1A-a01

加速器 (1)SuperKEKB 衝突点用超伝導電磁石システムの設計

Design of the Final Focusing Superconducting Magnet System for SuperKEKB
大内徳人，土屋清澄，岩崎昌子，多和田正文，東憲男，宗占国，大木俊征，山岡広（高エネルギー加速器研究機構）
OHUCHI Norihito，TSUCHIYA Kiyosumi, IWASAKI Masako, TAWADA Masafumi, HIGASHI Norio，
ZHANGUO Zong, OKI Toshiyuki, YAMAOKA Hiroshi (KEK)E-mail: ohuchi@post.kek.jp
1．はじめに高エネルギー加速器研究機構(KEK)では、B ファクト
リーマシーンとして稼働してきた KEKB ビーム衝突型加速器のアップグレートﾞを 2010 年度より開始している。この加速器は SuperKEKB と呼ばれ、KEKB 加速器で記録した世界最高の電子・陽電子衝突頻度を更に約 40 倍高める
ことを目標としている。SuperKEKB では、加速器の心臓部である電子・陽電子ビーム衝突部の超伝導電磁石も新し
く作り変え、2014 年度にビーム運転を開始する予定である。本学会では、検討が進んでいる SuperKEKB ビーム衝
突用超伝導電磁石システムの設計について報告を行う。
2．ビーム衝突点超伝導電磁石システム
SuperKEKB の最終ビーム収束システムは、電子・陽電子各ビームラインに組込まれる超伝導 4 極電磁石のダブレットで構成される。図１にビーム衝突点（Interaction
Point:IP）のシステム概略図を示してある。IP の最も近傍には陽電子ビーム（LER）を収束する為の QC1RP、QC1LPが配置され、その後方に電子ビーム（HER）用 QC1RE、
QC1LE が配置される。QC1 の後方には QC2 が各ビームラ
インに配置され、8 台の超伝導 4 極電磁石でビーム衝突を調整する。これら超伝導 4 極電磁石は IP の左右で 1 台のｸﾗｲｵｽﾀットに組込まれる。この超伝導電磁石は、素粒子検出器内部に据え付けられ 1.5 T の検出器ソレノイド磁場の中で運転される。検出器ソレノイド磁場はビームの衝突性能を劣化させるため、このソレノイド磁場と逆向きの磁場をもつ超伝導補正ソレノイドを配置し、ビーム軸上の積分量として 0 T・m に調整してある。4 極磁石はこの補正ソレノイドボアー内に組込まれる。図 2 に素粒子検出器内部のソレノイド磁場分布と 8 台の超伝導電磁石の位置を示した。QC1RP、QC1LP には夫々最大で－2.2 T と－2.5 Tのソレノイド積分磁場が印加される。

3. 超伝導 4 極電磁石（QC1,2）設計
8 台の超伝導電磁石のうち、最も IP に近い超伝導 4 極
電磁石の断面形状を図 3 に示した。ソレノイド磁場が 2Tを超える為、この磁石は鉄ヨークの無い空芯磁石である。
超伝導磁石は 2 層コイルで形成され、ボアー内にはビーム
軌道補正用の 4 種類の超伝導補正コイル（b4,a2,b1,a1）が巻かれる。更に、空芯の超伝導 4 極電磁石から電子ビームラ
インへの漏れ磁場を消去する為に、キャンセルコイルが対向ビームパイプに取り付けられる。QC1R/LP の設計磁場
勾配は 75T/m で、実効磁場長は 0.3 m である。磁石本体は小型の磁石であるが、4 極磁場に対するエラー磁場が 10-4以下になるように設計されている。他の 4 極磁石ではソレノイド磁場が殆ど 0 T まで下げられる為、鉄ヨークをコイ
ルカラー外周部に組み付ける設計としている。表 1 に 8台の磁石の構成を示した。

Fig. 3 Cross section of QC1RP S.C. quadrupole for e+ beamand the S.C. correctors for e- beam
Table 1: Superconducting Final Focusing Quadrupole System
Integral field
MagnetCorrector
L.F. cancel
gradient, T
Type
coil
QC2RE
12.91
SC+Fe
b4,a2,b1,a1
NA
QC2RP
10.92
SC+Fe
b4,a2,b1,a1
NA
QC1RE
26.22
SC+Fe
b4,a2,b1,a1
NA
QC1RP
22.43
SC
b4,a2,b1,a1
b3,b4,b5,b6
QC1LP
22.91
SC
b4,a2,b1,a1
b3,b4,b5,b6
QC1LE
26.03
SC+Fe
b4,a2,b1,a1
NA
QC2LP
10.96
SC+Fe
b4,a2,b1,a1
NA
QC2LE
14.13
SC+Fe
b4,a2,b1,a1
NA

4．まとめ
SuperKEKB ビーム衝突点超伝導電磁石システムの概念設計を示した。システム及び磁石設計は現在進行中であるが、磁石のパラメーター等、学会にて詳細を報告する。
Fig. 2 Solenoid field profile in the beam interaction region

Fig. 1 Superconducting magnet system for SuperKEKB Interaction Region

― 1 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

1A-a02

加速器 (1)ILC 用クライオモジュールの開発（４）－S1-Global クライオモジュールダイナミック損失測定－
Development of cryomodule for ILC superconducting cavities (4)- Dynamic loss measurements of S1-Global cryomodule 大内徳人、加古永治、小島裕二、近藤良也、土屋清澄、寺島昭男、仲井浩孝、早野仁司、
東憲男、原和文、福田茂樹、細山謙二、久松広美、松本利広、道園真一郎、山本明（高エネルギー加速器研究機構）
OHUCHI Norihito，KAKO Eiji, KOJIMA Yuuji, KONDOU Yoshinari, TSUCHIYA Kiyosumi, TERASHIMA Akio，
NAKAI Hirotaka， HAYANO Hitoshi，HIGASHI Norio，HARA Kazufumi，FUKUDA Shigeki, HOSOYAMA Kenji，
HISAMATSU Hiromi，MATSUMOTO Toshihiro, MICHIZONO Shinichiro, YAMAMOTO Akira (KEK)E-mail: ohuchi@post.kek.jp
1．はじめに高エネルギー加速器研究機構(KEK)では、国際線形衝突型加速器（ILC）用クライオモジュールの研究開発として、
米国 FNAL 及び SLAC 研究所、ドイツ DESY 研究所、イタリア INFN 研究所と共同で ILC クライオモジュールと殆ど同じ寸法となる S1-Global クライオモジュール[1,2]を製作し、低温試験を行ってきた。低温試験は昨年 6 月から始
まり、今年 2 月で全て完了した。本学会では、この低温試験で行われた超伝導空洞ダイナミック損失の測定について報告する。
2．S1-Global クライオモジュール
図１に、S1-Globalクライオモジュールの全体図を示してある。イタリアINFN研究所で製作したCryomodule-CとKEK が 製 作 し た Cryomodule-A か ら 構 成 さ れ て い る 。
Cryomodule-Cには米国FNAL・ドイツDESYの４台の超伝導空洞が組込まれて、Cryomodule-Aには４台のKEK空洞が組込まれている。図２にKEKクライオモジュールの断面図を示してある。超伝導空洞は２Kの蒸発ガスを通す内径300mmのSUSパイプ（Gas Return Pipe, GRP）から支持され、超伝導空洞容器とGRPは、5Kと80Kの2組の熱輻射シール
ド板により熱遮蔽されている。８台の超伝導空洞は2 Kの飽和蒸気圧液体ヘリウムで冷却される。RFパワーは入力
カップラーから超伝導空洞へ供給される。入力カップラー
は室温の真空容器と２Kの超伝導空洞を直接接続している。
3. S1-G クライオモジュールダイナミック損失測定
超伝導空洞の性能は空洞の発生することのできる加速
勾配と運転時に発生する熱損失（ダイナミック損失）で評価される。超伝導空洞のダイナミック損失は２K での熱負荷となることから ILC の低温機器の設計に与える影響が非常に大きい。S1-G クライオモジュールでは、FNAL、
DESY、KEK の４台の空洞についてダイナミック損失を測定した。熱負荷は、液体ヘリウムの蒸発量を減圧ポンプ出口の室温・大気圧状態で測定し、蒸発潜熱から計算した。
ILC で検討されている超伝導空洞の加速勾配は 31.5 MV/m
であり、その時のダイナミック損失は 0.86 W/空洞１台である。表 1 にダイナミック損失の測定結果を纏めてある。
測定は、各空洞が約 30 分以上連続運転可能な最大加速勾配で行われた。表中の QD、QD-det、QD-cav は空洞運転時のダイナミック損失全体、入力カップラーでの損失、空洞での損失を示している。KEK の空洞は ILC の運転加速勾配を越えて測定できたが、４台の空洞共 ILC の目標損失を達成できなかった。
試験の詳細については、学会にて報告する。

Fig. 2

Cross section of Cryomodule-A (KEK)

Table 1: Measured dynamic losses of four cavities
FNAL
DESY
KEK
AES004
Z109
MHI7
LHe Temp., K
1.97
1.97
1.97
LHe Press., kPa
3.25
3.22
3.26
Accel. gradient, MV/m
25.2
28.0
32.3
QD, W
1.4
0.84
2.8
QD-det, W
0.18
0.09
0.7
QD-cav, W
1.3
0.75
2.0

KEK
MHI6
1.98
3.28
38.0
4.8
1.8
2.9

参考文献
[1] N. Ohuchi, et al.: Proceedings of LINAC10 Conf. Tukuba, Japan(2010), MO302.
[2] N. Ohuchi, et al.: Abstract of CSJ Conf. 83 (2010), 1B-p01, p33.

Fig. 1 S1-Global cryomodule. (a) FNAL cavity: 2 sets, (b) DESY cavity: 2 sets, (c) KEK cavity-a: 2 sets, (d) KEK cavity-b: 2 sets

― 2 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

1A-a03

加速器 (1)

薄膜線材を用いたコイル支配型 FFAG 加速器マグネットの磁界設計
Magnetic field design of coil-dominated magnet
wound with coated conductors for FFAG accelerator
高橋 慶多，雨宮 尚之，中村 武恒，森 義治（京大）；荻津 透（KEK）；
吉本 政弘（原子力機構）；渡辺 郁男，吉行 健（東芝）；野田 耕司（放医研）
TAKAHASHI Keita，AMEMIYA Naoyuki，NAKAMURA Taketsune，MORI Yoshiharu (Kyoto Univ.)； OGITSU Toru (KEK)；YOSHIMOTO Masahiro (JAEA)； WATANABE Ikuo，YOSHIYUKI Takeshi (Toshiba)； NODA Koji (NIRS)
E-mail: amemiya@kuee.kyoto-u.ac.jp
1．はじめに
高温超伝導線の加速器マグネットへの応用に向けて，今回，薄膜線材を用いたコイル支配型 FFAG 用マグネットの概念設計を行ったので報告する。
FFAG 加速器では，Fig. 1 に示す FFAG 加速器のビーム軌
道概念図の様に，ビームの加速と共にビーム軌道の半径が大きくなるという特徴がある。また，FFAG 加速器は，磁場が時間的に一定であるため直流マグネットにより構成でき，かつ強収束性を併せ持った加速器である[1]。
2．FFAG マグネットの磁界設計
設計マグネットの概要を Table 1 に示す。マグネットボア半
径 0.７m，鉄ヨークの内半径 0.85 m，ビームエクスカーション
0.72 m，装置中心-マグネット中心間距離 4.3 m，マグネット中
心磁場 2.55 T，k 値 9 の FDF ｔriplet 型 FFAG 用 Focus マグ
ネットの概念設計を行った。線材幅 3 mm，厚さ 0.2 mm の薄膜線材を 10 本束ねて巻線することを想定し，線材断面に対する電流密度は 500 A/mm2 まで許容すると仮定した。線材配置は発生磁場誤差を最小化するように最適化を行った。
マグネット開口部の巻線部では Frenet-Serret の公式を用いて線材の edge-wise 曲げ，flat-wise 曲げ，捻りを計算した[2]。ここで，線材の edge-wise 曲げ歪を 0.3 %，flat-wise 曲げ
半径を 20 mm まで許容して線材配置を行った。Fig. 2 に設計したマグネットの形状を示す。マグネットボアが大きいため，
edge-wise 曲げ歪をある程度抑えた線材配置は可能であるが，製作上は課題が多く，巻線技術の他，別の巻線方法の検討も必要である。また，発生磁場領域が広いことから，使用線材
量が多くなってしまうため，磁場が比較的小さくて済むスパイ
ラル形 FFAG 加速器も今後検討していく。

Fig. 1 Conceptional view of beam orbit of FFAG accelerator.

3．まとめ
薄膜線材の flat-wise 曲げ，edge-wise 曲げ，捻りを考慮し，ラディアルセクタ型 FFAG 加速器用マグネットの概念設計を行った。今後は，今回のマグネットと共に，別タイプの FFAG
加速器用マグネットについても検討も行っていく。

Fig. 2 Shape of designed magnet.
Table 1 Outline of design of magnet

謝辞
本研究は，産学イノベーション加速事業【戦略的イノベー
ション創出推進】として，科学技術振興機構からの委託により実施したものである。
参考文献
1. K. R. Symon, et al.: “Fixed-Field Alternating-GradientParticle Accelerators”, Phys. Rev., vol. 103, no. 6, pp.
1837‒1859 (1956)
2. S. Russenschuck: “Field computation for accelerator
magnets”, WILEY-VCH (2010)― 3 ―Radius of magnet bore

0.70 mInner radius of iron yoke

0.85 mBeam excursion

0.72 mDistance between center of accelerator
and center of magnet

4.3 m

Magnetic field at center of magnet

2.55 Tk value

9

Width of coated conductor

3 mm

Thickness of coated conductor

0.2 mmAverage current density of coatedconductor< 500 A/mm2

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

1A-a04

加速器 (1)高温超伝導テープ線材で巻かれた 2 極マグネットの多極磁場測定
Magnetic field harmonics measurements of dipole magnet
wound with high Tc supercondutor tapes
雨宮 尚之，岡田 奈々，高橋 慶多，中村 武恒（京大・工）；荻津 透（KEK）；小柳 圭，吉行 健（東芝）
AMEMIYA Naoyuki, OKADA Nana, TAKAHASHI Keita, NAKAMURA Taketsune (Kyoto University);
OGITSU Toru (KEK); KOYANAGI Kei, YOSHIYUKI Takeshi (Toshiba)
E-mail: amemiya@kuee.kyoto-u.ac.jp
1. はじめに加速器用マグネットへの高温超伝導線材の適用を目指した研究開発を進めている。今回は、高温超伝導テープ線材で巻かれた 2 極マグネットの多極磁場成分について実験的に調べた。今回は、特に励磁履歴の影響、Bi 系多芯線材で巻かれたコイルと RE 系薄膜線材で巻かれたコイルの比較について報告する。
2. 実験方法
測定対象コイルを液体窒素で冷却し、回転ピックアップコ
イル法で多極磁場測定を行った。マグネットボア中でピックア
ップコイルを回転させ、誘導電圧のピックアップコイル角度依存性から、Fourier 級数展開により多極磁界成分を求めた。
3. Bi多芯線材コイルの実験結果
Fig. 1 に、電流を 0 A→+50 A→0 A→-50 A→0 A と変化させ、6 極磁場成分の値を電流値に対してプロットした。このプロットにはヒステリシスが見られており、これは遮蔽電流（磁化電流）の影響である。
次に、通電電流を 0 A→30 A（保持、1st）→0 A（保持）→50 A（保持、1st）→0 A（保持）→30 A（保持、2nd）→0 A（翌日まで保持）→30 A（保持、3rd）→0 A（保持）→50 A（保持、2nd）→0 A（保持）→50 A（保持、3rd）と変化させて多極磁場成分を測定した。各電流値での保持時間は原則として 1 時間である。このときの 6 極磁界成分の時間変化を Fig. 2 に示す。
いずれの場合も、6 極磁場成分は緩やかに変化しているが、これは遮蔽電流（磁化電流）が減衰するためである。特に 50
A の方が遮蔽電流の減衰による 6 極成分の変動は大きい。また、30 A 保持時も、50 A 保持時も、初回保持時と 2 回目以降
で 6 極磁場成分の大きさが異っていることが特徴的である。
4. RE薄膜線材コイルの実験結果（Biコイルとの比較）
通電電流を 0 A→30 A（保持、1st）→0 A（保持）→50 A（保持、1st）→0 A（保持）→30 A（保持、2nd）と変化させて多極磁場成分を測定した。各電流値での保持時間は原則として 1 時間である。このときの 6 極磁界成分の時間変化を Fig. 3 に示す。Fig. 2 の Bi 系線材コイルの場合に比べ、6 極磁場成分の時間変動が小さいことがわかる。Bi 系線材の場合、特に励磁直後は、遮蔽電流はフィラメント間の銀母材を渡って流れると考えられる。このため銀の抵抗により遮蔽電流の減衰が早く、6 極磁場成分の時間変化も比較的大きいものと考えられる。これに対し、RE 薄膜線材の場合、遮蔽電流は超伝導層の中のみを流れるため、その減衰は非常にゆっくりで、遮蔽電流の減衰による発生磁場の変動は小さいものと考えられる。

Fig. 1 Hysteresis loop of 6 component of magnetic
field in Bi coil.

Fig. 2 Temporal evolutions of multi-pole components
in Bi coil.

5. まとめ
遮蔽電流による多極磁場成分は励磁履歴に依存するが、初期励磁を除き再現性が高い。RE 薄膜線材コイルの方が Bi
系線材コイルより遮蔽電流減衰による磁場変動は小さい。
謝辞
本研究は、産学イノベーション加速事業【戦略的イノベー
ション創出推進】として，科学技術振興機構からの委託により実施したものである。

Fig. 3 Temporal evolutions of multi-pole components
in coated conductor coil.

― 4 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

1A-a05

加速器 (1)

サーフェイス・ワインディング法で巻かれた超伝導２極マグネットの多極磁界測定
Measurement of magnetic field harmonics
in superconducting coil wound by surface winding method
水田 慎吾，雨宮 尚之,中村 武恒（京大）
荻津 透（KEK）；折笠 朝文, 来栖 努(東芝)；尾花 哲浩(NIFS)；野田 耕司(放医研)
MIZUTA Shingo, AMEMIYA Naoyuki, NAKAMURA Taketsune (Kyoto University); OGITSU Toru (KEK)
ORIHARA Tomohumi, KURUSU Tsutomu (Toshiba); OBANA Tetuhiro (NIFS); NODA Koji (NIRS)
E-mail shin03zeisss@yahoo.co.jp
1．研究の背景超伝導線を用いた磁界精度の高い加速器用マグネットの製作方法として東芝でサーフェイス・ワインディング法と呼ばれる方法が、フェルミ国立加速器研究所で”direct wind”[1]と呼ばれる方法が開発されている。この方法は、一本の線材（導体）を巻枠表面に配置し樹脂で固定し、さらにその上から
GFRP シートを重ね、同様の過程を繰り返すことによりコイルを製作するものである。
この方法を用いることで自由な導体配置が可能となり、所望する多極成分を発生するマグネットを設計できる。しかしサーフェイス・ワインディング法で実際に積層巻線を行ったときに、導体配置の誤差が発生磁界に与える影響は十分調べられていない。

50
Error in multipole component × 10000

3．結果と考察
マグネット中心、端部での多極磁界成分の測定結果と解析値を求め、それぞれノーマル 2 極成分（スキュー2 極成分は 0）で高次成分を規格化し測定値と解析値の差を誤差としてそれに 104 を乗じたものを積層段階ごとに比較した。Fig. 2 にはマ
グネット中心での誤差、Fig. 3 にはマグネット端部での誤差を示した。今回行った 4 層、10 層、16 層での積層過程ではマグ
ネット端部で 6 極磁界成分の誤差が大きい。積層過程での導体配置については特にそのマグネット端部での導体配置の精度向上が必要である。また直線部の誤差は 10-3 以下に抑
えられておりこの方法である程度の磁界精度は保証されることが分かった。今回は３つの積層段階のみの結果でありその後の積層過程において系統的な誤差が現れたならばそれについて議論していく必要がある。また今後、高温超伝導線材を用いたマグネットにこの方法を適用することも検討している。

Fig. 1 サーフェイス・ワインディング法により製作されたマグネット（左）と実験装置の概念図（右）Normalized by 2 pole comonent

40
30
20
10
0
-10
-20

4 pole6 pole8 pole10 pole

-30
-40
-50

0

5

normalskew

10
15
Number of wound layer

20

Fig. 2 マグネット直線部における測定値と解析値の誤差

本研究の一部は、科学技術振興機構の産学イノベーション
加速事業【戦略的イノベーション創出推進】の支援によって行
われた。
参考文献
[1] B. Parker and J. Escallier, BNL, Upton, NY 11973,
U.S.A.:"SERPENTINE COIL TOPOLOGY FOR BNL DIRECT
WIND SUPERCONDUCTING MAGNETS" Proc. of PAC 2005.

― 5 ―

50
(Error in multipole component) × 10000

2．実験方法
今回は NbTi 線材を用いて製作した 2 極マグネットの発生磁界を測定し、設計データから解析した理論値との比較によりその磁界精度について検討した。Fig. 1 に示した 2 極マグネット
内部でピックアップコイルを回転させ、発生する誘導電圧の波形を解析することによりマグネットが発生する磁界の多極成分を導出した。測定は 4 層、10 層、16 層といった各積層過程においてマグネットの中心とそこから 120 mm 軸方向にずらしたマグネット端部の 2 箇所で行った。
またマグネットの導体配置の設計データから Biot Savart の法則によりマグネット内部での磁界分布を計算した。その中でピックアップコイルを回転させた場合に発生する誘導電圧の理論値を計算し、実験と同様の解析を行うことにより発生する多極磁界成分の理論値を導出し、その結果を測定値と比較することにより発生磁界精度の評価を行った。

Normalized by 2 pole comonent

40
30
20
10
0
-10
-20

4 pole6 pole8 pole10 pole

-30
-40
-50

0

5

normalskew

10
15
Number of wound layer

20

Fig. 3 マグネット端部における測定値と解析値の誤差
第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

1A-a06

加速器 (1)

ミュオンビームライン用超伝導ソレノイドのクエンチプロテクション
Quench protection of superconducting solenoid for muon beamline
足立 泰平（東大）；池戸 豊，槙田 康博，中本 建志，佐々木 憲一，荻津 透，山本 明，
ストラッサー パトリック，下村 浩一郎，三宅 康博，吉田 誠（KEK）；久野 良孝（阪大)AＤＡＣＨＩ Taihei (The Univ. of Tokyo); IKEDO Yutaka, MAKIDA Yasuhiro, NAKAMOTO Tatsushi,
SASAKI Kenichi, OGITSU Toru, YAMAMOTO Akira, STRASSER Patrick, SHIMOMURA Koichiro,
MIYAKE Yasuhiro, YOSHIDA Makoto(KEK); KUNO Yoshitaka (OSAKA Univ.)
E-mail: adachit@post.kek.jp
1．はじめにJ-PARC にて建設中の Super-Omega ミュオンビームライン
用の超伝導ソレノイド[1]は、クエンチ保護として、銅線をヒーターとして巻き、クエンチ発生時にコイル電流を導いて、ソレノイ
ド全体に強制的なクエンチを起こさせるという手法を採用する。
このヒーターについてモデルコイルを用いた試験と、それに基づいた計算により、安全性を調べた。
2．超伝導ソレノイド
Super-Omega ミュオンビームラインで使われる超伝導ソレノイドは、長さ約８ｍ、内径 0.3～0.4 m で、前後に短いソレノイ
ドを７個ずつ並べた４５度の湾曲部分を持ち、中央は約６ｍの直線型のソレノイドとなっている。すべてのソレノイドは、低温で直列に接続されており、小型冷凍機からの伝導冷却によって冷却される。Table 1 に、テストコイルと最終デザインの諸元を示す。
3．クエンチ保護
クエンチ保護の概念図を Fig. 1 に示す。クエンチ検出時には、電源を遮断することでコイル電流をヒーターへと導き、個々のヒーターがそれぞれのコイルを加熱し強制的なクエンチを起こさせる。コイルへのヒーターの組み込み方を Fig. 2に示す。対地絶縁(G-10)、ヒーター線、ポリイミドフィルム、超伝導線の順に巻かれており、ギャップは全てエポキシ樹脂が充填されている。

Table 1: Design parameters of the test and production coils.
Parameter
Test coil
Production coil
SC wire Conductor
NbTi-Cu
NbTi-Cu
Diameter
1.3 mm0.87 mmHeaterConductor
Cu
Cu
Diameter
1.3 mm
1.1 mmInterlayer insulation
PI
PI
Glue
Epoxy
Epoxy/BT
Coil
Length47mm~8 m
Thickness
35 mm
13~30 mm
Inner Radius
195 mm160~190 mm
Turns
1015
1.6E5
Wire length
1.4 km180 kmInductance
0.75 H
385 H
Temperature
3.2 K
<5 K
Operational current
270 A
83 A
5．解析と実機への適応
シュミレーションコード QUENCH[2]を用いて、クエンチ伝播を計算し、試験による電流減衰の実験結果と整合するよう、径方向の熱伝導率を変化させて評価したところ、線材間絶縁
厚さと絶縁物性値から求めた値の 1/4 程度であった。これを界面の熱抵抗等の実効値であるとして、実機の場合でも同様
な実効的な特性を有すると仮定し、実機のクエンチ保護時の電流減衰を評価した。結果を、Fig. 3 に示す。コイルの最高温
度は約 60K であった。実際の擾乱によるクエンチからの保護の場合、クエンチ検出や遮断、強制クエンチ誘発にタイムラグが存在するが、それを考慮に入れた場合でも、コイル最高温
度は 70 K 程度と評価された。

Fig. 1: Diagram of protection heater circuit.

Fig. 2: Cross-section of the quench-back heater.
4．テストコイルを用いた試験
ヒーターがクエンチを誘発するのにかかる時間と、径方向にクエンチが伝搬し電流が減衰する様子を調べる為、テストコ
イルによる評価試験を行った。試験では、コイルに通電中に電源を遮断する事によってヒーター回路にバイパス電流を誘起し、クエンチを発生させた。設計電流 270A での遮断試験では、クエンチの誘発時間は 60 ms、電流減衰の時定数は、
1.5 s であった。

Fig. 3: Calculated current decay of Production Coil.
参考文献
1. Y. Miyake, et al.: MUSE, AIP Conf. Proc. (2009) P.1104
2. WILSON. M. N.: RHEL/M151 (1968)

― 6 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

1A-p01

冷却システム

保冷システムにおける高温超電導コイルの伝熱解析と実験結果の比較
Comparison of heat transfer between analysis and experimental result on HTS coil of cold storage
system岩崎 高歩,岡村 哲至（東工大）;長嶋 賢,水野 克俊（鉄道総研）
IWASAKI Takaho, OKAMURA Tetsuji (Tokyo Tech);
NAGASHIMA Ken, MIZUNO Katsutoshi (RTRI)
E-mail: iwasaki.t.ah@m.titech.ac.jp
1. はじめに希土類系の高温超電導コイルは巻き圧方向と巻き線方向の熱伝導率に異方性があり、また高温超電導コイルは熱伝導特性が悪いと予測される。そのため、高温超電導コイルは均一な温度分布を持たないことが予想される。そのような問題点に対し、本研究では実験と解析の両面から評価した。
2. 実験方法
本実験ではイットリウム系超電導コイルを用いた。コイルの形状は内径 45mm、外径７5mm、直線部 150mm、厚み 5mm、ターン数 139 ターンのレーストラック型コイルである。コイルはFig.1 に示すように、a.下部の外側、b.下部の内側、c.中部の外側、d.中部の内側、e.上部の外側、f.上部の内側の計 6 ヶ所
で測定を行った。実験条件としては、測定点 e が 30K になるよ
う、冷凍機を調整し、コイル下部に取り付けられたヒーターの入熱量によるコイルの温度分布を観察した。
ヒーター以外の熱侵入に関しては、真空容器内のふく射シ
ールドの温度を 25Ｋ付近に固定したため、熱ふく射は考慮する必要がないと考えられる。

4. 実験と解析結果の比較
Fig.3、Fig.4 に解析結果と実験結果を示す。Fig.3 より超電導
コイルは巻き厚方向より巻き線方向の熱伝導率がはるかに大きく、コイルの内側と外側で温度差がついているのがわかる。
Fig.3 の解析結果も同様の結果を示している。解析結果と実験結果を比較すると、解析結果の方がコイルの温度差が小さくになっている。これは、解析モデルと実際のコイルの熱伝導率の相違性と、計算モデルを長方形に近似したことにより、発生した誤差であると考えられる。
5. 結論
本研究では、保冷システムにおける高温超電導コイルの伝熱解析と実験を行うことにより、 解析により得た、巻き線方向と巻き厚方向の熱伝導率が約千倍違うという結果の信憑性を、実験によって確かめることができた。

Fig.2 Two-dimensional analytical model

Temperature(K)

33
32
31
30
29
28
0

a
b
c
d
e
f

0.1

0.2
0.3
Heat input(W)

0.4

0.5

Fig.3 Experiment result with measure point e fixed to 30K33
Temperature(K)3. 二次元伝熱解析モデル
本研究では実験で使用した 0.4kg の高温超電導コイルを、モデル化して二次元伝熱解析を行った。計算モデルは Fig.2に示すように、レーストラック型のコイルを長方形に近似し、温度分布を観察した。物性値としては、YBCO、ハステロイ、エポ
キシ樹脂と銅の比熱、密度、熱伝導率を全体に占める割合を考慮し、合成したものを用いた。境界条件は、両端のセルが冷凍機と繋がっているとし、両端の温度を固定した。また、実験同様、熱侵入は下部のヒーターからのみとし、下部のセルからの入熱量によるコイルの温度分布を計算した。

Fig.1 Measure Point of Superconducting Coil

参考文献
1. K. Mizuno, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 79(2008) p.139

― 7 ―

32
31

a
b
c
d
29
e
f
28
cold stage
0
0.1
30

0.2
0.3
Heat input(W)

0.4

0.5

Fig.4 Analysis result with both ends fixed tocold stage temperature
第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

1A-p02

冷却システム

高温超電導磁石内部のアウトガス成分分析
Analysis of outgas component inside HTS magnet
水野 克俊，小方 正文，長嶋 賢（鉄道総研）；平井 靖夫，高橋 貞充，岩本 慎平（エア・ウォーター）MIZUNO Katsutoshi, OGATA Masafumi, NAGASHIMA Ken (RTRI);HIRAI Yasuo, TAKAHASHI Sadamitsu, IWAMOTO Shinpei (AWI)
E-mail: mizuno59@rtri.or.jp
1．はじめに現在開発が盛んに行われている高温超電導線を用いれ
ば 50 K での磁石運用も十分に可能であり，液体ヘリウム温度域と比較して磁石の構成材料の比熱が 100 倍以上になるため熱的に極めて安定である．鉄道総研ではこの特徴を活かして，冷却系が分離可能で，熱容量だけで長時間低温が維持できる高温超電導磁石(以下モバイルマグネット)の開発を行っている[1]．モバイルマグネットの実現においては，高い断熱性を確保することが重要な課題である．モバイルマグネットの開発過程で，冷却系分離後の超電導コイル温度上昇に伴いアウトガスが発生し，大きな熱侵入増が引き起こされることが判明した．活性炭を磁石内部に配置することにより，ガス伝導を大幅に低減できることが明らかになっているものの[2]，アウ
トガスの成分や活性炭の能力については不明な点が多い．
加えて，モバイルマグネットに限らず，運用温度によっては常時冷却型の超電導磁石においてもアウトガスは大きな問題となりうる．そこで今回，アウトガスの成分分析を行ったので，結果を報告する．
2．試験方法
超電導コイルを模擬した銅の塊を内蔵した保冷特性評価
用の試験装置と，高温超電導コイルを内蔵したモバイルマグ
ネットを評価対象とした．モバイルマグネット内部には活性炭を設置した．試験手順としては，まずターボ分子ポンプで 10
時間以上真空排気を行ない，その後冷却を開始した．そして冷却完了後，自然昇温に伴うアウトガスの放出を連続的に計測した．
ア ウ ト ガ ス の 成 分 分 析 に は Canon ANELVA( 株 ) 製
M-QA200TS 四重極型質量分析計を使用した．Fig.1 に計測対象の一つであるモバイルマグネットを示す．
3．アウトガス計測結果
Fig.2 に保冷特性評価試験装置におけるコイル(模擬体)の温度とアウトガス成分の関係を示す．コイル温度が 36 K を上回ったところで，真空度が質量分析計の計測上限 1.2×10-2
Pa を超えて計測を終了している．32 K 以下ではアウトガスの成分は水素が支配的であったが，32 K を超えると窒素が発生
し，真空度が急激に悪化している．窒素の飽和蒸気圧曲線も30 K 近傍で急激に立ち上がる特性があるので，温度上昇によるクライオポンプ効果の低下が窒素発生の原因であると考えられる．
Fig.3 にモバイルマグネットにおける，コイル温度に対するア
ウトガス成分の変移を示す．モバイルマグネットと保冷特性評
価試験装置の相違点は，活性炭を有していることである．活性炭の効果により，50 K を超えるまで冷却系分離後の 2×
10-3 Pa を維持している．50 K を超えての圧力上昇は水素によるものであり，水素に対する活性炭の吸着力は 50 K を超えると大幅に低下するものと考えられる．
本研究は国土交通省の国庫補助金を受けて実施した．

Fig.1 Mobile magnet capable of separating cooling system.

N2
H2O

H2

Fig.2 Shift of outgas component with respect to dummy coiltemperature inside cold storage apparatus.

NH3

CO

H2O
N2
H2

Fig.3 Shift of outgas component with respect to HTS coiltemperature inside mobile magnet.
参考文献
1. M. Ogata, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 82(2010) p.196
2. Y. Miyazaki, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 80(2009) p.84

― 8 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

1A-p03冷却システム

ＳＭＥＳコイル用高効率伝導冷却システムの開発
Development of high-efficient conduction cooling system for SMES coil
平野 直樹, 玉田 勉, 式町 浩二, 成瀬 光人, 長屋 重夫（中部電力）
HIRANO Naoki, TAMADA Tsutomu, SHIKIMACHI Koji, NARUSE Mitsuhito, NAGAYA Shigeo(Chubu Electric Power Co.)
E-mail: Tamada.Tsutomu@chuden.co.jp
4．まとめ
Y 系線材を用いたＳＭＥＳコイルの冷却方式として、ガス循
環方式による伝導冷却方式について、実験により検証し、コイ
ルの冷却性能、電気絶縁性能、通電・充放電性能について確認することができた。
5．謝辞
本研究は、NEDO の委託事業「イットリウム系超電導電力
機器技術開発」の一環で実施したものである。
参考文献[1] T. Tamada et al.:Abstracts of CSJ Conference,Vol.83(2010) p.71

2．実験方法Y 系線材をシングルパンケーキ状に巻き、絶縁コーテ
ィングしたものを 2 層重ね、その表面に冷却配管を埋め込んだ伝熱板を張りつけた。試験に用いたコイルの断面を Fig.1 に示す。これをシールド容器の中に設置し、冷却配管の中を冷凍機で 20K 以下に冷却したヘリウムガスを循環することでコイル全体を冷却した。冷凍機はコイル
冷却用 50W@20K の冷凍機 1 台と電流リード及びシー
ルド冷却用 175W@65K 冷凍機 2 台でシステム全体を冷却した。Fig.2 に実験装置全体の概略図を示す。
最初に、コイルを約 20K に冷却した状態で、電流リードに 13kV の直流電圧を印加し、コイル及び冷却配管等システム全体の絶縁耐電圧性能について検証した。なお、試験方法は直流機 JEC-2120-2000 に依り、緩やかに昇圧し、目標電圧 13kV を 1 分間印加した。また、運用においてコイルへの充放電を行うことを考慮し、印加電圧については正極と負極の両極において確認した。
次に、コイルを約 20K に冷却した状態でコイルの通電性能を確認するとともに、電流リードに外部電源として充放電ができるマルチセル変換器を接続し、コイルの充放電性能を検証した。
3．結果
模擬発熱体を用いた検証と同様に、実験装置の各部に取り付けた温度センサでコイルが約 20K に冷却できていることを確認した上で、コイルに直流＋13kV を 1 分間、
直流－13kV を 1 分間印加し、異常のないことを確認した。
次に、電流リードに外部電源のマルチセル変換器からのケーブルを接続し、コイルを約 20K に冷却した状態で、電源からコイルへの電流を制御しながら通電し、10sec サ
イクルの 100 回以上の繰返し充放電をさせたところ、Fig.3に示す結果が得られ、制御通りコイルの充放電性能を確認することができた。

― 9 ―Cooling plumbing pipe
Coil cooling plate
Insulation

layerSuperconducting tape
Insulation tapeFig. 1 A cross section of substance coilFig. 2 Outline drawing of the experimental device

400
Current （A)1．はじめにイットリウム系超電導線材（以下、Ｙ系線材という。）
においては、従来の金属系よりも高い温度で超電導状態となることから、我々は、Ｙ系線材を用いた SMES 用超電導マグネットの冷却方法として、取り扱いが容易な冷
凍機伝導冷却システムによる冷却方法について検討を進めている。中でも冷凍機からコイルまでの熱勾配が発生しにくく、コイル全体を均等に冷却が可能なガス循環による冷却方式について、模擬発熱体による冷却試験を実施し、解析値と同等な冷却性能が得られていることを確認している[1]。今回、Y 系線材を使ったコイルを製作し、コイル及び冷却系統の冷却性能、伝導冷却下での電気絶縁性能およびコイル通電性能を把握したので報告する。

Control signal
Coil current

0
0

5

10
Time (sec)15

20

Fig. 3 Current waveform
第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

1A-p04

冷却システムPOLARBEAR II の冷却システム検討
Cooling system design of POLARBEAR II

都丸 隆行（KEK）、高田 卓（筑波大学）、松村 知岳、田中 賢一、鈴木 純一、羽澄 昌史(KEK)
Takayuki TOMARU(KEK), Suguru TAKADA(U. of Tsukuba), Tomotake Matsumura, Ken-ichi TANAKA, Jun-ichi SUZUKI
and Masashi HAZUMI (KEK)E-mail: takada@kz.tsukuba.ac.jp
1． 概略
現在、計画されている宇宙マイクロ波背景放射偏光観測のためのミリ波望遠鏡 POLARBEAR II の冷却システムについて報告する。POLARBEAR II は、チリ・アタカマ高原（標高 5100 m）に設置されるミリ波望遠鏡である。超高感度の観測を実現するため、超伝導ＴＥＳ(Transition
Edge Sensor)を使用する。そのため、冷却システムは、室温から焦点面 0.1 K までを機械式冷凍機により構成する必要がある。本計画では、ＡＤＲ（断熱消磁冷凍機）の開発を含めた、機械式冷却システムを検討している。
2． POLARBEAR II とは？
POLARBEAR II は、宇宙マイクロ波背景放射のＢモードという特殊な偏光パターンを観測するミリ波望遠鏡計
画であり、原始重力波起源、重力レンズ効果によるＢモ
ード偏光の発見を目指している。検出器には、超伝導検出器 TES（UC Berkeley ｰ KEK 開発 したもの）を用いる。
世界最高感度を達成するため、
約 6000 個がアレイ化され、約φ400 mm の大きな検出面を 0.1K に冷やす必要がある。
本プロジェクトの物理的な目標が挑戦的であるのはさることながら、φ400 mm の大焦点面を 0.1 K まで冷やす計画は過去になく、低温工学の挑戦でもある。
3. 冷凍機チェーン
本実験において、ミリ波望遠鏡はチリ・アタカマ高原に設置されるため、現地でのメンテナンスが難しい。また、Fig.1 のように、クライオスタットが望遠鏡に組み込まれるため、望遠鏡が傾きを換えることに追従して、クライオスタット全体が±40°の範囲で傾く。冷凍チェー
ンは重力依存性が小さく、現地でのメンテナンスが少ない物を選ぶ必要がある。

Fig.1 A picture of Huan Tran Telescope for CMB polarization
measurement

(a)

(b)
Figs. 2 rough sketch of POLARBEAR II: (a) CAD data (b)schematic illustration of cooling chain
このため、冷凍チェーンには液体ヘリウムを使わず、機械式冷凍機を組み合わせた物を使用する。Fig.2(a),(b)に概略図を示す。使用する冷凍機は、パルス管冷凍機(室温～4K)、多段ソープション冷凍機(4～0.25 K)、一段の断熱消磁冷凍機（ADR:～0.1 K）である。各設計性能などの詳細については、当日発表する。
4． 開発状況
望遠鏡の傾きを模擬出来る冷凍機チェーンのテスト用
クライオスタットを製作し、パルス管冷凍機、ソープシ
ョン冷凍機における冷凍能力の角度依存性を調べている（Fig.3）。本計画で使用するパルス管冷凍機については、±40°の範囲では最低到達温度が大きく変わらないことを確認している。
また、ADR については、常磁性塩に CPA(カリウムクロム明礬)を使用し、プロトタイプの製作を進めている。
謝辞
本検討は、5 カ国 10 研究機関の POLARBEAR-collaborationの協力の元、行われた。

Fig.3 Performance test of pulse tube cryocooler with tilting
angle 50°

Fig.4 Lowest temperature of pulse tube cryocooler with tilting
angle― 10 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

1A-p05

冷却システム

液体水素ステーションに併設した SMES-燃料電池を用いた
風力エネルギー変動補償方法の検討
SMES-FC System Combined with Liquid Hydrogen Vehicle Station to Compensate Fluctuating
Wind Energy
岩崎 辰哉， 天田 博仁， 中村 隆人， 孫 敬雨， 津田 理， 宮城 大輔， 濱島 高太郎 (東北大学);
新冨 孝和 (日本大学); 槙田 康博 (高エネルギー加速器研究機構); 宗像 浩平， 三輪 佑太 (岩谷産業)
IWASAKI Tatsuya, AMATA Hiroto, NAKAMURA Takahito, SON Kyoungwoo，
TSUDA Makoto, MIYAGI Daisuke, HAMAJIMA Takataro (Tohoku University);
SHINTOMI Takakazu (Nihon University); MAKIDA Yasuhiro (High Energy Accelerator Research Organization);
MUNAKATA Kohe, MIWA Yuta (Iwatani Corporation)
E-mail: t-iwasaki@ecei.tohoku.ac.jp
1．はじめに液体水素はその大きなエネルギー密度から次世代の自動車の燃料として期待されている。これらの自動車の普及は燃料補給を行うための液体水素ステーションの整備と並行して進むことが予想される。液体水素は 20.3 K と非常に低温であるため，例えば超電導磁気エネルギー貯蔵装置(SMES)の冷媒として使用した場合，液体窒素を冷媒として使用するよりも小型化かつ大容量化が可能となるなど多くのシナジー効果が得られる。
本研究では，SMES，燃料電池(FC)，電気分解装置(EL)，
液体水素ステーション，再生可能エネルギー，電力系統で構成される先進超電導電力変換システム(ASPCS)を提案する。
また，再生可能エネルギーとして風力エネルギーを用いた場
合の変動補償を本システムで行い，システム全体の効率を評
価した。

PRE

PLoad

Renewable
EnergyDC(AC)/DC

DC/DC(AC)

PSMES

PU

SMES

DC/DC

DC/AC

PFC

PEL

DC/DC

DC/DC

Fuel Cells

Load

Utility

Electrolyzer

DC busH2, O2

Fig. 1 Advanced Superconducting Power Conditioning System(ASPCS)

2．システム構成と変動補償方法
本研究にて提案する ASPCS の概念図を Fig. 1 に示す。風
力などの再生可能エネルギーから得られた電力は変動が大きいため，電力貯蔵装置による変動補償が必要となる。FC は応答に分オーダーの遅れがあるため，風力発電出力の平均値を担当し，残りの秒オーダーの急激な変動を SMES が担当する。このようにして電力系統に連系して一定電力を輸送する。
今回の出力変動補償を行う際に遅れ時間分に相当する未来の出力トレンド予測をする必要がある。そこで状態空間モデ
ルを逐次更新していくカルマンフィルタを用いて長期予測を行う。今回は FC の時間遅れを考慮して 50 秒の予測をする。

Fig. 2 Wind turbine output

3．システム効率
本システムの評価を行うため，簡単な効率計算を行った。
再生可能エネルギーの出力とその平均予測値の差分を入出力する SMES の効率は 95%，需要に対して余剰な電力を吸収する EL の水素エネルギーへの変換効率は 80%，需要電力の不足分を供給する FC の発電効率は 40%の一律と仮定する。
解析に利用したある 1 日の風力発電出力波形を Fig. 2 に示す。なお定格出力は 5 MW であり，1 日の平均出力は 3.03
MW である。
4．結果・緒言Fig. 3 は供給目標電力によって効率がどのように変化するかを示している。グラフから供給電力が約 2.5 MW の時シス
テム効率が最大であり，75%以上の効率が得られることがわかる。これは EL と FC の効率の積 32%より非常に大きい。この結果は SMES と FC を直接電力出力と組み合わせることのメリットを示している。

Fig. 3 Efficiency of ASPCS
参考文献
1. T. Nakayama, et al.: “Optimization of SMES Compen
sation Capacity for Stochastic Power Using a Kalman
Filter”, TEION KOGAKU 45(2010)
2. H. Nakamura, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 83(2010) p.190― 11 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

1A-p06

熱反射率 / 疲労

LCGT 熱シールド用金属の低温における波長 10 µ m での反射率測定
Reﬂectivity measurements of metals for LCGT thermal radiation shields incryogenic temperature at a wavelength of 10µ m
榊原 裕介, 黒田 和明, 大橋 正健, 高橋 竜太郎, 三代木 伸二, 内山 隆 ( 東大宇宙線研); 齋藤 芳男, 鈴木 敏一, 山本 明, 春山 富義,
木村 誠宏 (KEK); 三尾 典克, 森脇 成典, 大前 宣昭 ( 東大新領域); 武者 満 ( 電通大)

SAKAKIBARA Yusuke, KURODA Kazuaki, OHASHI Masatake, TAKAHASHI Ryutaro, MIYOKI Shinji,
UCHIYAMA Takashi (ICRR,UT); SAITO Yoshio, SUZUKI Toshikazu, YAMAMOTO Akira, HARUYAMA Tomiyoshi,
KIMURA Nobuhiro (KEK); MIO Norikatsu, MORIWAKI Shigenori, OHMAE Noriaki (GSFS,UT);MUSHA Mitsuru (UEC)
E-mail: ysakaki@icrr.u-tokyo.ac.jp

１．はじめに0.040

アインシュタインが一般相対論で予言した重力波を直接検出するためには、鏡の微小な変位 (100 Hz で ∼ 10− 20 m/ √ Hz)

0.035を検出することが必要であるが、鏡の熱振動が雑音になるた

0.030

tational wave Telescope, LCGT ）では、鏡を低温 (∼ 20 K)にすることでこの雑音を低減する。しかし、冷却能力には限界があり、低温系に外部（常温）から入ってくる熱放射をEmissivity

め、大型低温重力波望遠鏡（ Large-scale Cryogenic Gravi-

低減する必要がある。そのため、熱シールドが必要であり、

0.025
0.020
0.015
0.010

その候補としてアルミニウムを蒸着したマイラーフィルム
を 40 枚程度重ねた Super Insulator (SI) がある。しかし、

0.005

実効的な表面積が大きいことと、マイラーという有機物質

0.000を用いているため、表面からの脱ガスが大きく、真空圧力を上昇させ屈折率の変動や鏡表面の汚染といった問題につながる可能性がある。
実効的な表面積を抑え、有機物質を用いないシールドとして、熱放射率 (emissivity)

CoolingHeating
0

50

100

150

200

250

300

350

Temperature[K]Fig. 1 Relationship between the temperature and the emissivity of thecopper sample. Plural plots at a certain temperature represent
the results of repetitive measure-ments.

の低い金属を数枚程度自立的に設置するという方法がある。この方法を用いるためには、

３．結果

実用的な純度、表面処理の金属の低温での熱放射率を知る必要があり、今回測定した。

低温での銅サンプルの測定結果を Fig. 1 に示す。各測
定結果が測定誤差 0.01 の範囲内で一致し、サンプルの反射率と考えて差し支えない結果を得た。今回はサンプルとして銅、アルミニウムを測定し、両者とも常温では λ として２．測定方法
炭酸ガスレーザー ( 波長 λ = 10 .59 µm) を用いて反射率0.03 程度を得た。

r λ を常温から低温までの温度の関数として測定した。さらに、キルヒホッフの法則

４．結論
λ= 1

− rλ

反射率が低温になるほど上がる、すなわち熱放射率が低下する傾向は、アルミニウムでははっきりとは見られなかっから単色放射率と =λ が求まり、金属表面を灰色体と仮定する

λ となる。この測定の際に、サンプル表面にガスが吸着するのを防ぐため、ヒーターでサンプルを熱すること
で常にサンプルが周囲より高温になるようにして冷却、昇たが、銅（Fig. 1 ）の場合には見ることができた。
また、銅、アルミニウムの熱放射率には、LCGT の要求
値 = 0 .07 に対し 2 以上の安全係数が得られることが判明した。

温を繰り返し行い測定した。

― 12 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

1A-p07

熱反射率 / 疲労

Ti-6Al-4V 合金β-anneal 材の極低温高サイクル疲労特性
High-cycle fatigue properties of β-annealed Ti-6Al-4V alloy at cryogenic temperatures
由利 哲美、小野 嘉則、緒形 俊夫（物質・材料研究機構）
Tetsumi Yuri, Yoshinori Ono, Toshio Ogata（NIMS）
E-mail: YURI. Tetumi@nims.go.jp
１．はじめに
我々はこれまでに、軽量・高強度特性が要求される国産宇宙ロケットエンジンのターボポンプに使用しているチタン(Ti)合金 1)の高性能化に取り組んでいる。ターボポンプ用材料は、極低温・変動応力下の極限環境下での使用になるため、特に極低温における高サイクル疲労特性評価は重要である。Ti 合金の材料特性は、微視組織や不純物量によって影響を受ける。一般的に、Ti 合金の疲労特性には等軸組織が良いとされるが、破壊靱性に優れる針状組織 2)の Ti 合金にも極低温において高疲労特性を示す報告が見られる 3)。そこで本研究では、比較的強度-靱性バ
ランスの良い等軸αと針状α+βの混合組織（Bi-modal 組織）のTi-6Al-4V（Ti64)合金の鍛造材 4)と、それにβ焼鈍を施した針状
α組織材を用い、極低温における高サイクル疲労特性ついて調べた。
２．実験方法
供試材は、Ti64 合金鍛造材 4) （鍛造比 2.4、φ350×200、AMS4928 相当、940℃-120min 保持後水冷、705℃-170min 保持
後空冷（（α+β）-anneal 材））と、それに 1050℃-60min 保持後炉
冷（1050℃→300℃（Cooling rate、約 3℃/min））、720℃-120min
保持後炉冷のβ焼鈍（β-anneal）材とした。引張試験および高サイクル疲労試験を、20 K（ガスヘリウム（GHe）雰囲気）、77 K（液体窒素）および 293 K（室温）にて行った。20 KGHe 中における各試験は、冷凍機を用いて試験片を常時冷却しながら、ヒーターによる温度制御方法により実施した 5)。疲労試験は、正弦波での荷重制御にて行い、応力比 R=0.01 とし、また、試験周波数は20 K では 5～15Hz、77 K および 293 K では 10～15Hz で行った。
破断しない場合の試験打切り回数は、20 KGHe 中では 107 回を、77 K および 293 K では 2×107 回とした。光学顕微鏡による組織観察および各試験後 SEM により破面観察も行った。
３．実験結果引張試験の結果を Table 1 に示す。各試験温度におけるβ-anneal 材の各々の引張特性は、（α+β）-anneal 材に比較し低下が見られる。Fig.1 に 20 KGHe 中におけるβ-anneal 材と（α+β）-anneal 材の S-N 曲線を示す。実験範囲内において、β-anneal 材の S-N 曲線は（α+β）-anneal 材に比べ緩やかな勾配を示す。107 回における疲労強度（107 回未満で破断した最も低い試験応力と、107 回における未破断の試験応力の平均値）は、
β-anneal 材は約 313MPa であり、（α+β）-anneal 材の約231MPa よりかなり高い値を示した。77 K および 293 K においてもβ-anneal 材の 2×107 回疲労強度は、（α+β）-anneal 材より高い値を示した。すなわち、各試験温度におけるβ-anneal 材の引張強度は（α+β）-anneal 材より低いが、長寿命側の疲労強度は
β-anneal 材の方が高い値を示した。20 KGHe 中試験後の SEM
による疲労破面観察結果では、両者に 2 点ずつ内部破壊が観察された。（α+β）-anneal 材の疲労破壊起点部にはファセットが観察され、その大きさはほぼ等軸α粒径の大きさに対応している。
一方、β-anneal 材の 20 KGHe 中での疲労試験後の破壊起点
部破面を Fig.2 に示す。疲労破壊起点部には、（α+β）-anneal
材同様ファセットが観察され、その様相から粒界α相に対応していると考えられる。
参考文献(1) NIMS SPACE USE MATERIALS STRENGTH DATA SHEET
No.1: National Institute for Materials Science, Japan (2003)(2) K.Nagai,et al. : Trans. JIM,Vol.26, No.86(1985) p.405(3) 2002 Annual Summary Report on Results, NEDO–WE–NET0210 (2003) p.321(4) T.YURI,et al.: Abstracts of CSJ Conference,Vol.81(2009) p.227(5) T.YURI,et al.: Abstracts of CSJ Conference,Vol.80(2009) p.75

Table 1 Tensile properties of the β and（α+β）-annealed Ti-6Al-4V alloy at 20 K
(in gaseous helium), 77 K and 293 K.

σ0.2 : 0.2% proof stress,σB : Tensile strength,ε: Elongation,φ: Reduction in area

Fig.1 S-N curves of the β and （α+β）-annealed
Ti-6Al-4V alloy in gaseous helium at 20 K.

Fig.2 SEM image of internal fatigue crack initiation siteof the β-annealed Ti-6Al-4V specimen fatigue-tested
in gaseous helium at 20 K (σa=350MPa, Nf =5,248,571).

― 13 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会