誘導結合プラズマ発光分析法、結晶構造
は X 線回折、超伝導特性は 4 端子法を用いて評価した。

参考文献
1. 後藤大志他: 第 94 回低温工学・超電導学会、東京、
2018 年 5 月.

Fig. さまざまな作製条件で作製した BHO 添加線材の製造速度と Ic の関係― 57 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p09

HTS 線材特性 (2)RE 組成制御を施した YBCO 薄膜の磁場中超伝導特性の異方性と微細構造
Anisotropy of Superconducting Properties in Magnetic Field and Microstructure of YBCO
Film with controlled RE composition
吉田 隆, 塩見 基樹, 土屋 雄司, 一野 祐亮（名大）YOSHIDA Yutaka, SHIOMI Motoki, TUCHIYA Yuji, ICHINO Yusuke (Nagoya Univ.)
E-mail: yoshida@nuee.nagoya-u.ac.jp

3．実験結果及び考察
Gd2O3 の修飾面積比 α = 20 area%以上で作製した YBCO
薄膜は無添加 YBCO 薄膜と比較して Tc が 1 K 以上低下する
ことが確認された。これは Gd の過剰添加により Gd/Ba 置
換が多く起こり Tc が低下したためと考えられ、その置換による低 Tc 部分の生成により Jcs.f.の低下も引き起こされた。
図１に異なる α で作製した YBCO 薄膜の 65K、1Ｔにおける磁場中 Jc-B-θ 特性を示す。Jc の異方性を示す Jcmin については 65 K での Jc – B – θ 特性において α = 15
area%で作製した Gd2O3 添加 YBCO 薄膜は α = 0〜25 area%で作製した YBCO 薄膜の中で最も高い結果となった。

2

Critical Current density, Jc[MA/cm ]2.4

Ts = 840ºC, fL = 20 Hz
0 area%10 area%
15 area%
20 area%
25 area%

2.0
1.6
1.2
0.8
-30

30
60
90 120 150
Field angle,  [deg.]
図１ 異なる修飾面積 α で作製した YBCO 薄膜の 65K、1Ｔにおける磁場中 Jc-B-θ 特性

22．実験方法YBCO 薄膜は、IBAD-MgO 基板上にパルスレーザー蒸着法(PLD)で作製した。基板温度 Ts = 820 - 860ºC、酸素分圧
PO2 = 800 mTorr、レーザー繰り返し周波数 fL = 5, 20 Hz、
ターゲット基板間距離 dt-s = 40 mm で作製した。磁場中特性の評価は Jc の磁場印加角度依存性(Jc - B - θ)を測定し、パーティクル状の APC 材料のサイズに関しては、Jc– T 特性によって評価した。なお、Gd2O3 は、表面修飾ターゲット法 1)を用いて YBCO 中に導入した。膜厚は誘導結合プラズマ発光分析法、結晶構造は X 線回折、超伝導特性は 4 端子法を用いて評価した。

Jc – B – θ 曲線形状からは α = 15 〜25 area%での薄膜においてナノパーティクル導入が示唆されたがナノパーティクル形状については α に対しての傾向を見出す
ことはできなかった。
図２に異なる fL で作製した YBCO 薄膜の 65K、1Ｔにおける磁場中 Jc-B-θ 特性を示す。Gd2O3 添加 YBCO 薄膜内のナノパーティクルを高密度にするために fL = 5 Hz と成膜速度を低下させて α = 15 area%で Gd2O3 添加 YBCO 薄膜を作製したところ fL = 20 Hz で作製した薄膜に比べてJcmin の向上を示した。さらに、Jc – B – θ 曲線形状からは fL = 5 Hz は fL = 20 Hz に比べて小さく高密度なナノパーティクルが導入されていることが示された。
以上のことから Gd2O3 添加 YBCO 薄膜は Jcmin が向上する
ことが示された。異種の RE を持った RE2O3 も薄膜内のナノパーティクルになることが示されるとともに、有効なナノパーティクル APC として磁場中 Jc 異方性改善に寄与することも示された。

Critical Current density, Jc[MA/cm ]1．はじめに
REBa2Cu3Oy(RE = Rare Earth)超伝導体は高い臨界温度を有することから様々な機器に応用が期待されているが、超伝導コイルのような機器内中の超伝導線材にはあらゆる方向の磁場が印加されている。
液体窒素の過冷却温度(65 K)下における機器応用のため、磁場中 Jc の異方性改善を目的として、異なる基板温度および異なる Y 組成を持った Y1+xBa2Cu3Oy (Y1+xBCO)薄膜を作製し、x が磁場中 Jc 特性へ与える影響について検討してきた。また Y の組成を増加させた Y1+xBCO 薄膜を作製
し Y リッチなナノパーティクルを磁束ピン止め点として導入することで磁場中 Jc の異方性改善を目的とし成膜条件が薄膜内のパーティクルに及ぼす影響について検討しそれらの微細構造制御を行った。
本研究では超伝導薄膜内でナノパーティクルを形成する材料の一つである RE2O3 に着目した。REBCO 超伝導体はRE の種類によって質量や融点など物性が変化する。また、
Gd や Sm のような RE/Ba 置換をしやすい RE 元素は固溶体を形成する。この固溶体は化学量論組成の REBCO に比べ低い Tc になり、なおかつ超伝導体内で球状になることから 3 次元 APC として機能することが分かっている。このように物性の違う異種の RE から成る REBCO と RE2O3 の組
み合わせによる微細構造と超伝導特性の変化は大変興味が持たれる。そこで、RE/Ba 置換を起こさない YBCO 薄膜と、RE2O3 として少量の RE/Ba 置換をする Gd を含んだ Gd2O3を用いることで、置換量の制御を容易にしつつ薄膜内の微細構造も制御することで、磁場中 Jc の異方性改善を目的に、これらの薄膜の結晶性や超伝導特性について評価
を行った。

0

 = 15 area%
Pure, Ts = 840ºC
fL = 5 Hz, Ts = 820ºC
fL = 20 Hz, Ts = 840ºC

2.4
2.1
1.8
1.5
-30

0

30
60
90
120
Field angle,  [deg.]150

図２ 異なる fL で作製した YBCO 薄膜の 65K、1Ｔにおける
磁場中 Jc-B-θ 特性
謝辞
研究の一部は、JST-ALCA 助成を受けて実施したものである。
参考文献
1） Alok K. Jha, Journal of Appled Physics 122, (2017) 093905― 58 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p10HTS 線材特性 (2)低コスト REBCO 線材用 La0.6Sr0.4TiO3 導電性バッファ層の検討
Investigation of La0.6Sr0.4TiO3 conductive buffer layer for low-cost REBCO wires
太田 圭祐, 濱田 剛 (京大); 一瀬 中 (電中研); 堀井 滋, 土井 俊哉 (京大)OTA Keisuke, HAMADA Tsuyoshi (Kyoto Univ.); ICHINOSE Ataru (CRIEPI);
HORII Shigeru, DOI Toshiya (Kyoto Univ.)
E-mail: ota.keisuke.48x@st.kyoto-u.ac.jp
軸配向することが分かった。しかし、この YBCO 薄膜の Jc を測

1. はじめに
我々は低コスト YBCO 線材の開発を目的に、{100}<001>

定したところ、Jc = 3.5 × 102 A cm-2 と、YBCO / Nb-STO / Ni

集合組織を有する Ni めっき Cu テープ (Ni / Cu / SUS) 上に/ Cu / SUS 試料の Jc と比べ著しく低い値であった。この原因を

導電性を有するバッファ層を介して YBCO をエピタキシャル成調べるため、SEM を用いて作製した試料の断面を観察した。

長させる線材構造に着目している。この線材構造では、結果を Fig. 2 に示す。Ni 層に多数の空隙が存在することが確

YBCO 層の一部で超伝導状態が破れた際、YBCO 層を流れ認された。これは Ni が YBCO 薄膜に拡散していることを意味

る電流は導電性バッファ層を通って安定化層と基材を兼ねたし、強磁性元素である Ni の拡散が YBCO の超伝導特性が低Cu テープに回避することが可能である。当研究室ではこれま下した原因であると考えられる。

でに、導電性バッファ層として SrTi0.95Nb0.05O3 (Nb-STO) を用いた YBCO / Nb-STO / Ni / Cu / SUS 試料を作製し、2.6 MA
cm-2 (77 K、自己磁場中) の臨界電流密度 (Jc) が得られた
事を報告した[1]。また、臨界電流 (Ic) を超えた場合、一部の電流が Cu に回避することを示した[2]。
しかし、導電性バッファ層として用いた Nb-STO は YBCO 層から Cu テープへの酸素拡散の防止能力が十分ではなく、
YBCO の成膜中に Nb-STO 層の電気抵抗率が上昇してしまう
こ と が 課 題 と し て 残 っ て い る [2] 。 そ こ で 、 本 研 究 で はFig. 1 (a) A {110} pole figure of the La-STO thin film and (b)a (102) pole figure of the YBCO thin film.

La0.6Sr0.4TiO3 (La-STO) を導電性バッファ層として用いることでこの課題の解決を試みた。Ni / Cu / SUS 上に La-STO 層及び YBCO 層を作製し、それらの配向度、電気抵抗率、I-V 特性および微細組織を調べた。

2. 実験方法
La-STO 薄膜及び YBCO 薄膜の成膜には PLD 法を用いた。La-STO 薄膜は Ni / Cu / SUS304 テープ上及び LaAlO3 単結晶基板上に成膜した。YBCO 薄膜は Ni / Cu / SUS 上に成膜した La-STO 薄膜の上にさらに成膜を行った。これらの薄膜

Fig. 2 A cross-sectional observation result of the YBCO / LaSTO / Ni / Cu / SUS sample.

の微細組織の観察は SEM を用いて行い、配向度の測定は X
線極点図測定により行った。電気抵抗率及び I-V 特性の測定には四端子法を用いた。なお、La-STO 薄膜の抵抗率測定は
LaAlO3 単結晶基板上に成膜した試料にて行った。

謝辞
本研究の一部は JST-ALCA、JPMJAL1109 の支援を受けたものである。

3. 結果及び考察
LaAlO3 単結晶基板上に成膜した La-STO 薄膜の抵抗率は77K で 1.34×10-4 Ωcm であった。Fig. 1 (a)に Ni / Cu / SUS

上 La-STO 薄膜の {110} 極点図、(b) に La-STO / Ni / Cu /参考文献
[1] T. Doi et al., Master. Trans. 58 (2017) 1493.
[2] T. Doi et al., APEX 12 (2019) 023010.

SUS 上 YBCO 薄膜の (102) 極点図を示す。いずれの膜も 2― 59 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p11HTS 線材特性 (2)REBCO 線材の超伝導接続部への Ag テープを通しての酸素供給の検討
Investigation of oxygen supply through Ag tape to superconducting joint
between REBCO wires
吉岡 雄太, 土井 俊哉, 堀井 滋(京大); 吉原 健彦, 永石 竜起(住電); 下山 淳一(青学大)
YOSHIOKA Yuta, DOI Toshiya, HORII Shigeru (Kyoto Univ.);
YOSHIHARA Tatsuhiko, NAGAISHI Tatsuoki (SEI); SHIMOYAMA Jun-ichi (Aoyama Gakuin Univ.)
E-mail:yoshioka_yuta.44a@st.kyoto-u.ac.jp

でき、T c の値は 92.1 K であった。このことから SUS304 テー

1. はじめに
我々は高性能かつ短時間で REBCO 超伝導線材同士をプを接着した際に超伝導相を壊したわけではなく、SUS304

接続するための方法として、金属基材部分に酸素透過性を貼り付けた試料では酸素導入に長時間を必要とすることの高い Ag を用いた REBCO 線材を使用することを検討してがわかる。

いる。現在の REBCO 超伝導線材の接続方法は、まず、一方、試料 2A の Tc は 90.5 K であった。この結果はREBCO 層を露出させた超伝導線材同士を REBCO 層が向31.5μm とかなり厚い Ag 層を介しても十分に速い速度で酸かい合わせになるように配置し、その状態のまま接続部を加素が拡散していることを示している。また試料 1A の Tc は圧しながら 800℃で熱処理することにより、線材同士を接続

91.6 K であった。Ag の膜厚による Tc の違いは小さいことかしている[1]。しかし、800℃の熱処理の際に REBCO 層中のら、Ag 中の酸素拡散は非常に速いことが確認できた。
以上の結果から、接続部分に Ag を用いることで酸素アニ

酸素が抜けてしまい超伝導性が失われてしまうため、
500~200℃で酸素アニールを行い REBCO 層中に酸素を導ール時間を短縮できる可能性があることが分かった。

入している。従来の接続方法では接続後、REBCO 層が露出している部分は側面部のみであるため、酸素は線材側面から侵入し、内部まで拡散して REBCO 層内部まで到達す必要である。この酸素アニール工程を短時間化するために
REBCO 層に酸素を効果的に供給する為に、酸素をよく通す物質である Ag を使用することを考えている。そこで今回、

m (emu)

る必要がある。そのため、接続後の酸素アニールに長時間

Ag の酸素透過性について検討を行った。

2.0x10-3
0.0-2.0x10-3-4.0x10-3-6.0x10-3-8.0x10-3-1.0x10-2-1.2x10-2-1.4x10-2

H⊥film surface
H=50 Oe
試料1A
試料2A
試料3A
試料3B

50

2. 実験方法本 実 験 では超 伝 導 線 材 とし て住 友 電 気 工 業 ( 株 )製 のAg/GdBCO/Y 2O3/Ni/Cu/SUS テープ(以後 GdBCO 超伝導

分酸素を抜いた試料 1(Ag 層 1.5 μm)を作製した。その後、
試料 1 に対して、Ag 層を 30 μm スパッタリングにより追加で堆積させた試料 2、および 80 μm の SUS304 テープを Ag層上に接着した試料 3 を作製した。これらの試料 1~3 を酸素気流中で 500℃まで昇温後 200℃まで 10 h かけて冷却して酸素導入を試みた (試料 1A、2A、3A)。また、試料 3A7080

Temparature (K)

90

100

Fig. 1 Temperature dependence of the magnetic moment of
the samples 1A, 2A, 3A, and 3B.

線材と略記)を使用した。まず、GdBCO 超伝導線材を Ar 気流中で 750℃×4 h の熱処理を行って GdBCO 層中から十60

謝辞
本 研 究 の 一 部 は 、 JST 、 未 来 社 会 創 業 事 業 、
JPMJMI17A2 の支援を受けたものである。
参考文献[1] K. Ohki et al., Supercond. Sci. Technol. 30(2017)については磁化率の温度依存性測定後に追加で 400℃

115017.

×35 h の酸素アニールを行った(試料 3B)。
3. 結果及び考察
Fig. 1 に、試料 1A(実線)、2A(破線)、3A(点線)、3B(一点鎖線)の磁化率の温度依存性を示す。試料 3A は超伝導転移を示さなかった。ここで、試料 3A に追加で 400℃×35 hの酸素アニールを施した試料 3B では、超伝導転移が確認― 60 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p12HTS 線材特性 (2)REBCO 線材の臨界電流におけるピン配置依存性の基礎評価
Fundamental analysis of the dependence of pinning center distribution on thecritical current of REBCO tapes
山本 春海，伊藤 悟，三輪 美沙子，松山 成男，橋爪 秀利（東北大）
YAMAMOTO Haruumi, ITO Satoshi, MIWA Misako, MATSUYAMA Shigeo, HASHIZUME Hidetoshi (Tohoku Univ.)
E-mail: haruumi.yamamoto.s1@dc.tohoku.ac.jp
1．はじめに
現在実用化が進められている REBCO 線材は、人工ピン導入により外部磁場下での臨界電流向上が確認されている[1]。一方で自己磁場下における人工ピンの効果を調査した研究においては、臨界電流の向上は確認されていな
い[2]。これは REBCO 線材の超伝導部の厚さが約 1 m と薄く、磁場侵入長(L~数百 nm)と同程度のオーダーである
ため、マイスナー電流が渦糸の作る電流と比較して支配的であることによることによる可能性が示唆されている[3]。すなわち自己磁場下における人工ピンは外部磁場下ほど強力に機能しない可能性がある。本研究では不均一な人工ピン配置により自己磁場下における臨界電流が向上するという考えに基づき、不均一に陽子線照射を行った REBCO 線材の臨界電流評価を行ったので報告する。

4．まとめ
本研究では自己磁場下における REBCO 線材のピン止めのメカニズムを調査するため、実験により臨界電流のピン位置依存性を評価した。その結果ピンを部分的に導入した場合に性能低下が小さいことが示された。より低温
ではピン止め効果が顕著になるため、部分的なピン導入により臨界電流向上が見られる可能性がある。

2．実験方法
サンプルとして人工ピンが導入されていない銅安定化
層なし REBCO 線材(SuperOx, ST-4-10, 幅 4 mm)を用いた。
各サンプルの臨界電流を評価したのちに人工ピン導入のための陽子線照射を行い、再度臨界電流を評価した。
臨界電流評価は、液体窒素(77 K)浸漬冷却、自己磁場条
件で、4 端子法によって行った (電界基準 1 V/cm)。
照射は東北大学高速中性子実験室のダイナミトロン加
速器にて実施し、照射粒子として 3 MeV のプロトン化水
素分子(H3+)を用いた。3 MeV の H3+1 つは 1 MeV の H+3 つに相当する。
サンプルへの陽子線照射実験体系を Fig.1 に示す。人工ピンを導入する位置を制御するために、サンプルの一部を銅リボンによりマスキングした。照射パターンは全面(4 mm)、外側(端 1 mm ずつ)、内側(中央 2 mm)の 3 通り用意した。
3．結果と考察Fig.2 に臨界電流の照射領域依存性を示す。REBCO 線材の性能変化を照射後の臨界電流を照射前の臨界電流で規格化した値(Ic/Ic0)で評価している。全面、内側、外側いずれの照射パターンにおいても有意な臨界電流の上昇は見られなかった。これは 1.で述べたように自己磁場下における REBCO 線材には磁束量子線が侵入しにくく、微細な欠陥によるピン止め効果が弱いため、あるいは磁束量
子線の熱運動が大きくピン止め効果が弱いためと推測される。よって照射によって生じる微細欠陥はピンとしての働きより電流輸送断面積を減らす働きの方が強く、臨界電流低下を招いた可能性がある。外側のみに照射した場合が最も臨界電流低下が少ない傾向を得た。これは線材外側における REBCO 結晶の c 軸方向の磁束をうまくトラップし、線材中央のマイスナー電流による電流輸送を阻害しないピン配置による可能性がある。より低温では磁束線の熱運動が小さくなるためピンの働きが改善し、外側のみの照射が臨界電流向上に有利であることが示される可能性がある。

Fig. 1 Configuration of the proton irradiation

Fig. 2 Dependence of irradiation area
critical current of REBCO tapes

on

the

謝辞
本研究は日本学術振興会の科学研究費助成事業(基盤
研究(S) 26220913)の助成を受けて実施されたものである。
参考文献
1. M. Eisterer et al., Supercond. Sci. Technol. 23(2010) 014009
2. L. Antonova et al., Phys. Status Solidi C 12(2015) pp.94– 97
3. E. F. Talantsev et al., Nature Scientific Reports
8 (2018) 171― 61 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p13HTS 線材特性 (2)SmBa2Cu3Oy 高温超伝導薄膜における磁化緩和の異方性

Angular Dependence of Flux Creep in High-Temperature Superconducting REBCO Films
土屋雄司(名大);舩木修平(島根大);尾崎壽紀(関学);木内勝(九工大);一野祐亮，吉田隆(名大)TSUCHIYA Yuji (Nagoya Univ.);FUNAKI Shuhei (Shimane Univ.);OZAKI Toshinori (Kwansei Gakuin Univ.);
KIUCHI Masaru (Kyushu Institute of Technology);ICHINO Yusuke, YOSHIDA Yutaka (Nagoya Univ.)
E-mail: tsuchiya@nuee.nagoya-u.ac.jp
1．はじめにREBCO 高温超伝導線材は、高い Tc と磁場中での高い臨界電流密度 Jc を有するため、次世代電力機器への応用が期待されている。一方、マグネット応用において REBCO
線材の形状に起因した大きな磁化による不整磁場が問題となる。この遮蔽電流による磁化は、磁束クリープによって時間経過にともない減衰し、磁場の時間不安定性を生じる。よって、REBCO 線材のマグネット応用では、磁場ドリフトを予測するため磁化緩和が重要である。
いままで我々のグループでは、REBCO 薄膜への相関性のある APC 添加による磁化緩和の抑制について報告してきた[1]。しかし、マグネット応用において REBCO 線材にあらゆる方向から磁場が印加されるのに対し、磁化緩和の磁場印加角度依存性について報告が少ない。そこで本研究では、REBCO 薄膜における磁化緩和の磁場印加角度について調べるため、薄膜垂直方向以外への磁場下での磁化率測定手法の確立および広い磁場温度および磁場印
加角度範囲で磁化緩和特性の測定を行なった。

謝辞
本研究は、科研費(15H04252,16K20898)、JST-ALCA の助成を受けて実施した。産総研 和泉輝郎氏からテープ基板の提供を受けた。
参考文献[1] Y. Tsuchiya et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 95(2018) p.8.

2．実験方法
PLD 法を用いて IBAD 基板上に 300 nm 厚の SmBCO 薄膜を作製した。薄膜を約 2 mm 角に加工し、DC スパッタ
リングを用いて Ag 保護層を成膜した。カンタムデザイン
社 MPMS を用いて 0-7 T、10-77 K における磁化ヒステリ
シスおよび磁化の時間依存性を測定した。試料への印加
磁場方向を変更するため、3D プリンターを用いての角度を制御したステージを有する PLA 製の試料ホルダーを作製した。作製した試料ホルダーを用いて、c 軸方向からの
磁場角度θを、0°、15°、30°、45°、60°と変化させて磁化測定をおこなった。磁化ヒステリシスから Jc を、磁化緩和特性から規格化磁化緩和率 S = dlnM/dlnt を評価した。
このとき、磁化 M は薄膜垂直方向に向いていると仮定し、磁化を補正した。
3．実験結果および考察
図 1(a)、(b)および(c)に、θ = 0°、45°および 60°に磁場を印加したときの SmBCO 薄膜における S の磁場温度依存性を示す。すべての図において同じカラースケールを用いた。θ = 0°では、高温、低磁場ほど S が増加した。θ = 45°では、低磁場ほど S が増加した。θ = 60°では、高磁場、高温ほど S が減少した。
この結果から、REBCO 薄膜における磁化緩和は磁場印
加角度に依存し、高温かつ磁場中ほど磁場印加角度依存性が大きいことが明らかになった。特に、65 K、1 T では、磁場を傾けると S は 70%以上抑制された。
今後、APC を導入した REBCO 薄膜での磁化緩和の角度依存性について測定予定である。本講演では、REBCO 薄膜における磁化緩和の角度依存性の起源と磁化の角度依
存性測定手法について議論する。

Fig. 1 Field and temperature mappings of the magnetization
relaxation rate S in SmBCO films with the magnetic field along(a) 0°, (b) 45°, and (c) 60° directions from the c-axis.

― 62 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p14超電導応用

1 T ‫ߴڃ‬Թ௒ిಋి࣓ྗฏߧϔϦΧϧίΠϧͷ։ൃʕෳ߹ͻͣΈޮՌʹ‫͍ͨͮج‬ϔϦΧϧ‫ר‬ઢுྗͷ‫ূݕ‬ʕ
Development of a 1-T Class HTS Force-Balanced Helical Coils: Veriﬁcation of
Helically Winding Tension Based on Complex Bending Strain Eﬀects‫ ాח‬ଠཅɼೋϊ‫ߊ ٶ‬ɼ໺ଜ ৽Ұ (໌࣏େ)ʀ୩֋ ߶ (্ஐେ)ʀதଜ ෢߃ (‫ژ‬େ)ʀྗੴ ߒ޹ (NIFS)
KAMADA Hiroharu, NINOMIYA Akira, NOMURA Shinichi (Meiji Univ.); YAGAI Tsuyoshi (Sophia Univ.);
NAKAMURA Taketsune (Kyoto Univ.); CHIKARAISHI Hirotaka (NIFS)

E-mail: kamada@meiji.ac.jp1͸͡Ίʹେ‫ن‬໛ SMES Ͱ͸ஷଂΤωϧΪʔͷ૿Ճʹ൐͍ి࣓ྗ
͕େ͖͘ͳΔͨΊɼޮ཰తͳ‫ר‬ઢࢧ࣋ߏ଄͕ॏཁͱͳΔɽ
ి࣓ྗฏߧϔϦΧϧίΠϧʢҎԼɼFBCʣ͸ϏϦΞϧఆཧʹ‫͖ͮج‬ɼ࣓‫ؾ‬ΤωϧΪʔஷଂʹඞཁͳҾுԠྗͷΈ
͕ੜ͡ΔΑ͏ి࣓ྗΛ‫ͤ͞ߧۉ‬ɼࢧ࣋ߏ଄ࡐΛେ෯ʹ௿‫͖Ͱݮ‬ΔίΠϧ‫ܗ‬ঢ়Ͱ͋Δ [1]ɽஶऀΒ͸Ҿு‫ʹ౓ڧ‬༏Ε
Δ Hastelloy ‫ج‬൘ͷ REBCO ઢࡐΛ FBC ΁ద༻͢Δ͜
ͱͰɼSMES ༻௒ిಋίΠϧͷܰྔԽΛ໨ࢦͨ̍͠ T ‫ڃ‬ߴԹ௒ిಋి࣓ྗฏߧϔϦΧϧίΠϧʢҎԼɼHTS-FBCʣΛ։ൃΛਐΊ͍ͯΔɽ
ҰํͰɼREBCO ઢࡐͷ Ic ʹ͸ͻͣΈґଘੑ͕͋ΓɼͦΕ͸Մ‫ྖٯ‬ҬͱෆՄ‫ྖٯ‬Ҭʹ෼͚ΒΕΔ [2][3]ɽHTSFBC Ͱ͸ REBCO ઢࡐʹҾுԠྗΛෛ୲ͤ͞Δ͜ͱͰ‫ר‬ઢࢧ࣋ߏ଄ࡐͷ௿‫ݮ‬ΛਤΔͨΊɼ‫ܗ‬ঢ়ɼ੡࡞ɼྫྷ٫͓Αͼి࣓ྗʹΑΓ REBCO ઢࡐ͕‫͢ݧܦ‬ΔͻͣΈΛ Ic ௿ԼͷՄ‫ྖٯ‬ҬʹऩΊΔඞཁ͕͋Δɽ͜͜Ͱ͸։ൃʹ༻͍Δ
REBCO ઢࡐͷՄ‫ݶٯ‬քͻͣΈʢIc ॳ‫ظ‬஋ʹରͯ͠ͻͣΈআՙ‫ޙ‬ͷ Ic ͕ 1%Ҏ্௿Լͨ͠ͱ͖ͷͻͣΈʣ[3]ɼϔϦΧϧ‫ܗ‬ঢ়Ͱੜ͡Δෳ߹‫͛ۂ‬ͷઢࡐ௕खํ޲࣠ͻͣΈ෼෍ͱϏϦΞϧఆཧ͔Βࢉग़ͨ͠࠷େൃੜԠྗΛ΋ͱʹҹՃՄೳͳ࠷େ‫ר‬ઢுྗʹ͍ͭͯ‫ݕ‬౼ͨ݁͠ՌΛใࠂ͢Δɽ

2

HTS-FBC ͷ࠷େൃੜԠྗͱҾுͻͣΈ௒ిಋίΠϧʹ͓͚ΔϏϦΞϧఆཧΑΓɼి࣓ྗࢧ࣋ߏ
଄ࡐͷ࣭ྔ Msup ͸ɼ࣓‫ؾ‬ΤωϧΪʔ E ஷଂ࣌ͷ࠷େൃੜԠྗ σmax ͱີ౓ ρsup Λ༻͍ͯ࣍ࣜͰද͞ΕΔ [4]ɽMsup = Qmax

ρsup
E
σmax

(1)

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Ͱ͋Δ [1]ɽ
௒ిಋಋମͷ࣭ྔ͸ɼͦͷಋମͷΞϯϖΞɾϝʔτϧʢ௨ిిྲྀ I× ಋମ௕ S ʣʹൺྫ͢Δ [5]ɽ͜͜Ͱ REBCOઢࡐ୯ઢΛಋମͱΈͳ͠ɼൃੜԠྗ͸ Hastelloy ‫ج‬൘Ͱෛ
୲͢ΔͱԾఆ͢Ε͹ɼߏ଄ࡐ͢ͳΘͪ Hastelloy ‫ج‬൘ͷ࣭ྔ Msup ͸ REBCO ઢࡐʹର͢Δ Hastelloy ‫ج‬൘ͷମੵൺ γ Λ༻͍ͯ࣍ࣜͰ༩͑ΒΕΔɽ

Msup = ρsup γ

IS
Jop

(2)

͜͜Ͱɼρsup ͸ Hastelloy ‫ج‬൘ͷີ౓Λࢦ͠ɼJop ͸ಋମΦʔόʔΦʔϧͷӡసిྲྀີ౓Ͱ͋Δɽମੵൺ γ ͸ಋମ௕ͱ෯͕‫ڞ‬௨Ώ͑ઢࡐްΈʢ0.16 mmʣͱ Hastelloy ‫ج‬൘ްΈʢ75 mʣͷൺͱಉ஋Ͱ͋Γɼγ = 0.47 ͱͳΔɽHTSFBC ͷઃ‫ܭ‬஋ʹ‫ ͱͮ͘ج‬4.2 K Ͱ 1 T ൃੜ͢ΔͨΊʹཁ͢Δ௨ిిྲྀ͸ I = 1000 Aɼ૯ಋମ௕͸ S = 108 m Ͱɼ͜ͷͱ͖ Jop = 1.25 × 109 A/m2 ͓Αͼ E = 1.2 kJ Ͱ͋

Δ [6]ɽ͕ͨͬͯ͠ɼࣜ (1) ͱࣜ (2) ͔Βॴఆͷ࣓‫ؾ‬ΤωϧΪʔΛஷ͑ͨࡍͷ࠷େൃੜԠྗ͸σmax = 14.8 MPa(3)ͱ‫ੵݟ‬΋ΒΕΔɽHastelloy ‫ج‬൘ͷ 4 K Լʹ͓͚ΔϠϯά཰͸ 210 GPa ఔ౓ [7] ͋ΔͨΊɼσmax ʹΑΓੜ͡ΔҾுͻͣΈ͸ εt = 0.007% ఔ౓ͱਪ‫͞ܭ‬ΕΔ

3 ϔϦΧϧ‫ר‬ઢுྗͷ‫ݕ‬౼
REBCO ઢࡐ͸௿ԹʹͳΔ΄ͲͻͣΈ‫͕౓ײ‬ಷԽ͢ΔͨΊ [8]ɼ4 K ԼͷՄ‫ݶٯ‬քͻͣΈ͸ 77 K Լʹൺ΂େ͖͘
ͳΔͱߟ͑ΒΕΔɽҎԼͰ͸࢑ఆతʹ 77 K ԼͰͷՄ‫ݶٯ‬քͻͣΈΛ΋ͱʹ‫ݕ‬౼ΛਐΊΔɽϔϦΧϧ‫ܗ‬ঢ়ʹ‫ى‬Ҽͨ͠ෳ߹‫Ͱ͛ۂ‬௒ిಋ૚͕‫͢ݧܦ‬Δઢࡐ௕खํ޲࣠ͻͣΈ͸࠷େͰ εbend = 0.240% ͱਪ‫͞ܭ‬Ε [6]ɼ࢖༻͢Δ REBCOઢࡐͷ 77 K ʹ͓͚ΔՄ‫ݶٯ‬քͻͣΈ͸ εlimit = 0.280%
ఔ౓Ͱ͋Δ [3]ɽॴఆͷ࣓‫ؾ‬ΤωϧΪʔΛ஝ੵͨ͠ࡍʹੜ
͡ΔҾுͻͣΈΛ εt = 0.007% ͱ͢Ε͹ɼϔϦΧϧ‫ר‬ઢ࣌ͷுྗʹΑΓҹՃͰ͖Δ࠷େҾுͻͣΈ εwt ͸

εwt ≤ εlimit − (εbend + εt ) = 0.033%ɽ

(4)

Fwt ≤ A · σwt = A · ERT · εwt = 44 N

(5)‫ר‬ઢ͢ΔࣨԹԼʹ͓͍ͯ REBCO ઢࡐͷϠϯά཰ ERT
͸ 168 GPa ఔ౓Ͱ [7]ɼREBCO ઢࡐͷશମͷஅ໘ੵ
A = 8.0 × 10−7 m2 Ώ͑ɼࣜ (4) ΑΓ࠷େ‫ר‬ઢுྗ Fwt ͸ͱߟ͑ΒΕΔɽ͕ͨͬͯ͠ REBCO ઢࡐͷ‫ػ‬ց‫ిͰ౓ڧ‬࣓ྗΛෛ୲͢Δ৔߹ɼϔϦΧϧ‫ר‬ઢுྗ͸࠷େͰ 44 N
ʢ55 MPaʣ͕‫໌ͱͩ౓ݶ‬Β͔ʹͳͬͨɽߨԋͰ͸͜ͷ‫ݕ‬౼͕ଥ౰͔࣮‫ݧ‬తʹௐࠪͨ݁͠Ռ΋ใࠂ͢Δɽຊ‫ڀݚ‬͸೔ຊֶज़ৼ‫ڵ‬ձͷՊֶ‫ڀݚ‬අॿ੒ࣄ‫ۀ‬ʢ‫ج‬൫‫ݚ‬‫ڀ‬ʢBʣ16H04321ʣͷॿ੒Λड͚࣮ͯࢪ͞Εͨ΋ͷͰ͋Δ.
ࢀߟจ‫ݙ‬

1. S. Nomura et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. vol.
14, no. 2, pp. 709-712, Jun. 2004
2. M. Sugano et al.: Physica C 463-465 (2007) 742-746
3. K. Osamura et al.: Supercond. Sci. Technol. 29(2016) 094003 (9pp)
4. C. L. Longmire: Elementary Plasma Physics. New
York, London: Interscience Publishers, John Wileyand Sons,1963, pp. 68-73
5. R. W. Moses Jr.: Advances Cryogenic Eng. vol. 21
no. C-2, pp. 140-148, 1975
6. H. Kamada et al.: presented at the 97th CSJ Conference, Yamagata, Japan, Nov. 2018, Paper 2P-p23
7. C. C. Clickner et al.: Cryogenics 46 (2006) 432-438
8. M. Sugano et al. Supercond. Sci. Technol. 23 (2010)
085013― 63 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p15超電導応用

超電導電力貯蔵装置(SMES)への無絶縁コイルの適用可能性に関する検討
Evaluation on Applicability of No-Insulation REBCO Pancake Coilｔo Superconducting Magnetic Energy Storage
大牟礼 将人，尾下 遥，金原 徹郎，石山 敦士 （早大）
OMURE Masato，ONOSHITA Haruka，KINPARA Tetsuro，ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.)
E-mail: atsushi@waseda.jp
1．はじめに超電導電力貯蔵装置(以下「SMES」)は電気エネルギーを
磁気エネルギーとして貯蔵する装置であり、高効率、長寿命
で大電力の瞬時応答が可能であるという特徴を持つ。しかし、他の電力貯蔵装置と比較して貯蔵密度が極めて小さい。
無絶縁コイル(以下「NI コイル」)は、二律背反の関係にある
高電流密度化と高熱的安定化を両立できる巻線方式として期待されている。この NI コイルを SMES に応用することができ
れば、高電流密度化により高貯蔵密度化が可能になると考えられる。また，一般に SMES 用コイルは大電流，低インダクタン
スで設計することが望ましい。そのため、4 本の無絶縁
REBCO 線材を集合導体化した導体を巻線した 4 枚バンドル
コイルは SMES に適していると考えられる。そこで今回は，4 枚
バンドルコイルを対象に負荷変動補償用途における一定電力の充放電時の効率と損失を、バンドル導体間の接触電気抵抗をパラメータとして簡易的な数値解析により評価し，SMES への適用可能性について検討を行った。合わせて 1 本の無絶縁 REBCO 線材を密巻きした場合との比較を行ったので、報告する。

と考えられる。そのため，今後はさらに詳細な計算を行うことにより，貯蔵効率に加え熱的安定性などの観点からも SMES への適用可能性について検討を行っていく予定である。

図 1 バンドルコイルにおける貯蔵エネルギー
Fig.1 Stored Energy in Bundle Coil

2．解析方法
解析対象のコイルとしては内径 1m で 100 ターンの密巻きコイルと同じ起磁力をもつ 25 ターンの 4 枚バンドルコイルを想定しているが，今回は計算を簡易化するため，電流がバンド
ル導体の中央部に集中して流れているものとして電流分布解析を行った。解析は PEEC モデルによる電流分布解析と FEMによる熱解析を連成して行った[1]。運転温度は 30K とし、伝導冷却条件下において通電電流最大値を 2160A、最小値を1680A(線材 1 本あたり最大 540A，最小 420A を想定)として一定電力での充放電制御を行うとした[2]。充放電周期は、負荷
変動補償を想定した 18 秒とした。この条件の下で、バンドル
導体間の層間電気抵抗値を 700μΩ∙cm²～70Ω∙cm²の範囲で変化させ，各場合の貯蔵エネルギーと貯蔵効率を求めた。
3．解析結果4 枚バンドルコイル及び密巻きの NI コイルにおける貯蔵エ
ネルギーの時間変化をそれぞれ Fig.1 と Fig.2 に示す。両者
とも層間電気抵抗値が小さい場合では，充放電時に転流現象が起こりやすくなるため，充放電動作に追従できていないことが分かる。しかし，両者を比較すると 4 枚バンドルコイルの充放電動作への追従性は高まることが分かった。Fig.3 に貯蔵効率の計算結果を示す。4 枚バンドルコイルの貯蔵効率のグラフは通常の NI コイルのグラフに対して左側へシフトしており，
特に層間電気抵抗値が 100mΩ∙cm²より小さい場合において貯蔵効率の向上が見られた。これは，バンドル導体化することによりコイルのインダクタンスが低減し，充放電時の損失が小さくなったためであると考えられる。これにより，NI コイルを
SMES に応用する場合は，バンドル導体化することにより貯蔵効率を向上できる可能性があることが分かった。
4．今後の展望
今回の解析結果は簡易的な計算によるものであり，実際にはバンドル導体内での転流現象などを考慮する必要がある

図 2 密巻きの NI コイルにおける貯蔵エネルギー
Fig.2 Stored Energy in NI Coil

図 3 層間電気抵抗と貯蔵効率の関係
Fig.3 Efficiency at each Turn-to-Turn Electrical Resistance
参考文献
1. T.Wang, S.Noguchi, et al.: IEEE Trans. Applied
Supercond., vol. 25, no. 3, 2015
2. A.Ishiyama, et al.: TEION KOGAKU, vol. 48, no. 4, 141150, 2013

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第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p16超電導応用

直流超電導ケーブルへの応用
The applications of DC superconducting cable
張 翔，大崎 博之，寺尾 悠（東大）
ZHANG Xiang，OHSAKI Hiroyuki，TERAO Yutaka (Univ. of Tokyo)
E-mail: ZhangXiang@ohsaki.k.u-tokyo.ac.jp
1．Introduction
Nowadays, superconducting cable has been widely used allover the world. With the increase of power transmission in
power grid, the traditional cable may have great difficulties intransmission capacity. With the advantages of low loss, highcapacity, DC superconducting cable may have great
importance in many occasions. One possible application is theuse of the DC superconducting cable in the Harbin data center.
The power consumed of the data center is 150MW which will
be powered by 500 meters, 200kA DC superconducting cable.
And this research will talk about the design of the 200kA cableas well as the thermal analysis of it.
2．The design of DC superconducting cable
For the data center in Harbin, the power consumed of it is150MW, and the voltage of it is 240V, so the current of thesuperconducting cable is 200kA. Because the current is 200kA,
so considering the bending problem of the superconducting
cable, firstly, the 200kA superconducting cable is consisted offour parallel lines, carrying 50kA each. And because 50kA is
still a high current level, so this time, a five-around-one
configuration will be developed to solve this kind of problem.
And figure 1 is the construction of the five-around-one
configuration. The grey part is the aluminum alloy jacket, andthe red part is the hollow tube.
3．Simulation results
In this part, I mainly do the thermal analysis of the 10kA
superconducting cable because the five-around-one
superconducting cable is consisted of five 10kA
superconducting cable. The length of the superconducting
cable used in the data center is 500 meters. And the figure
two is the relationship between the distance and thetemperature.
Besides, sometimes the heat invasion from the external
environment may change from 0.5W to 1.5W. So, the thermal
analysis of the comparison of heat invasion is also developedin the figure 3. And from the figure 3, we can find that the
influence of the heat invasion is not so large because the lengthof the superconducting cable is only five hundred meters.

Fig 1. Structure of the superconducting cable modelFig. 2. Temperature distribution of 500 meters longsuperconducting cable.

Fig. 3. The figure of the influence of the heat invasion
from the external environment
4．Conclusions
This research talks about the use of the superconducting
cable in the data center. And also give the thermal analysis of
the 200kA DC superconducting cable.
References
1. Mulder T, Dudarev A, Mentink M, et al. Design and
Manufacturing of a 45 kA at 10 T REBCO-CORC Cablein-Conduit Conductor for Large-Scale Magnets[J]. IEEE
Transactions on Applied Superconductivity, 2016,
26(4):1-5.
2. Konstantopoulou K , Ballarino A , Gharib A , et al.
Electro-mechanical characterization of MgB2, wires for
the Superconducting Link Project at CERN[J].
Superconductor Science and Technology, 2016,
29(8):084005.

― 65 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p17超電導応用

全超電導回転機の希薄ガスを用いた回転子冷却に対する寸法と回転数の影響
Influence of size and rotational speed on rotor cooling with thin gas
for fully superconducting rotating machines
加藤 幹人，寺尾 悠，大崎 博之（東大）
KATO Mikito, TERAO Yutaka, OHSAKI Hiroyuki (Univ. of Tokyo)
E-mail: kato.mikito18@ae.k.u-tokyo.ac.jp
Windage loss

１. はじめに
全超電導回転機は機器の小型軽量化が可能であり、航空機用モータや風力発電機などへの応用が期待されている。しかし、固定子と回転子それぞれを冷却する必要があり、特に回転子内部への冷媒供給流路の設計では構造の複雑化が問題となる。そこで、全超電導回転機の回転子冷却を簡略化する方法として、エアギャップ中の希薄ガスの熱伝導と対流熱伝達を用いた冷却方法の実現性をこれまで検討してきた[1][2]。しかし、これまでは単一の解析モデルに対して検討していたため、回転機の寸法（特に回転子半径とエアギャップ長）や回転数が冷却特性に与える影響は明らかではなかった。本講演では、
これらの影響を明らかにするため、有限要素法による定常状態熱解析を行い、パラメータ依存性を考察した結果を報告する。

３. 解析結果
Fig. 2 に異なる回転数での回転子半径と回転子表面の最高温度との関係を示した。その他のパラメータは、エアギャップ
長 20 mm、軸方向長 600 mm、ガス He の圧力 100 Pa としている。Fig. 2 より、1000 rpm 以上の回転数になると回転によって生じる対流により冷却が促進され、温度が下がることがわかる。
ただし、5000 rpm では冷却の促進効果よりも風損の影響が大きくなるので温度が上昇している。また、500 rpm と 1000 rpm の結果を比較すると、回転子半径 50 mm の時にはほとんど差はないが、回転子半径が大きくなるにつれて差が広がり、1000rpm でも回転による冷却の促進効果を得られるようになることがわかる。このことから、回転子半径が大きいほど、小さな回転数でも冷却の促進効果を得られると言える。
Fig. 3 に異なる回転数でのギャップ長と回転子表面の最高温度との関係を示した。回転子半径は 200 mm とし、軸方向長、
ガス He の圧力は Fig. 2 の結果と同じとした。Fig. 3 において、ギャップ長が大きいほど 20 K の固定子との距離が大きくなるので温度は上昇している。また、エアギャップ長が 20 mm のときに 1000 rpm で温度が下がるのに対し、35 mm のときには 500rpm で温度が下がっている。このことから、エアギャップ長が大きいほど、より小さい回転数で回転による冷却の促進効果を得られることがわかる。

Air gap (gas He)

heat flux: ‫ݍ‬ଵ ൌ ݄ு௘ ܶଶ െ ܶଵHeatinvasionHeat
invasion

Rotor(including field winding)z

Maximum temperature ofrotor surface [K]Fig. 1 Analytical model
60

Rotational speed

55

100 rpm
200 rpm
500 rpm1000 rpm
2000 rpm
3600 rpm
5000 rpm

50
45
40
35
30
25
50

100

150
200
250
Rotor radius [mm]300

Fig. 2 Relationship between maximum temperature of rotor
surface and rotor radius at different rotational speeds

Maximum temperature ofrotor surface [K]２. 解析方法
本研究では、有限要素法解析ソフト COMSOL®を利用し、回転子とエアギャップ（ガス He）の 2 つの領域からなる軸対称モデル(Fig. 1)を用いて熱解析を行った。回転二重円筒間の熱伝達に関する実験式[3]より求めた熱伝達係数݄ு௘ [W/m2･
K]とガス He 温度ܶଵ [K]、回転子温度ܶଶ [K]から、回転子―エ
アギャップ間、エアギャップ―固定子間の熱伝達の条件（熱流束‫ݍ‬ଵ , ‫ݍ‬ଶ [W/m2]）を設定した。ここでは、固定子温度は 20 Kと仮定した。外部から回転子への侵入熱として、単位面積当た
り一定の発熱を与えた。また、回転子側面の風損による発熱も解析では考慮した。回転子半径、エアギャップ長、軸方向長、回転数、ガス He の圧力をパラメータとして変化させて解析を行い、回転子表面の最大温度を算出した。そして、各パラメー
タが回転子冷却に与える影響を評価した。

heat flux: ‫ݍ‬ଶ ൌ ݄ு௘ ܶଵ െ ʹͲ

70
65
60
55
50
45
40
35
30

Rotational speed
100 rpm
200 rpm
500 rpm1000 rpm
2000 rpm
3600 rpm
5000 rpm
1020
30
Air gap length [mm]40Fig. 3 Relationship between maximum temperature of rotor
surface and air gap length at different rotational speeds
４. まとめ本研究では、回転子半径やエアギャップ長、回転数などをパラメータとして変化させて熱解析を行い、全超電導回転機の寸法や回転数が希薄ガスを用いた回転子冷却に与える影響を調べた。解析結果より、回転子の半径やエアギャップ長が大きいほど、より小さな回転数でも回転による冷却の促進効果が得られることがわかった。
参考文献
1. M. Kato, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 96(2018) p.138
2. M. Kato, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 97(2018) p.134
3. M. Fenot, et al.: International Journal of Thermal Sciences,
Vol.50 (2011) pp.1138 -1155― 66 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p18

超電導応用

3 次元有限要素法解析に基づいた
全超電導同期機の MgB2 電機子巻線における交流損失解析
AC loss analysis of MgB2 armature windings of fully superconducting synchronous machines
based on 3D finite element analysis
清水 優孝, 寺尾 悠, 大崎 博之（東大）
SHIMIZU Masataka, TERAO Yutaka, OHSAKI Hiroyuki (Univ. of Tokyo)
E-mail: shimizu-masataka214@g.ecc.u-tokyo.ac.jp
1．はじめに近年、温室効果ガスの排出量低減を目的として、自動車をはじめとした輸送機器における電動化の流れが顕著である。
特に最近では、航空旅客機の電動化が盛んに議論されている。航空旅客機に搭載するモータには高出力密度が求められており、その中でも超電導回転機が注目を集めている。特に全超電導回転機は界磁/電機子巻線の両方に超電導線材を用いており、両方の巻線で高い電流密度を確保出来ること
から、回転機の高出力密度化が期待されている。しかし、電機子巻線の交流損失をいかに克服するかが問題となっている。本発表では、3 次元電磁界解析を行うことにより、コイルエ
ンド部分も含めた全超電導回転機の交流損失を算出し、2 次
元解析の場合と比較・考察した結果を報告する。
2．解析方法
本研究では回転数 5000 rpm、液体水素冷却(20 K)の全超電導回転機(Table 1)についての解析を行う。参考文献 [1]の条件を利用し作成した 2 次元モータモデルと、基本条件を 2次元の場合に合わせ、電機子巻線の端部の形状を参考文献[2]を参考に作成した 3 次元データモデル(Fig. 1)を用いて電磁界解析を行った。界磁電流は参考資料[1]の条件より電機子巻線に振幅 1.0 T の回転磁界が印加されるように決定し、電機子電流についても同様に参考資料[1]から、電機子巻線の MgB2 フィラメントに電流密度 1.3×107 A/mm2 の三相交流
電流が流れるよう設定した。2 次元/3 次元モデルの双方で、電磁界解析ソフトウェア JMAG-Designer®を用いて磁束密度振幅を計算し、電機子巻線各部における交流損失を求めた。
2 次元モデルを用いて交流損失を求める場合、軸方向や端部領域での磁束密度の分布を考慮せず、電機子巻線全体で一様であると仮定した。3 次元モデルを用いる場合は、端部を含むモータ各部分の磁束密度分布を利用した。そして、2 次
元/3 次元モデルから得た交流損失を比較し、端部の損失の差等の 2 つのモデルの差がモータ全体の損失の計算結果にどの程度の影響を与えるかを調べた。
3．結果
前項の条件より得られた交流損失を Table 2 に示す。本結果より、有効長部分は 2 次元/3 次元モデルの差がおよそ 11
W となる。この差の原因は軸方向による磁束密度振幅変化が考慮されたためである。それに対し、コイル端部領域は、3 次元モデルで磁束密度が大幅に低下するのに対し、2 次元モデルでは磁束密度が同一であると計算したため、2 次元/3 次
元モデルの差が 789 W と大きくなる。これらの結果から、3 次
元モデルでは合計損失が 1018 W であるのに対し、2 次元モ
デルでは合計損失が 1818 W となり、800 W の差が生まれることがわかった。これは、今回の計算方法では電機子巻線端部
における 2 次元/3 次元モデルの場合の磁束密度振幅の差が大きくなることに加え、モータのコイル端部における線材長が、全線材長の 55.8%と半分以上を占めるほど長いためであると考えられる。従って、2 次元/3 次元モデルを用いた解析の交流損失の差は大きくなり、特にコイル端部領域における 2 つのモデルの交流損失の差がモータ全体の交流損失に与える影響は大きいと考えられる。
4．まとめ
本研究では 2 次元及び 3 次元モデルそれぞれを用いた電磁界解析を行い、得られた磁束密度分布から交流損失を計算した。2 次元/3 次元モデルの解析結果を比較すると、2 次
元モデルは 3 次元モデルの結果と比べ、端部磁束密度分布の影響で交流損失が大きくなった。
Table 1 Parameters of analysis model [1]Motor output power
1.5 MW
Rotational speed
5000 rpm
Rotor radius
175 mm
Air-gap length
20 mm
Thickness of armature winding
3 mm
Effective length
470 mmNumber of armature winding turns
28
Material of field coils
YBCO
Material of armature windings
MgB2

Fig. 1 3D analysis model of a fully superconducting machine
Table 2 AC loss estimation results
2D ModelAC losses of effective length part891 W
AC losses of coil end part
927 W
Total
1818 W

3D model
880 W
138 W
1018 W

参考文献
1. Y. Terao, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. Vol. 28,
No. 4 （2018） 5208005
2. S. Kalsi, et al.: AIAA Propulsion and Energy Forum, July
9-11 (2018) 10.2514/6.2018-4796― 67 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p19

フライホイール

超電導フライホイールの開発①－SMB の信頼性耐久性評価装置－
Development of Superconducting Flywheel Energy Storage System–Evaluation machine for reliability and durability of Superconducting Magnetic Bearing山下 知久，宮崎 佳樹，小方 正文，長嶋 賢（鉄道総研）；清水 秀樹，澤村 秀次，松岡 太郎（ミラプロ）；
柴崎 康司，井出 英次，谷口 学（丸和電機）；向山 晋一，佐久間 陽介（古河電工）
YAMASHITA Tomohisa, MIYAZAKI Yoshiki, OGATA Masafumi, NAGASHIMA Ken (RTRI);SHIMIZU Hideki, SAWAMURA Hidetsugu, MATSUOKA Taro (MIRAPRO); SHIBASAKI Koji, IDE Eiji,
TANIGUCHI Manabu (Maruwa Electronic Inc.); MUKOYAMA Shin-ichi, SAKUMA Yousuke (Furukawa Electric)
E-mail: yamashita.tomohisa.91@rtri.or.jp
1．はじめに超電導フライホイール蓄電システムの貯蔵エネルギー増にむけコア技術の超電導磁気軸受（SMB）の大荷重化の開発を進めている[1]。本蓄電システムのコア技術である超電導磁気軸受（SMB）の 147kN 超の大荷重化にむけて，バッテリー等の蓄電媒体に対する利点であり差別化となる，数十年レベルの期待寿命を実証するため，SMB の信頼性および耐久性の加速検証が必要と考えている。今回，負担荷重 147kN を付与しつつ想定される充放電運用を模した回転数の上昇下降 1
サイクル 1 分間以内（想定運用の数十倍超の速度）で試験可
能な専用の SMB 評価装置を開発したので報告する。

本装置の運転特性および本装置で確認された SMB の加速試験結果の一部について当日速報する予定である。

2．超電導フライホイール用 SMB の役割と要求事項
Fig.1 にフライホイール蓄電システム（FESS）の原理を示す。
フライホイール蓄電システムは装置に内蔵した大型の円盤（フライホイール）を回転させることで電力を運動エネルギーに変換して貯蔵し，必要に応じて再び電力に変換する機械式バッテリーである。
超電導フライホイール蓄電システムのコア技術は SMB で，回転軸側に高温超電導バルク体を、軸受側に高温超電導コイルを用いて非接触支持する軸受であり，負担可能な荷重の大きさに比べて軸受構造が小型という特徴がある。
数十年超の期待寿命に対し経験する充放電（回転数の上昇・下降）回数は，105 回程度になると試算される[2]。
超電導フライホイールの実用性を検証するためには 105 回
程度の回転数の上昇・下降を繰り返しても SMB が安定浮上・安定回転可能なことを実証することが不可欠である。

Fig. 1 Schematic representation of FESS operating principles
Table 1 Specification of SMB evaluation machine

Item
Maximum levitated load
Maximum revolution speed
Atmosphere
Pressure
Maximum amplitude by control
Arrangement location of SMB
Output power of drive motor
Active magnetic bearing
Touchdown bearings

Specifications
156.8 kN
Above 3,000 min-1
Gas He10 ～20 Pa
60 µm
At the top and the bottom of
the machine
9kW
At the top and the bottom of
the drive motor unit
Made of Si3N4 balls

3．SMB 評価装置の特徴
本装置の特徴は以下の 4 項目である。
①フライホイール無しで，実機相当の荷重回転試験が可能②フライホイールが無いため高加減速回転試験ができるので，短時間で SMB の促進劣化試験が可能③回転軸の振動振幅を任意に設定でき耐振性の評価が可能④SMB 異常時の安全装置の着地軸受の性能評価が可能
4．SMB 評価装置の仕様とおもな構成
Table 1 に本装置の主要仕様諸元をまとめたものを示す。
Fig.2 に SMB 評価装置構成を示す。Fig.2 の右側の写真は超電導バルク体を内蔵する断熱回転軸を本装置に組み込んだ時の状態のものである。
本装置は SMB を上下に対向させて，回転軸に発生荷重を与えるもののその荷重（浮上力）は相殺される構造を基本とし，回転軸の駆動モータは装置中央に配置する構成とする設計とし，駆動モータは数十 Pa 程度の希薄ガスヘリウム雰囲気でも連続運転可能な PMSM 方式を選定した。また制御型磁気軸受（AMB）を採用し，回転軸の径方向を非接触支持可能な設計で，それゆえ断熱回転軸を組み込んだ回転軸は静止時から完全非接触浮上可能な構成が実現できている。

Fig.2 Configuration of SMB evaluation machine
参考文献[1] Y. Miyazaki, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 97(2018) p. 147.
[2] H. Shimizu, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 95(2017) p. 165.

― 68 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p20

フライホイール

超電導フライホイールの開発②-超電導磁気軸受の浮上力特性Development of Superconducting Flywheel Energy Storage System -Levitation force
characteristics of Superconducting Magnetic Bearings supporting large load宮崎 佳樹, 水野 克俊, 小方 正文，山下 知久，長嶋 賢 （鉄道総研）；
向山 晋一, 坂本 久樹， 佐久間 陽介 （古河電工）； 澤村 秀次, 小澤 孝仁 （ミラプロ）
MIYAZAKI Yoshiki, MIZUNO Katsutoshi, OGATA Masafumi, YAMASHITA Tomohisa, NAGASHIMA Ken (RTRI);MUKOYAMA Shinichi, SAKAMOTO Hisaki, SAKUMA Yosuke (Furukawa Electric Co., Ltd.);
SAWAMURA Hidetsugu，OZAWA Takahito (MIRAPRO Co., Ltd.)E-mail: miyazaki.yoshiki.23@rtri.or.jp
1．はじめに
我々は HTS 系コイルと HTS 系バルク体を組み合わせたフライホイール蓄電装置（FESS）向け高温超電導磁気軸受（SMB）の開発を進めており，すでに山梨県米倉山太陽光発電所に併設された電力貯蔵技術研究サイトの FESS の実証機
では SMB を用いたフライホイールの安定浮上・回転を実証している[1]。FESS を鉄道の回生失効防止や電圧降下対策に適用するには，さらなる蓄電容量向上に伴うフライホイールロ
Fig. 1 Photograph of experimental set up for the SMB.
ータ質量増が必要なことから，大荷重対応 SMB を開発した
Load cell

SMB supports
Bellows

HTS bulks
HTS coils

Inner vessel
Outer vessel

Fig. 2

Schematic of experimental set up for the SMB.

160
140

Levitation force [kN][2]。今回大荷重対応 SMB について，長期運用を想定した繰
返し励消磁試験や，長時間クリープ特性試験などを実施したので報告する。
2．繰返し励消磁試験
長期運用における SMB の信頼性を確認する目的で，超電導コイルへの励消磁を 150 回繰返して行い，浮上力の変化の有無を確認した。Fig. 1，2 に SMB 評価装置の写真及び構成を示す。コイルとバルクの間に生じる反発力を上部のロードセ
ルで浮上力として測定した。SMB の浮上力-通電電流特性について，通電 1 回目と 150 回目の比較を Fig. 3 に示す。両者の再現性は良好であり，繰返し励消磁による浮上力の変化はないことがわかった。
3．長時間クリープ特性試験
既報告の 8 時間クリープ特性試験[3]に続き，200 時間超の連続浮上試験を実施し，より長時間のクリープ特性を評価した(Fig. 4)。200 時間後の浮上力減衰は 1.2%，磁束侵入や遮蔽電流密度の低下特性を考慮し，実験結果をフィッティング
すると，浮上力低下は 1 年後でも 2.1%程度と計算され，この程度のクリープ特性であれば，超電導コイルへの通電電流制御により，フライホイール浮上高さの一定保持が可能である。
浮上力検証試験後の臨界電流測定ならびに n 値の測定結果
は初期製作時の特性と同等であり，試験前後での特性変化はないことが確認された。
4．長期保存したバルク体の補足磁場分布特性
Fig. 4 に，長期保存されたバルク体（日本製鉄製 RE-Ba-CuO 系バルク-QMG®-）の捕捉磁場分布(77K)を示す。(a)は鉄道総研国立研究所で非接触回転試験を行う直前の 2011 年の測定結果，(b)は回転試験後に試験機から取り出して保存
し 2018 年に測定した結果である。捕捉磁場分布に大きな違いがなく，経時変化が小さいことが確認できた。
5．今後の計画
今後は「超電導フライホイールの開発①」でも報告する荷重発生しつつ回転試験が可能な「SMB 信頼性・耐久性評価装置」[4]を用い，SMB の長期耐久性加速試験や異常時模擬試
験を実施し，実運用を想定した SMB の評価試験を進める予定である。
謝辞
長期保存したバルク体の捕捉磁場分布特性評価にご協力頂いた，日本製鉄（株）の手嶋英一様はじめ先端技術研究所の皆様に感謝申し上げます。

120
100
80
60
40

First

20

150th

0

Fig. 3

0

20

40

60

80

100

Coil current [A]

120

140

160

Test result of SMB levitation force on the repeatedmagnetization and demagnetization.
ExperimentFig 4

Calculated

Influence of creep on levitation force.

参考文献[1] T. Yamashita, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 96, p. 139, 2018[2] K. Mizuno, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 95, p. 128, 2017[3] Y. Miyazaki, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 97, p. 147, 2018[4] H. Sawamura, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 97, p. 148, 2018

― 69 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

1P-p21

フライホイール

超電導フライホイールの開発③－断熱荷重支持材の信頼性評価試験－
Development of flywheel energy storage system with superconducting magnetic bearing 3 Reliability test of SMB support宮崎 佳樹, 山下 知久（鉄道総研）；松井 義, 土肥 哲也, 上島 史生（松井鋼材）；
浅野 幸雄, 徳永 宏, 風間 竜也 （三星工業）；向山 晋一, 坂本 久樹， 佐久間陽介 （古河電工）；
澤村 秀次, 小澤 孝仁 （ミラプロ）
MIYAZAKI Yoshiki, YAMASHITA Tomohisa (RTRI); MATSUI Yoshi, DOHI Tetsuya, UEJIMA fumio (Matsuikozai, Inc.);
ASANO Yukio, TOKUNAGA Hiroshi, KAZAMA Tatsuya (Mitsuboshi kogyo Co., Ltd.);
MUKOYAMA Shinichi, SAKAMOTO Hisaki, SAKUMA Yosuke (Furukawa Electric Co., Ltd.);
SAWAMURA Hidetsugu，OZAWA Takahito (MIRAPRO Co., Ltd.)E-mail: miyazaki.yoshiki.23@rtri.or.jp
1．はじめに
我々は HTS コイルと HTS バルク体を組み合わせたフライ
ホイール蓄電装置（FESS）向け高温超電導磁気軸受（SMB）の開発を進めており，すでに山梨県米倉山太陽光発電所に併設された電力貯蔵技術研究サイトの FESS の実証機ではSMB を用いたフライホイールの安定浮上・回転を実証している[1]。FESS を鉄道の回生失効防止や電圧降下対策に適用するには，さらなる蓄電容量向上に伴うフライホイールロータ
質量増が必要なことから，大荷重対応 SMB を開発した[2]。
SMB の重要部品であるアルミナ繊維複合材を用いた 4 本の断熱荷重支持材について，ひずみゲージの出力から求めた浮上力は，ロードセルによる計測荷重とよく一致し，ひずみ
ゲージによる浮上力測定が有効であること確かめた。また，15トン超の超電導磁気軸受（SMB）浮上力検証試験の実施前
後で引張試験を行い，健全性を確認した。
2． ひずみゲージ出力から求めた浮上力
今回浮上力検証試験に用いた静止型浮上力検証試験装
置を Fig. 1 に示す。高温超電導コイルと高温超電導バルクの反発力は上部のロードセルにて測定している。超電導バルクコイルの反力は 4 組の断熱荷重支持材を介して外槽容器で支持する構造となっている。「超電導フライホイールの開発①」で報告する「SMB 信頼性・耐久性評価装置」では，SMB の発生する浮上力は真空容器内で回転する回転軸の内力となるため，浮上力を直接測定することができないが，4 本の断熱荷重支持材に貼付けたひずみゲージの出力の合計から浮上力を知ることができる。事前検証として，Fig.1 の装置で断熱荷重
支持材のひずみ測定とロードセルによる計測荷重を比較した
結果を Fig. 2 に示す。両者はよく一致しており，事前に断熱荷重支持材の弾性率が得られていれば，ひずみゲージ法による浮上力の評価が有効であることがわかった。
3．引張試験による健全性評価
断熱荷重支持材は断熱性と耐荷重を両立する必要がある
ため，熱絶縁特性と引張強度に優れる（AFRP）を採用している。断熱ロッドの引張強度は，想定荷重に対し，安全率 2.7 を有することを確認している[3]。連報「超電導フライホイールの開発②」で実施したクリープ試験，繰返し励消磁試験後，断熱ロッドについても引張試験を行い，初期特性と比較した結果，弾性率は製造初期と比較してもほとんど変化なく，今回の試験で劣化などの問題がないことを確認した。
今後は「超電導フライホイールの開発①」で報告する荷重発生しつつ回転試験が可能な「SMB 信頼性・耐久性評価装置」[4]を用い，SMB の長期耐久性加速試験や異常時模擬試
験を実施し，実運用を想定した SMB の評価試験を進める予定である。

Load cell

SMB supports
Bellows

HTS bulks
HTS coils

Inner vessel
Outer vessel

Fig. 1

Schematic of experimental set up for the SMB andphotograph of the SMB supports.

Fig. 2 Comparison of the SMB levitation force with thecalculated force of the strain gauge output at the SMB supports.

Strain gauge

Fig 3

Young’s modulus of the SMB support
before and after levitation tests.

参考文献[1] T. Yamashita, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 96
p. 139, 2018[2] K. Mizuno, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 95, p.
128, 2017[3] Y. Miyazaki, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 95,
p. 168, 2017.
[4] H. Sawamura, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 97,
p. 148, 201― 70 ―

第98回

2019年度春季低温工学・超電導学会

嶋崎 靖幸，和田 高広，大谷 真一（リガク）；澤村
秀次，小澤 孝仁（ミラプロ）；
回路の数十ミクロンの微小間隙に磁性流体を注入すると，磁気超電導フライホイールの開発④
山下 知久，小方 正文（鉄道総研）
回路に応じた液体の O リングが形成されて，非接触で空気をシ
SHIMAZAKI Yasuyuki, WADA Takahiro,OHYA
Shinichi (RIGAKU);SAWAMURA Hidetsugu,OZAWA Takahito (MIRAPURO);－大口径高速回転磁性流体シール－ールできる回転シールとなる。このシールの耐圧は１段当たり
YAMASHITA
Tomohisa,
Masafumi(RTRI)
1P-p22����l������ �� la�����a���������OGATA��������a��気圧のため複数段を持つ多段シールとして
�a�����
���� ��al フライホイール
0.2 気圧～0.4
1気E-mail: simazaki@rigaku.co.jp
超電導フライホイール��� ��������������
������l圧を保持可能な真空シールを設計できる。
������ ����a�� ������
超電導フライホイールの開発④
Fig.2 秀次，小澤に米倉山向けMFS の概略構造断面図を，Table1に
嶋崎 靖幸，和田超電導フライホイールの開発④
高広，大谷 真一（リガク）；澤村
孝仁（ミラプロ）；－大口径高速回転磁性流－大口径高速回転磁性流体シール－
MFSの仕様条件について示す。
1．はじめに
山下 知久，小方 正文（鉄道総研）
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�� la��� ��a����� ���� �����
－大口径高速回転磁性流体シール－
����l������
�� la���Shinichi��a�����
���� ����� ���a��Hidetsugu,OZAWA
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���� Takahito
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山梨県米倉山太陽光発電所の電力貯蔵技術研究サイトで
SHIMAZAKI
Yasuyuki,
WADA Takahiro,OHYA(RIGAKU);SAWAMURA(MIRAPURO);���
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������l �����
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��la��� ��a�����
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3．
大口径
M FSを用いた真空回転ホールド試験、サイクル試験、
YAMASHITA
Tomohisa,
OGATA
Masafumi(RTRI)
は数年後の商用機上市にむけ超電導フライホイール蓄電シス
��� ��������������
������l������
����a��
���������� ��al
嶋崎 靖幸，和田 高広，大谷 真一（リガク）；澤村
E-mail: simazaki@rigaku.co.jp
テム（FESS）の開発として NEDO
助成事業で開発した米倉山実
��������������
������l急加減速試験の結果
������秀次，小澤����a�� ������
嶋崎 ���
靖幸，和田高広，大谷 真一（リガク）；澤村
孝仁（ミラプロ）；
知久，小方 正文（鉄道
Fig.3に米倉山実証機向けと同じ設計のMFS山下を使用した真証実験を有効活用する形で鋼製フライホイールを用いた実証
嶋崎 靖幸，和田 高広，大谷真一（リガク）；澤村
秀次，小澤 孝仁（ミラプロ）；
山下 知久，小方正文（鉄道総研）
Fig.3
SHIMAZAKI Yasuyuki, WADA Takahiro,OHYA Shinichi (RIGAKU);SAWA
空回転ホールド試験結果を示す。
実験を計画的に進めている。今回，超電導フライホイール向け
SHIMAZAKI Yasuyuki, WADA Takahiro,OHYA
Shinichi(RIGAKU);SAWAMURA
Takahito (MIRAPURO);山下知久，小方正文（鉄道総研） Hidetsugu,OZAWA-1
1．はじめにYAMASHITA
Tomohisa,
OGATA
Ma
今回は回転数を3,000 min 以上（周速31.4m/s以上）ま磁性流体真空シール装置（MFS）ついて,米倉山超電導フラYAMASHITA
Tomohisa,
OGATA
Masafumi (RTRI)SHIMAZAKI
Yasuyuki, WADA Takahiro,OHYA
Shinichi(RIGAKU);SAWAMURA
Hidetsugu,OZAWA
Takahito(MIRAPURO);
E-mail: simazaki@rigaku.c
山梨県米倉山太陽光発電所の電力貯蔵技術研究サイトでで回転させ，圧力を維持できることを確認した。
イホイール蓄電システム用の大口径 YAMASHITA
MFS[1]を用いたベンE-mail:simazaki@rigaku.co.jp
Tomohisa,
OGATA
Masafumi (RTRI)は数年後の商用機上市にむけ超電導フライホイール蓄電シス
Fig.4 に 3,000 min-1 以上からの急加減速試験の結果を示
E-mail:simazaki@rigaku.co.jp
チ試験（最高回転数 3,000 min-1 以上（周速 31.4m/s
以上）
テム（FESS）の開発として NEDO 助成事業で開発した米倉山実
Fig. 1 Bacis structure of
Fig.2 Magnetic fluid seal
す。
における真空回転ホールド試験,サイクル試験,急加減速試
1．はじめに-1
証実験を有効活用する形で鋼製フライホイールを用いた実証
Magnetic
fluid
seal.
on FESS.
1．
はじめに
MFS
を 3,000 min 以上で回転させ3 分で停止状態(0験等）を実施したので結果を報告する。
山梨県米倉山太陽光発電所の電力貯蔵技術研究サイトで実験を計画的に進めている。今回，超電導フライホイール向け-1-11．はじめに山梨県米倉山太陽光発電所の電力貯蔵技術研究サイトでmin)，停止確認後3,000min以上まで加速させたが軸固着は数年後の商用機上市にむけ超電導フライホイール蓄電シス
Table1 Spectcication of Magnetic Fluid Seal .
磁性流体真空シール装置（MFS）ついて,米倉山超電導フラ山梨県米倉山太陽光発電所の電力貯蔵技術研究サイトでは数年後の商用機上市にむけ超電導フライホイール蓄電シスなど起こらず，運転が再現できることを確認した。
-12．
磁性流体シール（M FS）
テム（FESS）の開発としてNEDO 助成事業で開発した米倉山実
Max
speed
3,000min<( 31.4m/s<)
イホイール蓄電システム用の大口径
MFS[1]を用いたベンは数年後の商用機上市にむけ超電導フライホイール蓄電シス
テム（FESS）の開発としてNEDO 助成事業で開発した米倉山実
Fig.5に 3,000 min-1 以上のサイクル試験結果を示す。
磁性流体とは磁性に反応する酸化鉄の超微粒子に界面活証実験を有効活用する形で鋼製フライホイールを用いた実証-1
Pressure10Pa-1
チ試験（最高回転数
3,000
min
以上（周速
31.4m/s以上）
テム（FESS）の開発としてNEDO 助成事業で開発した米倉山実
証実験を有効活用する形で鋼製フライホイールを用いた実証
MFSを 3,000 min 以上で回転させて温度安定を確認後，一性剤を混ぜ合わせコロイド状にし，分散させた機能性流体の一Shaft
実験を計画的に進めている。今回，超電導フライホイール向け
φ200 ㎜ Fig.2 Magnetic fluid seal
Fig. 1dia
Bacis structure of
Fig.4
における真空回転ホールド試験,サイクル試験,急加減速試
証実験を有効活用する形で鋼製フライホイールを用いた実証実験を計画的に進めている。今回，超電導フライホイール向け
定範囲で回転数を
20 サイクル繰り返し変化させた際の温度変種である。Fig.1 に磁性流体を使った MFS の構造を示す。永久
Magnetic
fluid
seal.
on FESS.
Shaft
Materials
Multi-Material-Structure
磁性流体真空シール装置（MFS）ついて,米倉山超電導フラ験等）を実施したので結果を報告する。
実験を計画的に進めている。今回，超電導フライホイール向け
磁性流体真空シール装置（MFS）ついて,米倉山超電導フラ化やトルク変化の再現性を確認した。
磁石と透磁率の高い磁極片，回転軸によって構成された磁気
Bearing
Ceramic Ball bearings
イホイール蓄電システム用の大口径
MFS[1]を用いたベン
超電導フライホイールの開発④
磁性流体真空シール装置（MFS）ついて,米倉山超電導フラ
イホイール蓄電システム用の大口径
MFS[1]を用いたベン-1
Table1 Spectcicationof Magnetic
Fluid Seal31.4m/s.
回路の数十ミクロンの微小間隙に磁性流体を注入すると，磁気チ試験（最高回転数
3,000
min
以上（周速
以上）
-1
-1
2．
磁性流体シール（M FS） min 以上（周速イホイール蓄電システム用の大口径
MFS[1]を用いたベンチ試験（最高回転数
31.4m/s 以上）
Max
speed
3,000min<(31.4m/s<)4．
今後の展開
Fig. 1回路に応じた液体の O3,000
リングが形成されて，非接触で空気をシ－大口径高速回転磁性流体シール－
における真空回転ホールド試験,サイクル試験,急加減速試
-1
Fig.
1
Bacis
structureof
Fig.2
Magnetic
fluid
seal
磁性流体とは磁性に反応する酸化鉄の超微粒子に界面活
チ試験（最高回転数
3,000 min 以上（周速 31.4m/s 以上）
における真空回転ホールド試験,サイクル試験,急加減速試
Pressure
10Pa
Magn
今後は，今回得られた知見を元に，鉄道用超電導フライホイールできる回転シールとなる。このシールの耐圧は１段当たり
Magnetic
seal. ofon
FESS.
����l������ �� la��� ��a����� ����験等）を実施したので結果を報告する。
������a�����
����Fig.2
��alFig.
1 ���a��Bacisfluid
structure
Magnetic fluid seal
性剤を混ぜ合わせコロイド状にし，分散させた機能性流体の一における真空回転ホールド試験,サイクル試験,急加減速試
験等）を実施したので結果を報告する。
Shaft
dia
φ200
㎜
ール蓄電システム向けMFSの設計へフィードバックし，開発を0.2 気圧～0.4 気圧のため複数段を持つ多段シールとして 1 気Magnetic����a��
fluid seal.������
on FESS.
���MFS��������������
������l������
種である。Fig.1に磁性流体を使ったの構造を示す。永久Tab験等）を実施したので結果を報告する。
Shaft
Materials
Multi-Material-Structure
推進していく。
圧を保持可能な真空シールを設計できる。
Table1
Spectcicationof Magnetic Fluid Seal .
2．
磁性流体シール（MFS）
Max sp磁石と透磁率の高い磁極片，回転軸によって構成された磁気-1 bearings2．
磁性流体シール（M
FS）
Bearing
Ceramic
Ball
嶋崎
靖幸，和田
高広，大谷
真一（リガク）；澤村秀次，小澤
孝仁（ミラプロ）；
Fig.2 に米倉山向け MFS の概略構造断面図を，Table1 にMax
speedSpectcication3,000min<( 31.4m/s<)
Table1of Magnetic
Fluid Seal .
磁性流体とは磁性に反応する酸化鉄の超微粒子に界面活
Pressur
回路の数十ミクロンの微小間隙に磁性流体を注入すると，磁気2．
磁性流体シール（M FS）
磁性流体とは磁性に反応する酸化鉄の超微粒子に界面活
山下 知久，小方 正文（鉄道総研）
Pressure
10Pa -1 <( 31.4m/s<)
MFSの仕様条件について示す。
Max
speed
3,000min
性剤を混ぜ合わせコロイド状にし，分散させた機能性流体の一ライホイールの開発④Shaft
d回路に応じた液体のO
リングが形成されて，非接触で空気をシ
磁性流体とは磁性に反応する酸化鉄の超微粒子に界面活
SHIMAZAKI
Yasuyuki, WADA Takahiro,OHYA Shinichi (RIGAKU);SAWAMURA
Hidetsugu,OZAWA
Takahito (MIRAPURO);
性剤を混ぜ合わせコロイド状にし，分散させた機能性流体の一Shaft dia
Pressure
10Pa
φ200 ㎜ MFS種である。Fig.1に磁性流体を使ったの構造を示す。永久
Shaft
M
YAMASHITA
Tomohisa,
OGATA
Masafumi(RTRI)
ールできる回転シールとなる。このシールの耐圧は１段当たり性剤を混ぜ合わせコロイド状にし，分散させた機能性流体の一種である。Fig.1に磁性流体を使った MFS の構造を示す。永久Shaft
速回転磁性流体シール－
Shaftdia
Materials
Multi-Material-Structure
φ200㎜
3．大口径 M FSを用いた真空回転ホールド試験、サイクル試験、 磁石と透磁率の高い磁極片，回転軸によって構成された磁気Fig
BearingE-mail:simazaki@rigaku.co.jp
0.2
気圧～0.4気圧のため複数段を持つ多段シールとして1
気種である。Fig.1に磁性流体を使った MFS の構造を示す。永久磁石と透磁率の高い磁極片，回転軸によって構成された磁気
Bearing
Ceramic Ball bearings
Shaft
Materials
Multi-Material-Structure
急加減速試験の結果
��� ���� �����
���a�� �a�����
���� ��al
回路の数十ミクロンの微小間隙に磁性流体を注入すると，磁気圧を保持可能な真空シールを設計できる。
磁石と透磁率の高い磁極片，回転軸によって構成された磁気回路の数十ミクロンの微小間隙に磁性流体を注入すると，磁気Bearing
Ceramic
Ball bearings
参考文献
Fig.3
に米倉山実証機向けと同じ設計のMFSを使用した真回路に応じた液体の O リングが形成されて，非接触で空気をシ� ������l ������
����a�� ������
Fig.2 に米倉山向けの概略構造断面図を，Table1 に回路の数十ミクロンの微小間隙に磁性流体を注入すると，磁気回路に応じた液体のOMFS
リングが形成されて，非接触で空気をシ
Fig.3 Result of vacuum rotation test.
1.Y.Shim
空回転ホールド試験結果を示す。
1．はじめにールできる回転シールとなる。このシールの耐圧は１段当たり
真一（リガク）；澤村
秀次，小澤 孝仁（ミラプロ）；
MFSの仕様条件について示す。
-1
回路に応じた液体のO リングが形成されて，非接触で空気をシ(2018)
ールできる回転シールとなる。このシールの耐圧は１段当たり
今回は回転数を
3,000
min
以上（周速
31.4m/s以上）ま山梨県米倉山太陽光発電所の電力貯蔵技術研究サイトで0.2 気圧～0.4 気圧のため複数段を持つ多段シールとして 1 気久，小方 正文（鉄道総研）
ールできる回転シールとなる。このシールの耐圧は１段当たり
0.2
気圧～0.4気圧のため複数段を持つ多段シールとして1
気で回転させ，圧力を維持できることを確認した。
は数年後の商用機上市にむけ超電導フライホイール蓄電シス
圧を保持可能な真空シールを設計できる。
hi (RIGAKU);SAWAMURA
Hidetsugu,OZAWA
Takahito (MIRAPURO);
3．
大口径
M FSを用いた真空回転ホールド試験、サイクル試験、
0.2
気圧～0.4気圧のため複数段を持つ多段シールとして1気圧を保持可能な真空シールを設計できる。
Fig.4に 3,000
min-1 以上からの急加減速試験の結果を示
テム（FESS）の開発としてNEDO 助成事業で開発した米倉山実
Fig.2 に米倉山向け MFS の概略構造断面図を，Table1 にmohisa, OGATA
Masafumi(RTRI)
急加減速試験の結果圧を保持可能な真空シールを設計できる。
Fig.2 に米倉山向け MFS の概略構造断面図を，Table1 にす。
証実験を有効活用する形で鋼製フライホイールを用いた実証
MFSの仕様条件について示す。
: simazaki@rigaku.co.jp
Fig.3に米倉山実証機向けと同じ設計の
MFS を使用した真Fig.2に米倉山向けの概略構造断面図を，Table1にMFSの仕様条件について示す。
MFS
を 3,000 min-1MFS以上で回転させ
3 分で停止状態(0実験を計画的に進めている。今回，超電導フライホイール向け
Fig.3
Result of vacuum rotation test.
空回転ホールド試験結果を示す。
-1
MFS
min-1の仕様条件について示す。
)，停止確認後 3,000 min
以上まで加速させたが軸固着
磁性流体真空シール装置（MFS）ついて,米倉山超電導フラ
3．大口径 M FSを用いた真空回転ホールド試験、サイクル試験、-1
今回は回転数を
3,000
min
以上（周速
31.4m/s以上）ま3．大口径 M FSを用いた真空回転ホールド試験、サイクル試験、など起こらず，運転が再現できることを確認した。
イホイール蓄電システム用の大口径
MFS[1]を用いたベン
急加減速試験の結果で回転させ，圧力を維持できることを確認した。
3．
大口径
FSを用いた真空回転ホールド試験、サイクル試験、
急加減速試験の結果
イトでFig.5 にM3,000
min-1-1 3,000以上のサイクル試験結果を示す。
チ試験（最高回転数
min-1 以上（周速 31.4m/s 以上）
Fig.3 に米倉山実証機向けと同じ設計の MFS を使用した真Fig.4
3,000 min 以上からの急加減速試験の結果を示
急加減速試験の結果
Fig.3に
MFS を使用した真Fig. 1 Bacis structure of
Fig.2 Magnetic fluid seal
Fig.3
電シス
MFS
をに米倉山実証機向けと同じ設計の
3,000 min-1 以上で回転させて温度安定を確認後，一における真空回転ホールド試験,サイクル試験,急加減速試
空回転ホールド試験結果を示す。
Fig.3
ofofseal.
vacuumrotation
test.
Fig.4 Result
Resultacceleration/ deceleration
test.
す。
Fig.3 に米倉山実証機向けと同じ設計の
MFS を使用した真空回転ホールド試験結果を示す。
Magnetic
fluid
on
FESS.
-1
山実
定範囲で回転数を20
サイクル繰り返し変化させた際の温度変験等）を実施したので結果を報告する。
今回は回転数を3,000 min以上（周速31.4m/s 以上）ま-1
Fig.3 Result of vacuum
rotation
test.
MFS
を 3,000 min3,000以上で回転させ
3 分で停止状態(0空回転ホールド試験結果を示す。
今回は回転数を
min-1 以上（周速31.4m/s 以上）ま実証
化やトルク変化の再現性を確認した。
で回転させ，圧力を維持できることを確認した。
-1-1-1
Table1 Spectcicationof Magnetic Fluid Seal .
min)，停止確認後 3,000
3,000 min 以上まで加速させたが軸固着
今回は回転数を以上（周速 31.4m/s 以上）まで回転させ，圧力を維持できることを確認した。
向け-12．磁性流体シール（M-1FS）
Fig.4に 3,000 min-1 3,000min
以上からの急加減速試験の結果を示
Max speed<( 31.4m/s<)など起こらず，運転が再現できることを確認した。
で回転させ，圧力を維持できることを確認した。
Fig.4
に
3,000
min
以上からの急加減速試験の結果を示
フラ
4．
今後の展開
磁性流体とは磁性に反応する酸化鉄の超微粒子に界面活す。
-1 -1
Pressure
10Pa
Fig.5
に
3,000
min
以上のサイクル試験結果を示す。
Fig.4
に
3,000
min
以上からの急加減速試験の結果を示す。
-1ベン
今後は，今回得られた知見を元に，鉄道用超電導フライホイ
性剤を混ぜ合わせコロイド状にし，分散させた機能性流体の一MFS以上で回転させ
3 分で停止状態(0Shaft を
dia3,000 min φ200
-1
㎜
MFS
3,000
min-1min
以上で回転させて温度安定を確認後，一す。
MFSを を3,000以上で回転させ
3 分で停止状態(0-1-1 / deceleration test.
上）ール蓄電システム向けMFSの設計へフィードバックし，開発を
Fig.4
Resultofacceleration種である。Fig.1に磁性流体を使った
MFS の構造を示す。永久min)，停止確認後3,000min以上まで加速させたが軸固着
-1
-1
-1
Shaft
Materials
Multi-Material-Structure
定範囲で回転数を20
サイクル繰り返し変化させた際の温度変
MFSを 3,000
min3,000
3 分で停止状態(0Fig.
1 )，停止確認後
Bacis
structureof 以上で回転させMagnetic
fluid seal
min Fig.2以上まで加速させたが軸固着
min
速試推進していく。
磁石と透磁率の高い磁極片，回転軸によって構成された磁気など起こらず，運転が再現できることを確認した。
Bearing
Ceramic Ball bearings-1化やトルク変化の再現性を確認した。
Magnetic
fluid seal. 3,000 min-1 on
FESS.
min
)，停止確認後以上まで加速させたが軸固着など起こらず，運転が再現できることを確認した。
回路の数十ミクロンの微小間隙に磁性流体を注入すると，磁気Fig.5 に 3,000 min-1 以上のサイクル試験結果を示す。
-1など起こらず，運転が再現できることを確認した。
Fig.5 に 3,000 min 以上のサイクル試験結果を示す。
回路に応じた液体の
Oofリングが形成されて，非接触で空気をシ
MFS を 3,000 min-1 以上で回転させて温度安定を確認後，一
Table1
Magnetic Fluid Seal .
4．今後の展開
Fig.5
以上のサイクル試験結果を示す。
Fig.4
MFS に
をSpectcication
3,000 min-1 以上で回転させて温度安定を確認後，一-1ールできる回転シールとなる。このシールの耐圧は１段当たり
Fig.4 Result of/ deceleration test.
定範囲で回転数を20acceleration
サイクル繰り返し変化させた際の温度変
Max
speed
-13,000min <( 31.4m/s<)
今後は，今回得られた知見を元に，鉄道用超電導フライホイ
MFS
を
3,000
min
以上で回転させて温度安定を確認後，一
定範囲で回転数を20
サイクル繰り返し変化させた際の温度変面活
Fig.5
Resultcycle test. / deceleration test.
Fig.4
Resultof ofacceleration
0.2 気圧～0.4 気圧のため複数段を持つ多段シールとして1気化やトルク変化の再現性を確認した。
Pressure
10Pa の設計へフィードバックし，開発をール蓄電システム向け
定範囲で回転数を20 MFS
サイクル繰り返し変化させた際の温度変化やトルク変化の再現性を確認した。
の一
Shaft
dia
圧を保持可能な真空シールを設計できる。
φ200㎜
推進していく。
化やトルク変化の再現性を確認した。
永久
参考文献に米倉山向けMFS の概略構造断面図を，Table1 にShaftFig.2
Materials
Multi-Material-Structure
4．
今後の展開
4．今後の展開
1.Y.Shimazaki,etal., Abstracts of CSSJ Conference,Vol.96
磁気Bearing
Ceramic Ball bearings
MFS の仕様条件について示す。
今後は，今回得られた知見を元に，鉄道用超電導フライホイ
4．今後の展開
今後は，今回得られた知見を元に，鉄道用超電導フライホイ(2018)P141
磁気ール蓄電システム向け MFS の設計へフィードバックし，開発を今後は，今回得られた知見を元に，鉄道用超電導フライホイ
ール蓄電システム向け
MFS の設計へフィードバックし，開発を気をシ
3．大口径 M FSを用いた真空回転ホールド試験、サイクル試験、 推進していく。
ール蓄電システム向け
MFS の設計へフィードバックし，開発を
Fig.5 Result of cycle test.
推進していく。
当たり
急加減速試験の結果推進していく。
1気
Fig.3 に米倉山実証機向けと同じ設計の MFS を使用した真
参考文献
Fig.3 Result of vacuum rotation test.
空回転ホールド試験結果を示す。
1.Y.Shimazaki,et al., Abstracts of CSSJ Conference,Vol.96-1
e1 に
今回は回転数を 3,000 min 以上（周速 31.4m/s 以上）まFig(2018)P141
Fig.5 Result of cycle test.
で回転させ，圧力を維持できることを確認した。
Fig.5 Result of cycle test.
Fig.4 に 3,000 min-1 以上からの急加減速試験の結果を示
参考文献
参考文献
試験、
1.Y.Shimす。
1.Y.Shimazaki,et al., Abstracts of CSSJ Conference,Vol.96
参考文献(2018)MFS を 3,000 min-1 以上で回転させ 3 分で停止状態(0(2018)P141 al., Abstracts of CSSJ Conference,Vol.96
1.Y.Shimazaki,etした真min-1 )，停止確認後 3,000 min-1 以上まで加速させたが軸固着
第98回
2019年度春季低温工学・超電導学会―
71―(2018)P141
Fig.3 Result of vacuum rotation test.
など起こらず，運転が再現できることを確認した。
）まFig.5 に 3,000 min-1 以上のサイクル試験結果を示す。
MFS を 3,000 min-1 以上で回転させて温度安定を確認後，一