ISSN0919−5998

2020年12月8日発行

Abstracts of CSSJ Conference, Vol.100 (2020)

第100回
2020年度秋季

低温工学・超電導学会
講演概要集

2020年
12月8，9，10日
京都大学吉田キャンパス+WEB〒606-8501

主催
協賛

京都市左京区吉田本町

公益社団法人 低温工学・超電導学会〒113 ‒ 0033 文京区本郷 6 ‒ 12 ‒ 8 パレドール本郷302号
TEL 03‒3818‒4539 FAX 03‒3818‒4573

応用物理学会、日本物理学会、日本機械学会、
日本冷凍空調学会、電気学会、日本表面真空学会

100 回

2020 年度秋季低温工学・超電導学会
2020 年 12 月 8 日（火）~ 12 月 10 日（木）会場：

京都大学吉田キャンパス

国際科学イノベーション棟，百周年時計台記念館

所在地：〒 606-8501 京都市左京区吉田本町
参加費：

正会員 * 10,000 円，賛助会員等 ** 12,000 円，学生 4,000 円，非会員（一般）20,000 円，
非会員（学生）5,000 円（概要集のみ：正会員 5,000 円，賛助会員等 5,000 円，学生 2,500 円，非会員（一般）7,000 円 ）  * 65 歳以上で所定の手続きを終えた正会員は参加費 5,000 円** 賛助会員，事業会員および協賛等団体に属する個人参加者。所属団体を証する会員証等の提示が必要

懇親会：

12 月 9 日（水）18:45 - 20:45
お屋敷・高瀬川二条苑
京阪鴨東線 出町柳駅乗車 三条駅下車
市営バス 17 号系統

四条河原町・京都駅行き  
「百万遍」乗車，10 分「京都市役所前」下車 徒歩 5 分

市営バス 3 号系統

出町柳駅前行き  「百万遍」乗車，10 分「京都市役所前」下車 徒歩 5 分

京都大学病院循環路線バス hoop「京都大学前」乗車，約 10 分「河原町御池」下車
参加費：7,500 円（ミニ懐石料理
主催：

近江牛しゃぶ−かつら）公益社団法人 低温工学・超電導学会
電話 : 03-3818-4539  Fax : 03-3818-4573

協賛：

応用物理学会，電気学会，日本物理学会，日本機械学会，日本表面真空学会，日本冷凍空調学会

交通案内：JR / 近鉄 / 地下鉄 / 烏丸線 京都駅から
市バス 206 系統「三十三間堂清水寺

祇園・北大路バスターミナル」行

約 30 分京大正面前 または 百万遍下車

市バス 17 系統「四条河原町・銀閣寺」行

約 30 分

百万遍下車

出町柳

N

百万遍バス停

今出川通

本部構内
京阪鴨東線

百周年時計台記念館

西部構内

国際科学イノベーション棟

京大正門前バス停

東大路通

川端通

医学部構内

吉田南構内

近衛通
（1）

会場配置図国際科学イノベーション棟 5F

N

エレベーター

エレベーター

W.C. W.C.

受付

A 会場

展示会場

シンポジウムホール

百周年時計台記念館 2F

W.C.

N

W.C.

エレベーターC 会場

B 会場

国際交流ホール III 国際交流ホール I

講演の形式：詳細は低温工学・超電導学会のホームページをご覧ください。
https://www.csj.or.jp/conference/2020a/
口頭講演：現地口頭発表会場には液晶プロジェクタが用意されます。今回発表をオンラインで配信するのに伴い，現地での発表におきましては，会場に備えつけの PC を使用していただきます。PC を持ち込んでの発表はできませんので注意してください。詳細は上記ホームページの口頭講演要領をご覧ください。
ポスター講演：ポスター発表および質疑応答はすべてオンラインで行われます。発表資料をあらかじめ WEB 会
場のご自身のページにご自身でアップロードしておいてください。質疑応答はご自身のページに用意された掲示板・オンライン会議アプリを通して行ってください。現地に来られる場合にも，ご自身のパソコンをネットに接続してオンライン上にてご対応ください。現地会場には学会運営側でネット環境を整備いたします。詳細は上記ホームページのポスター講演要領をご覧ください。
ポスター手短紹介：ポスターセッションの前に「ポスター手短紹介」が行われます。ポスター手短紹介もオンラインで配信いたします。あらかじめご提出いただいた 1 分以内の紹介動画を現地 A 会場，およびWEB 会場にて配信いたします。詳細は上記ホームページの企業展示・ポスター手短紹介要領をご覧
ください。

（2）

2020 年度秋季低温工学・超電導学会

セッションテーブル

A 会場

B 会場

C 会場

受付 9:30 〜
10:30 - 12:00
HTS コイル

10:30 - 12:00
HTS 線材 特性 (1)p. 1

10:30 - 12:00
デバイス (1)

p. 15

p. 34

昼食

12
月
8
日
（火）

ポスター手短紹介 / 展示案内

13:15 - 14:15 （A 会場，WEB 会場）

ポスターセッション I 14:15 - 15:15 （WEB 会場）
超電導コイル p. 53，HTS 線材 J c 分布 p. 58，HTS 線材 特性 (2) p. 62，計測・基礎・理論 p. 67
15:30 - 16:00
磁気分離

15:30 - 16:45
デバイス (2)

16:15 - 17:45
核融合 (1)

17:00 - 18:00
液体水素

p. 12

18:00 - 19:15
核融合 (2)・加速器 (1)18:15 - 19:15
伝熱特性

9:45 - 11:15
加速器応用

9:45 - 11:15
A15 線材

10:15 - 11:15
鉄系・引張試験

15:30 - 17:00
HTS マグネット

p. 21

p. 6

p. 40

p. 23

17:15 - 18:00
安定性・保護

p. 45

p. 29

p. 71

p. 49

p. 85

p. 99

特別セッション 11:30 - 12:15 （A 会場）
フェロー塾「ピンチを乗り切れエンジニア」
昼食

12
月

論文賞受賞記念講演 p. 126
13:15 - 14:15

9
日
（水）

ポスター手短紹介

16:00 - 18:00
MRI・NMR

p. 77

p. 91

懇親会

月

10:30 - 12:15
無絶縁コイルp. 128（木）

16:00 - 18:00
冷凍機
p. 103

18:45 - 20:45（お屋敷・高瀬川二条苑）
10:00 - 10:45
MgB2

10:00 - 11:00
超電導・低抵抗接合 (2)11:00 - 12:15
HTS 線材 臨界電流

11:15 - 12:15
超電導・低抵抗接合 (3)p. 143

p. 14610
日

14:20 - 14:45（A 会場，WEB 会場）

ポスターセッション II 14:45 - 15:45 （WEB 会場）
交流損失・分流 p. 111，超電導・低抵抗接合 (1) p. 115，電力応用 (1)・回転機 (1) p. 118，
バルク応用 p. 122，核融合 (3)・加速器 (2) p. 124
16:00 - 18:00
回転機 (2)

12

特別セッション 13:30 - 14:15「Go To 博士課程」

p. 156

p. 160

昼食
13:15 - 15:15
電力応用 (2)p. 135

13:15 - 14:30
HTS 線材 作製・特性
p. 151※ プログラムの詳細は https://csj.or.jp/conference/2020a/ をご覧ください。
※ 各会場とも換気のため常時扉を開放しサーキュレータを運転しています。

（3）

13:15 - 15:15
バルク 作製・着磁
p. 164

2020 年度秋季低温工学・超電導学会 研究発表会 運営委員会
研究発表会実行委員会
委員長

土井 俊哉

京都大学

委員

白井 康之

京都大学

川山

京都大学

巌

プログラム編成委員会（企画委員会）
委員長

伴野 信哉

学会運営担当 /  物質・材料研究機構副委員長 井上 昌陸プログラム編成担当 / 福岡工業大学

委員

岡村 崇弘

高エネルギー加速器研究機構

川越 明史

鹿児島大学

下山 淳一

青山学院大学高田

核融合科学研究所

卓

田中 秀樹

日立製作所

日高 睦夫

産業技術総合研究所

宮城 大輔

千葉大学

宮﨑 寛史

東芝エネルギーシステムズ株式会社

村上 陽之

量子科学技術研究開発機構

横山 和哉

足利大学

オブザーバー（前委員長）
古瀬 充穂

産業技術総合研究所（4）12 月 8 日（火）※ 一般講演の発表時間はすべて 10 分，質疑応答 5 分です。

受付開始

プログラム番号の例

9:30 〜    

2B-a10：2 日目 B 会場の午前 10 番目
3C-p05：3 日目 C 会場の午後 5 番目
※ タイトル，著者，所属は講演申し込み時のものです。
12 月 8 日（火） A 会場
HTS コイル
1A-a01

10:30 - 18:00

10:30 - 12:00

座長：王 旭東

磁気プラズマセイル用 HTS コイルの高磁気モーメント化に適したコイル構造-------------------------------------------- 1
丸山 真輝，長崎 陽，津田 理（東北大）；船木 一幸（JAXA）

1A-a02

T-A 法を導入した捕捉磁束密度解析による HTS バルク模擬モデルに関する研究 ---------------------------------------- 2
神戸 紀人，都築 啓太，岩月 峻大，安藤 浩哉，及川 大，塚本 武彦（豊田高専）

1A-a03 （取り消し）
1A-a04

液体水素浸漬冷却高温超伝導コイルの冷却安定性の検討-------------------------------------------------------------------------- 3
今川 信作（NIFS）；白井 康之，原 真太郎，川崎 理香子，塩津 正博（京大）：岩本 晃史，
濱口 真司（NIFS）；津田 理，長崎 陽（東北大）；谷貝 剛（上智大）；小林 弘明（JAXA）

1A-a05

積層 REBCO 導体で巻線された高温超電導コイルの結合電流・遮蔽電流分布解析---------------------------------------- 4
植田 浩史，徳永 佳祐，内藤 敬介，金 錫範（岡山大）

1A-a06分散型遺伝的アルゴリズムを用いた小型 MRI 用 HTS マグネットの基本形状の検討------------------------------------ 5
大澤 慶博，井上 雄太，井上 良太，植田 浩史，金 錫範（岡山大）
昼食

HTS マグネット
1A-p01

15:30 - 17:00

12:00 - 13:15

座長：柳澤 吉紀

25T 無冷媒超伝導マグネットアップグレード計画の進捗-------------------------------------------------------------------------- 6
淡路 智，BADEL Arnaud，岡田 達典，髙橋 弘紀，阿部 徹（東北大）；宮﨑 寛史，花井 哲，
井岡 茂（東芝エネルギーシステムズ）；藤田 真司，武藤 翔吾，飯島 康裕，大保 雅載（フジクラ）：横山 大貴（九大）；柁川 一弘（山口東京理科大）

1A-p02エポキシ含浸人工ピン REBCO コイルのフープ応力試験--------------------------------------------------------------------------- 7
藤田 真司，武藤 翔吾，平田 渉，土屋 光揮，飯島 康裕，大保 雅載（フジクラ）；岡田 達典，高橋 弘紀，
淡路 智（東北大）

1A-p03

共巻き REBCO コイルにおける臨界電流の局所的欠陥の影響の低減：
較正された劣化線を用いた実験的検証---------------------------------------------------------------------------------------------------- 8
阿部 徹，BADEL Arnaud，岡田 達典，淡路 智（東北大）；藤田 真司，土屋 光揮，飯島 康裕，
大保 雅載（フジクラ）

1A-p04

巻線・冷却・励磁過程を考慮した高磁場 REBCO コイルの応力・ひずみ分布の数値解析評価----------------------- 9
植田 浩史，徳永 佳祐，内藤 敬介，金 錫範（岡山大）

1A-p05

高磁場 REBCO 無絶縁コイルの電磁・熱応力解析による補強構造評価------------------------------------------------------ 10
徳永 佳祐，内藤 敬介，井上 良太，金 錫範，植田 浩史（岡山大）

1A-p06

低粘度熱硬化樹脂 TELENE1800 の極低温熱収縮率-------------------------------------------------------------------------------- 11
水野 克俊（鉄道総研）；竹内 正基（RIMTEC）
休憩

安定性・保護
1A-p07

17:15 - 18:00

17:00 - 17:15

座長：鈴木 研人

伝導冷却された CORC Ⓡ導体の劣化しないクエンチ検出・保護条件の実験的研究------------------------------------- 12（5）羅 煕捷，趙 一帆，雨宮 尚之（京大）；WANG Xiaorong，SHEN Tengming（LBNL）；
荻津 透（KEK）；WEISS Jeremy，VAN DER LAAN Danko（Advanced Conductor Technologies LLC）
1A-p08REBCO コイル製作の観点に基づいた線材はく離再現試験----------------------------------------------------------------------- 13
水野 克俊（鉄道総研）

1A-p09低温超伝導線材による磁場下 REBCO テープ線材のクエンチ検出の実証--------------------------------------------------- 14
泊瀬川 晋，伊藤 悟，橋爪 秀利（東北大）；西島 元（NIMS）

12 月 8 日（火） B 会場
HTS 線材 特性 (1)1B-a01

10:30 - 19:15

10:30 - 12:00

座長：小田部 荘司

通電法および磁化法より求めた REBCO 線材の I c 値比較------------------------------------------------------------------------- 15
土屋 清澄，王 旭東（KEK）；町 敬人（産総研）：藤田 真司（フジクラ）；一瀬 中（電中研）；
菊池 章弘（NIMS）

1B-a02

市販 REBCO-APC 線材の臨界電流特性--------------------------------------------------------------------------------------------------- 16
土屋 清澄，王 旭東，寺島 昭男（KEK）；山田 喬平（上智大）：菊池 章弘（NIMS）；一瀬 中（電中研）；
藤田 真司（フジクラ）

1B-a03パルス強磁場中での市販 REBCO 線材における臨界電流測定------------------------------------------------------------------- 17
土屋 雄司，吉田 隆（名大）；木田 孝則，鳴海 康雄，萩原 政幸（阪大）；金道 浩一（東大）

1B-a04REBCO コート線材における臨界電流密度の一軸ひずみ依存性に現れるダブルピーク構造の考察--------------- 18
岡田 達典，美齊津 英典，淡路 智（東北大）

1B-a05広い周波数領域における多芯化高温薄膜超伝導線材の結合時定数の測定------------------------------------------------- 19
王 寧，陳 妙鑫，重政 茉於，曾我部 友輔，雨宮 尚之（京大）

1B-a06導電性中間層を用いた YBCO 線材のクエンチ発生時における電流回避挙動の解析------------------------------------ 20
村本 周平，井上 靖也，太田 圭佑，土井 俊哉，川山 巌（京大）
昼食

12:00 - 13:15

磁気分離

15:30 - 16:00

座長：秋山 庸子

1B-p01常磁性体のための低磁場磁気分離装置の開発に関する基礎的研究----------------------------------------------------------- 21

1B-p02磁気力制御法によるマイクロプラスチックの分離に関する研究-------------------------------------------------------------- 22

三島 史人，野村 直希，西嶋 茂宏（福井工大）
佐々木 優一，藤澤 玲志，野村 直希，三島 史人，西嶋 茂宏（福井工大）
休憩
核融合 (1)
1B-p03

16:15 - 17:45

16:00 - 16:15

座長：菅野 未知央

ITER TF コイル及び構造物の製作進捗--------------------------------------------------------------------------------------------------- 23
小泉 徳潔（量研機構）

1B-p04ITER TF コイル高精度巻線技術の開発成果--------------------------------------------------------------------------------------------- 24
諏訪 友音，梶谷 秀樹，中本 美緒，高橋 良和，吉澤 一美，宇野 康弘，松井 邦浩，小泉 徳潔，
中平 昌隆（量研機構）；野元 一宏，久野 和雄，藤原 英弘（三菱重工）；坂口 香織，吉澤 裕一（東芝）

1B-p05ITER TF コイルダブルパンケーキの製作技術開発成果---------------------------------------------------------------------------- 25
井口 将秀，梶谷 秀樹，高野 克敏，安藤 真次，宇野 康弘，松井 邦浩，小泉 徳潔，中平 昌隆（量研機構）

1B-p06ITER TF コイル巻線部の開発成果---------------------------------------------------------------------------------------------------------- 26
梶谷 秀樹，中本 美緒，諏訪 友音，井口 将秀，松井 邦弘，小泉 徳潔，中平 昌隆（量研機構）

1B-p07ITER TF コイル構造物の製作技術開発の概要----------------------------------------------------------------------------------------- 27
中平 昌隆，井口 将秀，櫻井 武尊，高野 克敏，小泉 徳潔（量研機構）（6）

1B-p08

ITER TF コイル一体化技術の開発成果--------------------------------------------------------------------------------------------------- 28
中本 美緒（量研機構）
休憩

核融合 (2)・加速器 (1)1B-p0918:00 - 19:15

17:45 - 18:00

座長：諏訪 友音

JT-60SA 超電導コイルのコミッショニング-------------------------------------------------------------------------------------------- 29
村上 陽之，土屋 勝彦，薄井 勝富，関 秀一，柏 好敏，河野 勝己，夏目 恭平，福井 良磨，
濱田 一弥（量研機構）

1B-p10JT-60SA ヘリウム冷凍機システムのコミッショニング---------------------------------------------------------------------------- 30
夏目 恭平，河野 勝己，福井 良磨，大西 祥広，濱田 一弥（量研機構）

1B-p11

大電流 HTS 導体（FAIR 導体）の製法改良と導体特性の改善------------------------------------------------------------------- 31
三戸 利行，小野寺 優太，平野 直樹，高畑 一也，柳 長門，岩本 晃史，濱口 真司，高田 卓，
馬場 智澄，大辻 槙（NIFS）；筑本 知子（中部大）；川越 明史（鹿児島大）；川並 良造（川並鉄工）

1B-p12次世代ヘリカル型核融合実験装置への適用をめざした 20 kA 級 HTS STARS 導体開発の進展--------------------- 32
柳 長門，寺﨑 義朗，平野 直樹，尾花 哲浩，三戸 利行，田村 仁，濱口 真司，小野寺 優太，
宮澤 順一，成嶋 吉朗，高畑 一也（NIFS）；松永 信之介（総研大）；伊藤 悟，橋爪 秀利（東北大）

1B-p13

高温超電導スケルトンサイクロトロンにおける可変出力エネルギーを考慮した遮蔽電流磁場の数値解析--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 33
白井 航大，緒方 隆充，石山 敦士（早大）；植田 浩史（岡山大）；野口 聡（北大）；渡部 智則，
長屋 重夫（中部電力）；福田 光宏（阪大）

12 月 8 日（火） C 会場
デバイス (1)
1C-a01

10:30 - 19:15

10:30 - 12:00

座長：日高 睦夫

斜め磁場中の十字形ジョセフソン接合における特異な臨界電流特性-------------------------------------------------------- 34
馬渡 康徳（産総研）

1C-a02

Bi-2212 ウィスカ十字接合からの THz 発振------------------------------------------------------------------------------------------- 35
高野 義彦，齋藤 嘉人（NIMS）

1C-a03

光子数検出器アレイ用 NbN 集中定数力学インダクタンス検出器のマイクロ波応答----------------------------------- 36
栄元 雄山，寺井 誠，成瀬 雅人，田井野 徹，明連 広昭（埼玉大）

1C-a04多接合 SQUID を用いたアナログ回路による高速なフーリエ変換------------------------------------------------------------- 37
野田 礼華，山梨 裕希，吉川 信行（横浜国大）

1C-a05断熱量子磁束パラメトロン回路におけるゲート間配線高密度化の検討----------------------------------------------------- 38
高橋 大地，竹内 尚輝，鈴木 秀雄，山梨 裕希，吉川 信行（横浜国大）

1C-a06断熱量子磁束パラメトロン回路の配置最適化と配線インダクタンス最適化による集積性の改善----------------- 39
田中 智之，AYALA Christopher，吉川 信行（横浜国大）
昼食

デバイス (2)1C-p01

15:30 - 16:45

12:00 - 13:15

座長：田中 雅光

YBa2Cu3O7-δ 薄膜を用いた力学インダクタンス検出器の開発 - ---------------------------------------------------------------- 40
三上 光瑠，林 幹二，飛沢 健，有吉 誠一郎（豊橋技科大）；中島 健介（山形大）

1C-p02

NMR 装置のための結合共振器を用いた超伝導ピックアップコイルの開発------------------------------------------------ 41
藤田 貴紀，關谷 尚人（山梨大）；豊島 克幸，田中 良二（JEOL RESONANCE）；大嶋 重利（山形大）

1C-p03

局地磁束バイアスを用いた単一磁束量子メモリシステムの設計と動作検証---------------------------------------------- 42
浅田 峻汰，山梨 裕希，吉川 信行（横浜国大）（7）

1C-p04

直流電流の印加による再構成が可能な単一磁束量子ルックアップテーブルの小型化と動作実証----------------- 43
細谷 岳哉，山梨 裕希，吉川 信行（横浜国大）

1C-p05単一磁束量子を用いた FPGA の実装に向けたシフトレジスタデータリンク FPGA の面積比較-------------------- 44
和田 洋明，山梨 裕希，吉川 信行（横浜国大）
休憩

16:45 - 17:00

液体水素

17:00 - 18:00

座長：白井 康之

1C-p06

省電力 4 K-GM 冷凍機の開発---------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 45
竹塚 幸輝，関光 正輝，増山 新二（大島商船高専）

1C-p07

液化水素用高効率 1 段 GM 冷凍機-------------------------------------------------------------------------------------------------------- 46
関光 正輝，竹塚 幸輝，増山 新二（大島商船高専）；沼澤 健則（NIMS）

1C-p08

液体水素タンク内部圧力の時間変化に関する研究---------------------------------------------------------------------------------- 47
永廣 衛，武田 実，前川 一真，中山 郁夢，岩佐 太陽，松田 竜之介（神戸大）；
高橋 和彦（トヨタ自動車）

1C-p09液体水素用外部加熱型 MgB2 長尺液面センサーの研究開発--------------------------------------------------------------------- 48
福本 祥一，高田 芳宏，荘林 純一，山本 博和（山本電機製作所）；武田 実，前川 一真（神戸大）；
熊倉 浩明（NIMS）
休憩

伝熱特性
1C-p10

18:15 - 19:15

18:00 - 18:15

座長：岡村 哲至

極低温下でのパルス強磁場印加による銅細線束発熱Ⅱ---------------------------------------------------------------------------- 49
中川 豪，松山 友樹，土田 稜，野口 悟（大阪府大）；鳴海 康雄，萩原 政幸（阪大）

1C-p11

過熱液体の突沸現象を応用した高温超伝導機器の局所温度上昇検出 − 検出原理の理解---------------------------- 50
高畑 一也（NIFS）

1C-p12垂直加熱管内を流れるサブクール液体水素中の膜沸騰熱伝達------------------------------------------------------------------ 51
塩津 正博，白井 康之，岩見 佳紀，原 真太郎（京大）；小林 弘明，野中 聡，成尾 芳博，
稲谷 芳史（JAXA）

1C-p13飽和超流動ヘリウム中の急縮小流路で起こる間欠沸騰現象における液頭圧依存性------------------------------------ 52
高田 卓，濱口 真司（NIFS）；岡村 崇弘（KEK）

ポスター手短紹介 / 展示案内

13:15 - 14:15 （A 会場，WEB 会場）

12 月 8 日（火） ポスターセッション I
超電導コイル
1P-p01

14:15 - 15:15

WEB 会場

14:15 - 15:15

座長：藤田 真司

Pilot GAMMA PDX SC 用超伝導コイルの製造----------------------------------------------------------------------------------------- 53
今村 寿郎，木戸 修一，古閑 康則，沖津 茂樹（日立）；南 龍太郎，假屋 強，坂本 瑞樹（筑波大）

1P-p02薄板近似を用いた REBCO コイルの三次元電磁界・熱伝導場連成解析------------------------------------------------------ 54
銭 可楨，寺尾 悠，大崎 博之（東大）

1P-p03

HTS コイルのクエンチ保護に向けた金属 - 絶縁体転移酸化物薄膜の作製-------------------------------------------------- 55
山田 寛之，土屋 雄司，吉田 隆（名大）；一野 祐亮（愛工大）

1P-p04無絶縁高温超電導コイルの反復窒素窒素冷却による巻線間接触抵抗測定に関する検討------------------------------ 56
宮本 康平，小林 大剛，西川 大亮，井上 良太，植田 浩史，金 錫範（岡山大）；野口 聡（北大）

1P-p05

コイル最外層に金属リングを施した無絶縁高温超電導コイルの熱的安定性に関する研究--------------------------- 57
西川 大亮，小林 大剛，宮本 康平，井上 良太，植田 浩史，金 錫範（岡山大）（8）

HTS 線材 J c 分布
1P-p06

14:15 - 15:15

座長：田中 秀樹

磁気顕微法を用いた Co ドープ BaFe2As2 薄膜 J c-T c 分布の相関性及び統計的挙動の議論---------------------------- 58
呉 澤宇，東川 甲平，木須 隆暢（九大）；徐 中堂，馬 衍偉（中国科学院電工所）

1P-p07

長尺高温超伝導線材の臨界電流評価手法の比較検討------------------------------------------------------------------------------- 59
鬼塚 雄大，木須 隆暢，呉 澤宇，東川 甲平（九大）；町 敬人，衣斐 顕，和泉 輝郎（産総研）

1P-p08

塗布熱分解法で作製された REBCO 薄膜線材の臨界電流密度分布と磁場中臨界電流特性---------------------------- 60
田中 祥貴，酒井 秀哉（福岡工大）；寺西 亮（九大）；井上 昌睦（福岡工大）

1P-p09長手方向に臨界電流分布を有する REBCO 線材の面内 J c 分布と磁場中 J c 特性------------------------------------------- 61
篠倉 大輝，江藤 大登，酒井 秀哉，田中 祥貴，井上 昌睦（福岡工大）

HTS 線材 特性 (2)1P-p10

14:15 - 15:15

座長：鈴木 匠

高分解能 X 線 CT を用いた超伝導線材接合部の非破壊評価--------------------------------------------------------------------- 62
森脇 怜也，太田 真揮人，福原 大貴，井上 昌睦（福岡工大）；寺西 亮（九大）

1P-p11

基板自己加熱方式による Pulsed Laser Deposition 法を用いた YBa2Cu3Oy +BaHfO3 厚膜線材の作製と評価------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------ 63
一野 祐亮（愛工大）；佐藤 航，中村 祐介，土屋 雄司，吉田 隆（名大）1P-p12

表面レーザー加熱法を用いて作製した厚膜 YBa2Cu3Oy 線材の磁場中超伝導特性--------------------------------------- 64
土屋 雄司，松坂 陣，吉田 隆（名大）；一野 祐亮（愛工大）；岡田 達典，淡路 智（東北大）

1P-p13直線形状高温超伝導 WISE 導体における 1kA 級通電実験------------------------------------------------------------------------ 65
成嶋 吉朗，宮澤 順一（NIFS）；松永 信之介（総研大）1P-p14様々な磁界方向における超電導線材中の 3 次元量子磁束構造のシミュレーション------------------------------------ 66
閻 洪，小田部 荘司，川畑 唯一，米塚 里奈（九工大）；馬渡  康徳（産総研）；松野 哲也（有明高専）

計測・基礎・理論
1P-p15

14:15 - 15:15

座長：仲井 浩孝

遺伝的アルゴリズムを用いたコイル形状の最適化シミュレーション：
基板型 HTS アンテナによる次世代極低温固体 NMR プローブの開発-------------------------------------------------------- 67
TRITRAKARN Techit，岩佐 崇，田口 春華，岡村 哲至（東工大）；高橋 雅人（理研）；小田 翔平，
齊藤 敦（山形大）；山田 和彦（高知大）1P-p16超伝導体の複素伝導率・対破壊電流・非線形力学インダクタンスのミクロな理論
及びサブギャップ状態密度の影響--------------------------------------------------------------------------------------------------------- 68
久保 毅幸（KEK）

1P-p17

低温下における GFRP 管内圧力変化に伴うひずみの測定------------------------------------------------------------------------- 69
佐藤 更，武田 実，前川 一真（神戸大）

1P-p18磁気遮蔽方式による磁気冷凍の可能性に関する研究------------------------------------------------------------------------------- 70
平野 直樹（NIFS）；小野寺 優太，三戸 利行（NIFS）；大辻 槙（東大）；永井 せつら，岡崎 陽大，
岡村 哲至（東工大）

12 月 9 日（水） A 会場

9:45 - 18:00

加速器応用

座長：水野 克俊

2A-a01

9:45 - 11:15

加速器用 HTS マグネットの開発 (8-1) − 全体概要 − ---------------------------------------------------------------------------- 71
土屋 清澄，王 旭東，寺島 昭男，大内 徳人，有本 靖，植木 竜一，川井 正徳，宗 占国，多和田 正文，
増澤 美佳，山岡 広（KEK）；菊池 章弘（NIMS）；町 敬人（産総研）；一瀬 中（電中研）；
藤田 真司（フジクラ）

2A-a02加速器用 HTS マグネットの開発 (8-2) − 矩形 REBCO コイルのクエンチ実験 − -------------------------------------- 72
藤田 真司，武藤 翔吾，土屋 光揮（フジクラ）；王 旭東，寺島 昭男，土屋 清澄（KEK）

2A-a03加速器用 HTS マグネットの開発 (8-3) − 矩形 REBCO コイルのクエンチ解析 − -------------------------------------- 73（9）王 旭東，土屋 清澄（KEK），武藤 翔吾，土屋 光揮，藤田 真司（フジクラ）
2A-a04

繰り返し変動励磁下での小型高温超伝導二極マグネットの発生磁場の実験及び解析による評価----------------- 74

2A-a05

LHC 高輝度アップグレード用超伝導磁石の開発 (14) − 7 m 長実証機の製造------------------------------------------- 75

曽我部 友輔，若林 洸希，雨宮 尚之（京大）
菅野 未知央，中本 建志，鈴木 研人，木村 誠宏，池田 博，池本 由希子，岡田 尚起，荻津 透，
川又 弘志，寺島 明男（KEK）；堀越 篤（日立）；MUSSO Andrea，TODESCO Ezio（CERN）
2A-a06

LHC 高輝度アップグレード用超伝導磁石の開発 (15)
− 2 m モデル磁石 3 号機を用いた磁石座標系及び磁場分布の総合評価-------------------------------------------------- 76
鈴木 研人，中本 建志，菅野 未知央，池本 由希子，池田 博，岡田 尚紀，川又 弘史，有本 靖，
植木 竜一，大内 徳人（KEK）
休憩

11:15 - 11:30

特別セッション（基盤強化委員会） 11:30 - 12:15 （A 会場）
フェロー塾「ピンチを乗り切れエンジニア」 松下 照男
昼食
回転機 (2)
2A-p01

16:00 - 18:00

12:15 - 13:15

座長：川越 明史

二重電機子バルク超電導同期機に関する研究----------------------------------------------------------------------------------------- 77
武井 慎治，和泉 充，山口 康太，井田 徹哉，SHAANIKA Erasmus（海洋大）2A-p0250 kW 級全高温超伝導誘導同期モータの負荷試験とその定量解析---------------------------------------------------------- 78

2A-p03

マルチフィジックス解析に基づく全高温超伝導誘導同期回転システムの WLTC 解析-------------------------------- 79

中村 武恒，奥野 誠也（京大）；吉川 雅章，伊藤 佳孝，寺澤 俊久（イムラ材研）
奥野 誠也，中村 武恒，松木 健次郎，COLLE Alexandre（京大）
2A-p0450 kW 級高温超伝導誘導同期モータの負荷特性と効率マップの実験的検討--------------------------------------------- 80
COLLE Alexandre，中村 武恒，松木 健次郎，松浦 潤，小笠 卓郎（京大）；吉川 雅章，伊藤 佳孝，
寺澤 俊久（イムラ材研）

2A-p05高温超伝導誘導同期モータの始動特性に与える熱的影響の解析的検討----------------------------------------------------- 81
奥野 誠也，中村 武恒（京大）

2A-p06高温超伝導誘導同期モータにおける低損失かつトルク応答の速い始動法に関する解析的検討-------------------- 82
松木 健次郎，中村 武恒，COLLE Alexandre（京大）

2A-p07

輸送機器用高温超伝導誘導同期モータの実用的冷却構造に関する解析的検討------------------------------------------- 83
COLLE Alexandre，中村 武恒（京大）

2A-p08

希土類系超伝導固定子を有する全高温超伝導誘導同期発電機の負荷回転特性------------------------------------------- 84
中村 武恒，松浦 潤，小笠 卓郎（京大）

12 月 9 日（水） B 会場

9:45 - 18:00

A15 線材9:45 - 11:15

座長：斉藤 一功2B-a01

内部スズ構造 Nb3Sn 拡散対への Zn 添加量が Nb3Sn 結晶組織や超伝導特性に与える影響-------------------------- 85
森田 太郎，谷貝 剛（上智大）；伴野 信哉（NIMS）

2B-a02

Mo 添加 Nb3Sn 超伝導線材の Sn 拡散挙動--------------------------------------------------------------------------------------------- 86
肥村 康治，永澤 諒紀，小黒 英俊（東海大）

2B-a03

Nb-Ta-Hf/Cu-Sn 拡散反応における Nb3Sn 結晶粒微細化メカニズムに関する基礎的研究---------------------------- 87
伴野 信哉（NIMS）；森田 太郎，谷貝 剛（上智大）

2B-a04強磁場応用を目指した CuNb 補強 Nb3Sn 導体の高強度化------------------------------------------------------------------------ 88（ 10 ）

淡路 智，鈴木 匠（東北大）；小黒 英俊（東海大）；杉本 昌弘，浅見 大亮，福島 弘之，
坪内 宏和（古河電工）
2B-a05

伝導冷却超電導応用機器に向けた柔軟性極細 Nb3Al 超電導線材の臨界特性測定--------------------------------------- 89
木村 諒，福田 響，井上 良太，植田 浩史，金 錫範（岡山大）；菊池 章弘，飯嶋 安男（NIMS）

2B-a06

超極細 Nb3Al 単芯線及び撚線--------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 90
菊池 章弘，飯嶋 安男，西島 元，二森 茂樹，北口 仁，瀧川 博幸，土谷 悦子（NIMS）；山本 優，
河野 雅俊，木村 基良（明興双葉）；永松 純，大坪 正人（由紀精密）；一瀬 中（電中研），大内 徳人，
土屋 清澄（KEK）；金 錫範（岡山大）；中村 武恒（京大）
昼食

12:15 - 13:15

特別セッション（基盤強化委員会） 13:30 - 14:15 （B 会場）「Go To 博士課程」 寺尾 悠
MRI・NMR
2B-p01

16:00 - 18:00

座長：和久田 毅

MRI 用高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発（Ⅳ -1）− 1/2 サイズアクティブシールド型３Ｔマグネットの開発 − -------------------------------------------------------------- 91
服部 泰佑，三浦 英明，殿岡 俊，松田 哲也，江口 諒，森田 友輔，大竹 俊輔，井上 達也，田邉 肇，
佐藤 伸治（三菱電機）

2B-p02

MRI 用高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発（Ⅳ -2）− 高磁場高電流密度コイルの開発 − -------------------------------------------------------------------------------------------------- 92
三浦 英明，服部 泰佑，殿岡 俊，松田 哲也，江口 諒，森田 友輔，大竹 俊輔，井上 達也，田邉 肇，
佐藤 伸治（三菱電機）

2B-p03

MRI 用高温超電導コイルの再励磁時における磁場安定化に適した励磁方法---------------------------------------------- 93
西山 花名子，旦尾 一樹，長崎 陽，津田 理（東北大）；三浦 英明（三菱電機）

2B-p04

アクティブシールドを有する 3 T ホールボディ高温超電導 MRI マグネットの 5 ガウスライン最小化と磁場均一度を両立する最適化設計--------------------------------------------------------------------------------------------------------- 94
木戸 勇志，魏 亮亮，山田 祥子，中村 武恒（京大）；松田 哲也，三浦 英明，服部 泰佑（三菱電機）

2B-p05

軸方向圧縮応力低減のための MRI 用積層型高温超電導コイルの構成方法------------------------------------------------ 95
板橋 幸也，佐々木 哲史，長崎 陽，津田 理（東北大）；三浦 英明（三菱電機）

2B-p06永久電流 1.3 GHz (30.5 T) NMR マグネットの技術開発-------------------------------------------------------------------------- 96
柳澤 吉紀，朴 任中，武田 泰明，山崎 俊夫（理研）；末富 佑（千葉大）；濱田 衞，斉藤 一功（JASTEC）；
西島 元，北口 仁（NIMS）；植田 浩史（岡山大）；山口 高史，大木 康太郎，永石 竜起（住友電工）；
下山 淳一（青学大）；前田 秀明（JST）

2B-p07永久電流 400 MHz (9.39 T) LTS/Bi2223 NMR の開発 (1)− 概要と高強度 Bi2223 線材間の超伝導接合 − ----------------------------------------------------------------------------------- 97
武田 泰明，朴 任中，柳澤 吉紀（理研）；松竹 優一，谷貝 剛（上智大）；末富 佑（千葉大）；中井 優亨，
岩見 壮徒，元木 貴則，下山 淳一（青学大）；濱田 衞，斉藤 一功（JASTEC）

2B-p081.3GHz NMR の超伝導プローブ利用の可能性---------------------------------------------------------------------------------------- 98
大嶋 重利（山形大）

12 月 9 日（水） C 会場
鉄系・引張試験
2C-a01

10:15 - 18:00

10:15 - 11:15

座長：山本 明保

BaZrO3 ナノ粒子導入による BaFe2(As1-xPx)2 薄膜の磁場中超伝導特性向上------------------------------------------------- 99
原田 工夢，土屋 豪，三浦 正志（成蹊大）；木内 勝，松下 照男（九工大）

2C-a02Ag/(Ba,K) Fe2As2 テープの臨界電流密度異方性及びスケーリング---------------------------------------------------------- 100（ 11 ）羅 珺怡，岡田 達典，淡路 智，鈴木 匠（東北大）；黄 河，张 现平，马 衍伟（IEECAS）
2C-a03Ba1-xKxFe2As2 テープ線材における臨界電流密度のヒステリシス特性------------------------------------------------------ 101
鈴木 匠，羅 珺怡，岡田 達典，淡路 智（東北大）；姚 超，馬 衍偉（中国科学院）

2C-a04

室温および低温における超電導線材の引張試験方法の標準化の現状------------------------------------------------------ 102
長村 光造（応用科学研）；山田 雄一（住友電工）；小黒 英俊（東海大）；中井 昭暢（日本電線工業会）
昼食

12:15 - 13:15

冷凍機

16:00 - 18:00

座長：三戸 利行

2C-p01

機械学習による高性能磁気冷凍材料 HoB2 の発見--------------------------------------------------------------------------------- 103
寺嶋 健成，BAPTISTA de CASTRO Pedro，山本 貴史，竹屋 浩幸，高野 義彦（NIMS）；
HOU Zhefeng（Chinese Academy of Science）；岩崎 秀（北大）

2C-p02

新規ボライド系水素液化用磁気冷凍材料のアトマイズ粒の作製------------------------------------------------------------ 104
竹屋 浩幸，山本 貴史，BAPTISTA de CASTRO Pedro，寺嶋 健成，沼澤 健則，高野 義彦（NIMS）

2C-p03

多層充填ランタン系合金を用いた室温磁気冷凍機の性能---------------------------------------------------------------------- 105
荒木 快生，岡村 哲至（東工大）；裵 相哲（サンデン AT）

2C-p04

室温磁気冷凍システムにおける熱交換器の小型高性能化に関する研究--------------------------------------------------- 106
安部 勇汰，岡村 哲至（東工大）；裵 相哲（サンデン AT）

2C-p05

人工衛星搭載用 5W パルス管冷凍機の開発------------------------------------------------------------------------------------------ 107
平塚 善勝，大塚 清見，恒松 正二，金尾 憲一，楢崎 勝弘（住重）2C-p06

極低温冷媒循環方式による HTS コイルの冷却システムに関する研究----------------------------------------------------- 108
永井 せつら，野口 正純，岡村 哲至（東工大）；平野 直樹（NIFS）

2C-p07

ガスアトマイズ法による HoAl2 球状磁気冷凍材料の作製---------------------------------------------------------------------- 109
山本 貴史，竹屋 浩幸，齋藤 明子，寺嶋 健成，BAPTISTA de CASTRO Pedro，沼澤 健則，
高野 義彦（NIMS）

2C-p08

断熱多層膜スペーサの熱伝達率の重量依存性--------------------------------------------------------------------------------------- 110
山口 作太郎，神田 昌枝（中部大）；松本 一昭（栃木カネカ）

ポスター手短紹介

14:20 - 14:45（A 会場，WEB 会場）

12 月 9 日（水） ポスターセッション II
交流損失・分流
2P-p01

14:45 - 15:45

WEB 会場

14:45 - 15:45

座長：松本 明善

パワーエレクトロニクス機器での使用を想定した条件下での HTS サンプルコイルの交流損失特性の測定--------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 111
船越 湧，平山 斉，川畑 秋馬（鹿児島大）

2P-p02回転磁界中の MgB2 超電導コイルの交流損失特性評価-------------------------------------------------------------------------- 112
岩田 遥介，寺尾 悠，淵野 修一郎，大崎 博之（東大）

2P-p03

数値解析による無限長 CORC ケーブルの交流損失評価------------------------------------------------------------------------- 113

2P-p04銅分流層複合マルチフィラメント薄膜高温超伝導線のクエンチ解析手法の検討-------------------------------------- 114

李 陽，曽我部 友輔，豊本 竜希，雨宮 尚之（京大）
曽我部 友輔，若林 洸希，雨宮 尚之（京大）
超電導・低抵抗接合 (1)2P-p05

14:45 - 15:45

座長：植田 浩史

NbTi-Bi2223 線の超伝導はんだ接合と電気抵抗測定----------------------------------------------------------------------------- 115
渋谷 直哉，小林 賢介，井上 和朗，松本 凌，内田 公，西島 元，竹屋 浩幸，高野 義彦，北口 仁（NIMS）

2P-p06

Bi-Pb はんだを利用した Bi2223 線材と NbTi 線材の低抵抗接合------------------------------------------------------------ 116
井上 和朗，渋谷 直哉，松本 凌，小林 賢介，内田 公，西島 元，竹屋 浩幸，北口 仁，高野 義彦（NIMS）（ 12 ）

2P-p07

永久電流 400 MHz (9.39 T) LTS/Bi2223 NMR の開発 (2)− Bi2223 モデル内層コイルの作製と永久電流試験 − ------------------------------------------------------------------------ 117
松竹 優一，谷貝 剛（上智大）；武田 泰明，朴 任中，柳澤 吉紀（理研）；末富 佑（千葉大）；中井 優享，
岩見 壮徒，元木 貴則，下山 淳一（青学大）；濱田 衛，斉藤 一功（JASTEC）

電力応用 (1)・回転機 (1)2P-p0814:45 - 15:45

座長：平野 直樹

多重単層型高温超伝導コイルの電流分布解析--------------------------------------------------------------------------------------- 118
尾花 哲浩（NIFS）；七戸 希（岡山理科大）2P-p09超電導ケーブルの臨界電流測定に及ぼす冷却時間の影響---------------------------------------------------------------------- 119
向山 晋一（古河電工）；松下 照男（九工大）；木内 勝（金沢大）；西島 元（NIMS）；
増田 孝人（住友電工）；青木 裕治（昭和電線）；中井 昭暢（日本電線工業会）

2P-p10 （取り消し）
2P-p11IPMSM の埋込磁石としてのバルク超電導体の電磁現象------------------------------------------------------------------------ 120
三村 僚太郎，大崎 博之，寺尾 悠（東大）

2P-p12

パイプ状回転子を持つ高温超伝導誘導電動機の特性評価---------------------------------------------------------------------- 121
大石 竣介，金丸 凌大，川越 明史（鹿児島大）；三浦 峻，岩熊 成卓（九大）；和泉 輝郎（産総研）；
梅野 高裕（大陽日酸）

バルク応用
2P-p13

14:45 - 15:45

座長：元木 貴則

有限要素法によるマルチシード YBCO 超電導バルクと永久磁石との間の浮上力解析------------------------------- 122
石田 裕亮，尾上 雄海，AHMAD Doa，寺尾 悠，大崎 博之，桜井 雄基，松村 知岳，片山 伸彦（東大）

2P-p14クロス型ヨークの大きさがバルク磁石の捕捉磁場特性に及ぼす影響------------------------------------------------------ 123
横山 和哉（足利大）；岡 徹雄（芝浦工大）

核融合 (3)・加速器 (2)2P-p15

14:45 - 15:45

座長：村上 陽之Twisted stacked-tape cable 導体の自己磁場測定----------------------------------------------------------------------------------- 124
尾花 哲浩，柳 長門，力石 浩孝，濱口 真司，寺﨑 義朗（NIFS）；高安 眞（MIT）

2P-p16高温超電導スケルトン・サイクロトロンにおける非円形無絶縁 REBCO コイルの補強構造に関する検討----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 125
三宅 雄大，仲井 悠貴，金 錫範，植田 浩史（岡山大）；野口 聡（北大）；渡部 智則，
長屋 重夫（中部電力）；福田 光宏（阪大）；石山 敦士（早大）

論文賞受賞記念講演
2S-p01

13:15 - 14:15 （A 会場） 座長：三戸 利行

極低温におけるオーステナイト系ステンレス鋼の破壊靭性値とオーステナイト相の安定度との相関-------- 126
櫻井 武尊（量研機構）
懇親会（お屋敷・高瀬川二条苑） 18:45 - 20:45

12 月 10 日（木） A 会場
無絶縁コイル
3A-a01

10:30 - 15:15

10:30 - 12:15

座長：淡路 智HTS コイルのクエンチ保護に向けた金属 - 絶縁体転移酸化物によるターン間絶縁の基礎検討------------------ 128
山田 寛之，土屋 雄司，吉田 隆（名大）；一野 祐亮（愛工大）

3A-a02無絶縁巻線技術の適用による REBCO コイル内局所劣化発生時の継続運転の可能性-------------------------------- 129
津吉 杏佳，吉原 優花，濵中 麻衣，北村 真由，根本 羽衣，石山 敦士（早大）；野口 聡（北大）

3A-a03

無絶縁 REBCO パンケーキコイルにおける局所的劣化発生時の過渡的振る舞い--------------------------------------- 130
根本 羽衣，吉原 優花，濵中 麻衣，津吉 杏佳，北村 真由，石山 敦士（早大）；野口 聡（北大）（ 13 ）

3A-a04

超電導電力貯蔵装置を対象とした無絶縁 REBCO バンドル導体を巻線したパンケーキコイルの充放電実験---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 131
宮本 祐，大牟礼 将人，石山 敦士（早大）

3A-a05

層間接触不良のある無絶縁コイルの過渡安定性----------------------------------------------------------------------------------- 132
北村 真由，濱中 麻衣，吉原 優花，津吉 杏佳，石山 敦士（早大）；野口 聡（北大）

3A-a06

intra-Layer No-Insulation（LNI）REBCO コイルの接触抵抗率に対する温度サイクルと巻線張力の影響---- 133
高橋 佳佑，吉田 大佐，高尾 智明（上智大）；末富 佑（千葉大）；柳澤 吉紀（理研）；
前田 秀明（科学技術振興機構）

3A-a07

無絶縁 REBCO 超電導コイルにおける磁場精度向上のための通電波形の提案------------------------------------------ 134
村上 将吾，上田 聡美，石山 敦士（早大）；植田 浩史（岡山大）；野口 聡（北大）
昼食

電力応用 (2)3A-p01

13:15 - 15:15

12:15 - 13:15

座長：井田 徹哉

瞬時電圧低下補償用電力貯蔵システムの研究開発-------------------------------------------------------------------------------- 135
長屋 重夫，渡部 智則（中部電力）；中村 亘，河村 浩一（中部電力ミライズ）；石井 祐介，
岩谷 祐（東芝）；平野 直樹（NIFS）

3A-p02

HTS コイルを用いた鉄道用非接触給電システムの熱的安定性を考慮した運転条件の検討------------------------ 136
井上 良太，植田 浩史，金 錫範（岡山大）；津田 理（東北大）

3A-p03高周波用超伝導線材の開発とそれを用いたワイヤレス電力伝送用高 Q 値コイルの開発--------------------------- 137
桶田 将弘，關谷 尚人（山梨大）

3A-p04GdBCO 無誘導巻コイルを用いた抵抗型超電導限流器の液体窒素の流路改変による復帰特性向上に関する検討----------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 138
松下 直也，柳井 創太，白井 康之，塩津 正博（京大）

3A-p05

抵抗型超伝導限流器の復帰時間短縮を目的とした金属ポーラス体利用による
REBCO 線材の高速冷却---------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 139
結城 光平，伊藤 悟，橋爪 秀利（東北大）

3A-p06

Bi2223 とコーテッドコンダクターにおける航空機用積層導体の臨界電流--------------------------------------------- 140
神田 昌枝，川合 修平，岩田 暢祐，山口 作太郎（中部大）

3A-p07

洋上風力用三相同一軸型高温超電導ケーブルの低熱伝導層の厚さがケーブル内の温度分布に及ぼす影響----------------------------------------------------------------------------------------------------------------------- 141
富岡 和貴，遠藤 夏実，長崎 陽，津田 理（東北大）；宮城 大輔（千葉大）

3A-p08

ホール素子を用いた超電導ケーブルコアの電流分布測定---------------------------------------------------------------------- 142
筑本 知子，山口 作太郎（中部大）；SHISHKIN Oleg（ハリコフ大）12 月 10 日（木） B 会場
MgB2 10:15 - 10:45
3B-a01

10:00 - 14:30

座長：内藤 智之

MgB2 フィラメントへの残留圧縮ひずみ増加による MgB2 線材の曲げ耐性向上--------------------------------------- 143
田中 秀樹，鈴木 孝明，児玉 一宗（日立）；西島 元，松本 明善（NIMS）

3B-a02

MgB4 を前駆体とした MgB2 多結晶体材料の開発--------------------------------------------------------------------------------- 144
須藤 将太朗，小池 亘，元木 貴則，下山 淳一（青学大）

3B-a03部分拡散 ex-situ 法による MgB2 バルクの作製------------------------------------------------------------------------------------- 145
小池 亘，須藤 将太朗，荒井 孝介，元木 貴則，下山 淳一（青学大）
休憩

10:45 - 11:00（ 14 ）HTS 線材 臨界電流

11:00 - 12:15

座長：井上 昌睦

3B-a04

TFA-MOD 法を用いた BaZrO3 ナノ粒子導入 (La2-xBax)CuO4 薄膜の作製--------------------------------------------------- 146

3B-a05

BaHfO3 ナノロッドを導入した Reel-to-Reel PLD 法 EuBa2Cu3Oy 線材が齋藤 優大，太田 順也，作間 啓太，三浦 正志（成蹊大）
磁場中超伝導特性に及ぼす影響---------------------------------------------------------------------------------------------------------- 147
高橋 洸，宮田 健司，三浦 正志（成蹊大）；横江 大作，加藤 丈晴（JFCC）；衣斐 顕，和泉 輝郎（産総研）
3B-a06

フォースフリーケーブル応用に向けた Reel-to-Reel PLD 法により作製した
BaHfO3 添加 YBa2Cu3Oy 厚膜線材の縦磁場中超伝導特性----------------------------------------------------------------------- 148
日比野 拓，土屋 雄司，吉田 隆（名大）；一野 祐亮（愛工大）；高橋 誠，田橋 正浩（中部大）；
木内 勝（九工大）

3B-a07REGREB 法で作製された RE 系コート線材を用いた単層縦磁界超電導導体の通電特性----------------------------- 149
木内 勝，黒木 篤也（九工大）；日比野 拓，土屋 雄司，吉田 隆（名大）；高橋 誠，田橋 正浩（中部大）

3B-a08Bi2Sr2Ca2Cu3Oy フィラメントの強磁場臨界電流特性----------------------------------------------------------------------------- 150
小林 大地，岡田 達典，淡路 智（東北大）
昼食

HTS 線材 作製・特性
3B-p01

13:15 - 14:30

12:15 - 13:15

座長：岡田 達典

Bi2223 線材に対する後熱処理条件と磁場中臨界電流特性-------------------------------------------------------------------- 151
佐藤 海斗，元木 貴則，下山 淳一（青学大）；中島 隆芳，山出 哲（住友電工）

3B-p02

銅酸化物超伝導材料における実際のキャリアドープ状態制御 (2) − Bi2223 材料について − ----------------- 152
下山 淳一，岩見 壮徒，佐藤 海斗，元木 貴則（青学大）

3B-p03

溶融成長を用いた YbBCO 丸線の組織観察------------------------------------------------------------------------------------------- 153
小澤 優一朗，小島 寛航，小黒 英俊（東海大）

3B-p04

Coated Conductor を利用した YBCO 丸線の組織観察---------------------------------------------------------------------------- 154
小島 寛航，小澤 優一朗，小黒 英俊（東海大）

3B-p05

貼り合わせた RE 系超電導線材の曲げ特性------------------------------------------------------------------------------------------- 155
町 敬人，和泉 輝郎（産総研）；中村 美幸，大倉 大佑，蓮尾 信也，LEE Sergey（SuperOX Japan）

12 月 10 日（木） C 会場
超電導・低抵抗接合 (2)3C-a01

10:00 - 15:15
10:00 - 11:00

座長：伊藤 悟追加堆積膜を利用した GdBa2Cu3Oy 線材接合時の膜厚の影響----------------------------------------------------------------- 156
寺西 亮，土井 裕太郎，佐藤 幸生，金子 賢治（九大）；PETRYKIN Valery，
LEE Sergey（SuperOx Japan）；松本 明善（NIMS）；岡田 達典，淡路 智（東北大）

3C-a02

パウダー・イン・チューブ (PIT) 法による 7 芯 MgB2 線材の超電導接続 − 2----------------------------------------- 157
熊倉 浩明，滝川 博幸，松本 明善，北口 仁（NIMS）

3C-a03

BSCCO 超伝導接合試料の磁場中接合抵抗評価-------------------------------------------------------------------------------------- 158
小林 賢介，内田 公，西島 元，北口 仁（NIMS）；武田 泰明（理研）；下山 淳一（青学大）

3C-a04

FEM を用いた超伝導線材のラップ長と接触抵抗の分布を考慮した臨界電流特性の評価--------------------------- 159
鍾 宇軒，小田部 荘司，赤坂 友幸（九工大）；安谷 葵，石原 篤，富田 優（鉄道総研）
休憩

超電導・低抵抗接合 (3)3C-a05

11:15 - 12:15

11:00 - 11:15

座長：筑本 知子

PbBi を用いた REBCO 線材の超伝導接続とその問題点-------------------------------------------------------------------------- 160
武輪 裕之，小黒 英俊（東海大）；淡路 智（東北大）（ 15 ）

3C-a06

高温超伝導線材のインジウム低熱処理機械的接合の改善---------------------------------------------------------------------- 161
伊藤 悟（東北大），早坂 遼一路，結城 光平，阿竹 洋輔，橋爪 秀利（東北大）；加藤 丈晴，横江 大作（JFCC）

3C-a07音波振動による高温超伝導 CC 線材の半田フリー低抵抗接合----------------------------------------------------------------- 162
木須 隆暢，楊 明旭，呉  澤宇，鈴木 賢次，東川 甲平（九大）；佐藤 茂（ULTEX）

3C-a08コンパクトな LTS-HTS 低抵抗接続を実現するための接合構造の提案----------------------------------------------------- 163
伴野 信哉，浅野 稔久（NIMS）；加藤 丈晴（JFCC）；前田 秀明（理研）
昼食

バルク 作製・着磁13:15 - 15:15

12:15 - 13:15

座長：寺尾 悠3C-p01

均質で形状の自由度に優れた単一結晶成長領域からなる REBCO 溶融凝固バルクの作製-------------------------- 164

3C-p02

放電プラズマ焼結法による Co ドープ Ba122 多結晶バルクの作製と超伝導特性の評価--------------------------- 165

元木 貴則，布川 航太，笹田 廉陛，富久 琢磨，下山 淳一（青学大）
長谷川 友大，藤井 陸太，德田 進之介，山本 明保（東京農工大）
3C-p03

放電プラズマ焼結法による CaKFe4As4 超電導バルクの作製------------------------------------------------------------------- 166
石田 茂之，SUGALI Pavan Kumar Naik，土屋 佳則，馬渡 康徳，吉田 良行，伊豫 彰，永崎 洋，
荻野 拓（産総研）；神谷 良久，川島 健司（イムラ材研）

3C-p04

機械学習を活用した K ドープ Ba122 多結晶バルクの合成プロセスの検討--------------------------------------------- 167

德田 進之介，長谷川 友大，藤井 陸太，岡田 雄輝，石井 秋光，山中 晃徳，嶋田 雄介（東北大）；
波多 聰（九大）；山本 明保（東京農工大）
3C-p05低温磁場配向法による c 軸配向 Bi2223 多結晶材料の作製と物性---------------------------------------------------------- 168
岩見 壮徒，元木 貴則，下山 淳一（青学大）；武田 泰明（理研）

3C-p06

Nb-Sn 化合物を前駆体とした Cu 添加 Nb3Sn バルク超伝導体の作製と磁束ピン止め特性------------------------- 169
天瀬 洸太，内藤 智之（岩手大）；菊池 章弘（NIMS）

3C-p07

MgB2 バルク磁石の FCM および PFM 法による捕捉磁場特性の最近の進展--------------------------------------------- 170
内藤 智之，高橋 裕平，平野 達也，難波 空，藤代 博之（岩手大）；淡路 智（東北大）

3C-p08Gd123 超電導線材を曲げ積層した界磁磁石の着磁特性評価------------------------------------------------------------------ 171
岩月 峻大，都築 啓太，神戸 紀人，及川 大，塚本 武彦，安藤 浩哉（豊田高専）（ 16 ）

1A-a01

HTS コイル

磁気プラズマセイル用 HTS コイルの高磁気モーメント化に適したコイル構造
Structural design of high magnetic moment HTS superconducting coil for Magnetoplasma sail丸山 真輝，長崎 陽，津田 理(東北大学）；船木 一幸（宇宙航空研究開発機構）
MARUYAMA Masaki， NAGASAKI Yoh， TSUDA Makoto (Tohoku Univ.); Funaki Ikkoh (JAXA)
E-mail: masaki.maruyama.t2@dc.tohoku.ac.jp
Table 1 Specifications of a coil and the reinforced structure.

1．はじめに次世代の宇宙機推進システムとして，超電導コイルがつくる磁場空間で太陽風プラズマを受け止めて推力を得る，磁気プ
ラズマセイルに注目している。本システムの推力は磁場空間の大きさに依存するため，磁気モーメントが大きいほど推力も大きくなる。なお，磁気モーメントはコイルの囲む面積，電流値，巻数の積で表される。
先行研究では，サイズ，電磁力に対するコイル強度，発熱量の制限下で検討が行われ，巻数が少ないコイルを多数積層させたコイル(以下，多積層コイル)が高磁気モーメント化に適しているものの， REBCO コイルの軸方向圧縮応力が制約となり，電流を大きくできないことが明らかとなっている。そこで，
本研究では，梯子型補強構造を適用し，軽量化と軸方向圧
縮応力に対する強度向上を両立させ，電流，磁気モーメントを増加させる方法について検討している。今回は，梯子型補強構造の応力分布解析を行い，梯子型補強構造の適用が通電電流，磁気モーメント向上に与える影響を検討した。

Superconducting wire type
HTS tape width
HTS tape thickness
Shape of each coil
Inner/Outer radius of coil
Number of turns
Number of coils
Frame and plates
Thickness of SUS inner/outer frame
Thickness of SUS plate

2．解析方法
解析したコイルおよび梯子型補強構造の諸元を Table.1 に示す。また，解析領域とコイル断面図を Fig.1 に示す。なお，
打上ロケットのサイズ制約から補強構造の半径を 2.5 m としている。解析モデルでは，シングルパンケーキコイルを一体物として扱い，コイルと補強構造の間は含侵剤で満たすものとした。
電磁界解析および応力解析では，2 次元軸対称の 1/2 モデルに有限要素法を適用した。なお，本検討では，REBCO コイルの最大許容軸方向圧縮応力を 100MPa，補強構造の最大許容ミーゼス応力を 900MPa としている。
3．解析結果及び考察
コイル内部，補強構造の支柱内部の圧縮応力，補強構造の支柱,支柱同士をつなぐ円盤におけるミーゼス応力の最大値を Fig.2 に示す。梯子型補強構造を適用するとコイルに発生した電磁力は補強構造に伝達し，コイル間で伝達しないた
め，軸方向圧縮応力は 100 MPa に到達しなかった。また，支柱内部の圧縮応力も 900 MPa に到達しなかった。一方，補強
構造内部のミーゼス応力に着目すると，約 340A で 900MPaに到達した。その時の z=0 付近における補強構造のミーゼス
応力分布を Fig.3 に示す。補強構造の支柱と円盤の接する部
分で大きな応力が発生していることがわかる。これは，補強構
造が電磁力により軸方向に圧縮される際に，軸方向だけでな
く径方向に広がり，接続部に応力が集中するためであると考えられる。なお，この補強材内部の応力集中を防ぐことでさらなる電流増加が可能となるため，補強構造の形状最適化が今後の課題となる。
次に，補強構造適用による磁気モーメント向上効果を検討した。本検討で用いたコイル及び補強構造の質量は合計で535 kg，磁気モーメントは 42.2 Tm3 である。この質量は補強材を用いない 107 ターン，100 積層のコイルと等しい。このコイルでは 158 A 通電時のコイル内部の軸方向圧縮応力は 100
MPa に到達し，磁気モーメントは 41.5 Tm3 となる。この結果より，提案する梯子型補強構造の導入が，磁気モーメント向上に有効であると考えられる。

REBCO
4.04 mm
115 μmSingle pancake2492.3/2498 mm
50/coil
100
SUS316LN
2 mm
500 μm

Fig.1 Analytical model.

Fig.2 Maximum compressive stress in coil and frame andmises stress in connecting parts of the reinforced structure.

Fig.3 Distribution of mises stress in the reinforced structure.
参考文献
1. Y. Nagasaki, T. Nakamura, I. Funaki, Y. Ashida, H.
Yamakawa: Conceptual Design of YBCO Coil With Large
Magnetic Moment for Magnetic Sail Spacecraft, IEEE
Trans. Appl. Supercond, Vol. 23, No. 3, pp. 1990-1993, Jun,
2013.

― 1 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1A-a02

HTS コイルT-A 法を導入した捕捉磁束密度解析による HTS バルク模擬モデルに関する研究
Study of EM analysis models for trapped magnetic flux of bulk HTS using T-A formulation
神戸 紀人，都築 啓太，岩月 峻大，及川 大，塚本 武彦，安藤 浩哉（豊田高専）
KAMBE Norihito, TSUZUKI Keita, IWATSUKI Takahiro, OIKAWA Dai, TSUKAMOTO Takehiko, ANDOH Hiroya(NITTC)
E-mail: j2003@toyota.kosen.ac.jp
1．研究背景近年の省エネルギー化や環境負荷低減化の動向に伴って、高効率なモータの開発が期待されている。回転機の界磁極にバルク超電導体を用いた超電導モータもその一つであり、の研究対象である。モータの開発と性能評価には、磁場解析
ソフトウェアを用いたモデルの設計とシミュレーションが不可欠である。しかし、商用の磁場解析ソフトウェアでは着磁された超電導体が捕捉する磁場を扱うことができる設計になっていない。そのため、磁場解析ソフトウェアで疑似的にバルク超電導体モデルの磁束再現を行う機能が求められている。プログ
ラミングを用いて、バルク超電導体の性能を示す Jc-B 特性を与えることでバルク超伝導体の捕捉磁束密度の再現を行うことができる機能の実装を行う。
2．研究目的
臨界電流密度を考慮したバルク超電導体の磁束密度分布の電磁解析手法の構築を行った。プログラムには収束に近づくまで自動でこの反復計算を行うように記述した。作成したプログラムを疑似モデルに適用することでバルク超電導体の捕捉磁束密度分布を計算できるフローを構築した。しかし、磁束密度分布の精度には課題が残っており、原因として電流設定の層数が少ないことが考えられる。本研究ではプログラムを適用するバルク超電導体の疑似モデルの見直しを行い、更なる精度向上を目指す。
3．研究方法
通常の超電導体の解析手法では、電流ベクトルポテンシ
ャル法(T 法)と磁気ベクトルポテンシャル法(A 法)を供用する。
本研究では超電導空間と解析空間の計算を別々に行い、反復計算を行う T-A 法[1]の考え方を導入し、電磁解析ソフトウ
ェアと自作のプログラムを組み合わせた実装を行った。T-A
法では、A 法で超電導体に対して電流密度分布を与えて計算し、T 法では領域内の磁場から Jc-B 特性に沿った電流を計算した。A 法の計算を磁場解析ソフトウェアの解析機能を使用し、T 法の計算は計算手法を VBScript で記述した。この 2つの手法での計算を繰り返し行い、値を収束させた。商用の磁場解析ソフトウェアである Magnet7.9 を使用してバルク超電導体の疑似モデルに対して自作のプログラムの適用と磁場解析を行った。

Fig.1 T-A Formulation
バルク超電導体の疑似モデルは、複数のコイルを円筒状に並べて再現した。モデルは直径 46 mm，厚さ 15 ㎜のGdBa₂Cu₃O₇-y(Gd123) 超電導体を再現した。これは先行研
究によってバルク超電導体の性能を示す Jc-B 特性と、表層 1㎜の最大磁束が取得済みであり、解析結果と実測値の比較が容易であると考え採用した。作成したバルク超電導体の疑似モデルを Fig2 に示す。これまでの研究成果で使用した 11個のコイルを縦列に並べた 1 層モデルに加えて、11 個の縦列に並べたコイルを 3 枚重ねにすることで形成した 3 層モデルを提案し検証を行った。

Fig.2 Analysis model of bulk
4．研究成果収束条件として、極限を厳密に議論するために必要なεδ論法で示されるεの値を参考に、収束を決定した。定数𝜀𝜀を 0.00001 と定め、誤差基準で収束を判定し、反復回数 20回で収束したとみなして計算を打ち切った。20 回反復後の 3層モデルと 1 層モデルの各表層 1 ㎜の磁束密度分布を Fig.3に示す。3 層モデルの捕捉磁束密度分布は 1 層のものと比べて緩やかな形状を得た。バルク超電導体の捕捉磁束密度分布の形状により近い山なりの形状となった。

Fig.3 Magnetic Field Density of bulk HTS
at 1 mm above surface
5．まとめ
本研究では、磁場解析ソフトウェアを使用したバルク超電導体の捕捉磁束密度の再現を行う手法構築と解析モデルの検討を行った。バルク超電導体の疑似モデルに使用するコイ
ルを縦方向にも細分化することで、より実測値に近い捕捉磁束密度分布を取得することができたと考えられる。今後は、さらなる細分化や形状が異なるバルク体での適用、角度依存性等を組み込んで精度を高めていきたい。
参考文献
1. H. Ueda, et al.: Current Status of Numerical Simulation
Techniques for High-Temperature Superconducting
Application Equipment, TEION KOGAKU, Vol54, No.2
(2019) pp.90-91
2. 土屋寛明: 磁束反射効果を用いた超伝導バルク磁石の磁場解析高精度化, 博士論文, (2019)

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1A-a04

HTS コイル

液体水素浸漬冷却高温超伝導コイルの冷却安定性の検討
Study on cryogenic stability of HTS coils immersed in liquid hydrogenXŎV|4Ŏ2¯5(NIFS)Ő«bŎ-¯DîŎXW¤ýG, A*(ðC)Ő§¤ŎôWø((C)Ő
àá$(}C)ŎRdz(ILµH±¹m)
IMAGAWA Shinsaku, IWAMOTO Akifumi, HAMAGUCHI Shinji(NIFS); SHIRAI Yasuyuki, HARA Shintaro, KAWASAKI
Rikako, SHIOTSU Masahiro (Kyoto Univ.); TSUDA Makoto, NAGASAKI You (Touhoku Univ.);
YAGAI Tsuyoshi (Sophia Univ.); KOBATASHI Hiroaki(JAXA)
E-mail: imagawa@nifs.ac.jp

２．コイルの設計
Ā Į³@ĝķİňĵĲŉĻ{Ġª¢ĠĠ×ċī³Ĳ
ľňĴŊįRđĎĔĭėħŎ; 1 ğ´ĔĪĈğŎBķİňŋķİň AŌĝķİňŋķİň BŌį®!ğsÇĒěè9čğùįĔlĝĔĭĂw¢ĶŊĹğ0ÁĒėĸŉłňÜþĨ3ÍĞĪĈğŎĸŉłňºö^į 20 mm ĝĒŎw¢ĶŊĹįķİň A ĝ
ķİň B ĠöğïċīrĔĭêĝĒėĂĖĠėħŎĸŉł
ňĠŇŊĽĩFñ¿ġ9čğ1ĬĔêĝĞęěćĭĂ
Ā \ÈġĺŁňŀŉĶŊĳĝĒŎŏUĠÿđġĄÈ^ŋ4.3 mm)
ōÆÉ,đ(0.025 mmŌā2ąğ\ÈÞZğĪĭÎīĥ ĝĒě
0.5 mm į%ĉėñÊĜ³@įØ¾ĒėĂĸŉłňºöį®f160-200 mmŎķİňBf 250 mm ĠĜŎ400 A éù{Ġÿ³@Č 5 T ĝĞĭĪĈĞķİňÄ7ĕįÙĒėÅį
Ó 1 ğ´ĔĂķİň A ğĚćěġŎUvĠSĞćxČÈô
į°ĎĜčĭČŎBfĠ"ÀĪĬŎ77 !ā12 UĤėġ 88 !ā10UČÔĝĞĬŎĿņŉĹù<xcĠĵĲŉĻĠì¦įË
kĒě#ÌįíoĒėĂķİň B ğĚćěġŎĸŉłňi
ŋR=90 mmŌĠ³@eaŎ³ĲľňĴŊŎĊĪģŎÈôįËkĒěŎ73 !ā8 UŋÓ 1 Ġ Case 2ŌįíoĒėĂĐĠ@7ŎĸŉłňiĠó®³@ġŎ; 2 ğ´ĔĪĈğŎ400 A Ĝ 4.7 TĝĞĭĂ³@ġŎ®xĠ¸ùÖÃŋÖÃġùŌį¦ćěvØ¾ğĪĬħėĂĀ ķİň A ĝķİň B įè9čğéùĔĭĐĝğĪĬŎ6ăĠķİňĠÿ_³@įĎĔĭ&ČĆĬŎ400 A éù{Ġ_³@ŋÈ>®³@ŌĠÿġŎķİň A Č 2.93 TŎķİň
B Č 2.10 T ĝĞĭĂ/ùYÕ DI-BSCCO Type-Hŋ77 K ĠÐ[³@ĜĠÏ©ù 180 AŌĠ@7ŎÚĠ>®³@ğĊďĭ 20 K ĠÏ©ù[1]ġ 400 A ·aĜĆĭĂÈ>®³@ġ½
ïĠUĜÿćėħŎjÍĠÿćŀŉĶŊĳķİňį½ïğñ
ÊĔĭĐĝğĪĬĵĲŉĻùĠ9ČgĜčĭĂ
３．今後の計画Ā £=ŎķİňAČ2ŎķİňBČ1ĠDPŋ;3.¡ŌĠÕČ
KĒŎ»ÃĜĠÏ©ùMĠįëħěćĭĂ
CčĞjÍČ ćĐĝį²ÝĒėhŎDPįûÕĒěŎDPğĚćě»ÃĜÏ©ùįMĔĭØ¨ĜĆĭĂ6DPĠÏ©ùįËkĒě¸U Êįħěķİňį'ĒŎ`ağÃĜĠéùÜþįØ¨ĒěćĭĂđīğ
ReBCOÈĜÕĒėDPįÄĥçĦĐĝĨÙĒěćĭĂ
Dout-A
200
160
Din-B

Testing sample area

Coil-B

Terminal

Coil-A

Fig. 1. Sketch of LH2 cooled 5 T coil with HTS tape conductors.
# at 400# A. #m and #Table 1 Parameter study of Coil-A and Coil-B#n are turn and layer numbers of Bi2223 tape, respectively.
## #Case Dout-A (m×n)
Din-B (m×n) B0 (T) W (kJ) L (m)10.243 (77×12) 0.126 (54×12) 4.60
15.9
935
2
0.243 (77×12)
0.119 (73×8) 4.70
16.8
899
3
0.243 (77×12)
0.109 (91×6) 4.63
17.6
874
4
0.249 (88×10)
0.121 (70×8) 4.65
17.0
868

Vertical Field at z=0, Bz (T)１．はじめにĀ ÃĜ®s+ĔĭĐĝğĪĬ+JMĞÿã QķİňĠõªį­qĒěćĭĂC<ĠÃĠ÷©¢ġ 10 W/cm2 ·aĜĆĬŎ»ÃĠ) ·aĜĆĭČŎŃŇıńĝæĔĭĝ 10 ĨÿćĂxŎ20 K ğĊďĭÂò
TĠùpnġOĠ 1/100 ·ağĎĞĭĐĝċīŎ] Qå¶įĒė@7ĜĨQĠ¢~âČ¥ēĞćĄKJMąĞČl¼ĒĩĔćĂP\ĠļŊłÈĠ@7Ŏ&Ğ+ĻŅŉľňĠ²ČßüĝĞĭČŎÈöĠ¢ QČÑEĜĆ
ĮĢŎķİňÓúĠ+ĘďĜN¦¬ĞķİňùPağĊćě+JMįäĔĭĐĝČgĜčĭĂ±¹ĜġŎ
Bi2223 ļŊłÈįP\ĒėĺŁňŀŉĶŊĳķİňŋDPŌį¸UĒěŎÃĜ 5 T ·aĠ³@įª¥ĔĭķİňįØ¨ĒěĊĬŎÛØĝÕĊĪģ hĠØ¨į?:ĔĭĂ

6
4

Bz at 400 A

4.94 T

A+B
Coil-B
Coil-A20-2

Coil-B
Coil-A-4
0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 0.11 0.12 0.13
Radius (m)Fig. 2. Vertical magnetic field in the Case 2 in Table 1.

Fig. 3. A photo of double-pancake coils of Coil-A and Coil-B.
謝辞Ā ±¹ġŎÒ7µH±¹m8±¹ NIFS20KOBA032 ĠutĠğNyđĮĤĒėĂ
参考文献
1. N. Ayai et al.: Journal of Physics: Conference Series 97(2008) 012112.

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1A-a05

HTS コイル

積層 REBCO 導体で巻線された高温超電導コイルの結合電流・遮蔽電流分布解析
Numerical evaluation on coupling and screening currents
in HTS coils wound with REBCO bundle conductor
植田 浩史，徳永 佳祐，内藤 敬介，井上 良太，金 錫範（岡山大学）
UEDA Hiroshi, TOKUNAGA Keisuke, NAITO Keisuke, INOUE Ryota, KIM SeokBeom (Okayama Univ.)
E-mail: hiroshi.ueda@okayama-u.ac.jp
1．はじめにREBCO 線材はテープ線材であるため、大電流化のために積層導体構造が採用される。ROEBEL 導体[1]，TSTC 導体[2] CORC 導体[3]など様々な REBCO 導体が提案されている。
本 報 告 で は 、 単 純 な REBCO 積 層 導 体 を 対 象 に す る 。
REBCO コイルの不整磁場は、テープ線材の幅広面に垂直磁界が印加され、長時定数の誘導電流が流れることで発生する。
積層導体では、さらに、テープ幅広面に平行な磁界により、線材間で結合電流が流れる。したがって、線材の遮蔽電流と積層導体の線材間結合電流が重畳されることにより、電磁的振舞いはさらに複雑になることが予想される。今回は、積層
REBCO 導体で巻線された高温超電導コイルの結合電流・遮蔽電流分布について数値解析により検証した。

𝑱𝑱//

𝑇𝑇// � 𝜵𝜵�// � ∆𝜵𝜵�����

𝑧𝑧
𝑑𝑑

(2)

ここで，𝑇𝑇�// は，𝑖𝑖𝑖層の薄膜平行方向のポテンシャル，∆𝑇𝑇�����
は 𝑖𝑖𝑖層と𝑖𝑖𝑖 � �𝑖層の薄膜平行方向のポテンシャルの差分，𝑧𝑧𝑧
は𝑖𝑖𝑖層の薄膜からの距離である。
3．解析例
解析対象のコイルの諸元を Table 1 に示す。は，幅 4 mm，厚さ 0.1 mm（超電導層 1.0 m）の REBCO 線材を用いた，内

𝑩𝑩//

𝑱𝑱//

(a)

𝑩𝑩�

𝑩𝑩//

𝑩𝑩�

𝑱𝑱�

(b)

Table 1

(1)

ここで，T はテープ面法線方向の電流ベクトルポテンシャル，n はテープ面の法線ベクトル，d は超電導層の厚み，B0 は外部磁場，は抵抗率である。積分範囲 S は超電導体の全領域であり，R はソース点 r からフィールド点 r’に向かうベクトルである。我々もこれまで REBCO コイルの遮蔽電流磁場を薄膜近似を用いた電磁界解析により評価してきた[3]。
一方，今回対象とする REBCO 線材積層導体では、線材間を無絶縁とした場合、積層方向（テープ面垂直方向）に電流が流れる。また，c 軸方向に電流が流れるため，超電導の電流電圧特性の異方性を考慮しなければならない可能性もある。
このように、これまので薄膜近似では表現できない電磁現象が現れる。そこで今回は，Fig. 1(b)のように薄膜の積層として近似（多層薄膜近似：Multi-layer thin-film approximation）する。従この多層薄膜近似では、薄膜間の磁気的結合，すなわ
ちコイル軸方向（薄膜平行方向）の磁場がつくる誘導電流を考慮しなければならない。そこで、従来の薄膜厚さ方向の電流ベクトルポテンシャルだけでなく、薄膜平行方向のポテンシ
ャル𝑇𝑇// の薄膜内分布を線形近似して定式化に組み込む。

𝑱𝑱//

Fig. 1. Thin-film approximation. (a) single layer (conventional), (b) multilayer.

2．多層薄膜近似
REBCO 線材は、幅 4-6mm，超電導層が ~1µm の薄膜であるため、電磁場解析では，Fig. 1(a)のようにテープ幅広面に平行な向きに電流だけを考慮する薄膜近似を用いて，未知数を電流ベクトルポテンシャルの定義として，オームの法則，
ファラデーの電磁誘導の法則，ビオ・サバールの法則に基づいて定式化することが多い[1][2]。
�𝜵𝜵 � ��𝜵𝜵𝜵𝜵 � 𝒏𝒏�� ∙ 𝒏𝒏�𝜵𝜵𝜵𝜵 � � 𝒏𝒏� � � �𝜇𝜇� 𝑑𝑑 𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕���∙ 𝒏𝒏𝒏𝒏𝒏𝒏 � � �
∙ 𝒏𝒏
𝜕𝜕𝜕𝜕
𝑅𝑅 �
4𝜋𝜋 𝜕𝜕𝜕𝜕 �

𝑱𝑱�

𝑩𝑩�

Specifications of model coil.
Model 1Model 2

Inner radius (mm)

50.0

50.0

Outer radius (mm)

90.4

90.4

height (mm)

99.5

990.5

Bundle-2Turns / Single pancake

200

100

Number of single pancakes

20

20

Transport current (A)

200

400

Fig. 2. Numerical results of cross-sectional distribution ofcurrent density in winding. (a) single layer. (b) multilayer
径 50 mm，巻数 200 のシングルパンケーキを 20 段重ねたものである。
Fig. 2 にコイル断面の電流分布の一例を示す。Fig.2(b)より，
導体内のテープ毎に電流が流れ、さらに電流が偏っていることがわかる。他の条件の検討結果については，当日報告する。
参考文献
1. W. Goldacker et al., SUST 27 093001 (2014).
2. M. Takayasu et al., SUST 25 014011 (2012).
3. D.C. van der Laan, SUST 22 065013 (2009).
4. H, Ueda et al. IEEE Trans. Appl. Supecond. 23 4100805(2013)
5. H, Ueda et al. IEEE Trans. Appl. Supecond. 23 4100805(2016)

― 4 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1A-a06

HTS コイル

分散型遺伝的アルゴリズムを用いた
小型 MRI 用 HTS マグネットの基本形状の検討

Study on the fundamental shape of HTS magnet for compact MRI
using a distributed genetic algorithm
大澤 慶博，井上 雄太，廣瀬 瞭，井上 良太，植田 浩史，金 錫範 (岡山大学)
Osawa Yoshihiro，Inoue Yuta，Hirose Ryo，Inoue Ryota，Ueda Hiroshi，Kim SeokBeom (Okayama University)
E-mail : kim@ec.okayama-u.ac.jp
要求する磁場性能を最も効率良く発生させることができると判
1. はじめに明した．今後は，提案モデルについて遮蔽電流磁場の影響
磁気共鳴効果を利用する MRI 装置は，被曝の心配がないを考慮した，HTSマグネットの最適形状設計を行う．
ため，高度な診断ができる優れた医療装置である．しかし，
MRI 装置の重量や電磁場漏洩の問題により，専用の MRI 室が必要となるため，手軽に使用できる装置とは言えない．そこで，我々は，高温超電導線材を用いた人指用小型 MRI 装置の開発を行っている．一方，高温超電導線材を用いた HTS マ
グネットは，高価かつ複雑な構造で作製することが難しい．従って，小型 MRI 用高温超電導マグネットの開発においては，
高温超電導線材の使用量を最小限かつシンプルなマグネット形状に設計する必要がある．そこで，本研究では，シンプルかつ線材使用量を抑えた構造を明確にするため，分散型遺伝的アルゴリズムによる最適化計算及び電磁場数値解析により，小型 MRI 用 HTS マグネットの基本形状設計を行ったので，その結果について報告する．
2. HTSマグネットの基本形状設計仕様
本検討において使用した線材は，幅4 mm，厚さ0.1 mmの
REBCO線材である．Fig.1に小型MRIの概念設計を示す．概念設計において，室温空間の内径は，人間の手や指のサイズと計測用コイルの挿入等を考慮して，60 mmとした．また，
HTSマグネットの最小内径はHTSマグネット用の低温容器の真空層等を考慮して，76 mmとした．なお，HTSコイル配置の制限空間は，静磁場源全体の小型化を図るために200 mm×200 mmと設定した．HTSマグネットは，高さ8.6 mmのダブルパンケーキ(DP)コイルを高さ方向に積層したシンプルな構造とした．また，発生磁場の精度は，直径20 mmと高さ10 mmの円筒状の測定空間において磁場強度3 T，磁場均一度10 ppm
以下を目標とした．
3. 解析方法と結果
本研究の解析では，DPコイルの高さを8.6 mmに固定し，DPコイルの幅（巻き数）および各コイルの配置を設計パラメー
タとした．なお，運転温度は40 Kを想定し，運転電流は発生
磁場の形状依存性を観察するために100 Aに固定した．また，目的関数は磁場均一度と線材使用量として，MGG(Minimum
Generation Gap)世代交代モデルおよび分散型遺伝的アルゴ
リズムを併用し，多様性のある最適化計算を行った．検討結果 の 一 例 を Fig.2 と Fig.3 に 示 す ． Fig.2 の よ う に 外 側 空 間(Space1)と内側空間(Space2)，それぞれの空間に配置される
コ イ ル の 数 を 変 更 し て 比 較 を 行 っ た ． こ こ で ， Pattern Ⅰ はSpace2を疎にSpace1を密に配置したモデルであり，Pattern ⅡはSpace2を密にSpace1を疎に配置したモデルである．最適化計算の結果，Pattern Ⅰでは磁場性能を満たすために必要な線
材量は1891 m，Pattern Ⅱでは1764 mとなった．これよりPattern
Ⅱの形状の方が130 m近く線材量を抑えられる事がわかった．
Pattern Ⅱは，Pattern Iに比べて，Space2の内側コイルで約50m，Space1の外側コイルで約80 mの削減されたことになる．また，Pattern Ⅱの内側コイルの数を8個に固定し，外側コイルの個数をパラメータにしたときの解析結果をFig.3に示す．外側
コイルが6個の場合，コイル数が少ないため，一つあたりの巻線数が多くなり，線材使用量が増加したと考える．一方，Fig.3に示されたように10個以上のコイルを設置する必要は無いことが分かる．従って，本研究により，Space2に8個，Space1に8個のDPコイルを配置することで，設定した制限空間において，― 5 ―Fig.1 Conceptual design of HTS magnet for compact MRI

Pattern Ⅰ
Pattern Ⅱ
Fig.2 Cross-sectional view of the 2 types
HTS magnet models

Fig.3 Analytical results of the total wire consumption as afunction of number of outside coils.

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1A-p01

HTS マグネット

25T
無冷媒超伝導マグネットアップグレード計画の進捗
25T
無冷媒超伝導マグネットアップグレード計画の進捗

Progressofofupgrade
upgradeprojectproject ofof 25
25 T cryogen-free
Progress
cryogen-freesuperconducting
superconductingmagnet
magnet淡路 智、バデル アーノー、岡田 達典、高橋 弘紀、阿部 徹（東北大金研）；
宮崎 寛史、花井 哲、井岡 茂（東芝エネルギーシステムズ）；藤田 真司、武藤 翔吾、飯島 康裕、大保 雅範（フジクラ）；
横山 大貴（九州大）；柁川 一弘（山口東京理科大）;
AWAJI Satoshi, BADEL Arnaud, OKADA Tatsunori, TAKAHASHI Kohki, ABE Toru (Tohoku Univ.)，MIYAZAKI
Hiroshi,
HANAI Satoshi, IOKA Shigeru (Toshiba Energy Systems ＆ Solutions Corporation),; FUJITA Shinji, MUTO Shogo, IIJIMA
Yasuhiro, DAIBO Masanori (Fujikura Ltd.),; YOKOYAMA Hiroyuki (Kyusyu Univ.),; KAJIKAWA Kazuhiro (Yamaguchi SanyoOnoda City University)
E-mail: awaji@imr.tohoku.ac.jp
1．はじめに1. はじめに
REBa2Cu3Oy (REBCO, RE=希土類及び Y)は、その高い磁場中臨界電流と機械特性から強磁場応用が期待されている。これにより世界中で強磁場超伝導マグネット開発が実施されている。一方で、東北大金研では、Bi2Sr2Ca2Cu3Oy（Bi2223）を用いた 25T 無冷媒超伝導マグネット(25TCSM)の開発に成功し、2016 年度より共同利用に供している [1]。
次のステップとして、内層 Bi2223 コイルを REBCO
コイルで置き換えることで、30T へのアップグレード計画を実施している[2]。REBCO は、引っ張り方向の機械的強度が高い一方で、多層構造に起因した剥離に弱い問題や、部分的に Ic の劣化が起こることが報告され、その強磁場への適用には堅牢（ロバスト）なコイル化技術が求められている。本プロジェクトでは、劣化がおきにくく、部分劣化が起きても問題なく運転可能で、最悪の状況でもコイルを焼損から保護できる絶縁コイルを目指し、R&D を実施し、最終的なロバスト REBCO コイル構造を決定した。
2．ロバストREBCO
コイル
2. ロバスト REBCO
コイル
コイルは超伝導層が内側になるように REBCO テープ
２枚を共巻きし、絶縁は 0.035 mm のフッ素コートポリイ
ミッドテープを用いた。伝導冷却の冷却パスを確保する
ため、コイルはエポキシ含浸するが、フッ素コートポリイ
ミッドにより各ターンは機械的に分離されている。また、パンケーキコイル上下には 0.33 mm の FRP 板をつけ、一方にはさらに 0.3 mm の Al シートを貼り付けてある。これにより、コイルの剛性を保ちつつ、全ターン離型することで剥離応力をほぼゼロとする[3]。また、２枚の超伝導テープを共巻きすることで、一枚に局所劣化が起きても、もう一枚に分流して焼損を防ぐ構造とした。
3．R&D
コイルテスト
3. R&D コイルテスト
人工ピン入り EuBCO 線材を用いてコイルを作製し、東北大金研強磁場センターの大口径 11 T 超伝導マグネッ
ト（f360mm 室温ボア）中で電磁力試験を行った。このとき、最大で 460 MPa の hoop 力下で安定した運転を確認した。その後、液体窒素温度で IV 特性を測定した結果、試験前後で大きな変化が見られず、460 MPa までの電磁力で問題ないことを確認した。
また、一部劣化させた EuBCO 線材を用いて作製したダブルパンケーキコイル試験において、２枚バンドル巻き
コイルでは、77.3 K で劣化無しコイルと同等の IV 特性を示すことを確認した[4]。
4．アップグレード用
REBCO
インサート
4. アップグレード用 REBCO
インサート
表１にアップグレード用 REBCO インサートの設計を示す。内径 68 mm、外径 274 mm の single pancake を 56 個積層した構造であり、245 A で 16 T を 32 mm の室温空間に発生する設計となっている。25T-CSM の外挿 14T-LTS
マグネットと合わせることで、30 T の磁場発生となる。
このとき線材にかかる最大 hoop 力は、BJR で計算するとTABLE I
BASIC DESIGN SPECIFICATIONS FOR RE123 INSERT COIL FOR 30T-CSM
WireSize of wire (mm)Thickness of Hastelloy (mm)Thickness of Cu stabilizer (mm)RT bore (mm)No. of bundled tapes
Inner diameter (mm)Outer diameter (mm)Coil height (mm)No. of turns/pancake
No. of pancakes
Operating current (A)Total No. of turns
Bmax (T)Br max (T)Central field (T)Self-inductance (H)Insulator thickness (mm)Hight of pancake coil incl. FRP(mm)
Al plate thickness (mm)Space current density (A/mm2)
Conductor current density (A/mm2)
Maximum hoop stress in conductor
BJR (MPa)
Axial compressive stress (MPa)EuBa2Cu3Oy with BaHfO3
w4.1 x t0.15
0.05
0.04 (circumference)32
2 (face-to-back)
68.0
274.4
283.9
308
56
245
17248
30.1
5.3
16.0
15.6
0.035
4.9
0.3
149.7
199.8
384
36.2

384 MPa となり、用いる 40 µm 厚 Cu メッキ EuBCO 線材の応力限界である約 550 MPa よりも十分小さい。詳細な有限要素法による計算では、最大 hoop 応力は 350 MPa と見積もられている。仮に 500 MPa までの電磁力を許容す
ると、最大 322 A の通電により最大 35.4 T の磁場発生が可能となると試算できる。
5．まとめ
5. まとめこれまでの R&D によりロバスト REBCO インサートコ
イルの指針を得て、25T-CSM を 30T にアップグレードす
る REBCO インサートコイルの設計を行った。REBCO テープ２枚バンドル巻きにより、局所的な Ic の劣化があっても安定に通電できることや、460MPa までの hoop 力でも劣化が起きないことを確認した。クエンチ保護や交流損失等についても合わせて報告する。
謝辞
謝辞
本研究の一部は科研費基盤研究(S) JPK18H0528 の補助を受けて実施した。
参考文献
参考文献
1. S. Awaji et al.: Supercond. Sci. Technol. 30 (2017) 065001.
2. S. Awaji et al.: IEEE TAS, 29 (2019) 4300305.
3. Miyazaki et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. 24 4600905.
4. 阿部徹ら、2020 年秋期低温工学・超電導学会 1A-p03.

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1A-p02

HTS マグネット

エポキシ含浸人工ピン REBCO コイルのフープ応力試験
Hoop stress tests of an epoxy-impregnated REBCO coil using APC-type REBCO tapes
藤田 真司, 武藤 翔吾, 平田 渉, 土屋 光揮, 飯島 康裕, 大保 雅載 （フジクラ）；岡田 達典, 高橋 弘紀, 淡路 智 （東北大）
FUJITA Shinji, MUTO Shogo, HIRATA Wataru，TSUCHIYA Koki, IIJIMA Yasuhiro, DAIBO Masanori (FUJIKURA) ;OKADA Tatsunori, TAKAHASHI Kohki, AWAJI Satoshi (Tohoku Univ.)
E-mail: shinji.fujita@jp.fujikura.com
1．はじめにフジクラでは独自の Hot-wall PLD 装置を用いて，人工ピンとして BaHfO3 を導入した EuBa2Cu3Oy (BHO-EuBCO)線材を開発し，Ic 均一性に優れる長尺製品を提供している．これまで
磁場中 Ic 特性や各種機械特性の評価を行ってきたが，強磁場マグネット応用では，短尺サンプルの評価だけでなく，強磁場による電磁応力に対するコイルの挙動を明らかにすることが重要である．本研究では，人工ピン線材を用いてエポキシ
含浸コイルを作製し，強磁場中で大きなフープ応力を印加する試験を実施した．

Table 1 Specifications of REBCO tape and coil.
Type
Tape dimensions
REBCO layer
Hastelloy thickness
Stabilizer
Inner diameter
Outer diameter
Coil height
No. of turns / pancake
No. of pancakes
Tape length / pancake
Ic (0.1 µV/cm) at 77 K
n-value at 77 K

2．実験方法
使用した線材と作製したコイルの諸元を Table 1 に示す．線材は標準的な人工ピン線材（FESC-SCH04）であり，ポリイミド
テープの 2 重ラップ巻き絶縁を施した．ここで，内側のポリイミ
ドテープは熱応力による REBCO の剥離劣化防止のため，フッ素コーティングをしたもの（FPI）を使用した．コイルは内直径150 mm の 2 層のパンケーキコイルであり，エポキシ樹脂を用いて真空加圧含浸を行った．含浸コイルの液体窒素中でのI-V カーブにおける n 値（0.001～0.1 µV/cm 領域）は 26 であり，健全性を確認した．
フープ試験では液体ヘリウムを用いてコイルを 4.2 K に冷却し，東北大の大口径超伝導マグネットにより 11 T のバックア
ップ磁場を印加してコイルに通電した．4.2 K, 11 T バックアップ磁場中でのコイル Ic の計算値は 1251 A であった．
3．実験結果と考察
Fig. 1 に 4.2 K，11 T バックアップ磁場中でコイルに 250 A
まで通電した際のコイル電圧およびコイル中心磁場の測定結果を示す．240 A で電流を Hold した際には異常は無かったが，250 A で電流を Hold した際に下側のパンケーキコイル（Btmcoil）で電圧が発生していることを確認したため，電流を落とした．250 A 通電時点でのフープ応力は BJR 計算（絶縁を除いた線材の断面積換算）でコイル全体に 600 MPa 程度であり，最大は 608 MPa であった．この値は線材自体の不可逆応力（600-700 MPa）に近いものである．
液体窒素中でコイルの特性を確認したところ，Btm coil が大きく劣化していることが確認された．コイルの Btm coil 側の表面に複数の電圧タップを取り付け，劣化部位を詳細に調査した結果，巻線内の 130 ターン目に位置する線材間のラップ接続部でのみ，劣化していることを確認した．接続部以外は劣化が無かったことから，接続部を除く巻線部は 600 MPa ものフープ応力が印加されても劣化しないことが確認できた．
ラップ接続での劣化は，接続部が長手に引張られた際に生じる応力集中が原因と考えられる．そこで，Fig. 2 の図中に示す両面ラップ接続構造（Type A，B）を検討し，その引張特性を調査した．その結果，通常のラップ接続では，接続していない線材に比べて強度が 3 割ほど低下するが，Type B 構造
では接続していない線材と同程度の強度を有することが確認できた（Fig. 2）．従って，このような接続構造を採用することで，さらに大きなフープ応力に耐え得ると考えられる．

REBCO tape
FESC-SCH04-FPI
4.1 mm × 0.16 mm (with insulations)
BHO-EuBCO, ~2.5 µm
50 µm
20 µm electroplated Cu
REBCO coil
150 mm
192 mm
8.7 mm137
2
75 m
48.1 A
26

Fig. 1 Hoop test results at 4.2 K，11 T backup field.

Fig. 2 Tensile test results at 77 K, self-field for non-jointed tapeand jointed tape (lap joint, Type A and Type B).

― 7 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1A-p03

HTS マグネット

共巻き REBCO コイルにおける臨界電流の局所的欠陥の影響の低減：
較正された劣化線を用いた実験的検証
Mitigate the effect of local tape defects on REBCO coils using 2 tape bundle conductor :Experimental validation with calibrated defect阿部 徹, BADEL Arnaud, 岡田 達典, 淡路 智（東北大）;
藤田 真司, 土屋 光輝, 飯島 康裕, 大保 雅載（フジクラ）
ABE Toru, BADEL Arnaud, OKADA Tatsunori, AWAJI Satoshi (Tohoku Univ.);
FUJITA Shinji, TSUCHIYA Koki, IIJIMA Yasuhiro, DAIBO Masanori (FUJIKURA)
Email: t.abe@imr.tohoku.ac.jp
1. はじめに
REBa2Cu3Oy（REBCO, RE: 希土類及び Y）線材は高磁場中における臨界電流密度特性に優れており、超伝導マ
グネットのさらなる高磁場化に向けた利用が試みられている。しかし、REBCO 線材は局所的な欠陥の影響を受けやすく、コイルを構成する上で問題になっている。その改善方法として、REBCO 線の 2 枚共巻きによるコイル化技術が提案されている[1]。その改善の効果の評価のため、まずは人工的に劣化させた短尺試料の磁場中 I-V 特性を調べた。そして、2 バンドル内の一方の線に局所的に劣化がある小型ダブルパンケーキコイルの特性について調べた。

Table. 1. Property of REBCO tape
Tape width

4 mm

Tape thickness

0.11 mm

REBCO thickness

2.5 µmHastelloy thickness

50 µm

Copper thickness

20 µm

@

2. 実験方法
劣化線は、フジクラ製の BaHfO3 （BHO）添加 EuBCO
線材（FESC-SCH04）について、室温において曲げ半径 6mm で両側曲げ加工を行うことで作製した。Table. 1. に線材の諸元を示す。この劣化線の短尺試料について、東北
大金研の 20 T 超伝導マグネットを用いて、0 T から 15 Tの磁場𝐵𝐵を ab 面に平行に印加し、液体ヘリウム中 4.2 K
で直流 4 端子法により I-V 特性を測定した。
また、2 バンドルコイル（内径 40 mm x 外形 94 mm、101 turns/pancake）は、下コイルの一方の線に対して同様の曲げ加工を施したものを用い、超伝導層を内向きに重ねて共巻きした。劣化部は下コイルの中心付近（55 ターン）に位置する。この小型ダブルパンケーキコイルの I-V
特性を 77 K 以下の各温度、自己磁場下で測定した。冷却には GM 冷凍機伝導冷却方式のクライオスタットを用いた。
3. 実験結果
Fig. 1 に 4.2 K の 0 T から 15 T の磁場中における短尺の劣化線の I-V 特性の測定結果を示す。1 µV/cm で決定した劣化線の臨界電流 Ic は、4.2 K 自己磁場中で 33 A であり、磁場の増大に伴って減少した。I-V 特性は線形に近い
電圧の立ち上がりが見られた。Fig. 2 はコイルの I-V 特性の測定結果である。77 K では正常な上コイルと劣化部のある下コイルの I-V 特性はほとんど変わらないが、温度の低下に伴って両者の差が増大する傾向が見られた。これらの考察については当日議論する。

Fig. 1. I-V characteristics of damaged REBCO shortsample at 4.2 K, 0-15 T.

Fig. 2. I-V characteristics of double pancake coil. The
top coil includes the damaged area at 55th turnin total 101 turns.
参考文献
1. S. Awaji, et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol.
29 (2019), 4300305.

― 8 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1A-p04

HTS マグネット

巻線・冷却・励磁過程を考慮した高磁場 REBCO コイルの応力・ひずみ分布の数値解析評価
Numerical evaluation on stress and strain of high-field REBCO pancake coilin consideration of winding, cooling and excitation processes
植田 浩史，徳永 佳祐，内藤 敬介，井上 良太，金 錫範（岡山大学）
UEDA Hiroshi, TOKUNAGA Keisuke, NAITO Keisuke,INOUE Ryota, KIM SeokBeom (Okayama Univ.)
E-mail: hiroshi.ueda@okayama-u.ac.jp
1．はじめに高温超電導線材を用いた高磁場マグネット，具体的には，研究用高磁場コイル，核磁気共鳴（NMR），磁気共鳴イメー
ジング（MRI），加速器（サイクロトロン，ビーム輸送系），超電導磁気エネルギー貯蔵装置（SMES）などの研究開発が世界各国で進んでいる。しかし，高温超伝導マグネットの研究開発の進展により、多くの実験が実施され、実際的な課題も明らかになってきた。REBCO 線材は基板上に約 1μm の超伝導層を結晶成長させた薄膜という脆弱な構造をしているため、超伝導線材端部のマイクロクラックが，高磁場・遮蔽電流による局
所的な電磁力によって進展し、コイル性能劣化まで進む可能性が指摘されている[1]。そこで，今回は，REBCO コイルを対象に線材が経験する巻線時の張力、冷却時の熱応力、励磁時の遮蔽電流を考慮した電磁力[2]により、REBCO 線材が受ける応力・ひずみを数値解析によって評価した。

3．解析結果Fig. 3 に周方向（フープ）ひずみのコイル内分布と積層コイ
ルの一番上のコイルのフープ応力の解析結果を示す。非含浸無絶縁コイルは，フープ応力が 100 MPa 程度に対して，絶縁被覆 REBCO 線材非含浸コイルは 160 MPa まで発生し，線材上端と下端で応力が遮蔽電流の影響で 100 MPa 程度の差がある。このように，遮蔽電流により，想定以上の局所的な応力がかかる。絶縁コイルは，線材を包んでいるポリアミド被覆（30µm）が冷却の際に縮む影響で，接着していないので隙間ができて REBCO 線材が変形するためだと考えられる。
他の条件の検討結果については，当日報告する。

circumferential strain (%)
0.00

Circumferential
Hoop stressstress(MPa) (MPa)

(b)
(a)
(c)
Fig. 2 Gap element for contact problem. (a) Integral contact,(b) Opening contact, (c) Sliding contact.

180
160
140
120
100
80
60
40
20
0

0.17

Lower side
Upper side

0

50

100

150

200

250

Turn

(a) No impregnation coil wound by polyamide insulated
REBCO tape

Circumferential
Hoop stressstress(MPa) (MPa)2．解析モデル
解析対象のコイル（Fig. 1(a)）は，幅 4 mm，厚さ 0.1 mm（超伝導層 1.0 μm）の REBCO 線材をシングルパンケーキ巻きで巻いた内径 50 mm のコイルを 22 個積層したもので，このコイ
ルは 245 A 通電時にコイル中心磁場は 11.5 T 発生する。Fig.
1(b)に電磁界解析[3]によってコイル断面における巻線内の電流分布を示す。遮蔽電流の影響により，コイル上部になるほどのパンケーキコイルで電流が巻線上端に偏っていることがわかる。この遮蔽電流は，線材内の電磁力分布の著しい不均一性を生じる。さらに，Fig. 1(b)の電流分布に基づいて応力解析を行った。解析においては，コイルの機械的構造として，ポリアミド被覆 REBCO 線材 非含浸 絶縁コイル，REBCO 線
材 非含浸 無絶縁コイルの解析を実施した。解析では，巻線張力（今回はすべて 1 kg）による内部応力，曲げひずみ，冷却時の熱応力，励磁時の電磁力を考慮した。すべての巻線のターン間の接触は，Fig. 2 のようなギャップ要素としてモデ
ル化し，一体接触（接触面間が一体として挙動する），(b) 開口接触（接触部が離れて，自由境界になる），(c) 滑り接触
（接触面平行方向に滑る）の 3 つの接触状況を考慮した。

(a)(b)
Fig.1 Numerical model. (a) Cross-sectional view and (b)Current distribution.

circumferential strain (%)
0.00

180
160
140
120
100
80
60
40
20
0

0.17

Lower side
Upper side

0

50

100

150

200

250

Turn

(b) No-insulation REBCO coilFig. 3 Numerical results of cross-sectional distribution of
circumferential strain in winding (left) and circumferential
stress of upper side of winding in uppermost single pancake
coil (right).

参考文献
1. S. Hahn et al. Nature 570 496–499 (2019).
2. 2018 年秋季低温工学・超電導学会講演概要集 3C-a09 (2018)
3. H, Ueda et al. IEEE Trans. Appl. Supecond. 23 4100805 (2013)

― 9 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1A-p05

HTS マグネット

高磁場 REBCO 無絶縁コイルの電磁・熱応力解析による補強構造評価
Numerical Evaluation on Reinforcement against Thermal and Electromagnetic stress in High Field
No-Insulation REBCO coil
徳永 佳祐，内藤 敬介，井上 良太，金 錫範，植田 浩史（岡山大）
TOKUNAGA Keisuke, NAITO Keisuke, INOUE Ryota, KIM SeokBeom, UEDA Hiroshi (Okayama University)
E-mail: pklj7a6r@s.okayama-u.ac.jp
1．はじめに近年，高磁場 REBCO コイルは NMR や加速器への応用が著しく進んでいる．REBCO コイルは，高い熱的安定性や高電流密度化の観点から無絶縁（NI）コイルでの運用が進められている[1]．その一方で、REBCO コイルの機械的劣化や破損，また NI コイル特有の電磁的課題が挙げられている．
REBCO コイルは，巻線過程や冷却時，励磁減磁に際して，様々なひずみと応力を経験する．加えて，遮蔽電流により生じる不均一な電磁応力も経験する．さらに，NI コイルでは，励磁や減磁の際，電流が径方向に対しても流れるため，絶縁コ
イルとは異なる電磁力分布となる[2]。
本発表では，冷却時の熱応力解析，そして遮蔽電流を加味した電磁応力解析を従来の絶縁コイルと NI コイルを対象に行った．また，NI コイルでは，径方向へ流れる電流の影響を考慮し，その電磁応力解析を行った．当日は電磁応力解析の結果として，1)一様な電流が分布する場合，2)遮蔽電流による影響を加味した電流分布の場合，3)遮蔽電流と径方向へのバイパスする電流を加味した電流分布の場合のそれぞれの場合について報告する．
2．解析モデル及び条件
本解析で用いたコイルを Fig. 1 に示す．4 mm 幅の
REBCO 線材（超電導層：1 μm，Hastelloy：50 μm，copper：20μm）を 240 ターンしたシングルパンケーキ(SP)コイルを 40 個積層している．また， 補強構造として、SUS により構成される
YOROI 構造を適用している．通電電流 200 A，運転温度 10
K において，中心磁場 10 T が発生し，20 T の一様な外部磁場を与えている．遮蔽電流や超電導特性を考慮した三次元
電磁場数値解析を用いて，遮蔽電流分布および電磁力を算出し，その結果を，静的な荷重として構造解析を行った．構造
解析では、コイル巻線部は複合則に基づく一様な弾性体とみなし[4]，冷却（300 K から 10 K）による時間変化は考慮せずコ
イル内に温度勾配が存在しない定常状態を仮定している．10
N の巻線張力により生じる巻線内応力分布を初期値として与えた[3]．また，コイル巻線と補強構造間には接触条件を適用しており，摩擦は考慮していない．
3．解析結果Fig. 2 にコイル上部における冷却過程と励磁過程に生じる
周方向応力及び周方向ひずみの解析結果を示す．なお，(a)は遮蔽電流による影響を考慮しない場合，(b)は遮蔽電流による影響を加味した場合における解析結果をそれぞれ示している．また，Fig. 3 に上端から 6 番目の SP コイル上の評価線（巻線上部と下部から 0.2 mm）における周方向応力を示す．2
つの図から遮蔽電流の有無で応力分布が大きく異なることが確認できる．遮蔽電流の影響が含まれない Fig. 2(a)では，巻線内に局所的に大きな応力は生じず，Fig. 3 の青線のように
巻線上部と下部における応力分布が不均一にならないことが確認できる．一方で，遮蔽電流の影響で不均一な電磁力が生じる Fig. 2(b)では，軸方向圧縮力により，コイルが大きく変形している．この変形に伴い，プレートによって押しつぶされるコイル巻線内側上部には 600 MPa もの応力が生じる．また，Fig. 3 の赤線のように巻線内で応力分布が著しく不均一性を持つことがわかる．
NI コイルにおける径方向へバイパスする電流を考慮した
電磁応力分布については当日報告する．

Fig. 1

The cross-sectional view of analysis modelFig. 2 Numerical results of the circumferential stress inupper coil winding (a) without and (b) with the effect ofscreening current. (Deformation is displayed 10 times.)

Fig. 3 Numerical results of the circumferential stress on theevaluation lines in 6th SP coil (a) without and (b) with theeffect of screening current.
参考文献
1. S. Hahn et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., 21, 3,
1592-1595 (2011).
2. S. Noguchi et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., 29,4602607 (2019).
3. V. Arp, AIP Journal of Appl. Physics, 48, no. 5, 1977.
4. X. Wang et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., 26, 4600804(2016).

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1A-p06

HTS マグネット

低粘度熱硬化樹脂 TELENE1800 の極低温熱収縮率
Thermal shrinkage of low viscosity thermosetting resin, TELENE1800 at cryogenic temperature
水野 克俊，（鉄道総研）； 竹内 正基，(RIMTEC)MIZUNO Katsutoshi, (RTRI); TAKEUCHI Masaki，(RIMTEC)
E-mail: mizuno.katsutoshi.14@rtri.or.jp
1．はじめに鉄道総研では、浮上式鉄道応用を目指した REBCO 磁石の開発を行っている。700 kA を超える起磁力のため、レースト
ラックコイル直線部には 200 kN を超える電磁力が働く。Fig. 1に示すように、実機大 REBCO コイルは 8 個のパンケーキコイ
ルから構成されるが、そのままでは電磁力に耐えることができないので、アルミニウム合金製のコイルケースに収められている。車載超電導磁石は振動環境で運用されるため、パンケー
キコイルとコイルケースが一体化されていなければ摩擦熱が発生してしまう。そのため、パンケーキコイルとコイルケース間の空隙を樹脂で充填する必要がある。エポキシ樹脂では粘性が高く空隙に浸透させるのが困難であることに加え、上記の用途では REBCO 線材とエポキシ樹脂が接触する可能性もあり、はく離のリスクも否定できない。そこで、エポキシに代わる充 填 用 樹 脂 と し て 低 粘 度 熱 硬 化 性 樹 脂 TELENE1800（RIMTEC 製）を用いることとした。
2．TELENE1800 について
TELENE® はナフサＣ５留分のジシクロペンタジエンを用いた熱硬化性樹脂である。該樹脂は一般に大型車体用バンパ
ーやボディパネルなど耐衝撃と大型一体成形が要求される分野に重用されるが、TELENE1800 は低粘度で包埋用途に特化しており過去には浮上式鉄道の地上コイルモールド樹脂としても検討された[1]。硬化前の TELENE1800 はエポキシ樹脂と比較しても極めて低粘度(室温で 10 mPa・s 以下)であるため
充 填 性 に 優 れ て い る 。 TELENE1800 を 充 填 し た 実 機 大
REBCO コイルは、設計通りの固有モードを示し、加振試験においても発熱は許容範囲に収まっていることが確認された[2]。
コイル充填の検証を行う中で、TELENE1800 は熱応力によるクラックが発生しにくいことが確認され、他の低温応用も期待できるので詳細な特性を評価することとした。

Fig. 1

Structure of the real-scale REBCO coilFig. 2Stress-strain curves of epoxy resin and TELENE1800
measured by three-point bend test [2]Fig. 3

Thermal expansion of epoxy resin and TELENE1800

3．三点曲げ試験
TELENE1800 と比較のためのエポキシ樹脂の供試体を製作し、JIS K7171 に基づく曲げ試験を液体窒素中で実施した[3]。Fig. 2 に応力-ひずみ曲線を示す。最大強度はいずれも200 MPa 程度であるものの、その挙動は大きく異なる。エポキ
シ樹脂は降伏することなく破断しているが、TELENE1800 は
塑性変形しており、試験装置の最大変位 15 mm を与えても破断に至ったのは 4 供試体中 1 個だけであった。
4．熱膨張測定
熱膨張測定は伝導冷却で行い、測定には極低温用ひずみゲージを用いた。計測の信頼性確認のため、一部の供試
体では FBG(Fiber Bragg Grating)センサも併用して熱膨張を計測した。フィラーなし(Neat)の TELENE1800 に加えて、フィラー或いは繊維強化した供試体の熱膨張、および比較のためのエポキシ樹脂の文献値[4]も併せて Fig. 3 に示す。77 K で比較すると、フィラーなしは 1.4 %程度とエポキシ樹脂よりも熱収縮が大きかった。ガラス繊維で強化した供試体やアルミナフィラーを配合した供試体では、0.2～0.3 %と銅やステンレスに近い熱収縮となっており、繊維やフィラーの物性と配合比からも妥当な結果であると考えられる。

参考文献
1. M. Suzuki and T. Fujimoto: J-RAIL’01, (2001) pp.
169-170
2. K. Mizuno, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 94(2017) p. 1
3. M. Takeuchi, et al.: Abstract of CSSJ Conference, Vol. 97(2018) p. 64
4. G. Hartwig: Cryogenics, Vol. 28, No. 4 (1998) pp. 216-219― 11 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1A-p07

安定性・保護伝導冷却された CORC®導体の劣化しないクエンチ検出・保護条件の実験的研究
Experimental study on protectable conditions of conduction-cooled CORC® wire against quench
initiated by transient and local thermal disturbance羅 煕捷，趙 一帆，雨宮 尚之（京大）；Xiaorong Wang，Tengming Shen（LBNL）；荻津 透（KEK）；Jeremy Weiss，Danko C van der Laan（Advanced Conductor Technologies LLC）
LUO Xijie, ZHAO Yifan, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto University); Xiaorong Wang, Tengming Shen (LBNL); OGITSU Toru (KEK);
Jeremy Weiss, Danko C van der Laan (Advanced Conductor Technologies LLC)
E-mail: x-luo@asl.kuee.kyoto-u.ac.jp
1．背景CORC®導体は薄膜線材を金属コアにスパイラル状巻いた一種の高温超伝導ケーブルである。このような構造のケーブ
ルにおいてクエンチが発生した場合、電流が金属コアに分流し、金属コアが安定化材として働くことが期待されている。
我々は、伝導冷却された CORC®導体に局所的な常伝導部を発生させ、導体全体の電圧を観測しこれがある閾値を超えたら（クエンチ検出）、一定時間遅らせて（待って）から（検出時間と遮断器動作時間を模擬）、電源を制御することにより電流を指数関数的に減衰（外部抵抗によるエネルギー回収を模擬）させることによりマグネットのクエンチを模擬する実験を行った。

謝辞
本 研 究 は 一 部 JST 未 来 社 会 創 造 事 業 グ ラ ン ト 番 号
JPMJMI19E1 の支援、一部科研費国際 B（18KK0087）の支
援、一部日米科学技術協力事業（高エネルギー物理分野）の支援によって行われた。
Table 1. Sample information
Tape width
4 mmPlated-copper thickness
5 mmThickness of Hastelloy substrate 30 mm
Former
C101 copper(OD = 2.56 mm)
Final diameter
2.7 mm
1
Layer
Tape
2
Total length~ 700 mm
Length between terminals~ 515 mm
Critical current~ 330 A (45 K, 2 T)
(Temperature, magnetic field)~ 370 A (45 K, 1.7 T)~ 420 A (45 K, 1.4 T)~ 470 A (45 K, 1.1 T)

2．試料導体と実験手順
Table 1 に諸元を示す CORC®導体で実験を行った。使用
した CORC®導体は幅 2 mm、銅安定化層 5 m  2 の薄膜線
材 2 本を直径 2.56 mm の銅コアに巻いたものである。温度
45 K、外部磁場 1.1 T で測定した臨界電流値が約 470 A であった。
試料導体の概念図を Fig. 1 に示す。試料導体長手方向の電圧が Fig. 1 に示した合計 14 区間で測定した。実験の手順は以下の通りである。
1. 試料導体に所定の磁界を印加する。
2. 試料導体の温度を所定の値に制御し、臨界電流を測定する。
3. 所定の電流を流し、温度を所定の値に制御する。
4. 試料導体中心にあるヒータにより常伝導部を発生させる。
5. 試料導体全体の電圧（全電圧）が所定の値（検出電圧）になったら（マグネットのクエンチ検出を模擬）、所定の遅延
時間待って（遮断器動作までの遅れなどを模擬）、試料電流をあらかじめ設定した時定数で指数関数減衰させる（外部抵抗によるエネルギー吸収時の電流減衰を模擬）。
6. 試料導体の劣化の有無を調べるため、臨界電流を測定する。
3．実験結果一例として、磁界 1.1 T、初期定常温度 45 K、電流 450 A、検出電圧 100 mV、遅延時間 0.1 s、時定数 1 s 場合の、クエン
チ・電流減衰過程の電流、銅コア全電圧、テープ 1 全電圧、ヒータ付近の電圧（区間 1）、ヒータ付近以外のテープ 1 電圧（テープ 1 全電圧引く区間 1 電圧）の時間変化を Fig. 2 に示す。
クエンチを開始してから約 6 s 間、テープ１上電圧はヒータ付
近（1）しか出現しなかった。約 6 s 付近、ヒータ付近電圧が低下し、ヒータ付近以外のテープ 1 電圧（Tape 1 - 1）が上昇し始めた。このような電圧低下現象は銅コアへの分流、または銅コ
アによる冷却効果の影響と考えられる。
薄膜線材単線（有効長さ 180 mm、幅 4 mm、銅安定化層
20 m  2）を用いて通電電流 150 A で行った先行研究の実験結果[1]と比べると、CORC®導体に使われる線材の銅安定化層厚さがより薄く（5 m  2）、通電電流（450 A）がより高かったが、検出電圧 100 mV に到達する時間（約 11 s）は薄膜線
材単線の場合（約 0.6 s）より長いことがわかった。

Fig. 1 Sample layout

Fig. 2 Typical experimental result
参考文献
1. X. Luo, S. Inoue, N. Amemiya, "Experimental study on
quench detection and protection conditions ofcopper-stabilized coated conductors using short samples,"IEEE Trans. Appl. Supercond., vol. 29, no. 8, Dec. 2019,
Art. no. 4703511.

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1A-p08

安定性・保護REBCO コイル製作の観点に基づいた線材はく離再現試験
Reproduction test of the delamination of REBCO coated conductors from the viewpoint of coilfabrication
水野 克俊（鉄道総研）
MIZUNO Katsutoshi (RTRI)
E-mail: mizuno.katsutoshi.14@rtri.or.jp
1．はじめにREBCO コイルの製作においては、線材はく離[1]の対策が不可欠であり、すでに多数のはく離を回避できるコイル製作手法が提案されている。鉄道総研では熱可塑性樹脂を用いたコイル製作手法[2]で安定したコイル製作を実現している。
同手法ではコイル端面のみを銅板などの冷却部材に接着しており、ターン間の向かい合う線材面は非接着な構造となっている。
しかしながら、コイル製作に用いた線材の種類は限られており、線材幅や銅保護層の構造など仕様が異なる場合でも有効な手法であるかは不明である。これまでに実績のない線
材をコイル製作に用いる際には、小型の検証用コイルを多数 Fig. 1 Schematic drawing of a test specimen for T-peel test.
製作し通電評価するのが最も確実な検証方法であると考えられる。しかしながら、検証用コイル製作のための線材コストや手間は軽視できず、今日では多数のメーカーから線材が販売されており選択肢が豊富であることも考慮すれば、簡易な試験で線材とコイル製作手法の適合性を確認できることが望ましい。そこで、コイルのターン間を再現した供試体によるはく離再現試験を考案した。供試体を引き剥がしていく過程で線材がはく離しなければ、コイルに大きな熱応力が発生してもターン間の樹脂が破壊されるだけでコイル自体は劣化しないと予想される。
Fig. 2 Schematic drawing of the cross-sectional views of test
specimens. (a) Bonded with epoxy resin. (b) Bonded with
2．はく離試験方法
はく離試験として、T 形はく離試験(JISK6854-3:1998 を参 thermoplastic resin.
考)とたがね試験(JISZ3114:2013 を参考)の 2 種類を検証した。
T 形はく離試験では、Fig. 1 に示すように L 字に折り曲げた線
材対を樹脂で接着し、接着面に対して直行方向に荷重を与える。たがね試験では供試体を固定し、接着面にたがねを挿入していくことで供試体を引き剥がしていく。なお、いずれの供試体も線材と樹脂だけで構成されており、ジグ等に線材を固着させることはしていない。線材対の接着方法はコイルのターン間を再現したものとなっており、エポキシ含浸コイルを想定した供試体ならば、エポキシ樹脂で隙間なく張り合わせている。熱可塑性樹脂を用いたコイル製作手法を想定した供試体では、向かい合う線材面は非接着で端面だけが接着された構造となっている。(Fig. 2)。
供試体の製作には、4 mm 幅線材(銅メッキ厚 20 μm、基板厚み 50 μm)を用いた。Fig. 3 にエポキシ接着供試体の T
形はく離試験後の線材写真を示す。銅保護層は裂けることなく残存しているものの、縦方向に多数のふくらみが確認できる(Fig. 3)。この様な銅保護層の膨らみによる線材の劣化は既に報告されており[3]、本供試体においても劣化している可能性は高い。T 形はく離試験、たがね試験それぞれ 10 回行ったものの、すべての供試体で同様の銅層の膨らみが確認された。その一方で、熱可塑性樹脂で線材端部を接着した供試体では、銅保護層の裂傷や膨らみは全く確認されなかった(Fig. 4)。同線材を用いたコイル製作[2]では、エポキシ含浸した際は劣化し、熱可塑性樹脂を用いた手法ならば劣化が回避できており、本はく離試験との整合性が取れている。
異なる仕様の線材に対してもこれらのはく離試験を実施するとともに、試験後の線材に対して通電試験も行っており、詳
細は当日発表する。

Fig. 3 REBCO CC after the T-peel test. This test specimen was
bonded with epoxy resin.

Fig. 4 REBCO CC after the chisel test. This test specimen was
bonded with thermoplastic resin.

参考文献
1. T. Takematsu, et al.: Physica C, Vol. 470 (2011)
pp.674-677
2. K. Mizuno, et al.: Physica C, Vol. 518 (2015) pp.101-105
3. H. Shin and A. Gorospe: Supercond. Sci. technol. Vol. 27(2014) 025001― 13 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1A-p09

安定性・保護

共巻き低温超伝導線材による REBCO パンケーキコイルのクエンチ検出の実証
Demonstration of Quench Detection for REBCO Pancake Coil Using Co-wound Low Temperature Superconducting Wires
泊瀬川 晋，伊藤 悟（東北大）；西島 元（NIMS）；橋爪 秀利（東北大）
HASEGAWA Shin， ITO Satoshi (Tohoku Univ.)； NISHIJIMA Gen (NIMS)； HASHIZUME Hidetoshi (Tohoku Univ.)
E-mail: shase@karma.qse.tohoku.ac.jp
1. はじめに
我々は，希土類系銅酸化物超伝導（REBCO）コイルのクエンチ検出手法として，低温超伝導線材をクエンチ検出器として使用することを提案している[1]。これまでに，4.2
K，自己磁場下にて，Nb-Ti 線材を REBCO コイル表面に設置した体系でのクエンチ検出を実証した。一方，REBCO
コイル内部全体からクエンチを検出するには，検出器をREBCO コイルと共巻きする必要がある。この時，コイル
空間電流密度の減少を避けるべく，検出器をターン間絶縁体内に収めることが望ましい。そこで本研究では，ターン間絶縁された REBCO パンケーキコイルを作製し，絶縁層内に Nb-Ti 線材をクエンチ検出器として共巻きした体系
での早期クエンチ検出の実証を試みた。

謝辞
本実験は，東北大学金属材料研究所附属強磁場超伝導材料研究センターにて実施されました。
参考文献[1] S. Hasegawa, et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 29(2019) 9001305[2] R. Heller, et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., vol. 26(2016) 4201105

2. 実験方法
本実験では，SuperPower 製の REBCO 線材(SC4050)を用いてターン数 20 の REBCO シングルパンケーキコイルを作製し，クエンチ検出の対象とした。REBCO コイルの諸元を Table
1 に示す。ターン間絶縁には市販のポリイミドテープ(厚さ0.135 mm)を使用した。また，直径 0.1 mm の Supercon 製 NbTi/Cu 線材(54S43)，Nb-Ti/Cu-Ni 線材(SW-18)をクエンチ検出器(以下 QD)として，REBCO 線材，絶縁テープと共巻きをした。
Table 2 に QD の諸元を示す。REBCO 線材中のホットスポット
発生を模擬するため，線材中の長さ 3 mm の領域に荷重を与え，局所的に臨界電流(Ic)を 0 A とした。QD には，バイアス電流(検査電流，Im)を流した。Im は，「断熱環境下で 0.1 V 検出
(本実験のクエンチ検出閾値)から 1 秒後に QD 内温度が 150
K[2]以下となる」ように，事前に数値計算で求めた値とした。
Nb-Ti/Cu QD，Nb-Ti/Cu-Ni QD の Im はそれぞれ 1.4 A，0.3 A
であり，Im の 4.2 K，自己磁場下での臨界電流(Ic)に対する負荷率は~0.15，~0.03 である。REBCO 線材への印可電流(Iop)は 0 A から 1 A/s で増加させた。また，サンプルはクライオスタット内で LHe(4.2 K)により浸漬冷却した。

Table 1 Specifications of the REBCO single pancake coil
Items
ValuesConductor width/thickness
4.0 mm/0.095 mm
Conductor Ic at 77 K, s.f.
126 A
Insulator thickness
0.135 mm
Inner diameter/ Outer diameter
20 mm/ 24.7 mm
Total turns
20
Coil inductance~13.2 mH
Table 2 Specifications of the QDs
Nb-Ti/Cu QD
Nb-Ti/Cu-Ni QD
Diameter(bare/insulated)
Ic at 4.2 K, s.f
Ratio
of stabilizer

0.07 mm/ 0.102 mm
9.3 A

10.9 A

1.3

1.5

3. 結果・考察
Fig. 1 に 4.2 K， 自己磁場下における REBCO コイル中の電圧(VRE)，QD 中の電圧(VQD)，IOP の時間変化を示す。NbTi/Cu QD では(Fig.1 (a))，Iop = 118 A の時に VQD がバックグラ
ウンド電圧(VBG，<2.0×10-3V)を超えた。しかし VQD は 10-3 V
スケールを維持したため，REBCO 線材焼損を防ぐために Iopを遮断した。一方，Nb-Ti/Cu-Ni QD では，Iop = 111 A の時に
VBG 以上の VQD が発生し，その直後に 0.1 V に到達した。NbTi/Cu-Ni QD の方が Im 負荷率が小さにも関わらず VBG 以上の
VQD が生じた時刻が近いのは，Nb-Ti/Cu-Ni QD の熱拡散率が小さく，REBCO コイル内ホットスポットから入熱による，QD
内の局所温度上昇が促進されたためと考えられる。また，電圧上昇の挙動の違いは，常伝導抵抗の差による電圧降下の大きさの差によるものと考えられる。以上より，共巻き NbTi/Cu-Ni QD による，自己磁場下での早期クエンチ検出の可能性が示された。Nb-Ti QD は 9 T 以下の磁場環境(励磁中含む)での使用を想定している。Im として今回設定した 0.3 A を仮定すれば，Nb-Ti/Cu-Ni QD の 9 T での Im 負荷率は~0.6 (>>~0.03)となるため，9 T 以下の磁場環境での早期クエンチ検出も期待される。
4. まとめ本研究では，4.2 K，自己磁場下での，共巻き Nb-Ti QDを用いた REBCO パンケーキコイルの早期クエンチを実証した。発表会当日は，外部磁場下での結果も報告する。

― 14 ―

Fig. 1 Experimental results
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a01

HTS 線材 特性 (1)

通電法および磁化法より求めた REBCO 線材の Ic 値比較

Comparative study of critical currents determined by transport current andmagnetization measurement
土屋清澄, 王 旭東（KEK）；町 敬人（産総研）；藤田真司（フジクラ）；一瀬 中（電中研）； 菊池章弘 (NIMS)TSUCHIYA Kiyosumi, WANG Xudong (KEK)； MACHI Takato (AIST)； FUJITA Shinji (Fujikura Ltd.)；
ICHINOSE Ataru (CRIEPI)； KIKUCHI Akihiro (NIMS)
E-mail: kiyosumi.tsuchiya@kek.jp
1．はじめにREBCO 線材は、低温・高磁場から高温・低磁場まで幅広い応用が考えられ、種々の分野で開発が推進されている。この開発のためには、幅広い温度範囲、磁場領域でのREBCO 線材の臨界電流特性を明らかにする事が望まれるが、4.2 K, 77 K 以外の温度での full size 線材の測定は容易ではない。そこで、我々は広い温度範囲での磁化測定を行い、その磁化の値を一点での実測 Ic 値（本研究では4.2K, 5T の Ic 値）にスケールする方法により各種温度における Ic 値の推定を試みた。本発表では、この磁化から推定した Ic 値と通電法 Ic 値の比較結果について報告する。
2．磁化測定と磁化からの Ic 値推定
Quantum Design 社 の Magnetic Property Measurement
System (MPMS) を使用して、4.2〜77 K、0〜7 T の範囲
でフジクラ製 REBCO 線材の磁化測定を行なった。サン
プルサイズは 4 x 5 mm（コーナー部は切断）で、垂直磁場を B=0 から Bmax, Bmax から-Bmax, -Bmax から 0.5 T と変化させて磁化を測定し、ヒステリシス曲線を得た。その一例
を Fig. 1 に示す。この図で、ある磁場におけるヒステリ
シスの幅Dm(B)は臨界電流 Ic に比例する。この比例係数を求めるには、Bean モデルを仮定し、サンプル形状を考慮した遮蔽電流の計算が必要で、本測定で用いたサンプル
形状での計算は容易ではない。そこで、ここでは仮定の入らない実験的手法、4.2 K, 5 T におけるDm を 4-mm 幅線
材の実測 Ic 値(@ 4.2 K,5 T,E=1 µV/cm)でスケールすることで Ic 値の推定を行なった。Fig. 2 に推定した Ic(B,T)
値と実測 Ic 値(@ 4.2 K, 77 K)を示す。

Fig. 1. Magnetization loops of Fujikura FESC2 sample atvarious temperatures.
Ic値(通電)と Ic値(磁化)の比較
磁化の値から推定した Ic 値(Ic-Dm)と通電法で得た Ic 値
(Ic-tra)の詳細な比較を行うには、広い温度範囲での通電法
Ic 値が必要となる。然し乍ら、4 mm 幅線材でこのデータを得るのはほとんど不可能である。幸い Microbridge サン
プルを用いて（株）フジクラで測定された Ic(B,T)データが入手できたので、それとの比較を行なった。比較に先立
ち、フジクラのデータと 4-mm 幅サンプルの Ic 値の比較を行い、両者に大きな差がないことを確認した。Ic-tra と3.

Fig. 2. Ic-values of 4-mm wide FESC2 samples determinedfrom rescaled Dm and measured Ic-values.
Ic-Dm の比較はそれぞれ 4.2 K, 5 T の値で normalize して行なった。Fig. 3 にその結果を示す。図に見られるように、両者は低温部で非常に良く一致している。又、高温部では磁場の上昇と共に両者の差は広がる傾向を示している。
この原因としては、両者で測定している電界領域が違うこと、高温、磁場下で n 値が非常に小さくなることなどが挙げられる。磁化から推定する Ic 値と通電法の Ic 値の差は、30K 以下では 20〜30 %、30〜50K の範囲でも 50 %以下であること、磁化から推定した Ic 値は通電法 Ic 値より小さめであることも分かる。

Fig. 3. Comparison of normalized Ic(B,T) and normalized Dm.
４．まとめ
磁化から推定したIc値と通電法Ic値を比較した。低温域では両者は良く一致することから、通電法の測定が困難な場合には磁化から推定する手法も有効な方法であるがことが分かった。磁化から得たIc値と通常の通電法で得たIc
値の違いは4.2〜30 Kの温度域では20〜30%、30〜50Kの範囲でも最大50 %程度であった。
謝辞
本研究は科学研究費補助金(19H01911)の助成により実施したものである。

― 15 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a02

HTS 線材 特性 (1)

市販 REBCO-APC 線材の臨界電流特性

Critical current characterization of commercial REBCO conductors withartificial pinning centers
土屋 清澄, 王 旭東, 寺島 昭男（KEK）; 藤田 真司（フジクラ）; 一瀬 中（電中研）;
山田喬平（上智大）; 菊池章弘 (NIMS)TSUCHIYA Kiyosumi, WANG Xudong, TERASHIMA Akio (KEK); FUJITA Shinji (Fujikura Ltd.);
ICHINOSE Ataru (CRIEPI); YAMADA Kyohei (Sophia Univ.); KIKUCHI Akihiro (NIMS)
E-mail: kiyosumi.tsuchiya@kek.jp
1．はじめにREBCO 線材は高温高磁場領域で優れた臨界電流特性を有することから、様々な超伝導機器への応用が期待されている。然し乍ら、その 4.2 K、高磁場磁石への応用を考えると、さらなる特性の向上が望まれる。磁場中特性の向上を目指した多くの基礎的研究と線材メーカーの努力により、近年、人工ピン入りの市販 REBCO 線材が出現し始めてきた。 我々は高磁場磁石設計の立場から REBCO
線材の現状把握および基礎的データの収集を目的として、数社から人工ピン入り線材を入手し、その臨界電流特性の測定、比較を行ったのでその概略について報告する。
2．臨界電流測定
SuperPower, Fujikura, Shanghai SC, SuperOx４社のREBCO-APC 線材の Ic 測定を行った。測定した線材の諸
元を Table 1 に示す。
用いたサンプルホールダーは、
NIMS
強磁場ステーションの 18 T ソレノイド（口径 52mm）の中で、4 mm 幅線材の Ic 測定が可能なもので、サンプルに流せる最大電流は 1100 A である[１]。その外観を Fig. 1に示す。測定温度は、4.2 K(液体ヘリウム中)である。サンプルの長さは〜180 mm で、電圧タップは Ic 測定用（タップ間距離:25 mm）、ホールダーR 部の電圧モニター用（タップ間距離:15 mm）２つとサンプルのクエンチ保護用の４つである。線材と電極の接続には Sn-Bi はんだを用い、その接続長は 18 mm である。また、線材はハステ
ロイ基板が外側になるように取り付けた。サンプルをホールダーに取り付けた後、まず、液体窒素中、自己磁場下での測定を行った。その後、18T ソレノイド内に挿入して垂直磁場下での Ic 測定を行った。臨界電流値は Ic 測定用
タップ電圧の電界値が 1 µV/cm となる時の電流値とし、n 値は 0.1-1 µV/cm の範囲で求めた。
Table 1 Technical characteristics of REBCO-APC samples
Conductor

Hastelloy(µm)
30

Cu stab(µm)
5x2

Size (mm)(w x t)4.0 × 0.05

Fujikura FESC-2

50

20 x 24.0 x 0.11

2016/92020/7
2019/5

Fujikura FESC-5
Shanghai SC

50
30

7x2
10 x 24.0 x 0.08
4.0 × 0.06

2020/6
2019/1SuperOx-AP-N2

40

6x2

4.0 x 0.06

2020/3

SuperOx-AP-N3

60

17 x 2

4.1× 0.11

2020/3

SuperPowerSCS4030-AP

入手時
期(年月)

3．測定結果Fig. 2 に測定したサンプルの 4.2 K、垂直磁場下における Ic-B 特性を示す。これらのサンプルの Ic 値は 4.2 K, 15
T において 350〜850 A であり、ピン導入が無い線材の100〜250 A を大きく上回っている[1]。また、Ic 値の磁場依存性を見ると、SuperPower-AP 線のものは他とは少し異なる。この原因が製法やピンの種類の違いによるもの
かどうか現時点では明らかではないが、SuperPower-AP線の Ic 値は Ic(B)〜B-a で、その他の線材は Ic(B)〜1/(B+a)

Table 2. Ic (1µV/cm) and n-values at
77 K and self-field condition measured
by the sample holder.

Fig. 1. Sample holder

SuperPower-AP30
Fujikura FESC-2
Fujikura FESC-5
Shanghai SC
SuperOx-AP-N2
SuperOx-AP-N3

Ic
(A)
150
148
247
163
180
184

nvalue
29
32
30
29
34
30

Fig. 2 Critical current of REBCO-APC conductors at 4.2 K in
B^.
で良くフィットできる。n 値は、どの線材においても磁場依存性は見られず、その値は 40~60 にあった。これらの値はピンが導入されていない線材とほぼ同じであった。
４．まとめ
4 mm幅の市販REBCO-APC線の4.2 K、垂直磁場下における臨界電流測定を行った。従来の線材より磁場中のIc
値が大きく、測定時に働く電磁力も３倍程度となった。このため線材の動きも多く見られたが、0.2 µV/cmレベルでのIc 値を求めることも可能であった。測定したREBCOAPC線材の77 K, self field のIc値は、先に測定したピンなし線材のIc値[１]より低い傾向にあるが、4.2 KにおけるIc(B)特性は３倍以上向上していることが分かった。
謝辞
測定サンプルを提供して頂いた線材メーカーの方々に御礼申し上げます。又、サンプルホールダーを製作して頂いたKEK 機械工学センター、Ic測定でご協力頂いたNIMS
強磁場ステーションの皆様に感謝いたします。本研究は科学研究費補助金(15H03667, 19H01911)の助成により実施したものである。
参考文献
1. K. Tsuchiya et al., Cryogenics 85 (2017) 1.

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a03

HTS 線材 特性 (1)パルス強磁場中での市販 REBCO
パルス強磁場中での市販
REBCO線材における臨界電流測定
線材における臨界電流測定

CriticalCoatedConductors
Conductors
CriticalCurrent
CurrentMeasurement
Measurementof
ofCommercial
Commercial REBCOREBCO Coatedunder
underPulsed
PulsedHigh
High Magnetic
Magnetic Field
Field
土屋雄司(名⼤),（名大）；
木田孝則
孝則(阪⼤),（阪大）；鳴海鳴海 康雄
康雄（阪大）；
隆（名大）
⼟屋
雄司
⽊⽥
(阪⼤), 萩原萩原 政幸（阪大）；
政幸 (阪⼤),金道⾦道浩一（東大）；
浩⼀ (東⼤),吉田吉⽥隆 (名⼤)
TSUCHIYA
Yuji (Nagoya
Univ.),KIDA
Takanori,HAGIWARA
Masayuki (Osaka
Univ.),KINDO
Koichi (Univ.
TSUCHIYA
Yuji(NagoyaUniv.);KIDANARUMI
Takanori;Yasuo,
NARUMI
Yasuo; HAGIWARA
Masayuki(OsakaUniv.);
Tokyo),YOSHIDA
YutakaYoshida Yutaka(NagoyaUniv.) Univ.)
KINDOofKoichi(Univ.
of Tokyo);
YOSHIDA(NagoyaE-malil:tsuchiya@nuee.nagoya-u.ac.jp
E-mail: tsuchiya@nuee.nagoya-u.ac.jp

2. 実験方法
実験⽅法
2.
市販のフジクラ社、SuperPower 社製の⼈⼯ピンニング
センターを添加した REBCO 線材(型番は FESC-SCH04、
SF4050-AP)を直径約 2 mm の円形に加⼯し、最⼤ 20 個の線材を重ね合わせた。パルス強磁場中の磁化測定は、⼤阪⼤学先端強磁場科学研究センター（AHMF）にて、パルス
幅 35 ms の⾮破壊型ミッドパルスマグネットを使⽤して⾏った。図 1(a)の内挿図に⽰すように、最⼤ 50T のパルス
磁場中、温度 4.2-77 K にて磁化を測定した。保護層による磁化を評価するため、100 K においても磁場測定を⾏った。
Jc の算出は、臨界状態モデルを⽤いて磁化のヒステリシス
から⾏った。
3. 実験結果及び考察
実験結果及び考察3.
図 1(a)と(b)に、それぞれ任意単位での磁化及び Jc の磁場依存性を⽰す。図 1(a)のように、2 T 以上の磁場中で磁化のヒステリシスはメジャーループを⽰した。パルス磁場の最⼤値が⼩さいほど磁化は⼤きくなった。これは、励磁速度の違いによる電界の変化に起因すると考えられる。図1(b)のように、算出した Jc は 2 T で最⼤値を⽰した。これは、図 1(b)に⽮印で⽰すように、同じ励磁速度かつ磁化ヒステリシスのメジャーループ上の測定は、2-40T の範囲であり、この範囲で正確な Jc が測定されていると考えられる。40 K 以下の低温では、上記磁場範囲にて、Jc の磁場依
存性は、磁場の-1 乗に⽐例していた。測定時の電界について考えると、励磁速度が 5 kT/s であるため、算出される電界は 1 V/m オーダーであり、典型的な輸送測定の電界の10,000 倍と⾒積もられる。
当⽇は、保護層の影響やパルス磁場と定常 磁場中の Jcとの⽐較についても報告する予定である。

(a)SuperPower-APC
B // c, 4.2 K

50

Magnetic Þeld (T)Magnetization (a.u.)

10

-5

-10
0
4

Critical current density (a.u.)

1. はじめにはじめに
1.
NMR などのマグネット応⽤では、⾼精度で⻑時間安定
した定常強磁場が求められる。これまで定常磁場の最⾼値
は、常伝導マグネットと超伝導マグネットを組み合わせた
ハイブリッドマグネットによって実現されてきた。最近では、最内層に⾼温超伝導 REBCO コイルを使⽤した 45 T
級の定常マグネットが超伝導のみで実現されている[1]。
今後、強磁場超伝導マグネットの更なる強磁場設計に向けて、⾼温超伝導線材の評価⽅法において、50 T 級の強磁場中での Jc 測定⼿法の開発が求められている。
これまで、強磁場中の輸送測定による Jc 評価⽅法については複数報告がある[2-4]。しかし、昨今の市販線材は Jc
が⾼く、パルス磁場中での限られた空間での⼤電流輸送測定は困難であるため、我々は磁化法による Jc 測定に着⽬した。パルス磁場中の磁化は、超伝導体における臨界電流、保護層における遮蔽電流のそれぞれによる磁化について検討する必要があると考えた。
以上の背景から、本研究では 50 T のパルス磁場中での磁化測定により、市販 REBCO テープ線材における Jc 測定⼿法の開発を⾏った。

10

50
40
30
20
10
0

0 10 20 30 40 50
Time (msec)

20
30
40
Magnetic field (T)(b)

SuperPower-APC
B//c-axis
4.2 K
10 K
20 K
30 K
40 K
50 K
65 K
77 K

2
-1

0.1

∝B

8
6
4
2

0.01

50

8
6
4
2

0.001

1

2

3

4

5 6 7 82

10Magnetic field (T)34

5 6 7 8100

Fig. 1 Field dependences of (a) magnetization and (b) Jc in the
REBCO tapes from SuperPower Inc.
謝辞
謝辞
本研究の⼀部は、科学研究費補助⾦(20K15217)、JST-ASTEP、NEDO、及び名⼤産総研アライアンスからの助成を受けて実施しました。強磁場中の測定は、強磁場コラボラ
トリーを通じた AHMF との共同研究によって実施しまし
た。
参考文献
参考⽂献
[1] S. Hahn et. al., Nature 570, 496-499 (2019).
[2] D. T. Ryan et al., IEEE Trans. Magn. 32, 2803 (1996).
[3] B. A. Glowacki et al., Physica C 384, 205 (2003).
[4] M. Leroux et al., Phys. Rev. Appl., 11, 054005 (2019).

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a04

HTS 線材 特性 (1)Consideration on Double-Peak Structure Appeared in Uniaxial Strain Dependence ofCritical Current Density of REBCO Coated Conductors
OKADA Tatsunori，MISAIZU Hidenori，AWAJI Satoshi (Tohoku Univ.)
E-mail: tatsu.okada@imr.tohoku.ac.jp
1．Introduction
Understanding the temperature, magnetic field, anduniaxial strain dependence of critical current, Ic(T, B, ε),is important for the design of high-field magnets.
However, it is difficult to understand Ic(T, B, ε) in
REBa2Cu3O7−δ coated conductors (REBCO-CCs) because
REBCO has two domains in which physical quantities
respond to uniaxial strain almost oppositely [1]. In
particular, an appearance of anomalous double peaksof Ic(B, ε) in low fields has been reported [2, 3], but it has
not been understood for ten years.
Here we report a reasonable explanation of it
obtained via measurements and model calculations [4].
2．Experimental method
We investigated REBCO-CCs with different pinningmechanisms; random pinning (GdBCO without APC by
SuNAM) and c-axis-correlated pinning ((Y, Gd)BCO
with BaZrO3 nanorods by SuperPower). Uniaxial strain
dependence of Ic at 77.3 K under magnetic fields wasmeasured by using a four-point bender inserted in a liq.
N2 cryostat [1]. Magnetic field was applied parallel tothe c axis of REBCO by a large-bore cryogen-freesuperconducting magnet (φ100-10T-CSM) at HFLSM.
Transport Ic was evaluated by using the n-value modelwith a criterion of 1 μV/cm.
3．Experimental results and discussions
Top panels in Fig. 1 show the uniaxial strain
dependence of normalized Ic measured at 77.3 K under
several magnetic fields. We found that Ic(B, ε) in the caxis-correlated pinning sample (SuperPower) exhibit
mountain-shaped behavior regardless of magnetic
fields while those in random pinning sample (SuNAM)
show a crossover from mountain-shaped behavior tovalley-shaped one and then to mountain-shaped one
with increasing B. Observed valley-shaped behavior isconsidered to be a sign of double peaks. Similarcrossover can be seen in YBCO without APC [2] and (Y,Sm)BCO with (Y, Sm)2O3 particles [3]. These results
indicate that presence/absence of double peaks is
influenced by pinning mechanism.
4．Modeling of Ic(B, ε)To understand effects of pinning on Ic(B, ε), weconstructed a phenomenological model taking pinningmechanisms into account. Our model is based on aseries circuit approximation of two domains in REBCO[5]. Difference in pinning mechanism is reflected byintroducing the temperature-scaling behavior for
random pins or matching-field behavior for c-axiscorrelated pins to the pinning force density, Fp(B). In
addition, we subjected opposite strain dependences tophysical quantities in two domains based on
experimental data of the strain dependence of criticaltemperature in de-twinned REBCO-CCs [1].

Fig.1 Uniaxial strain dependence of normalized Ic.
Behaviors in measured data (top panels) are roughly
reproduced by our model (bottom panels) (after [4]).
5．Calculated results and discussions
Bottom panels in Fig.1 are results calculated by ourmodel with random pins (left) and c-axis-correlated
pins (right). Although there are quantitative
discrepancies between measured data and calculation,
we succeeded in reproducing observed Ic(B, ε) in aqualitative manner. This suggests that thepresence/absence of double peaks of Ic(B, ε) can beunderstood by considering differences in pinningmechanism (random pins/correlated pins).
6．Conclusions
We clarified that the double peaks of Ic(B, ε) appear in
REBCO-CC with random pins but do not appear in
REBCO-CC with correlated pins by experiment. We also
clarified that the presence/absence of double peakstructure can be understood by considering therandom/c-axis-correlated pinning. Details of thosedescribed above are reported in Ref. [4].
Acknowledgement
This work was supported by JSPS KAKENHI (EarlyCareer Scientists: 18K13783 and Grant-in-Aid for
Scientific Research(S): 18H05248).
References
1. S. Awaji, et al.: Sci. Rep., Vol. 5 (2015) p.01156
2. D.C. van der Laan, et al.: SuST, Vol. 23(2010)p.072001
3. M. Sugano, et al.: SuST, Vol. 23 (2010) p.085013
4. T. Okada, et al.: SuST, Vol. 33 (2020) p.094014
5. K. Osamura, et al.: SuST, Vol. 29 (2009) p.065019― 18 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a05

HTS 線材 特性 (1)広い周波数領域における多芯化高温薄膜超伝導線材の結合時定数の測定
Coupling time constant measurements of striated coated conductors in wide frequency range
王 寧，陳 妙鑫，重政 茉於，曽我部 友輔，雨宮 尚之（京大）
WANG Ning， CHEN Miaoxin, SHIGEMASA Mao, SOGABE Yuseke, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto University)
E-mail: n-wang@asl.kuee.kyoto-u.ac.jp
1．BackgroundThe striation, that is dividing the superconductor layer
into filaments, is an effective approach to reduce AC loss.
Striated coated conductors, in which filaments are connected
electrically through some transverse conductance, could
improve the robustness against local normal transition
because the current sharing between filaments through its
plated copper. However, it should be noted that the striation
is effective to reduce AC loss only after the decay of thecoupling current, which is the eddy current flowing throughthe transverse conductance between filaments. The couplingcurrent is characterized with the coupling time constant,which is determined from the AC loss measured at various
frequency. In this study, we are improving the performance of
the AC loss measurement system in wide frequency range, andmeasured the AC loss of striated coated conductors todetermine their coupling time constants.
2．AC loss measurement system
As shown in Fig. 1, the system measures AC losses ofsamples using the pick-up coil, and cancels the backgroundsignal using the compensation coil, which is a coil with thesame turns as the pickup coil but wound in the opposite
direction. We fill the cryostat with liquid nitrogen, immerse
the magnet and the sample liquid nitrogen, then measure AC
losses. This system measures the frequency dependence of
AC losses (Qm-f plot) in 0.5 mT AC magnetic field at 77 K.

system somehow. In other words, the performance for highfrequency measurement still needs to be promoted.
Second, the loop length of coupling currents decreases as
the length of the straight samples decrease so the couplingtime constants become smaller. For spiral samples, due to thewinding angle is the same, the pitch decreases as the diameterof GFRP rods decreases so the loop length of couplingcurrents also decreases, and the time constants get smaller as
well.
5．Acknowledgments
This work was supported by JST-Mirai Program Grant
Number JPMJMI19E1, Japan.

Fig. 1 Conceptual diagram of AC loss measurement system

3．Samples and experimental results
The AC losses of two types of striated and copper-plated
coated conductor samples fabricated by Furukawa ElectricCo., Ltd. and SuperPower Inc. were measured at 77 K. One
was straight samples of different lengths, the other was spiralsamples wound on GFRP rods of different diameters. For thestraight samples, the Debye curve of the coupling loss isobserved in Fig. 2, and f peak (the frequency gives Qm-f plot
the peak) increases with decreasing sample length. The
coupling time constants are about 1 ms, 0.3 ms, 0.09 ms
calculated from 1/(2f peak). For the spiral samples, the peakof Debye curve is obvious at a sample wound on 10 mm GFRP
rod but a little flat at a sample wound on 5 mm GFRP rod asshown in Fig. 3, which may due to a slight difference in thesample production process. Besides, it is somehow caused by
the high frequency performance of the measurement systemcannot meet the requirements as well. The coupling time
constants are 0.2 ms and 0.05 ms corresponding to the redand blue curve in Fig. 3.
4．Conclusion
First, the experimental results of straight samples indicatethat we can measure the frequency dependence of AC losses
over 1 kHz, but as the frequency is higher, the noise is much
more which will influence the accuracy of the measurement― 19 ―

Fig. 2 Experiment results of straight samples

Fig. 3 Experiment results of spiral samples

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-a06

HTS 線材 特性 (1)導電性中間層を用いた YBCO 線材のクエンチ発生時における電流回避挙動の検討
Numerical simulation of current distribution when quenching in REBCO coated conductor
using conductive buffer layer
村本 周平, 井上 靖也, 太田 圭佑, 川山 巌, 土井 俊哉（京大）
MURAMOTO Shuhei, INOUE Seiya, OTA Keisuke, KAWAYAMA Iwao, DOI Toshiya (Kyoto Univ)
E-mail: muramoto.shuhei.45z@st.kyoto-u.ac.jp

1. はじめに

数値計算結果より、YBCO 層の超伝導消失領域と超伝導

我々は低コスト YBCO 線材の開発を目的に、｛100｝<001>

領域の境界付近での発熱密度を計算した。この発熱密度と液集合組織を有する Ni メッキ Cu テープ (Ni/Cu/SUS) 上に導体窒素の冷却能との比較を行った。この比較結果から、境界電性を有する中間層を介して YBCO をエピタキシャル成長さ付近での発熱密度が最も大きい dCu が 30 μm の場合でも、ρb

せる線材構 造 の研究 を進め ている。こ の線 材構造で は、が 1.0 × 10-2 Ω・cm 以下では線材での発熱密度が液体窒素の

YBCO 層の一部で超伝導性が破れた際、YBCO 層を流れる

冷却能を下回っていた。このことより、ρb が 1.0 × 10-2 Ω・cm 以

電流は導電性中間層を通過して安定化層と基材を兼ねた Cu

下であれば YBCO 層の一部で超伝導状態が破れても線材は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で

液体窒素により冷却されると考えられる。

に、導電性中間層として SrTi0.95Nb0.05O3 (Nb-STO) を用いた
YBCO/SrTi0.95Nb0.05O3/Ni/Cu/SUS 試料を作製し、2.6 MA/cm2(77 K、自己磁場)の臨界電流密度 (Jc) が得られた事を報告した[1]。また、臨界電流密度 (Jc) を超えた場合、一部の電流謝辞
本研究の一部は JST-ALCA、JPMJAL1109 の支援を受けたものである。

が安定化層である Cu に回避する事を示した[2]。
しかしながら、YBCO 層から Cu テープへ全電流が回避するのに要する距離と中間層の抵抗率 (ρb) 及び Cu テープの層
厚 (dCu) の関係は明らかではない。また、Cu テープが安定化
層として有効に働くために求められる ρb の上限も明らかではない。本研究では、有限要素法による電流分布解析を行い長手方向の発熱分布を求めた。
2. 解析方法
電流分布解析の計算にはフォトン (株) の解析ソフト
PHOTO-VOLT を使用し、有限要素法を用い設定する電圧を境界条件として各メッシュに対して𝛻𝛻・�� � �が満たされるように計算を行った。解析を行ったモデルは 2 次元であり YBCO 層の一部の超伝導状態が破れた YBCO/導電性中間層/Cu の構造である。YBCO の電気的特性は当研究室の先行研究の試料[3]に基づいて設定した。そして、ρb を 1.0 × 10-4 ～ 1.0 ×
100 Ω・cm の範囲で 10 倍ずつ変化させ、dCu が 30、50、100μm の場合でそれぞれ解析を行った。

Fig. 1 (a)A schematic model for current distribution analysis
and (b) dependance in the current flowing through YBCO
normal state layer (INS) as a function of resistance of

3. 結果及び考察

conductive buffer layer (ρb).

Fig. 1 (a) に電流回避の計算を行ったモデルの概略図を示す。実際の計算には対称性を利用し右半分である赤の点線
部のみを用いた。Fig. 1 (b) に ρb を変化させて計算した際のYBCO 層の常伝導領域を流れる電流 (INS) を示す。ρb を 10

参考文献
[1] T. Doi et al., Master. Trans. 58 (2017) 1493.

倍ずつ増加させたとき、YBCO の超伝導消失領域を流れる電[2] T. Doi et al., APEX 12 (2019) 023010.

流が増加することがわかった。また dCu が大きいほど YBCO の[3] M. Hashimoto et al., JSAP Spring Meeting (2015)

超伝導消失領域を流れる電流が減少することがわかった。

― 20 ―

12a-P9-11.
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p01

磁気分離

常磁性体のための低磁場磁気分離装置の開発に関する基礎的研究
Basic research on the development of low magnetic field separation for paramagnetic substance
三島史人、野村直希、西嶋茂宏（福井工業大学）
Mishima FUMIHITO, Naoki NOMURA and Shigehiro NISHIJIMA (Fukui University of Technology)
E-mail: f-mishim@fukui-ut.ac.jp

1．はじめに常磁性粒子を対象とした従来の高勾配磁気分離法では、
磁気フィルターと超電導磁石を用いた装置を使用している。
常磁性体の磁気分離において、7 T 以上では効果は大きいが、磁気分離装置の現場での使用として考えるとできる限り強磁場を使用せず分離効率を上げることが求められている。そこで我々は淘汰管分級に磁気分離法を用いることで、低い印
可磁場（1.5 T 程度）でも常磁性粒子の磁気分離を可能とする手法を提案してきた。今発表では淘汰管内に高勾配磁気フィ
ルターを適用することで、さらに印加磁場を低磁場化する手法についての検討を行った。模擬サンプルとして色ガラス（SiO2）を用いて淘汰管分級に磁気力制御を用いた高勾配磁気分離法の検討を試みたので、その結果について報告する。
2．淘汰管の原理
淘汰管は粒子の沈降速度と装置下部から流入した懸濁液の上昇速度との関係により、微粒子を粒径により選別する装置である。淘汰管内の粒子には、流体によるドラッグ力、浮力と重力が働く。この粒子に作用する合力を式〔1〕に示す。また、
この式から流体の速度 vf＝0 としたときに導かれる粒子の沈降終端速度ｖｓを式〔2〕に示す。
〔1〕〔2〕
ここで、r は粒子半径 [m]、ρp は粒子の密度 [kg/m3]、ρfは粒子の密度 [kg/m3]、η は流体の粘度 [Pa・s]、vf は流体の速度 [m/s]、vｐは粒子の速度 [m/s]を示す。
3．常磁性粒子を磁気分離するための淘汰管を利用した磁気分離装置の検討
実験装置として、内径 20 mm、長さ 1 m の塩ビパイプ管を用いた淘汰管を用いて、常磁性を示す黒色ガラス（平均粒子径180μm、体積磁化率 3.17×10-4）を磁気分離した。流速の決定については、式〔2〕に従い、粒子径 180 μm が釣り合う速度を計算し、実験の流速を 3.5 cm/s 付近に設定した。淘汰管下部から定量送液ポンプ（EYELA RP-1000）を用いて流速 3.5
cm/s で送液し、ガラス粒子を高さ 40 cm の位置に留めた。そして、その高さ 40 cm の位置の淘汰管側面に、最大磁束密度1.3 T の永久磁石回路を配置することで、停留しているガラス
粒子の磁気分離を実施した。その際、装置分離部に適用した磁場積（B×gradB）は、磁石近傍 2 mm で 180T2/m、磁石遠方
20 mm で 20 T2/m の磁気力が作用している状態で、開放勾配
磁気分離法にて実施され、分離は成功した。計算と実験から、停留している粒子は、磁場積の大きさによって、粒子が淘汰
管側面に設置された磁場源に回収される移動速度いわゆる分離回収時間に差があるものの、分離領域のどの位置においても良好な分離回収が可能であった。
今後、本磁気分離装置での常磁性体の大量処理を目指すには、磁場発生源の低磁場化と大型化、（今回はバルバッハ
永久磁石回路であるが、超電導磁石化した際のボア径いわゆる磁気分離領域の拡大）が必要となる。それは同時に装置製作コストの低減も期待できる。そこで、さらなる低磁場化を検討するため、磁気フィルターを適用した淘汰管内での高勾配磁気分離について実施した。

4. 高勾配形成磁気フィルターを適用した淘汰管を利用した色ガラスの低磁磁気分離実験
印加磁場を低磁場化し、磁場積として 20 T2/m 以上になる
ように、磁気フィルター（線径：0.8 mm，15 メッシュ，材質
SUS430）を淘汰管の流路内に設置し、高勾配磁気分離装置
として改良した。その実験体系模式図と磁気フィルターの写
真を Fig.1(a)に示す。本実験においても淘汰管内に常磁性を示す黒色ガラス粒子と反磁性を示す黄色ガラス粒子を淘汰管（流体停止時）に投入した。流路が閉塞しないよう SUS430 製メ
ッシュを俵状にして淘汰管内に設置した。前の実験と同じ流
速 3.5 cm/s で色ガラス試料を管内に停留させた。磁気フィル
ターを設置したことによる粒子の閉塞や停留状況などの変化
は目視上では観察されなかった。
ガラス粒子が停留した状態を維持しつつ、磁場発生源を淘汰管（管壁）から距離 30 mm、20 mm、2 mm に配置し高勾配
磁気分離実験を実施した。その際、磁束密度を測定し、磁気フィルターの強磁性細線近傍の磁場積を計算した。それぞれの磁場積は、最大印加磁場 0.2 T （30 mm）で磁場積 50
T2/m、0.5 T (20 mm)で 300 T2/m、1.3 T (2 mm)で 1600 T2/mであった。0.5 T、1.3 T での実験の様子を Fig.1(b)に示す。
今回の試料条件における磁気分離実験の結果、0.2 T (50T2/m）で、黒ガラス粒子（常磁性粒子）が磁気フィルターに捕捉されることが確認できたが、瞬時には捕捉されず、停留状態に戻る粒子も観察された。一方、磁場 0.5 T、（300 T2/m）の磁気力においては、黒ガラス粒子は、磁気フィルターに瞬時に強固に捕捉された。

Fig.1 (a) Photographs of the magnetic filter and illustration of the
HGMS experimental setup. (b) The novel High Magnetic Separation
System using selection tube applied low magnetic fields.

5．まとめ
小規模な淘汰管を用いて低磁場印加条件の高勾配磁気分離実験を実施した。磁束密度 0.5 T 程度の低磁場適用で常磁性粒子の磁気分離が可能であり、淘汰管を用いた磁気分離法が常磁性体の分離に有効であることが示された。
今後は、より粒径の小さい常磁性粒子の捕捉と磁場領域拡大をめざし、強磁性細線フィルターの線径・形状や淘汰管内での配置方法などを詳細に検討してゆく。さらに超伝導磁石の広大な磁場領域を装置に適用することで、処理量の増大を図る予定である。
本研究は福井工業大学学内研究費の助成を受けて実施したものである。

― 21 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p02

磁気分離

磁気力制御法によるマイクロプラスチックの分離に関する研究
Study on microplastic separation by magnetic force control method
西嶋茂宏，三島史人, 野村直希 （福井工大）
NISHIJIMA Shigehiro，MISHIMA Fumihito, NOMURA Naoki (Fukui University of Technology)
E-mail: nishijima@fukui-ut.ac.jp
1．はじめに近年プラスチック製の日常用品は量産されると同時に大量に廃棄されている。プラスチックは分解し難く、海洋環境に多大な負荷を与えている。現在、これらの人体への影響は見られていないが 1）、潜在的危険性を考慮するとプラスチック類の早期回収が望まれる。
海洋に存在するプラスチック量は約 1 億 5 千万 t と考
えられ、年間約 800 万 t のペースで増加しており、2050
年には重量ベースで魚より多くなっていると推定されている 2）。また、プラスチックの分布状態は東アジアが 80%を占めており、海流によって運ばれるため日本の海岸にも多く存在している 2）。
マイクロプラスチックとは 5mm 以下の大きさのものと定義されており、種類としてはポリプロピレンやポリエ
チレン、ポリスチレンが多くを占めている。これらは自然環境下では分解されにくく、長距離を海流に乗って運ばれるため世界規模の汚染となっている。
プラスチック自身は不溶性のため化学物質のような汚染を引き起こすことはないが、その大きさ故、海洋生物の誤飲が多く、消化されないため異物として海洋生物に影響を与える。一方で、それに付着する残留性有機汚染物質（POP)は疎水性であることが多く、食物連鎖により生物濃縮されやすい性質を持っている。POP はその毒性のため体内の重要器官に取り込まれた場合、食中毒や発疹、免疫低下等の症状を引き起こす可能性があると言われる。
このように悪影響を与える可能性の高いマイクロプラ
スチックであるがその除去法は、現在、プラスチック類の流出抑制が唯一の方法である。このため、現存のマイクロプラスチックや今後増加するマイクロプラスチックを海洋から分離・除去する方法の開発は SDGs の一つを実現するための有力な手法を提供することになる。そこで、本研究ではそれらを分離・除去する手法について検討したので、その結果について報告する。
2．分離手法
本研究では海洋中のマイクロプラスチック分離・除去する手法として、ローレンツ力を用いた手法を適用することにした 4-5)。海水に磁場を印加するとともに電流を流すことによりプラスチックの分離・除去する手法である。
媒質に磁場下で電流が流れている状態を考える。媒質中に絶縁球が存在する場合、その絶縁球にはローレンツ力の反力がはたらくことになる。この結果、絶縁球はある条件の下で浮上あるいは沈降させることができることになる。この反力は、Leenov3）らにより求められており、次式で表されることが示されている。
𝑭𝑭𝑭𝑭=−3/4V(𝑱𝑱𝑱𝑱×𝑩𝑩𝑩𝑩)
この原理を利用し、マイクロプラスチックを浮上ある
いは沈降させることを考えた（場合によっては濃縮する）。
3．実験
実験の概略図を図１に示す。実験ではハルバッハ磁石を利用し、流路を電極が磁石の中心と対称となるように設置した（流路内平均磁場 0.87T）。
海水を模した濃度 3.4%

Fig.1

Schematic illustration of experimental set up.

の食塩水（密度：1.03×103kg/m3)をタンクから流して実験を行った。
流路はアクリル製で 25×25×565mm である。
電極はメッシュ状のステンレスから成り、30mm 離して流れに直交するように設置した。装置内磁場は平均 0.87Tである。実験に用いたプラスチックは直径 6mm のポリス
チレンであり、その密度は 1.07×103kg/m3 であった。
4．結果と考察
電流密度 8.30×103 A/m2、流速 6.5×10-2m/s の時のプラスチック粒子の浮上の様子を図 2 に示す。プラスチッ
ク粒子は流されつつ浮上していることが分かる。

Fig.2 Levitation of plastic ball.
装置設計のために粒子軌跡計算を開水路体系で実施した。実験結果および Lenov の計算を利用して、60t/h の装置の予備設計を行った（流速 7.4×10-1m/s）。90%以上の分離率を考えた場合、ボア直径約 20cm、長さ 22cm ,B=2T の超電導磁石であれば実現できることが示された。
5．結言
ローレンツ力を利用した海洋からのマイクロプラスチ
ックの分離法を検討するとともに、その実用の可能性を調査した。また、この手法を用いた小規模の分離装置の予備的検討を行った。
参考文献
1) https://www.who.int/news-room/detail/22-08-201
9-who-calls-for-more-research-into-microplasti
cs-and-a-crackdown-on-plastic-pollution：World
Health Organization ホームページ2) 磯辺篤彦ら：「環境研究総合推進費 終了研究成果報
告書～沿岸から大洋を漂流するマイクロプラスチックの動態解明と環境リスク評価～(4-1502)」
3) D.Leenov and A.Koji:J Chem.Phys.22(1954)683
4) 寺田隆哉ら：「電磁力を利用した低融点金属内介在物分離に関する基礎的研究」、低温工学 44(2008)32-37
5) 西垣和ら：「MHD 方式による海洋流出油の分離回収技
術の基礎研究」、低温工学 37(2002)343-349― 22 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p03

核融合 (1)ITER TF コイル及び構造物の製作進捗
Progress of manufacture of ITER TF coil and structure
小泉 徳潔, 中平 昌隆, 井口 将秀, 松井 邦浩, 中本 美緒, 梶谷 秀樹, 櫻井 武尊, 諏訪 友音（量研機構）
KOIZUMI Norikiyo, NAKAHIRA Masataka, IGUCHI Masahide, MATSUI Kunihiro, NAKAMOTO Mio, KAJITANI Hideki,
SAKURAI Takeru, SUWA Tomone (QST)
E-mail: koizumi.norikiyo@qst.go.jp
1．はじめに
量子科学技術研究開発機構（量研機構；QST）は，ITER
における日本の国内機関として，Fig. 1 に示す ITER トロイダ
ル磁場（TF）コイル[1,2]（スペア 1 個を含み 19 個．以下，TFCと記す．）のうち 9 個の TFC，19 個分のコイル容器（CC）の調達を担当している．TFC は，ITER の超電導コイルの中でも最大級であり，かつ，製作の難易度も最も高いコイルである．日
本では，初号機と二号機を完成させ，ITER サイトに納入している．本報では，日本が担当している TFC 及び CC の製作進捗を報告する．
加えて，ITER において，日本と同様に，TFC の調達を担当している欧州での進捗，及び ITER サイトでの組立準備状
況についても，簡単に紹介する．
なお，TFC の製作手順の詳細等は，[1]を参照されたい．

Table 1 TFC manufacturing scheme, delivery order and progress
TFC delivery sequence to ITER
from Japanese industries
Suppliers
Total
1 2 3 4 5 6 7 8 9
1st (MHI & Melco) IT IT CAD
5
2nd (Toshiba)
A A
W D
4
D: Under DP fabrication, W: Under WP fabrication, A: Under assemblyof WP and CC, C: Completed, and IT: Delivered to ITER site.

2．日本における TFC 及び CC 調達進捗
日本では，ITER の工程を満足させるために，TFC の製作
は 2 製造ライン[1]で進めている．Table 1 に，TFC の ITER サ
イトへの納入順に，各製造ラインの進捗をまとめた．
第一製造ラインでは，既に，3 機の製作を完了し，現在，安定的に量産段階に入っている．第二製造ラインでは，初号機の製作を進めているが，巻線部（WP）を CC に挿入して，封止する最終工程（一体化）まで進んでおり(Fig. 2)，こちらでも大部分の作業が量産段階に入っている．
以上から，日本における TFC 製作は，当初危惧された多数の技術的な問題点を解決しながら，安定的な量産体制に移行したと言える．
また，CC の製作では，日本分の 6 機，欧州分の 7 機の製作を完了しており，量産も最終段階となっている．2021 年には，全ての CC の製作を完了する計画である．
3．欧州における TFC 調達進捗
欧州においても，3 機の TFC の製作を完了し，このうち 2機が ITER サイトに納入済である．後続の 3 機の一体化を進め
9m

SP

16.5m

InboardOutboard

APBPBU
A pair of TF coils
Cover plate (CP)Turn insulation
DP
Conductor
Insulation

Laser weldingSP
WP and CC
5 regular DPs

Radialplate(RP)Fig. 1. ITER-TF coil

TF coilFig. 3 1st Japanese TF coil in the ITER assembly building.
ており，欧州でも TFC の量産が安定的に進められている．

Coil case (200t)

Winding pack (110t)

Fig. 2 4th Japanese TF coil manufactured in the 2nd line.

AU
2 sideDPs

4．ITER サイトの組立準備状況
ITER サイトでは，TFC の受入検査，真空容器との組立前の準備作業を進めている．日本分 TFC ２機及び欧州分 TFC
１機については，受入検査に合格し，組立前作業を進めている．一方，ITER のある仏国では，COVID-19 の感染拡大が深刻であり，当初計画した進捗を達成するのに苦労している．
Fig. 3 には，ITER のトカマク組立建屋に搬入された日本のTFC 初号機の写真を示す．TFC が小さく見え，ITER の巨大さが実感できる．
5．まとめ
日欧では，ITER TF コイルの製作は，量産段階に入っており，ITER サイトでも TF コイルの組立が開始された．
謝辞
TFCの製作で，ご尽力いただいた三菱重工，東芝，三菱電機，現代重工等多数のメーカの協力に感謝します．
参考文献(1) 低温工学, 55 No.5 (2020) 315-345(2) 低温工学, 55 No.6 (2020) (掲載予定)― 23 ―

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2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p04

核融合 (1)ITER TF コイル高精度巻線技術の開発成果
Development of high-accuracy winding for ITER toroidal field coil
諏訪 友音，梶谷 秀樹，中本 美緒, 高橋 良和, 吉澤 一美，宇野 康弘，松井 邦浩，小泉 徳潔，中平 昌隆(量研機構)
SUWA Tomone, KAJITANI Hideki, NAKAMOTO Mio, TAKAHASHI Yoshikazu, YOSHIZAWA Kazumi, UNO Yasuhiro, MATSUIKunihiro, KOIZUMI Norikiyo, NAKAHIRA Masataka (QST)
E-mail: suwa.tomone@qst.go.jp
1．はじめにITER トロイダル磁場コイル(TF コイル)は、Nb3Sn 超伝導素線を用いた導体を巻線した 7 つのダブルパンケーキコイル(DP)とコイル容器から構成され、それぞれの DP は、絶縁を施した TF 導体をラジアルプレート(RP)と呼ばれる溝付きステン
レス鋼板に挿入した構造となっている。
TF コイル製作における技術課題は、導体絶縁を施した熱処理後 TF 導体を RP 溝へ挿入するために、熱処理後の巻線と RP 溝の周長差を 0.023%の高精度で管理することであった。
そこで、全ての DP において、RP 溝への導体挿入を確実に行える製作方法を立案し、さらに、その合理化を進め、効率的に本作業を実施できるようにした。
2．技術課題の解決策と RP 組立プロセスの合理化
RP 溝に TF 導体を挿入可能とするため、これまでに、巻線する際に高精度に巻線周長を管理する技術を開発した。さらに、熱処理によって導体が伸びることで巻線周長が変化する
ため、RP 溝を熱処理後の巻線周長に合わせて調整する方法も開発した 1)。これらにより、巻線と RP 溝の周長差の平均を最大で0.03%、これに加え、各ターンにおける平均周長差からのばらつきを0.023%まで吸収できる製造方法を開発した 2)。
一方、この方法では巻線の熱処理完了まで RP 溝の組立を開始することができず、ITER の要求工程を満足することが難しかった。巻線の製作と RP の組立を並行してすすめ、製作工程を合理化するためには、量産した DP の巻線周長に対して統計的な処理を行うことで、高精度に熱処理後の巻線周長を予測し、次の 2 段階に分けて合理化を実施した 3)。
まず、合理化ステップ１として、熱処理前の巻線周長と熱処理後の導体の伸びから熱処理後の巻線周長を計算し、計算値に合わせて、RP 溝周長を決定した。これにより、巻線の熱処理前に RP の組立を開始することが可能となる。この方法では、熱処理前の巻線周長はそれぞれのDP における測定値を用い、導体の伸びは合理化前に蓄積したデータの平均値を採用することとした。次に、合理化ステップ 2 として、合理化前と合理化ステップ 1 で製作した DP における熱処理後の巻線周長の平均値に合わせて RP 溝の周長を決定し、巻線製作と完全に並行してRP の組立を実施することとした。
3．熱処理後における巻線周長
TF コイルには 4 社の Nb3Sn 素線の導体が使用されているため、それぞれの導体で熱処理後の伸びが異なる。各社の伸びの違いを考慮して、熱処理後の巻線周長が設計値どおりとなるように巻線を実施したため、Fig. 1 に示すように、A、B、
D 社の伸びの違いによらず、熱処理後の巻線周長と設計値の差の平均はほぼゼロとなった。C 社の巻線周長と設計値の差は大きかったが、C 社の導体を用いた DP は全 63 体中 3体のみであるため、原計画通りの RP 組立を選択した。従って、巻線周長の設計値からの平均的なずれは RP 溝周長を調整することで打ち消すことが可能であることを示せた。
4．巻線周長と RP 溝の周長差
A 社の導体を用いた DP について、合理化ステップ 1 に従い RP 組立を実施した場合の巻線と RP 溝の周長差における累積誤差を評価すると、許容周長差 0.023%以内となった。そのため、合理化ステップ 1 に従って、A 社の DP は巻線の熱処
理前に RP の組立を開始可能となった。さらに製作工程を加速するため、合理化ステップ 2 の適用可否の検討を実施した。
合理化ステップ 2 を適用する前の各社の製作結果を用いて、巻線と RP 溝の周長差の累積誤差を評価すると許容周長差
0.023%以内となることが分かったため、巻線製作と RP 組立を完全に並行して実施できる目途がたった。B 及び D 社は DP
製作の合理化前に、A 社の DP 製作で合理化ステップ 1 及び2 の両方が可能であることが分かったため、原計画から合理化ステップ 2 に移行した。
Fig. 2 に各製作方法でまとめた巻線と RP 溝の周長差を示す。いずれの製作方法でも、巻線と RP 溝の周長差は許容値
0.023%以内となり、問題なく RP 溝に巻線を挿入可能であることを確認した。
5．まとめ
開発した方法によって、厳しい製作精度と要求工程の両立を可能とし、63体中60体のDPについてRP溝への巻線挿入を完了し、残りのDP製作も順調に進めている。

Fig. 1 Average difference in the design length of windings
after heat treatment shown in the bottom graph.

Fig. 2 Average difference between RP groove length andconductor length shown in the bottom graph.
参考文献
1. K. Matsui, et al.: TEION KOGAKU 47 (2012) 166-171
2. T. Hemmi, et al., J. Plasma Fusion Res. 92 (2016) 402-407
3. T. Suwa, et al., TEION KOGAKU 55 (2020) 319-327― 24 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p05

核融合 (1)ITER TF コイルダブルパンケーキの製作技術開発成果
Development of Double Pancake Manufacturing Technology for ITER TF Coil
井口 将秀，梶谷 秀樹，高野 克敏，安藤 真次，宇野 康弘，松井 邦浩，小泉 徳潔，中平 昌隆（量研機構）
IGUCHI Masahide，KAJITANI Hideki，TAKANO Katsutoshi，ANDO Shinji，UNO Yasuhiro，MATSUI Kunihiro，
KOIZUMI Norikiyo，NAKAHIRA Masataka (QST)
E-mail: iguchi.masahide@qst.go.jp
1．はじめにITER トロイダル磁場コイルの巻線部（WP）は、高さ 14 m、幅 9 m、厚さ約 110 mm の D 型のダブルパンケーキ（DP）7 枚を積層した構造である。DP は絶縁含浸工程を除くと、①ラジ
アル・プレート（RP）と呼ばれる D 型の溝付きオーステナイト系
ステンレス鋼板を、10 枚のセグメントを溶接・機械加工して製作する、②RP 溝に熱処理後の超伝導導体を挿入する、③オーステナイト系ステンレス鋼製のカバー・プレート（CP）を製作する、④CP を RP 溝に被せ、RP-CP 間及び CP-CP 間を溶接する（これらの溶接を CP 溶接と呼ぶ）、工程を経て完成する。
上記製作工程には三つの重要な技術課題が存在する。
1. 超伝導（Nb3Sn）生成熱処理後の導体を RP 溝に挿入するために、導体長と RP 溝の周長との差を±230ppm の範囲内とすること。
2. WP の寸法公差を達成するために、CP 溶接後の DP は
平面度 3.5 mm 以下とすること。この DP の平面度を達成するために、RP は平面度 1 ｍｍ以下を達成すること。
3. RP、CP の母材及び溶接部は、有害な欠陥がなく、かつ4 K で降伏応力：900 MPa 以上、破壊靭性値：180
MPam0.5 以上を満足すること。
これら技術課題をメーカと協力しながら解決し DP 製作を進めた。本発表では、RP・CP 製作及び CP 溶接に関わる 1～
3 の技術課題及び解決策を紹介するとともに、これまでの開発成果について報告する。
2．RP 製作技術開発及び成果
RP 製作における 1～2 の技術課題を解決する主要技術の一つとして、溶接変形の小さいレーザービーム溶接（LBW）を
RP セグメント同士の溶接（RP 溶接）へ適用する技術を開発してきた。一方、技術課題 3 を満足するために、RP は強度を高めるために窒素を多く添加した 316LN を構造材料として使用する。そのため、高出力 LBW を適用しても凝固割れ等が発生しない溶接技術の確立が必要であった。まず、高窒素添加
316LN の高出力 LBW に対する割れ感受性を確認した。その結果、7 kW 程度では溶接割れは生じないが、10～30 kW では、溶接ルート部付近に溶接割れが発生しやすいことが分かった。そこで、大出力 LBW で生じた溶接割れを、裏面から小出力 LBW することで取り除く方法を検討した。その結果、厚さ40 mm を溶接割れ無く溶接できることを確認した。
溶接厚さを増すために、高出力 LBW でも溶接割れを抑制する方法を検討した。検討の結果、構造材料の化学成分をフェライトに近づけるように最適化すること、及び溶接条件を最適化することで、溶接割れが抑えられることを明らかにした。これらの結果、Fig. 1 左図に示すように、LBW で 50 mm 深さを溶接することが可能となり、実機 RP 溶接を開始した。さらに、実機製作と並行して RP 溶接の合理化を進め、Fig. 1 右図に示すように、70 mm 深さの LBW を実現した。開発した LBW を適用することで、RP 平面度は一部冷間プレスを用いて矯正したが、目標の 1 mm を満足することができた。
3．CP 溶接技術開発及び成果
RP 及び CP の製作公差から、RP-CP 間では 0.5 mm 程度の、CP-CP 間では 0.7 mm 程度の隙間が生じ、これは一般的な LBW の隙間と比べると大きい。また、溶け込み深さは
RP-CP 溶接では 2 mm 以上を、CP-CP 溶接では 2.5 mm 以Fig. 1 Welding sequence and result of macroscopic examinationby etching of weld joint with a 50-mm and 70-mm thickness
using high energy LBW.

Fig. 2 Flatness of double pancakes after cover plate welding inseries production.
上を達成する必要がある。そのため、種々の隙間に対して適
切な溶け込み深さを得られる溶接方法確立する必要がある。
そのため、0.1mm～0.7mm の隙間を設けた試験体用いて、溶
接隙間と溶け込み深さとの関係を明らかにし、溶接条件を最適化した。また、CP 溶接部の 4 K 機械特性に問題がないことを確認し、要求される溶接品質を満足する CP 溶接手法を確立した。
CP 溶接後の DP の寸法公差を満足するためには、約 1000本ある溶接線の溶接順序及び拘束治具配置を最適化する必要がある。これは、固有歪法を用いた有限要素法による溶接
変形結果と、小規模から実規模の試験体の溶接変形を比較・検討することで最適化した。
実機 CP 溶接後の DP の平面度の結果を Fig. 2 に示す。
全てにおいて平面度の上限である 3.5 mm を満足しており、良好な結果となった。これの結果が示すように、開発した溶接方法によって安定した品質で CP 溶接を実施できることが実証さ
れた。
4．まとめ
開発した製作技術を基に、実機 DP 製作を進めている。現在までに、63 基中 55 基の DP を完成させており、製作は順調に進捗している。
謝辞
DP製作の成功は、三菱重工業、東芝、三菱電機を始めとする多くのメーカの協力によります。深く感謝いたします。

― 25 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p06

核融合 (1)ITER TF コイル巻線部の開発成果
Development of ITER Toroidal Field Coil Winding Packs
梶谷 秀樹，中本 美緒，諏訪 友音, 井口 将秀，松井 邦浩，小泉 徳潔, 中平 昌隆（量研機構）
KAJITANI Hideki， NAKAMOTO Mio， SUWA Tomone, IGUCHI Masahide, MATSUI Kunihiro,
KOIZUMI Norikiyo, NAKAHIRA Masataka (QST)
E-mail: kajitani.hideki@qst.go.jp
1．はじめにITER TF コイル巻線部（WP）は、7 枚のダブル・パンケーキ（DP）を積層し、各 DP 端部のジョイント部を半田接続、対地絶縁及び冷却配管/計測線取付けを行う構造であり、量子科学技術研究開発機構（以下、量研機構）は、9 基の WP を製作する。WP の製作では、以下の技術課題があった。
① 実機 WP のジョイント部の健全性を評価するためのジョイ
ント性能非破壊検査手法の確立② コイル容器との一体化を問題なく達成するために必要となる厳しい寸法精度を満足するための含浸手法の確立③ プラズマ閉じ込め磁場を精度良く生成するのに必要となる電流中心線（Current Center Line: CCL）の高精度評
価手法の確立④ WP の完成試験である 80 K コールド試験で発生した予想外の冷却配管絶縁部の放電現象の解決
これら技術課題をメーカと協力しながら解決し WP 製作を進めた。①については[1][2]で報告済であるため、本発表では、②～④の技術課題及び解決策を紹介するとともに、これまでのWP の開発成果について報告する。

わかった。そこで、樹脂の充填率をあげるための絶縁手法の見直しを行った。これを全 WP に適用し、その結果、これまで一度も放電は発生していない。これにより、本手法の妥当性を確認できた。
5. これまでの WP 開発成果
以上の技術課題を解決しながら WP の製作を進め、現在までに 6 基の WP を完成させている。Fig.3 に WP 初号機完成時の記念写真を示す。残り 3 基の WP についても順調に製作を進めている。

2． WP 含浸手法の確立
WP をコイル容器と一体化させるためには、WP の厚さ(面外方向)のバラツキ偏差を 4.5 mm 以内にする必要がある。これは、WP 厚さのバラツキが大きいと、WP とコイル容器の一体化プロセスにおいて、両者の隙間を高粘度樹脂で充填するときに、居所的に樹脂が充填できなくなるリスクが生じるためである。そこで、積層した 7 枚の DP を圧縮し、面外方向の平面度を矯正しながら含浸硬化させる手法を確立することで、本リスクをなくした。WP 含浸後の WP 厚さ測定結果を Fig.1 に示す。CCL 評価位置は WP 全周に渡り 8 か所あるが、横軸はその位置番号を示す。このように、WP 全周に渡り WP 厚さバラツ
キを 4.5mm 以内にできた。

Fig.1 Result of WP thickness after impregnation

3．高精度 CCL 評価手法の確立
プラズマ閉じ込め磁場を精度良く生成するためには、精度
良く WP の CCL を評価する必要があり、コイル直線部（Fig.1
横軸中の CCL 位置番号：1～3）で±1 mm, コイル曲線部（Fig.1 横軸中の CCL 位置番号：4～8）で±2 mm の CCL 位
置公差に入る必要がある。しかし、CCL は WP 内部に存在す
るため、外部からそれを確認することはできない。また、コイル
容器と一体化プロセスでは、WP の変形によって CCL も変化するため、それもトレースできなければならない。そこで、WP
内周面に基準マーカを取り付けて、その位置を測定すること
で外部から CCL を精度良く評価しトレースできる手法を確立した。Fig.2 に本手法で評価した WP の CCL を示す。このように全て公差を満足できた。

Fig.2 Result of WP CCL position

Fig.3 Memorial photo of the first completed WP
4. 冷却配管絶縁部における放電
WP の完成試験として、WP 全体を 80 K 付近まで冷却する
コールド試験を実施した。しかし冷却後の耐電圧試験において、WP 含浸後に取り付ける冷媒供給用の冷却配管から放電が発生した。検証を通じ放電要因として、本来は固体絶縁されるべき冷却配管絶縁部の樹脂充填率が低下していることが参考文献
1. H. Kajitani, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 94(2017) p.34
2. H. Kajitani, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 95(2017) p.51

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p07

核融合 (1)ITER TF コイル構造物の製作技術開発の概要
Outline of the manufacturing technology development about ITER TF coil structure
中平 昌隆, 井口 将秀, 櫻井 武尊, 高野 克敏, 小泉 徳潔 （量研機構）
NAKAHIRA Masataka, IGUCHI Masahide, SAKURAI Takeru, TAKANO Katsutoshi, KOIZUMI Norikiyo (QST)
E-mail: nakahira.masataka@qst.go.jp
1．はじめにITER トロイダル磁場（TF）コイル(Fig.1)[1]は、世界初の製作品であり、これだけの大型超伝導コイルの製作経験が世界的に著しく少ないことから、調達責任者である量子科学技術
研究開発機構(QST)が主導し、メーカーとその製作技術開発に取り組んできた．本報では、この製作上の技術課題とその解決方法について、概要を紹介する.
なお，TF コイルの主要緒言、TF コイル構造物の製作手順の詳細等は、[1,2]を参照されたい．
2．TF コイル構造物の製作上の技術課題
TF コイル構造物の主な製作上の技術課題は、1) 材 料 、
2) 設計、3) 溶接、4) 非破壊試験、5) 高精度組立である．
1) 材料と、3) 溶接については、[2]に概要を紹介しているので、そちらを参照されたい. 2) 設計について、既存の製作設計の常識を越えて採用した特徴的なものに部分溶け込み溶接(Partial Penetration Weld: PPW)の適用がある. 通常、PPW
は非溶け込み部先端の形状がシャープであり、応力集中が発生しやすく評価が複雑になるため、その採用を避けることがほとんどである. しかし TF コイルでは他機器の取り合い構造が多数あり、これらについては発生応力が小さく、溶接変形の低減や製作作業の合理化を考えて PPW を適用した. 適用において、評価手法と設計データの構築が課題である. 4) 非破壊試験については、超音波探傷試験(Ultrasonic Test: UT)

Fig. 1. ITER TF coil structure.

Fig. 3 Concept of the sensitivity setting for attenuation by weld
metal.
における、溶接部での音波の減衰対策が課題である. これは、TF コイル構造物に用いるオーステナイトステンレス鋼の溶接部では、材料組織が柱状になり、音波の進路を曲げたり、散乱を生じたりすることで減衰が生じることによる. 5) 高精度組立については、TF コイルの巻線部を TF コイル構造物に格納した後の封止溶接(Fig.2)のための開先合わせが最も難しく、
10m 以上の大きさの構造物に対して、1mm 以下の合わせ精度を達成することが課題である.
3．TF コイル構造物の製作技術開発
PPW に関しては、4K でのき裂進展試験を溶接継手から切り出したコンパクト(Compact Tension: CT)試験片にて行い、き裂が溶着金属内を伝播すること、Paris 則に基づく理論式によく合致することを確認し、溶着金属のき裂進展特性曲線を作成した. この物性を元に、PPW を適用する全ての接手の応力拡大係数を評価し、ITER 運転寿命中に破断に至らない初期
き裂の大きさを設定した. この初期き裂の大きさから、設計上の部分溶け込み部の大さの制限値を求め、かつ溶接後の UTにより、実際の部分溶け込み部の先端が、設計通りの位置にあることを確認することで、PPW の適用を可能とした．
UT の減衰対策は、継手試験片から減衰特性を求め、これにより実際の試験で適切に感度を上げて探傷することにより、減衰の問題を解決した(Fig. 3).
高精度組立のために TF コイル構造物の最終機械加工では、巨大な機械加工機を含めた加工エリア全体を 20±5°に管理するか、TF コイル構造物と同材料で既知の長さのものを用いて加工機の位置精度の温度補正を詳細に実施するかのいずれかの方法を用いて高精度の加工を実現した.
4．まとめ
ITER TF コイル構造物は、数々の技術課題を解決し、製作が可能となった． これにより、日本は ITER プロジェクトに大きく国際貢献することが出来た.
謝辞
TFコイル構造物の製作に当たっては、三菱重工業，三菱
電機，東芝、現代重工を始めとする各社のご協力と努力により、成功することが出来ました. ここに深く感謝いたします．

Fig. 2 Closure welding of ITER TF coil structure.

参考文献（1）低温工学, 55 No.5 (2020) 315-345（2）低温工学, 55 No.6 (2020) (掲載予定)― 27 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p08

核融合 (1)Development Results of WP Integration Techniques for ITER TF Coils
NAKAMOTO Mio, BABA Takashi, KASAI Yuma, SAKAMOTO Kazuyuki, SHIMIZU Tatsuya, SAITO Kengo, KOIZUMINorikiyo, NAKAHIRA Masataka (QST)
E-mail: nakamoto.mio@qst.go.jp
1．Introduction
A set of 18 ITER Toroidal Field (TF) coils functions as aconstraint to keep generated plasma within a vacuum vessel bygenerating uniform magnetic field when installed around thevacuum vessel. The quality of magnetic property for each TF
coil is guaranteed by defining tolerances on a current centerline (CCL) within the coil. CCL positions of TF coil iscontrolled by aligning CCL positions of Winding Pack (WP) to
datum of a TF coil structure (TFCS) during WP integration
into the TFCS and transferring the CCL position informationof the WP to the TFCS with good accuracy. However, there are
two major factors which might jeopardize the precise controlof CCL positions; 1) welding deformation of a TFCS and 2)
gravitational deformation of a WP. Moreover, after closure
welding of a TFCS, a WP is completely enclosed in the TFCS.
The transferring of the CCL position information needs sometechnique to achieve the required accuracy. In this presentation,
the WP integration techniques developed through qualification
trials and structural assessments are reported followed by the
TF coil fabrication progress in Japan.
2．Welding Deformation of TFCS
Closure welding of a TFCS is divided into 1) butt weldingof straight portion, AU and curved portion, BU of D-shape, 2)
poloidal welding of covers, AP and BP for AU and BU,
respectively, and 3) splice plate (SP) welding of two SPs
installed between AP and BP for adjustment. The impact of
welding deformation on a final TF coil was minimized by
performing WP integration in vertical orientation with thestraight portion facing bottom so that the only contact surface
between a TFCS and a WP is the back side of AU where theimpact of welding deformation is small. Furthermore, from theoutcomes of welding qualifications trials, the impact of eachwelding on the final coil shape was assessed. Some extra
materials were left on the surfaces and holes where the welding
deformation is not trivial or where the tight tolerances aredefined. The final machining of those portions is performed
after the closure welding to satisfy the given tolerances. During
the final machining, CCL positions are also optimized byshifting machining axis from TFCS datum to compensate forthe alignment errors of WP integration process.
3．Gravitational Deformation of WP
Since the straight portion of TF coils are located closer toplasma, error field contribution is higher at the straight portion;
therefore, the tighter tolerance is given to the straight portionof the CCL. On the other hand, as mentioned already, WP
integration is performed in vertical posture with straight
portion facing bottom in Japan; therefore, deformations of a
TFCS and a WP occur due to the weight of the curved portion.
Even though a TFCS and a WP deforms similar manner, theamounts of deformations are different due to structure
differences; a WP deforms more than a TFCS. In order toregain the closer-to-ideal CCL positions at the straight portions
after integration, deformation of the WP was corrected to thesame level as the TFCS at the straight portion.
4．Transfer of CCL Position Information
CCL positions of a WP is traceable from CCL markers
attached on the inner surface of the WP (Fig. 1); however, after
poloidal welding, inner surface of the WP become inaccessible.
WP position marks are attached on one side of the WP at thelocation of resin injection holes on a TFCS. Those marks aremeasured before and after closure welding to monitor thechange in the WP shape. Utilizing structural analysis, the final
CCL positions are calculated from those measurements toassess the deviations from nominal and the uncertainties in thecalculation. Assessment results summarized in Fig. 2 show theevaluated values are within tolerances.
5．Progress in WP Integration in JapanThe developed techniques have been applied to actual
fabrication of coils and two TF coils have been completed. The
third TF coil is in the final inspection phase and will becompleted by the end of November. Following three coils are
in WP integration process in parallel. In 2022, all of TF coils
except for the spare coil will be completed.
Acknowledgement
The development of WP integration techniques for TF coils
would not be realized without the cooperation of Mitsubishi
Heavy Industries, LTD. and Mitsubishi Electric Corporation.
The authors would like to thank those companies for theirtremendous effort in the development of the integration
techniques and successful fabrication of TF coils with thedeveloped techniques.

Fig.1 CCL markers at the CCL evaluation cross sections, A to
H. A set of 4 CCL marks are attached at each cross section.

Fig.2 Deviations and uncertainties in CCL positions of TF
coils. Bars extended from the markers indicate theuncertainties for each value. For the 3rd coil, uncertainties arein evaluation.
Reference
1. M. Nakamoto, et al.: J. Cryo. Super. Soc. Jpn, Vol. 55(2020) to be published― 28 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p09

核融合 (2)・加速器 (1)JT-60SA 超電導コイルのコミッショニング
Commissioning of Superconducting Magnets for JT-60SA
村上 陽之，土屋 勝彦，薄井 勝富，関 秀一，柏 好敏，河野 勝己，夏目 恭平，福井 良磨，濱田 一弥 (量研)
MURAKAMI Haruyuki，TSUCHIYA Katsuhiko，USUI Katsutomi, SEKI Shuichi, KASHIWA Yoshitoshi,
KAWANO Katsumi，NATSUME Kyohei，FUKUI Kazuma，HAMADA Kazuya (QST)

1．はじめに欧州と日本が共同で建設を進めているトカマク型核融合実験装置 JT-60SA 装置の組み立てが 2020 年 3 月に完了し、現在はファーストプラズマに向けたコミッショニングの作業を進めている。JT-60SA には 3 種類の超電導コイルが用いられ、18 個のトロイダル磁場(TF)コイルと 4 モジュールから成る中心
ソレノイド（CS）および 6 個の平衡磁場コイルで構成される[1]。
超電導コイルのコミッショニングは、冷却前試験としてクエ
ンチ検出用の高圧計測線の導通確認や、冷媒の温度計、圧力計、差圧計の動作確認およびコイル・給電機器の耐電圧試験を実施し異常のないことを確認した。冷却開始後は、コイルに 20A の電流を通電し、コイルの抵抗値変化および超電導遷
移温度の測定を実施している。4K への冷却が完了した後は、定格の TF：25.7 kA、PF：20 kA の通電試験を計画しており、クエンチ検出システムの調整および接続抵抗測定、AC ロス測定を実施し、プラズマ運転が問題なく行えることを確認する。
本発表では、通電試験の概要および 20 A 通電試験の状況について報告する。

3．コイル抵抗変化および超電導遷移温度の確認
冷却中のコイル抵抗変化を測定するため、コイルに 10～20 A の直流電流を通電し電圧を計測する。PF コイルに関しては、ピックアップコイルの発生電圧は 0 となるため、クエンチ
検出システムを用いて電圧測定を実施する。TF コイルは、図4 の通りブリッジ回路の片端を短絡する配線変更を行うことで、クエンチ検出システムを使用して電圧を測定できるようにした。
20 A 通電による抵抗測定試験の結果は、当日発表する。
参考文献
1. Y. Koide, et al.: Nuclear Fusion, Vol. 55, (2015) 086001

2．超電導コイルの通電試験
18 個の TF コイルは直列に接続され一つの電源で励磁される。一方で、10 個の PF コイル(4 個の CS モジュール + 6 個の EF コイル)は、個別に電流を変化できるように、それぞれ異なる計 10 個の電源で励磁される。
通電試験の最初にクエンチ検出システムの調整を行う。
JT-60SA のクエンチ検出システムの回路を図 1 に示す。TF コ
イルは直列接続かつ同形状であるため、各コイルの誘導電圧はほぼ同じであり、コイル間でブリッジ回路を組み誘導電圧を除去する。一方、PF コイルは各コイルの発生電圧が異なるため、各コイルに組み込んだピックアップコイルの電圧を用いて誘導電圧を除去する。誘導電圧除去のバランス調整のため、
クエンチ検出システムには可変抵抗が組み込まれており、
3kA 程度の低電流領域で調整を行う。また、クエンチ検出信号は B 接点を用いて停電等の異常で作動するようにし、かつ二重化することで確実にコイルを保護できるように設計した。
コイル通電は TF コイル系統および PF コイル単独と電源ごとの励磁から開始する。通電電流は、TF コイルは 1, 3, 5,
10, 15, 20, 25.7 kA、PF コイルは 1, 3, 5, 10, 15, 20 kA と定格電流まで徐々に電流を大きくし、接続抵抗や発生電圧に異常のないことを確認しながら通電試験を進める。また、通電ス
テップごとにクエンチ保護回路の動作試験も実施し、この時に生じる急速な磁場変化を用いて AC ロスの評価を行い、運転に支障のある発熱が生じないことを検証する。
個別の通電試験が完了した後は、図 2 に示すようなプラズ
マ運転を模擬した電流パターンで励磁を行う。まず、TF コイ
ルを励磁せず PF コイルのみの通電を実施し、各コイル電流は図 3 に示すように目標電流の 10%, 20% と順次電流を大きくしながら通電を行う。その後 TF 励磁状態で同様の試験を実施する。通電ステップごとに、コイルに取り付けられた変位計
でコイルの変形を評価し、異常な変形が無いことを確認しながら通電試験を進める。
これらの試験を通して、開発した超電導コイルが所定の性能を有することを確認する計画である。

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Fig. 4 Quench
detection circuit forresistance measurement

Fig. 1 Quench detection circuit

Fig. 2 Current profile of energization test

Fig. 3 Schematic of step for energization test
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p10核融合 (2)・加速器 (1)JT-60SA ヘリウム冷凍機システムのコミッショニング
Commissioning of helium refrigerator system for JT-60SA
夏目 恭平，河野 勝己，福井 良磨，大西 祥広，濱田 一弥（量研機構）
NATSUME Kyohei， KAWANO Katsumi, FUKUI Kazuma, ONISHI Yoshihiro, HAMADA Kazuya (QST)
E-mail: natsume.kyohei@qst.go.jp
1．はじめにトカマク型プラズマ実験装置 JT-60SA が 2020 年 3 月に完成し、JT-60SA ヘリウム冷凍機システムには、超伝導コイルやサーマルシールドといった負荷機器と、極低温ヘリウムを分配するための冷媒分配システムが接続された。運転に先立ち、各機器の健全性を確認するコミッショニング作業として、リーク
試験、ガスパージ作業、ヘリウム精製運転、流量調整運転が行われた。本講演ではこれらの結果について報告する。
2．負荷機器及び冷媒分配システムの接続と試験
超伝導コイル[1]やサーマルシールドといった負荷機器と冷媒分配システムは、SUS316L 製の配管で接続され、ヘリウ
ム冷凍機[3]から極低温ヘリウムが供給される[3]。Fig. 1 にトカ
マククライオスタット内の冷媒配管の写真を示す。配管接続は、
一部を除き突合せ自動溶接とし、極力統一化された品質を確保している。リーク試験は、配管及び機器内に設計圧 2.0
MPa のヘリウムガスを封入し、加圧積分法で行った。また、機器は耐圧試験として 2.5 MPa まで加圧することで、健全性を確認した。冷媒分配システムの現地溶接箇所は約 5 千箇所あり、進捗に応じて各種試験を断続的に実施した。
3．ガスパージ作業、ヘリウム精製運転、流量調整運転
異物や水分の除去を目的として、配管及び機器内に乾燥窒素ガスを 2.0 MPa 封入し、安全弁の取り付け口から一気に排出する、ガスパージ作業を行った。本作業により、配管及び弁が設計通り接続されていることと、弁のシートリークの有無も同時に確認した。コイル製作時や配管接続時の加工作業で発生したと考えられる金属粉などが、弁の台座などに付着することで、いくつかの弁にはシートリークがあり、必要に応じてガスケットの交換などを実施した。また、ヘリウム純度向上のため、ヘリウムガスでのパージ作業も行った。
全ての弁の動作を確認した後、ヘリウム冷凍機システムを負荷機器に接続し、ヘリウム精製運転を行った。目標とする
ヘリウム純度は、露点-60℃以下、窒素濃度 10 ppm 以下としFig. 2た。ヘリウム精製運転は予定よりも早く、約 3 日間で目標の値に到達することができた。前述したヘリウムリーク試験及びガ
スパージ作業が、組立に伴い繰り返されていたため、系内が既に比較的清浄な状態となっていたと考えられる。
冷却開始前に各負荷機器や冷媒分配システムの圧力損失を確認し、各弁を適切な開度としておくため、ヘリウム精製
運転中に各系統の流量調整を行った。その際、圧力計や流量計などの測定機器の動作を確認した。
参考のため、Fig. 2 に完成した JT-60SA の全景写真を示す。講演では、実際に開始されている超伝導コイルの冷却の状況についても報告する予定である。

Fig. 1

Piping in the tokamak cryostat

参考文献
1. Y. Koide, et al.: Nucl. Fusion 55, 2015, 086001.
2. K. Kamiya et al.: IOP Conf. Ser.: J. Phys.: Conf. Ser. 897,
2017, 012015.
3. K. Natsume, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., 30,
2020, 4203605.

Overall view of JT-60SA― 30 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p11核融合 (2)・加速器 (1)大電流 HTS 導体(FAIR 導体)の製法改良と導体特性の改善
Improvement of manufacturing method and conductor characteristics of high current HTS
conductor (FAIR conductor)
三戸利行，小野寺優太，平野直樹，高畑一也，柳長門，岩本晃史，濱口真司，高田卓，馬場智澄（NIFS）；大辻槙（東京大学）；
筑本知子（中部大学）；川越明史（鹿児島大学）；川並良造（川並鉄工株式会社）
MITO Toshiyuki, ONODERA Yuta, HIRANO Naoki, TAKAHATA Kazuya, YANAGI Nagato, IWAMOTO Akifumi,
HAMAGUCHI Shinji, TAKADA Suguru, BABA Tomosumi（NIFS）; OTSUJI Maki (University of Tokyo);
CHIKUMOTO Noriko (Chubu Univ.); KAWAGOE Akifumi (Kagoshima Univ.); KAWANAMI Ryozo (Kawanami Ironworks Inc.)
E-mail: mito@nifs.ac.jp
1．はじめに核融合科学研究所では、核融合実験装置に適用可能な大電流容量の高温超伝導(HTS)導体及びコイルの開発研究を進めている。HTS の特徴を生かした高い安定性と高電流密度を両立でき、安全なコイル保護を可能とすることが目標である。
運転温度 20 K、磁場 12 T で通電電流 12.5 kA を実現できる導体として、REBCO テープ線と高純度アルミニウムシートを交互に積層し、外径 12 mm の円形断面のアルミニウム合金ジャケットの溝部に入れ、蓋部を摩擦攪拌接合（FSW）で接合した
後で、電流分布の均一化及び機械特性の一様化を図るために導体に捻りを加えて製作する FAIR 導体を開発している。
２．FAIR 導体の製法改良
製法を改良した複数の短尺導体を試作し、液体窒素中で導体 Ic を測定する通電試験を実施している。導体の捻りピッチを横軸として、導体に使用した REBCO 線の Ic×枚数で測定した導体 Ic を規格化した結果を Fig. 1 にまとめる。
１回目の導体試作では、無回転捻りの導体にも臨界電流特性の劣化が観測され、更に捻った導体では、同条件で製作した導体間のバラツキを観測するための複数のサンプル間の特性差も大きく、室温と液体窒素温度との熱サイクルを経ることで更に劣化が進むなど、捻りと Ic 劣化との定量的な評価はできなかった。この特性劣化の原因は、REBCO 線と高純度アル
ミニウムシートの積層時の不整と、ジャケット蓋部を FSW 接合
する際の導体長手方向の強度の不均一さが原因であると判断し、その改良を行った。２回目の導体試作では、導体 Ic の劣化を 20 %以下に抑えることができ、特に 1 回転/m の捻りを加えた導体では Ic 劣化のない導体の開発に成功した[1]。しかし、２回転/m の捻りを加えた導体では FSW 部分に亀裂が生じ、FSW 条件の最適化が必要なことが明らかとなった。３回目の導体試作では、強固な FSW が行えるように FSW のツール形
状を変更した、結果として３回転/m の捻りを加えても亀裂が生じない導体の開発に成功した。捻りと Ic 劣化の関係では、２回転/m の捻りまでは、導体の Ic 劣化は 20 %以下に抑えられて
おり、３回転/m の捻りで Ic が 60 %以上大きく劣化する結果が得られた。この原因は３回転/m の捻りによって、REBCO 線に
不可逆な歪みが生じるためと推定された[2]。しかし、１回転/mの導体の Ic 劣化が２回転/m よりも大きく、導体長手方向の特性の均一性も良くなかったことから、FSW 条件の更なる見直しを行った。３回目+P.J.の導体試作では、導体長手方向の均一性を向上させるため、本接合の前に、パイロット接合を行う
FSW の改良を実施した。FSW の均一性は向上したが、Ic 特性
は 40 %近く劣化する結果となった。積層 REBCO 線部分を空洞としたアルミニウム合金ジャケットに同条件で FSW を行って確認したところ、空洞部の形状が大きく変形しており、強固なFSW によって REBCO 線に残留応力が加わることが Ic 劣化の原因と判断した。４回目の導体試作では、ソフトな FSW 条件と導体長手方向の均一性を両立させるため、２回目導体試作時の FSW ツール形状に戻し、パイロット接合と組み合わせる改良を行った。結果として Ic 劣化を 20 %以下に抑え、導体長手方向にも均一な特性の導体を製作できる目処が得られた。
３．導体 Ic 劣化の原因とその改善方法
導体が均質に製造されていない場合、異種材料の熱収縮差によって局所的な応力集中が生じ、座屈が発生する機構を明らかにするため、1 枚の REBCO 線をアルミニウム合金のカバーで覆い、拘束点の隙間を変化させて液体窒素温度まで冷却する要素実験を行い、座屈による劣化が発生する条件及びその機構を明らかにした[3]。
導体 Ic の劣化は導体長手方向に一様に生じているのではなく、局所的な劣化が複数箇所で起きたためだと結論づけた。
そのことを裏付けるデータとして、導体臨界電流値での電圧発生の立ち上がりの傾きを示す n 値を、規格化した導体 Ic を横軸としてまとめたグラフを Fig. 2 に示す。 Ic 劣化が大きかっ
た 1 回目及び 3 回目+P.J.の試作導体では、導体の劣化を示
すｎ値の低下も大きいことが分かる。更にｎ値と Ic には明確な相関があり、Ic 劣化を 20 %以下にするためには n 値を 15 以上に保つことが必要であることが明らかとなった。

Fig. 2. Relation between n value and normalized Ic

Fig. 1. Normalized Ic measurement of FAIR conductors

参考文献
1. T. Mito et al.; J. Phys. Commun., 4 035009 （2020）
2. T. Mito et al.; Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 99(2020) p.66
3. M. Otsuji et al.; Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 99(2020) p.90

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p12核融合 (2)・加速器 (1)次世代ヘリカル型核融合実験装置への適用をめざした
20 kA級 HTS STARS 導体開発の進展
Progress of the 20-kA-class HTS STARS conductor
for the next-generation helical device
柳 長門, 寺﨑義朗, 平野直樹, 尾花哲浩 (NIFS)； 松永信之介 (総研大)； 三戸利行, 田村 仁, 濱口真司, 小野寺優太,
宮澤順一, 成嶋吉朗, 高畑一也 (NIFS)； 伊藤 悟, 橋爪秀利 (東北大)YANAGI Nagato, TERAZAKI Yoshiro, HIRANO Naoki, OBANA Tetsuhiro (NIFS); MATSUNAGA Shinnosuke (SOKENDAI);MITO Toshiyuki, TAMURA Hitoshi, HAMAGUCHI Shinji, ONODERA Yuta, MIYAZAWA Junichi, NARUSHIMA Yoshiro,
TAKAHATA Kazuya (NIFS); ITO Satoshi, HASHIZUME Hidetoshi (Tohoku Univ.)
E-mail: yanagi@nifs.ac.jp
1. はじめに
次世代のヘリカル型核融合装置のマグネットに大電流容量の高温超伝導（HTS）導体を適用することを検討している。そこで、現在、内部構造の異なる３種類の導体を並行して開発しており、STARS、FAIR、WISE と名付けている。このう
ち、STARS（Stacked Tapes Assembled in Rigid Structure）導体は、多数枚の REBCO 線材を単純に積層して安定化銅ジ
ャケットに収納し、外側をステンレスジャケットで補強した構造である [1]。これはヘリカル型核融合炉 FFHR への適用をめざして 2005 年頃から開発を始めたものであり、2014 年には 100
kA 級予備試験体を製作して試験を行い、温度 20 K、磁場 5.3
T において、電流値 100 kA を達成した [1-3]。現在は、断面を縮小して 20 kA 級で実用となる導体の開発を進めている。

(a)

(b)

Fig. 1 Cross-sectional layout of the 20-kA-class HTS STARS
conductor (a) without and (b) with internal electrical insulation.
(a)2. 20 kA 級 STARS 導体 3 m サンプルの製作と試験開発を進めている 20 kA 級 STARS 導体の断面図を Fig.
1 に示す。このうち、(a) に示す電気絶縁のないタイプについて 2019 年度に長さ約 3 m のサンプルを製作した。製作の最重要点として、ステンレスジャケットにレーザビーム
溶接を施した。試作段階において銅安定化材の内側で溶接時の温度上昇を測定したところ最高 44℃であり、REBCO
線材の特性には全く問題がないことを確認した。製作されたサンプルについて液体窒素（77 K）で冷却して、自己磁場下での試験を進めた。Fig. 2 は臨界電流の測定結果である。１回目の通電試験で臨界電流約 4,000 A を確認した。
これは、線材単線の特性をもとに導体内における電流分布と自己磁場分布（強度と方向）を正確に考慮して求められる値に近く、導体の製作方法に問題がなかったことが確認できた。サンプルの昇温後に２回目の冷却と通電を行った
ところ、臨界電流は 1 % ほど低下した。この原因は現在のところ不明である。その後、導体に曲げ試験を行い、さらに臨界電流が低下したが、内部の線材に実際に印加されたひずみが可逆範囲内であったため、除荷後は臨界電流は元の値に復帰した。その後、10 回まで昇温、再冷却を繰り返したが、顕著な臨界電流の低下は認められず、良好な結果を得た。今後は、ヘリウムガスを用いた冷却（4-50 K）を行い、最大 9 T の外部磁場を印加した条件で通電試験を行う計画である。この際に、電磁力の繰り返し印加を行うことが重要な試験項目であり、千回以上を計画している。
3. 20 kA 級内部電気絶縁型 STARS 導体の製作
STARS 導体の設計では、本来、ステンレスジャケットと銅安定化材の間に電気絶縁を入れる仕様としている [1]。
上述のサンプルについては最初の製作であったため、これを省略した。現在、２本目のサンプルとして、実際に電気絶縁を入れたサンプルの製作を並行して行っている。この
サンプルについても、改めて、液体窒素冷却における通電試験や、その後のヘリウム冷却・高磁場導体試験を行うことを検討している。

(b)Fig. 2 Results of critical current measurement: (a) Voltage signal
obtained over 2.1 m of voltage-tap length as a function of theapplied sample current. (b) Variation of the measured criticalcurrent value on the cooling cycle.
参考文献[1] N. Yanagi et al.: Nucl. Fusion 55 (2015) 053021.
[2] Y. Terazaki et al.: IEEE Trans. Appl SC. 24 (2014) 4801305.
[3] S. Ito et al.: Fusion Eng. Des. 136 (2018) 239.

― 32 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1B-p13核融合 (2)・加速器 (1)高温超電導スケルトンサイクロトロンにおける可変出力エネルギーを考慮した
遮蔽電流磁場の数値解析
Numerical evaluation of screening current-induced magnetic field considering variable
output energy in HTS coil system for Skelton Cyclotron
白井 航大，緒方 隆充，石山 敦士（早稲田大）； 植田 浩史（岡山大）； 野口 聡（北海道大）；渡部 智則，長屋 重夫（中電）； 福田 光宏（阪大）
Kodai SHIRAI， Takamitsu OGATA， Atsushi ISHIYAMA(Waseda Univ.) ；Hiroshi UEDA(Okayama Univ.) ；So NOGUCHI(Hokkaido Univ.) ；Tomonori WATANABE， Shigeo NAGAYA(Chubu Electric Power Co., Inc.)； Mitsuhiro Fukuda(Osaka Univ.)
E-mail: shirakou-0918@akane.waseda.jp
1． はじめに
我々は、α 線放出 RI（211At）を安定的に製造・供給できる超小型・高強度出力に加え、エネルギー可変で多目的使用を可能とする次世代加速器の実現を目指して、無鉄心の REBCO
コイルシステムを用いた高温超電導スケルトンサイクロトロン（HTS‐SC）の開発に取り組んでいる (1)。出力エネルギー可変に伴う多機能化が実現できれば、1 台の装置でα線核医学治療用 211At の製造だけでなく、PET 用 RI 製造や BNCT 用中性子照射も可能になる。HTS-SC では粒子加速面において、
空間的・時間的に高精度な磁場が要求されるが、REBCO 線
材に誘導される遮蔽電流に起因する磁場が、発生磁場の質を悪化させてしまう。そこで、HTS-SC の小型実証用モデルである、Ultra-Baby-Skeleton-Cyclotron(UBSC)を試作し、電磁的・熱的・機械的振る舞いを確認する予定である。
本研究では、UBSC を対象に、出力エネルギー可変時の遮蔽電流の振る舞いを数値計算し、遮蔽電流磁場による不整磁場の影響評価を行った。
2． 解析対象及び解析手法
Fig.1 に示す、円形のメインコイルと非円形のセクターコイルからなる小型実証用スケルトンサイクロトロン（2021 年度試作・2022 年度実験予定）を解析対象とした。解析手法として、我々が開発した 3 次元非線形電磁界解析プログラムを用いた(2)。
3． 解析結果
今回、出力エネルギーとして、5MeV、4MeV、2.5MeV の 3
つの段階を想定し、それに対応する 540A、483A、382A を運転電流とした。Fig.2(a),(b)に本解析の励磁パターンを示す。
各 段 階 の 通 電 電 流 は 、 (a):540A-483A-382A 、 (b):382A483A-540A でそれぞれ励磁及び減磁速度 1A/s、各段階で7200s ホールドしたものを 3 サイクルにわたって解析を行い、粒子加速面における遮蔽電流磁場による不整磁場の影響評価を行った。同図に、粒子の取り出し半径である半径 0.2m における周方向遮蔽電流磁場値を示す。また、Fig.3 に、通電電
流と遮蔽電流磁場の関係を示す。Fig.3 から、2 サイクル目以
降は、ほぼ一定のループとなっていることがわかる。また、
Fig.2 及び Fig.3 から、(a)と(b)の 1 サイクル目を比較すると、(b)の励磁パターンの方が遮蔽電流磁場の変化が大きく出ている。
磁場の時間安定度の点から、(a)のようにはじめに電流の最大値まで励磁した方がより磁場の時間安定度が高いと言える。

Fig.1 Schematic drawing of small-scale Skeleton Cyclotron

Fig.2 Excitation pattern and time variation of the screening
current-induced field at the extraction radius of 0.2m

本研究の一部は、科研費基盤研究 S(18HD5244)に依った。
参考文献(1)H.Ueda, et al.,: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 23, 4100805 (2013)(2) H. Ueda, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol.23, 4100205 (2013)― 33 ―

Fig.3 Exciting current vs. screening current-induced fieldat the extraction radius of 0.2m
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-a01

デバイス (1)

斜め磁場中の十字形ジョセフソン接合における特異な臨界電流特性
Anomalous critical-current properties of cross-type Josephson junctions in oblique magnetic fields
馬渡 康徳 （産総研）
MAWATARI Yasunori (AIST)
E-mail: y.mawatari@aist.go.jp

Critical current, 𝐼𝐼� /𝐼𝐼��

2．超伝導ナノストリップによる十字形ジョセフソン接合
2 枚の超伝導ストリップを Fig. 1 のように十字形に重ねた接合について考察する。超伝導ストリップの厚さ ds は磁場侵入長  より薄く、かつストリップ幅 w は Pearl length 2ds より狭いものとし、超伝導ストリップの磁気遮蔽効果は十分小さい場合を考える。超伝導ストリップにより挟まれた弱結合(障壁)は、2 枚の超伝導ストリップの交差した領域と同一の正方形の面 w×w をもち、その厚さは dj である。この接合のサイズ w はJosephson length  j より小さいものとし、接合の磁気遮蔽効果
や自己磁場の効果も十分小さい場合を考える。
このような、「薄くて狭い」超伝導ストリップで挟まれた、「小さい」接合におけるゲージ不変位相差  (x,y) の 2 次元分布
は、任意の方向に印加された一様な磁場 �𝐵𝐵� , 𝐵𝐵� , 𝐵𝐵� � に対して簡潔な表式で与えられる。
接合を通過するジョセフソン電流密度は Jc sin で与えられ、Jc はジョセフソン臨界電流密度である。これを接合面
w/2 < x, y < +w/2 で積分した正味の電流の最大値として、直流ジョセフソン臨界電流 Ic が求められる。

と定義し、十字形ジョセフソン接合における直流臨界電流を、
これら磁束の関数として、𝐼𝐼� �𝛷𝛷� , 𝛷𝛷� , 𝛷𝛷� � と表す。ゼロ磁場における臨界電流は、𝐼𝐼�� � 𝐼𝐼� �0,0,0� � �� 𝑤𝑤 � である。磁場方向が yz 面内にある�𝛷𝛷� � 0�場合の臨界電流 (Ic は対数表示)の磁場依存性を Fig. 2 に示す。
Fig. 2(a) は、垂直磁場 𝛷𝛷� をパラメータとする 𝐼𝐼� の平行
磁場 𝛷𝛷� 依存性である。𝛷𝛷� � 0 の場合は、よく知られた干渉 パ タ ー ン 𝐼𝐼� �0, 𝛷𝛷� , 0�/𝐼𝐼�� � ��𝜙𝜙� /𝜋𝜋𝜋𝜋� � ����𝜋𝜋𝛷𝛷� /𝜙𝜙� �� である[1]。垂直磁場 𝛷𝛷� を増加させると、その干渉パターンが大きく変調されることがわかる。特に、𝛷𝛷� /𝜙𝜙� が 0, 1, 3, 5,…
の場合と 2, 4, 6,… の場合の振舞に大きな相違が見られる。
Fig. 2(b)は、平行磁場 𝛷𝛷� をパラメータとする 𝐼𝐼� の垂直
磁場 𝛷𝛷� 依存性である。𝛷𝛷� � 0 の場合は、積分正弦関数
Si(z) を用いて 𝐼𝐼� �0,0, 𝛷𝛷� �/𝐼𝐼�� � |�𝜙𝜙� /𝜋𝜋𝜋𝜋� � ���𝜋𝜋𝛷𝛷� /𝜙𝜙� �| で与えられ、𝐼𝐼� は 𝛷𝛷� とともに単調に減少する[4]。しかし、平行磁場 𝛷𝛷� の効果により、𝐼𝐼� vs 𝛷𝛷� にも |𝛷𝛷� | が小さい領域に
干渉パターンが現れる。

3．直流ジョセフソン臨界電流の磁場依存性
x, y, および z 方向の磁束を、それぞれ
(2)
(3)
(4)

𝛷𝛷� � 𝐵𝐵� ��� � �� �𝑤𝑤𝛷𝛷� � 𝐵𝐵� ��� � �� �𝑤𝑤,𝛷𝛷� � 𝐵𝐵�� 𝑤𝑤 �

djds

Parallel magnetic field,𝛷𝛷� ⁄𝜙𝜙� � 0, 0.5, 1, 1.5, 2,
and 2.5.

(b)Fig. 2: Magnetic field dependence of the Josephson criticalcurrent: (a) 𝐼𝐼� vs parallel field 𝛷𝛷� , and (b) 𝐼𝐼� vsperpendicular field 𝛷𝛷� .

ds

y

(a)

Perpendicular magnetic field, 𝛷𝛷� /𝜙𝜙�wzPerpendicular magnetic field,𝛷𝛷� ⁄𝜙𝜙� � 0, 1, 2, and 3

Parallel magnetic field, 𝛷𝛷� /𝜙𝜙�Critical current, 𝐼𝐼� /𝐼𝐼��

1．はじめにジョセフソン接合における直流臨界電流に関して、接合面に平行に磁場を印加した場合、臨界電流の磁場依存性にフラウンホーファー型の干渉パターンが現れることが知られている[1]。しかし、接合面に垂直磁場を印加した場合の臨界電流に関する研究は少なく[2–4]、特に斜め磁場中の臨界電流の振舞は明らかではない。
本研究では、超伝導膜により挟まれた面状のジョセフソン
接合において、平行および垂直磁場の影響をともに考慮し、ゲージ不変位相差の静的な 2 次元分布について理論解析を行った。2 枚の超伝導ナノストリップを十字形に重ねた小さい
接合における直流臨界電流を求め、その直流臨界電流は特
異な磁場依存性を示すことを明らかにした。

w

x
Fig. 1: Schematic of a cross-type Josephson junction:
superconducting strips of width w and thickness ds, andbarrier layer of area w×w and thickness dj.

参考文献[1] A. Barone and G. Paterno, Physics and Applications of theJosephson Effect (Wiley, New York, 1982).
[2] I. Rosenstein and J. T. Chen, Phys. Rev. Lett. 35, 303 (1975).
[3] A. F. Hebard and T.A.Fulton, Phys. Rev. Lett. 35, 1310
(1975).
[4] S. L. Miller, K. R. Biagi, J. R. Clem, and D. K. Finnemore,
Phys. Rev. B 31, 2684 (1985).

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-a02

デバイス (1)Bi-2212 ウイスカ十字接合からの THz 発振
THz emission from Bi-2212 cross-whisker junction
高野 義彦，齋藤 嘉人（NIMS, 筑波大）
TAKANO Yoshihiko， SAITO Yoshito (NIMS, Univ. of Tsukuba)
E-mail: takano.yoshihiko@nims.go.jp
1．はじめに
銅酸化物高温超伝導体の固有ジョセフソン接合(IJJ)を利用したテラヘルツ発振器[1]は、量子カスケードレーザーや共鳴トンネルダイオードに次ぐ小型テラヘルツ発振源として注目されている。IJJ によるテラヘルツ発振素子の発振パワーの増強、周波数の向上に向けて、発振素子の形状や冷却性能の向上や新規材料の探索など、さまざまな研究開発が行われてきた。これまでに開発されてきた IIJ によるテラヘルツ発振素子
は、基本的に全て Bi 高温超伝導体単結晶をメサ状に微細加工した構造であり、単結晶育成や微細加工にノウハウが不可欠であり、より簡便な IIJ テラヘルツ発信器が求められている。
2．方法
そこで我々は最も簡便な固有ジョセフソン接合であるウイ

図 ウイスカ十字接合の 6,0 像

スカ十字接合をベースにしたテラヘルツ発信器の開発に取り組んだ。Bi-2212 ウイスカ十字接合[2]は、ウイスカが MgO 基
板に密着しているため排熱に優れており、ウイスカ上に作製された発振素子の冷却効率は既存の素子と比較して有利であり、結果的に高バイアスの印加が可能になると考えられる。加えて、ウイスカそのものがアンテナのエレメントとして機能し、指向性を持つ発振素子を実現できる等の可能性秘めている。
また、Bi-2212 ウイスカの育成は、乳鉢と電気炉さえあれば可能であり、大型の単結晶育成装置や高度な育成技術を必要としないこともメリットである。
図 素子の断面構造の模式図
3．結果
我々は、まず長尾らが開発した Te-dope 法[3]によってウイスカ結晶を育成した。幅約 30µm のウイスカを二本 MgO 基板の上に 90°交差して置き、酸素気流中で 850℃30 分間アニールしウイスカ十字接合を作製した。
図 1 に、作製したウイスカ十字接合の SIM 像をす。長手方
向の共振をねらい接合数を増やし発振強度を増すために、FIB により下部ウイスカに切り込みを入れた。図 2 に素子断面図を示す。上部電極にあたる上部ウイスカは超伝導接合していること、さらに MgO 基板との密着性が良いことから高い排熱性が期待される。図３に電流を印加したウイスカ十字接合のIV 特性とボロメータの反応が示す。ボロメータから明瞭な応答を観測し我々はウイスカ十字接合からのテラヘルツ発振の観測に初めて成功した。FT-IR 分光器によるスペクトルから発振
周波数は、約 700GHｚであることが分かった。
参考文献
1. L. Ozyuzer, et al., Science 318, 1291 (2007).
2. Y. Takano et al., Phys. Rev. B 65, 140513 (2002).
3. M. Nagao et al., Appl. Phys. Lett. 79, 2612 (2001).

図 ウイスカ十字接合からのテラヘルツ発振特性

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-a03

デバイス (1)光子数検出器アレイ用 1E1 集中定数力学インダクタンス検出器の
マイクロ波応答
Microwave response of NbN Lumped-Element Kinetic Inductance Device
for Photon-Number Resolving Detector Array
栄元 雄山, 寺井 誠，成瀬 雅人，田井野 徹，明連 広昭（埼玉大院理工）
EIMOTO Yusan, TERAI Makoto， NARUSE Masato, TAINO Tohru, and MYOREN Hiroaki (Saitama Univ.)
E-mail: y_eimoto@super.ees.saitama-u.ac.jp
1．はじめに
生体試料に導入された蛍光物質からの蛍光を時間相関分光することにより、蛍光物質の周りの生体試料の情報を得ることができる。中赤外領域での測定が可能で光子数検出可能なイメージング検出器として、光学 LEKID アレイを検討している[1,2]。入力に光ファイバーアレイを用いることを前提に検出器の間隔を 250 m として LEKID を設計し、コプレーナ線路を用いたマイクロ波読み出しによる基礎的な応答を測定した。
講演ではさらに詳細な設計およびマイクロ波領域での共振特性などを詳しく報告する。

2．光学 LEKID アレイの設計
光学 LEKID アレイの 1 素子分の設計レイアウトを図 1 に示
す。入力をシングルモードの光ファイバーアレイとし 250 m 間隔で配置することを仮定して、16 m×80m のミアンダ型のインダクタ L を光検出部、幅 154 m，高さ 30 m のインターデ
ジタル型のコンデンサ C と接続した集中定数形 LC 共振器を構成し、図の下部に配置されたコプレーナ線路と結合する。

図2 共振ピーク温度変化

図3 共振周波数の温度変化
図 1 LEKID1 素子分の設計レイアウト
ミアンダ型のインダクタは、厚さ 20 nm、幅 500 nm の NbN ナノワイヤで形成され、主に力学的インダクタンスによる 1 m□当たり 14pH 程度のインダクタンスを仮定して設計した。それぞれの LEKID の共振周波数を変えるために、インターデジタル
型のコンデンサの容量を変化して設計した。 これにより、2.0～5.0 GHｚの間で共振ピークを持つように 12 個の LEKID を設計し、コプレーナ線路の中心部に配置した。
3．素子の作製
NbN 薄膜は、MgO(100)単結晶基板上に室温で Ar と N2 の混合ガス中で直流スパッタリング法にて堆積した。微細加工
は、電子ビーム描画法とフォトリソグラフィ法を用いて行った。
4．測定結果作製したLEKIDのマイクロ波領域でのマイクロ波透過特性は、0.5 Kに到達可能な無冷媒冷凍機を用いて測定した。
測定の結果、2.18 GHz～4.18 GHzの間で１１つの共振ピークが観測れた。共振ピークを観測できなかった素子は明らかな欠陥を生じていた。1Kで観測したQ値は約38400～209000と比較的良好な値を示した。測定結果より、力学インダクタンスを決定するロンドンの磁場侵入長λ0はλ0=463nmとなった。

図２に、f0=3.828 GHz付近に現れる共振ピークの温度変化を示す。温度上昇に伴い、一旦共振周波数が上昇したのち減少に転じる。酸化物基板表面の2レベルシステム(TLS)の影
響を加味したMaｔtis-Bardeen理論による複素伝導率の虚部の温度依存性の曲線と共振周波数の温度依存性の比較[3]を図3に示す。 パラメータフィッティングから、NbN薄膜の超伝導転移温度は17.5Kと見積もられたが、これは温度計と素子温度の不一致によると考えられる。また、インダクタンスはほ
とんど力学インダクタンスで与えられることが示唆された。さらに、2 K以下での共振周波数の上昇はTLSの影響であると考
えられる。
5．まとめ
膜厚20 nmのNbNナノワイヤを用いたLEKIDを作製し、共振
ピークの観測を行った。温度変化による共振の変化から、超伝導転移温度をNbN薄膜の膜厚により調整することにより中赤外光の単一光子検出が期待できることが示唆された。
参考文献
1. S. Doerner, A. Kuzmin, K. Graf, I. Charaev, S. Wuensch,
and M. Siegel, Journal of Physics Communications, vol. 2,
no. 2, p. 025016, 2018.
2. B. A. Mazin et al., Publications of the Astronomical Societyof the Pacific, vol. 125, no. 933, pp. 1348–1361, 2013.
3. R. Barends et al., Appl. Phys. Lett., vol.92, p. 223502, 2008.

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-a04

デバイス (1)多接合 SQUID を用いたアナログ回路による高速なフーリエ変換

Rapid Fourier transform by using superconductor circuits with multiple SQUIDs
野田礼華，山梨裕希，吉川信行（横浜国大）
NODA Raika，YAMANASHI Yuki, YOSHIKAWA Nobuyuki (Yokohama Nat. Univ.)
E-mail: noda-raika-vx@ynu.jp
1．はじめに情報化の進む近代の社会において，半導体集積回路(CMOS 回路)はコンピュータの構成において至るところで使われている．特にコンピュータ上で行われるフーリエ変換を用いた演算処理はデジタル信号処理の分野で広く用いられている．このフーリエ変換を行うために半導体集積回路を用いたプロセッサの開発が進んできた．しかし，半導体集積回路は微細加工技術の限界や消費電力の増大，計算時間の長さといった問題があり，性能に限界を迎えつつある．[1]そこで，半導体集積回路に代わる高速かつ低消費電力性に優れた超電導回路が注目されている．超電導素子に用いられる Josephson 接合では，接合部に印加される磁束密度と，ゼロ電圧状態で流れる Josephaon 電流の最大値(しきい電流)はフーリエ変換の関係にある．この性質を応用することでフーリエ変換をアナログ回路で行うことが期待できる．本研究では，多接合 SQUID を用いること
により，外部からの制御が可能なフーリエ変換を行う回路を提案する．その回路のシミュレーションを行い，動作の確認を行った．
2．しきい電流特性
方形な Josephson 接合に並行な磁束密度 B が印加されると超電導極間の位相差θが空間的に変化する．そのため，Josephson 電流密度も空間的に変化する．接合に流れることができる全 Josephson 電流は電流密度を接合面で積分した量であり，次式で与えられる．
∞

𝐼𝐼𝐼𝐼𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 = �� 𝐽𝐽𝐽𝐽𝑐𝑐𝑐𝑐 (𝑥𝑥𝑥𝑥)𝑒𝑒𝑒𝑒 𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑖𝑚𝑚𝑚𝑚 𝑑𝑑𝑑𝑑𝑥𝑥𝑥𝑥�
−∞に多数の dc-SQUID を並列に接続した回路を考える．各
dc-SQUID に流れる最大電流 ITn は外部からのコントロー
ル電流 Ictn によって制御できるため，Josephson 接合の臨界電流値を空間的に任意に変化させることができる．この回路を用いて dc-SQUID の最大電流 ITn をコントロール
電流 Ictn の制御によって設定し，多接合 SQUID の外部磁場に対するしきい値特性のシミュレーションを行った．
4．7 点余弦波入力のシミュレーション結果
7 個の dc-SQUID アレイでは 7 点の入力信号に対する応答を調べることができる．7 点の ITn について擬似的な余弦波分布を生成し，そのしきい値特性をシミュレーシ
ョンにより求めると Fig. 2 が得られた．このミュレーシ
ョン結果から，外部の電流によって各 dc-SQUID に流れる最大電流を制御し，多接合 SQUID のしきい電流からフーリエ変換が正しく得られることが確かめられた．
参考文献
1. T. Ono, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. Vol. 27,
No.4 (2017) 1301505.
2. T. Van Duzer and C. Turner: “Superconductive Device
and Circuits,” 1999, Prentice-Hall Inc., p. 177.

(1)

ただし，Jc は接合の電流密度を磁界方向に積分した値であり，𝛽𝛽𝛽𝛽 = {2𝑒𝑒𝑒𝑒(𝑑𝑑𝑑𝑑 + 2𝜆𝜆𝜆𝜆)/ℏ}𝐵𝐵𝐵𝐵，d は接合の絶縁体膜厚，λはロンドンの磁気侵入長である．(1)より，接合を流れる最大電流は，接合の Josephson 電流分布のフーリエ変換に等しいことがわかる．

3．多接合 SQUID の回路構成
一般的に Josephson 接合は一度設計したらその電流密度を変えることが難しい．そのため，Fig. 1 に示すようFig. 2 Dependence of the threshold current of a seven dcSQUID array on the external magnetic flux. The
maximum critical current of each dc-SQUID is set to
IT1 = 76 µA, IT2 = 142 µA, IT3 = 184 µA, IT4 = 200 µA, IT5= 184 µA, IT6 = 142 µA, and IT7 = 76 µA.

Fig. 1 Schematic of a multiple SQUID array― 37 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-a05

デバイス (1)断熱量子磁束パラメトロン回路におけるゲート間配線高密度化の検討
Investigation of high density gate-to-gate wiring in adiabatic quantum-flux-parametron circuits
高橋 大地，竹内 尚輝, 鈴木 秀雄, 山梨 祐希, 吉川 信行（横浜国立大学）
TAKAHASHI Daichi， TAKEUCHI Naoki, SUZUKI Hideo, YAMANASHI Yuki, YOSHIKAWA Nobuyuki (YNU)
E-mail: takahashi-daichi-ms@ynu.jp
1．はじめに
現在広く使われている CMOS を用いた半導体集積回路は、
微細加工技術の発展に伴いその集積度や動作速度を向上させてきた。しかしながら、今日では微細化の限界や消費電力
及び発熱量の増大、配線遅延等の問題により今後の継続的な発展が困難であると考えられている。これに対し、超電導集積回路は高速動作性や低消費電力性に優れ、CMOS に代わる次世代のデバイスとして研究されている。中でも断熱量子
磁束パラメトロン(Adiabatic Quantum-Flux-Parametron: AQFP)
回路[1]は CMOS と比べ数桁低い低消費電力性を特徴とし、AQFP を用いることで低消費エネルギーな LSI を構築することができる。本研究では、AQFP のゲート間配線に用いるストリッ
プラインの構造を変更することによる配線の高密度化を提案する。提案する配線構造について、シールド効果の検討を行った。
2．AQFP のゲート間配線
AQFP のゲート間配線は、Fig.1 のように M1 層をグラウンド
層と M2 層でシールドしたストリップライン構造となっている。現
在 AQFP の配線に用いられている構造では、Fig.2 (a)のように
wall 型の積層コンタクトによってグラウンド層と M2 層を接続している。配線幅は 5 m, 積層コンタクトも含めた配線セル全体の横幅は 10 m である。今回提案する配線構造では、
Fig.2 (b)のように pillar 型の積層コンタクトを一定の間隔で配置し、グラウンド層と M2 層を接続する。これにより、配線セル
全体の横幅を 8.5 m に削減できる。また、隣り合う配線のコン
タクトを共有することで、配線同士の間隔を 7 m に削減することができる。

4．まとめ
AQFP のゲート間配線の構造について検討を行った。提案する配線構造では、配線セル全体の横幅を 15 %, 隣り合う

10-1

Coupling factor

3．シールド効果の検討
長さ 100 m の 2 本の平行な配線を仮定して配線同士のカップリングをシミュレートした。配線間の距離 d と結合係数の関係を Fig.3 に示す。コンタクトの間隔を 50 m 及び 25m とした場合と、wall 型のコンタクトを用いた場合、シールドしないマ
イクロストリップラインを用いた場合での結合係数を比較した。
Fig.3 に示すように、コンタクトの間隔が狭いほどシールド効果は高くなる。ただし、コンタクトの間隔を狭くすると、単位長さ当
たりのインダクタンスが大きくなる。コンタクトの間隔が 50 mの場合もシールドしていないときと比べ結合係数が十分小さくなり、提案する配線構造はシールド効果が十分にあると言える。

Fig. 2 (a) Conventional stripline and (b) proposal striplinefor AQFP gate-to-gate wiring

Not shielding
Pillar distance = 50 um
Pillar distance = 25 um
Wall

10-2
10-3
10-4
10-5

0

5

10
d [m]

15

20

Fig. 3 Coupling factor as a function of the distance
between wires
配線同士の距離を 30 %削減することができる。コンタクトの間隔を狭くするとカップリングは小さくなるが、単位長さ当たりのインダクタンスが大きくなる。コンタクトの間隔が 50 m の場合
でも、シールドしない場合と比べて結合係数は十分小さくなることを確認した。
参考文献
1. N. Takeuchi, D. Ozawa, Y. Yamanashi, and N. Yoshikawa,“An adiabatic quantum flux parametron as anultra-low-power logic device,” Supercond. Sci. Technol., 26,035010Fig. 1 Structure of a stripline for gate-to-gate wiring― 38 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-a06

デバイス (1)断熱量子磁束パラメトロン回路の配置最適化と配線インダクタンス最適化による集積性の改善
Improvement of integration density of diabatic quantum-flux-parametron circuits by
optimization of placement and routing inductance田中 智之，Christopher L. Ayala, 吉川信行（横浜国大）
TANAKA Tomoyuki，Christopher L. AYALA, Yoshikawa Nobuyuki (YNU)
E-mail: tanaka-tomoyuki-wy@ynu.jp
1．はじめに近年の情報化社会は、半導体集積回路が牽引してきた。しかし、近年加工寸法は数 nm におよび、スケーリング則の限界を迎えつつあり、さらなる性能向上を満たすことが難しくなっており、CMOS に代わる集積回路技術が必要である。
これを踏まえて、我々は断熱量子磁束パラメトロン（adiabatic quantum-flux-parametron; AQFP） に注目し、研究を行っている。AQFP 集積回路は、CMOS 集積回路に比べ、6 桁程度の低い消費電力で動作し、5～10 GHz 程度で駆動できるという利点がある[1]。AQFP 回路を用いることで、省エネルギーで高速な計算器を構築できる。
AQFP 回路には、伝搬可能な距離が、800 μm と短いという問題がある。長距離の信号伝搬には、リピータを挿入し、電流増幅が必要で、回路面積、レイテンシが増加する。この問題を解決するために 2 つの異なるアプローチで取り組んできた。
1 つ目は、論理セルの配置を入れ替え、端子間の長さを短くすることでリピータの挿入を減らす方法である。遺伝的アルゴリズムを用いて実装した。2 つ目は、配線距離が線路中のイ
ンダクタンスによって決まることに着目し、太い配線を用いて、配線限界を伸ばし、リピータの挿入を減らす方法である。異なる配線幅を同じチャネル領域で扱える Glitter チャネル配線法
を用いて実装した。
これまでに、2 つの手法のそれぞれでリピータの挿入を削減できることを確認したため、本発表では、配置最適化と、信号線のインダクタンス最適化の両方を同時に行うことで、更にリピータの挿入を削減する方法について報告する。
2．遺伝的アルゴリズムによる配置最適化
チャネル配線領域を挟み、上下に配置される AQFP 論理
セルの順序を適切に決めることで、配線長を短くでき、リピータを削減できる[2]。 Fig.1 に例を示す。また、チャネル領域のトラック数が削減できるため、回路面積の削減も期待できる。
探索には、遺伝的アルゴリズムを用い、下側のセルの順番を遺伝子として変化させ、探索を行った。

Fig.1 By optimizing the placement of logic cells, we canshorten the wiring length and channel area.

3．Glitter 配線法を用いたインダクタンス最適化
AQFP 回路の伝搬距離は、線路のインダクタンスによって決まり、おおよそ 50 pH が最大値である。長さあたりのインダク
タンスは、線路の幅を広げることで削減可能である。Glitter を用いることで、幅の異なる配線を同一のチャネル領域に配置可能で[3]、各配線が 50 pH に近づくように最適化するプログ
ラムを作成した。Fig.2 に例を示す。これにより、配線長に余裕のある配線には細い配線が、長い配線には太い配線が割り当てられ、回路面積の増加を抑えつつ、長距離の配線が可能になり、リピータの削減に成功した。
4．配置最適化とインダクタンス最適化の組み合わせ
これまでに作成した、遺伝的アルゴリズムの適応度 (評価関数)は、チャネル内の配線の長さの総和の逆数を用いて計算していた。しかし、配線幅が可変になり、長さに対して自由度が増したため、新たな適応度関数の定義が必要になった。
特に、チャネル内の同時に水平方向に配線する配線の数に対するパラメータが必要である。この数が多いと、インダクタン
ス削減のために配線幅を広げたとき、他の配線の長さが伸びてしまい、その配線幅を広げる必要があるからである。
適応度関数をいくつか定義し、その違いにより出力される解の結果や、計算時間について評価した。詳細については発表にて報告する。
参考文献
1. N. Takeuchi, et al., Supercond Sci. Technol., Vol. 26, no 3,
035010 (2013)
2. T. Tanaka, et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., vol. 29,
no. 5, pp. 1–6, (2019)
3. H. H. Chen, et al., IEEE Trans. Comput.-Aided Des.
Integr. Circuits Syst., Vol. 5, no. 4, pp. 459-465, (1986)

Fig.2 Wide wires are used for long wires to reduce theinductance, and narrow wires are used for short wires toprevent increased area.

― 39 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p01

デバイス (2)YBa2Cu3O7-δ薄膜を用いた力学インダクタンス検出器の開発
Development of YBa2Cu3O7-δ -based microwave kinetic inductance detectors
三上 光瑠，林 幹二，飛沢 健, 田中 三郎，有吉 誠一郎（豊橋技科大）；中島 健介（山形大）
H. Mikami, K. Hayashi, T. Hizawa, S. Tanaka, S. Ariyoshi（Toyohashi Univ. of Technol）; K. Nakajima（Yamagata Univ）
E-mail: mikami.hikaru.yv@tut.jp, ariyoshi@tut.jp
1．はじめにテラヘルツ（THz）波は、0.1～10 THz の周波数帯（波長: 3 mm~ 30 µm）に位置する電磁波であり、高空間分

負荷 Q 値（QL）は 4.8 倍となった。一方、w を固定（10µm）のもと s を変化（40 →10 µm）したときの S21 は0.71 倍、QL は 6.3 倍となることがわかった。

解能でありながら人体に無害であるため、非破壊・非また、基板上に成膜した 200 nm 厚の YBCO 薄膜に侵襲イメージングへの応用が期待されている。量子型

対して、4 端子法を用いて抵抗－温度曲線を取得した検出器である力学インダクタンス検出器（MKID）は、

ところ、Tc は約 84 K という比較的良好な値を示した。

周波数分割多重化方式により単一の読み出し線から最後に、作製した MKID アレイ（w, s = 10 µm）を約

THz 波入射による信号の全画素同時読み出しが可能で10 K で冷却評価した結果、25 画素平均で負荷 Q 値 1200

ある[1]。

（σ = 490）、 透過強度（S21）9 dB（σ = 3 dB）となり、

温超伝導体 YBa2Cu3O7-δ（YBCO）に着目し、液体窒素

共に解析結果の約 1/3 の値を示した。

温度以上で簡便動作が可能な MKID の実現を目指して

w

いる。本研究では、電磁界解析による設計、およびYBCO 製 MKID の作製と評価を行った。
2．実験方法
まず、電磁界シミュレータ Sonnet Lite を用い、Fig.1に示す Rewound 型の YBCO 製 MKID の解析を行った。

s

YBCO

MgO

Fig.1. Analysis model of a rewound type resonator

モ デ ル とした MKID１ 画 素 は 、 コプ レー ナ導波路

4500

60

（YBCO/MgO）の線幅 40 µm の読み出し線と全長

4000

50
Magnitude（S21） [dB]12.24 mm の 1/2 波長共振器から構成されている。解析
条件は、周波数範囲 1～10 GHz、基板厚 500 µm、比誘電率 9.7、解析空間サイズ 5000 µm × 5000 µm、シー
トインダクタンス Ls = 1.0 pH/sq、薄膜の交流抵抗 Rs= 4.9×10-29 Ω Hz-2/sq [2] とした。
次に、反応性 RF マグネトロンスパッタリング法を3500
Line space 10 µm 3000
Line space 20 µm 2500
Line space 40 µm
2000

40
30

1500

20

1000

10

用いて格子定数と結晶構造が YBCO と比較的近い

0

MgO（100）基板上で均一に 200 nm 堆積させた。加え

500
10

15

20

25

30

35

40

Loaded quality factor Q [-]我々は超伝導転移温度（Tc）が最高 93 K に達する高0Line width [µm]て YBCO 薄膜の転移温度を 4 端子法で測定し、X 線回Fig.2. Dependences of S21 and QL on line width and

折や SEM 観察による評価を行った。その後、YBCO 層

space of rewound type resonatorsに全 25 画素の Rewound 型スパイラル共振器、および1 本の読み出し線からなる MKID アレイを形成した。
グラフィーおよび Ar イオンミリング装置を用いた。

4．まとめ
本研究では、Rewound 型の共振器形状に着目し、最後に、作製した MKID を 4He 冷凍機（最低到達温YBCO 製 MKID の電磁界解析を行った。その結果、

度～3 K）に設置し、ベクトルネットワークアナライザ

MKID の線幅・線間隔の変化による負荷 Q 値と透過強を使用して共振特性を評価した。
3．実験結果
電磁界解析の結果を Fig.2 に示す。共振器部の線間度の依存性を明らかにした。
との比較の詳細は講演にて報告する。

隔 s を固定（10 µm）のもとで線幅 w を変化（40 →10

参考文献µm）した時の共振周波数は約 9 %低周波数領域へシフ[1] P. K. Day, et al. Nature 425 (2003), 817.

ト（5.33 → 4.83 GHz）し、透過強度（S21）は 0.74 倍、[2] J. R. Delayen, et al. IEEE Trans. Magn. 27 (1991), 1532.

パターンの形成にはポジレジストを用いたフォトリソ

作製した YBCO 製 MKID の温度依存性や解析結果― 40 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p02

デバイス (2)

NMR 装置のための結合共振器を用いた
超伝導ピックアップコイルの開発
Development of high temperature superconducting pickup coil constructed withcoupled resonators for NMR
藤田 貴紀， 關谷 尚人（山梨大）;豊島 克幸，田中 良二(株式会社 JEOL RESONANCE);大嶋 重利（山形大）
FUJITA Takanori , SEKIYA Naoto (University of Yamanashi); TOSHIMA Katsuyuki, TANAKA Ryoji (JEOL RESONANCE Inc.);
OSHIMA Shigetoshi (Yamagata University)
E-mail: nsekiya@yamanashi.ac.jp
1.

参考文献
はじめに

[1]

現在，高い SN 比をもつ NMR 装置が要求されている．
その改善方法の一つに高温超伝導体を用いてピックアッ
プコイルを作製する方法がある．ピックアップコイルには高い無負荷 Q 値（Q0）とサンプル領域（測定対象とする空間）において均一な RF 磁場が要求される．過去に我々のグループは Fig. 1(a)に示す 1 ターンコイルを対面させて配置したヘルムホルツコイルを提案し，10,000 を超える Q0 を実現した[1]．しかし，電流が共振器の上部に集中するため RF 磁場に偏りが生じ，サンプル領域で RF 磁場を均一にすることができなかった．そこで，本研究では Fig. 1(b)に示すように 2 つの半波長共振器を結合させた共振器を対面させてヘルムホルツコイルとすることで，サンプル領域において均一な RF 磁場を実現したので報告
する．
2.

(a)
(b)
Fig.1 Schematic of (a) One-turn coil and (b) square coupledresonator

提案するピックアップコイルの設計提案するピックアップコイルは 2 つの半波長共振器を結合させ，それを対面させて用いるため，計 4 つの共振器から構成される．4 つの共振器を結合させると 4 つの共
振モードが発生することを確認した．また各共振器を流れる電流の方向が各モードで異なるため，サンプル領域
で RF 磁場が均一となるモードを選択しなければならない．
設計には 3 次元電磁界シミュレータを使用し，各モードの磁界分布を解析することで，サンプル領域で RF 磁場が均一になるモードを選択した．今回は最も低周波なモードで均一な RF 磁場が発生した．最終的に設計した結合共振器を Fig. 2(a)に示す．詳しい設計方法は当日述べる．
3.

K. Koshita, et al IEEE Trans. Appl. Supercond., vol. 26, no. 3,
1500104, 2016.

(a)(b)
Fig.2 (a) Configuration of coupled resonator (b)Measured frequency response of Helmholtz coilconstructed with two coupled resonators

提案するピックアップコイルの作製・評価

Fig. 2(a)に示す結合共振器をフォトリソグラフィとイオ
ンミリングを用いて二つ作製し，それらを対面させることでヘルムホルツコイルとした．厚さ 0.5 mm のサファイ
ア基板上に，超伝導薄膜（YBa2Cu3Oy ）を成膜した．その後，反射特性と Z 軸方向の RF 磁場分布を測定した．
Fig. 2(b)の反射特性から算出された無負荷 Q 値は約 30,000であった．Fig. 3 に従来構造と提案する結合共振器を用いたヘルムホルツコイルの Z 軸方向における RF 磁場分布を示す．Fig. 3 より，結合共振器を用いることでサンプル領域における RF 磁場の均一度が従来構造に比べ大幅に向上
し，サンプル領域で目標とする 15 ％以内の変動に抑えることを達成した．
4.

まとめ

結合共振器を用いてヘルムホルツコイルを開発することで高 Q 値かつ高い RF 磁場の均一度を有するピックアッ
プコイルを実現した．今後は開発したコイルを使用し，実際に試料の NMR 測定を行う．

Fig.3 Measured RF magnetic field profile along z axis at centerof Helmholtz coil with coupled resonators and with one- turncoils

― 41 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p03

デバイス (2)

局地磁束バイアスを用いた単一磁束量子メモリシステムの設計と動作検証
Design and operation verification of single flux quantum memory system
by using local magnetic flux bias technique
浅田 峻汰，山梨 裕希, 吉川 信行（横浜国立大学）
ASADA Shunta，YAMANASHI Yuki，YOSHIKAWA Nobuyuki (Yokohama Natl. Univ.)
E-mail: asada-shunta-sw@ynu.jp
1．はじめに超伝導回路を高性能化する手段のひとつに超伝導位相シフタを用いることが挙げられる。超伝導位相シフタとは超伝導体中の巨視的波動関数の位相をシフトする素子である。この素子を超伝導回路に導入することで回路動作の安定化や位相シフトによる省面積化、バイアス電流の削減といった効果が期待できる[1]。先行研究では位相シフタとして ジョセフ
ソン接合[2]や磁性体パタン[3]、位相バッテリー[4]、受動位相
シフタ[5]を用いた研究が行われている。ジョセフソン接合
や磁性体パタン、位相バッテリーは回路作製が困難という問題がある。また、受動位相シフタは回路冷却中に回路内部に電流を流す必要がある。本研究では磁束量子を蓄えるストレージループに磁束を印加することによって位相シフトを実現する局地磁束バイアスという方法を用いた。この方法は回路作製プロセスの変更や、回路冷却時の操作をすることなくチッ
プ上に配置された 1 本の磁束バイアス線に電流を流すことによって、チップ上のあらゆる回路部で位相シフトをすることができる。本研究では、局地磁束バイアスを用いた単一磁束
量子相補出力 Non Destructive Read-Out（NDROC） を用いてデコーダを構成しメモリシステムの省面積化、低消費電力化を図った。
2．局地磁束バイアスを用いた NDROC
本研究では、局地磁束バイアスを用いた NDROC を設計
し正常動作を確認している。Fig. 1 に局地磁束バイアスを用いた NDROC の顕微鏡写真を示す。回路作製プロセスは産業総合研究所の 10 kA/cm2 Nb HSTP プロセスである。局地
磁束バイアスを用いた NDROC のジョセフソン接合数は 15個、回路面積は 40 × 120 m2、静的消費電力は 2.3 W
で あ る 。 局 地 磁 束 バ イ ア ス を 用 い た NDROC は 従 来 の
NDROC に対して回路面積を約 67%、静的消費電力を約 74%
削減することができる。デコーダを構成する際、局地磁束バイ
アスを用いた NDROC を縦に並べることを想定して磁束バイ
アス線の入力と出力の位置を調節してある。実験での設計値（2.5 mV）で規格化した電源電圧マージンは 69%―129% であった。
3．局地磁束バイアスを用いたメモリシステム
メモリシステムデータを保存する役割を持つメモリと任意のメモリにアクセスするために用いられるデコーダの 2 つの要素から構成される。単一磁束量子回路を用いて 8-bit ൈ
32 word のメモリシステムの動作報告がある[6]。デコーダは
NDROC を用いて構成しており、メモリシステムにおけるデコーダが占める面積と消費電力の割合はそれぞれ 32%、35%である[6]。Fig.2 に局地磁束バイアスを用いた 8-bit メモリシ
ステムのレイアウトマスクを示す。Fig.2 の赤線で囲まれた部分
が局地磁束バイアスを用いた NDROC で構成したデコーダである。赤線枠内の黄色の部分が局地磁束バイアスを用いた
NDROC である。一本の磁束バイアス線ですべての NDROCの位相をシフトしており、局地磁束バイアスの利点を生かした
レイアウトである。回路面積は 1.20 × 1.08 mm2、ジョセフソン接合数は 1208 個、消費電力は 390 W である。測定の詳細については当日発表する。

Fig.1 Microphotograph of the NDROC by using the
local magnetic flux bias. The input port and theoutput port of the flux bias line are adjusted toplace the NDROC vertically.

Fig.2 Layout mask of the 8-bit memory system byusing the local magnetic flux bias. Only one flux
bias line was used to shift the phase of each
NDROCs.
謝辞
本研究は JSPS 科研費 JP18K04280 および JSPS 科研
費 JP19H05614 の助成を受けたものである。本研究に使用された回路は、産業技術総合研究所の超伝導クリーンルーム
において作製された。
参考文献
1. T. Ortlepp, et al., IEEE TAS., 17 (2007) 659-664.
2. A. K. Feofanov et al., Nature Phys., 6 (2010) 593-597.
3. S. Taniguchi et al., IEEE TAS., 27 (2017) 1501204.
4. E. Strambini et al., Nature Nanotechnol., 15 (2020) 656–
660.
5. D. Balashov, et al., IEEE TAS., 17 (2007) 142-145.
6. M. Tanaka et al., IEEE TAS., 26 (2016) 1301005.

― 42 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p04

デバイス (2)直流電流の印加による再構成が可能な
単一磁束量子ルックアップテーブルの小型化と動作実証
Miniaturization and demonstration of single flux quantum look-up table
reconfigured by applying dc control currents
細谷 岳哉， 山梨 裕希, 吉川 信行 （横浜国立大）HOSOYA Takuya， YAMANASHI Yuki, YOSHIKAWA Nobuyuki (Yokohama National University)
E-mail: hoshoya-takuya-bx@ynu.jp
1．はじめにJosephson 接合 (Josephson junction: JJ) を用いた超伝導
単一磁束量子 (single flux quantum: SFQ) 回路は高速動作性、低消費電力性といった特徴を持ち次世代の集積回路技術として注目されているが、集積度が低いという課題がある。
SFQ 回路を用いたルックアップテーブル (look-up table:
LUT)[1]の設計ではメモリ部分の内部配線は複雑となる。SFQ
回路における信号伝搬には Josephson 伝送路(Josephsontransmission line; JTL) あ る い は 受 動 伝 送 線 路 (passive
transmission line; PTL) と呼ばれる専用の伝送線路が必要となり、配線コストが高い。LUT のような内部配線が複雑な回路
では配線面積や接合数といったハードウェアコストが高くなる。
そこで本研究では、外部からの電流を印加することによってメ
モリの内部状態の制御が可能な、磁気結合入力機構を持つ
メモリセルを提案する。これによりメモリのデータを書き換える
ための JTL や PTL を用いた配線を削減することが可能となり
LUT の小面積化を行うことができる。本発表では、メモリセル
単体の小型化とそのメモリセルによって構成される 4-bit LUTの設計と、動作実証実験の結果について述べる。

謝辞
本研究は JSPS 科研費 JP18K04280およびJP19H05614の助成を受けたものである。本研究に使用された回路は、
産業技術総合研究所の超伝導クリーンルームにおいて作
製された。
参考文献
1. M. Araki et al.: Proceedings of Supercond. SFQ VLSI
Workshop, Vol. 11 (2018) pp. 83–86.
2. H. Terai et al., Opt. Express, vol. 20 (2012) pp.
20115–20123.
3. T. Hosoya et al., Abstracts of Japan Society of Applied
Physics autumn meeting, Vol. 81 (2020).
4. T. Hosoya et al., Abstracts of Japan Society of Applied
Physics spring meeting, Vol. 67 (2020).

2．直流電流の印加によって内部状態を制御できるメモリセル
本研究で提案するメモリセルは、直流電流の流れる配線が従来のメモリセルの内部に磁気結合した構造を持つ。直流電
流 の 入 力 は 磁 気 結 合 型 DC/SFQ 変 換 器 (magneticallycoupled DC/SFQ; MC-DC/SFQ)[2]を介して SFQ パルス入力に変換される。メモリのデータ書き込み・リセットを直流電流によって行うことによって、これまで必要だった受動配線を削減
し集積度の向上を図っている。SFQ 信号ではなく直流電流を用いるため書き込み速度は遅くなるが、メモリセルのデータ読
出しは SFQ 信号による高速読出しが可能である。
これまでに提案したメモリセルにおいて、直流電流線を
MC-DC/SFQ を介さずメモリセルの磁束保持ループに直接結合させることで、メモリセルの構造を簡略化し接合数を削減できる。この構造が簡略化されたメモリセルの設計[3]を行い、メモリセルの面積は 60×40 µm2 となり現行のセルに比べて25％面積を削減できる。この小型化されたメモリセル単体での動作実証を行った。
3．本研究で提案する LUT
Fig.1 は本研究で提案する 4-bit LUT である。書き込みを行うメモリセルの行と列に対応する Ix0, Ix1, Iy0, Iy1 を選択し、そこへ同時に直流電流を印加することでメモリへの書き込みができる。データのリセットは全てのメモリに磁気結合した Ireset に直流電流を印加すると一度に全てのメモリのデータをリセットすることができる。現行のセルを用いた 4-bit LUT は、これまでに低速測定において正常動作が確認された[4]。Fig.2 は小型化されたメモリセルによって構成される LUT の顕微鏡写真である。この LUT の低速試験の結果、Ix0, Ix1, Iy0, Iy1 はそれぞれ設計値の 34-91％、40–93％、42-126％、46-132％で、Ireset
は設計値の 63％以上の値での正常動作を確認した。バイア
ス電圧の動作余裕度は 83-112%であった。発表では設計、低速試験の結果と評価についてより詳細に述べる。

― 43 ―

Fig.1 Block diagram of 4-bit LUT composed ofmemory cells proposed in this research.

Fig.2 Microphotographs of 4-bit LUT composed ofminiaturized memory cell.
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p05

デバイス (2)単一磁束量子を用いた FPGA の実装に向けたシフトレジスタデータリンク FPGA の
面積比較
Area comparison of FPGA using a Single-Flux-Quantum Shift-Register Data Link
和田 洋明，山梨 裕希,吉川信行（横浜国大）
WADA Hiroaki， YAMANASHI Yuki, YOSHIKAWA Nobuyuki (Yokohama Nat. Univ)
E-mail: wada-hiroaki-sj@ynu.jp
1．はじめに現在の情報処理において FPGA (Field Programmable Gate
Array)が製品開発において広く注目されており、様々な電子機器で使用されている。FPGA では論理回路の組み合わせや接続を任意に設計でき、製品として作成後に再設計が可能であるため、コストや開発時間など様々な面において利点が存在する。
現在では FPGA は、半導体集積回路を用いて作られているが、微細化の限界、消費電力、発熱量などの問題が存在している。一方、半導体集積回路に代わる新たなデバイスとして
単一磁束量子回路(Single Flux Quantum: SFQ)回路が注目されている。SFQ 回路は数十 GHz での動作が可能であり、消費電力が半導体回路に比べ 3 桁程度低く動作することが特徴である[1]。我々はこの SFQ 回路を用いて FPGA を作成す
る研究を行っている。従来の設計では、FPGA の配線を担う
Switch Box、Connection Block のハードウェアコストがシステム全体の大きな割合を占めていた。そこで、これらの代わりに配線コストが小さく、ハイスループットのシフトレジスタを用いたデータリンクを検討している。その全体構成を Fig1 に示す。本研
究では新たな FPGA アーキテクチャの提案に向けて、2-input
Logic Block 用の SFQ シフトレジスタデータリンクの設計および従来回路との面積比較を行った。

Fig.1 Block diagram of an SFQ FPGA using a shift-registerdata link.

2．シフトレジスタデータリンクを用いた入出力回路の構成設計したシフトレジスタデータリンクの回路構成を Fig2 に示した。この回路に使用されている Logic Block は先行研究で設計された 2-input Logic Block を使用している[2]。設計したシフトレジスタデータリンクの回路は「入出力伝搬用のシフト
レジスタ」、「入力制御用のシフトレジスタ」、「出力制御用のシフトレジスタ」から構成されている。「入出力伝搬用のシフトレ
ジスタ」から流れてきたデータは Fig2 の NDRO に分岐され、「入力制御用のシフトレジスタ」に保持されているデータによって、2-input Logic Block へデータの入力を行うかを決定する。
2-input Logic Block で演算された出力データは FIFO Bufferに一時保存され、「出力制御用のシフトレジスタ」に保持されたデータによって出力データを「入出力伝搬用のシフトレジス
タ」に入力するかを決定する。
3．シフトレジスタデータリンクの比較
今回設計したシフトレジスタデータリンクを用いた FPGA と先行研究で設計されていた FPGA を 1block あたりの面積で比較をした。Table. I に 1block あたりの FPGA の接合数の比較を載せた。シフトレジスタデータリンクを用いた設計と従来の FPGA の回路面積を比べた時に、接合数の値が近い値となった。これはシフトレジスタデータリンクの「入力制御用のシフトレジスタ」、「出力制御用のシフトレジスタ」、部分の配線コ
ストが大きく、結果として、従来手法とほとんど変わらない配線
コストとなったことによる。今後はビットシリアルでの演算処理を想定して、制御用のシフトレジスタのビット数が小さくなる方
向でシフトレジスタデータリンク FPGA の面積を小さくするアプ
ローチを行いたいと考えている。

Fig.2 A schematic of Shift-Register Data Link

Fig.3 A schematic of 2-input Logic Block
Table. I A comparison of the number of Josephson junctions
between previous and Proposed FPGAs
Previous FPGA
Proposed (shift-register datalink) FPGA
JJs
1606
1548
参考文献
[1] K. K. Likharev and V. K. Semenov, IEEE Trans. Appl.
Supercond., vol.1(1991), pp.1-28.
[2] 荒木美佳, 山梨裕希, 吉川信行, “単一磁束量子回路を用いた FPGA の実装に向けた 4-input Logic Block と switch
アーキテクチャの設計及び評価” 電気学会金属・セラミックス/超電導機器合同研究会, つくば, 2017 年 12 月.

― 44 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p06

液体水素

省電力４K-GM 冷凍機の開発
Development of a low power consumption 4 K-GM cryocooler
竹塚 幸輝，関光 正輝，増山 新二 (大島商船高専)
TAKETSUKA Koki, SEKIMITSU Masaki, MASUYAMA Shinji (NIT, Oshima College)
E-mail: masuyama@oshima-k.ac.jp
１．はじめに近年の 4 K 小型冷凍機は入力電力 6 ~ 7 kW で，冷凍能力
1.0 ~ 1.5 W ほどが一般的であり，この冷凍能力を改善するた
めに，各方面で研究が行われている．われわれも蓄冷器構造の改良などから，従来よりも効率の高い冷凍機の開発に成功している．［1］このような状況下で，極低温冷凍機が組み込まれるシステ
ムの再検討をしたとき，消費電力を可能な限り小さくし，かつ冷凍能力も大きく下がらない冷凍機が開発されれば，その応用範囲は拡大されるのではないかと考えられる．さらに，省エネルギー化や新規システムの実現などにつながることも予想される．そこで本研究では，省電力かつ高効率の 4 K-GM 冷凍機の研究を進めている．
２．GM 冷凍機と圧縮機実験に使用した 2 段 GM 冷凍機は RDK-408D2 (SHI) (1 W
at 4.2 K モデル) である．その中の 2 段目蓄冷器には，Pb，HoCu2，Gd2O2S 球が充填されている．省電力用の圧縮機として ， 水 冷 式 F40 (SHI) ， 空 冷 式 SA115 (ULVAC CRYOGENICS) を準備した．なお，カタログより 60 Hz 運転時の定格電力は，F40 が 5.0 kW，SA115 が 1.9 kW 程度である．GM 冷
凍機と圧縮機の外観写真を Fig.1 に示す．実験では，インバータを用いてディスプレーサの運転速度を制御しながら，冷凍能力を測定した．同時に，圧縮機の消費電力，室温部のヘリウム高低圧力を測定した．
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，1 段目ステージの温度を 25 K (最低到達温度) ~ 85 K
程度まで変化させた．Fig. 2 に 4.2 K での冷凍能力結果を示す．F40 を接続した場合，ディスプレーサの運転速度が 60 rpm
より 72 rpm の方が高い冷凍能力を示し，最大で 1.3 W が得られた．%カルノーを算出すると 1.9%であった．
一方，SA115 を接続した場合 72 rpm での到達温度は 4.9 Kであった．これは 2 段目ステージの膨張空間に十分なガスが送られていないことが原因であると考えられる．そこで，ディスプレーサを低速運転することで，1 サイクル当たりの流量の増加を試みた．その結果，60 rpm から低速では 4.2 K で能力を発揮できている．もっとも大きな冷凍能力を示したのは 36 rpmのときであり，その最大値は 0.68 W であった．このとき圧縮機の消費電力は 1.86 kW であり，%カルノーは 2.6%となった．
Fig. 3 は１段目ステージの冷凍能力結果を示す．F40 では，
50 K で約 50 W 程度の能力が発揮できているものの，SA115
では，50 K で 10 W 程度の小さい値となった．これは低速運転
により，１段目ステージの膨張仕事が低下したためであり、本研究の課題の一つである．
４．まとめ
省電力 4 K-GM 冷凍機の開発を目指し，消費電力の異なる二台の圧縮機を同一のコールドヘッドへそれぞれ接続し，運転速度による能力の特性を調査した．1 W at 4.2 K のスペックを持つコールドヘッドに消費電力 1.9 kW という小さな圧縮機を接続しても，低速運転をすることで 4.2 K において冷凍能力を発揮でき，高い%カルノー効率が得られることが実証された．これより，省電力 4 K-GM 冷凍機の開発に一歩踏み出せたと思う．

Fig. 1. Photographs of two-stage GM cryocooler and two typesof compressors.

Fig．2． Experimental results of the cooling capacity at 4.2 K
as a function of first stage temperature.

Fig ． 3 ． Experimental results of the first stage cooling
capacity.
参考文献
1. S. Masuyama, K. Matsumoto, T. Numazawa, IOP Conference
Series (to be published)― 45 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p07

液体水素

液化水素用高効率 1 段 GM 冷凍機
A high performance single stage GM cryocooler for liquefied hydrogen関光 正輝，竹塚 幸輝，増山 新二 (大島商船高専)；沼澤 健則 (NIMS)SEKIMITSU Masaki, TAKETSUKA Koki, MASUYAMA Shinji (NIT, Oshima College);
NUMAZAWA Takenori (NIMS)
E-mail: masuyama@oshima-k.ac.jp
１．はじめに
液化水素は気体水素の 1/800 の体積で，大量輸送，大量貯蔵，省スペース等の特徴があり，水素エネルギーの普及に欠かすことができない．しかし，液化点が 20 K であるため，液化には相応のエネルギー投入が必要であることや，貯蔵・輸送時の蒸発 (ボイルオフ) の発生が避けられないことが課題の一つである．この問題を解決するべく，JST の未来社会創造事業で採択されたプロジェクトにおいて液化水素システムの開発が始まった．以下に本プロジェクトで開発する GM 冷凍機の概要と試験結果を述べる．
２．ゼロボイル用冷凍機
ゼロボイル用冷凍機の概略を Fig. 1 に示す．液化水素用の冷凍システムは，磁気冷凍機 (AMR) と GM 冷凍機のハイブ
リッド構造である．GM 冷凍機が 300 ~ 約 40 K，AMR が約 40~ 20 K の温度領域を担当する．そこで，われわれは目標温度を 40 K とした液化水素用の高効率 GM 冷凍機の研究を開始した．第一段階の目標値として，2021 年度までに 40 K での冷凍能力 32 W，カルノー効率 17%を目指している．

属メッシュのみの蓄冷器と，鉛球と低温側に充填した蓄冷器
での 40 K 冷凍能力に差異は見られなかった．2021 年度の目標である冷凍能力を満たすことが実証されたものの，さらなる効率改善が必要である．

Fig. 1. Schematic of the single stage GM cryocooler and
AMR
60

３．GM 冷凍機と圧縮機
今回ベースモデルとして使用された 1 段型 GM 冷凍機は
RD-125D (SHI) (30W at 77 K)，圧縮機は SA-115 (ULVACCRYOGENICS) 1.9 kW at 60 Hz 空冷型である．冷凍機の蓄冷材として，(1) 銅系金属メッシュのみ，(2) 銅系金属メッシュと低温側に鉛球を充填したもの，の二種類を用意した．
今回の実験ではインバータを使用して，ディスプレーサの動作スピードを 72, 84, 102 rpm と変化させて冷凍能力測定を行った．あわせて，室温部のヘリウム圧力と流量，圧縮機の電力を測定した．

５．まとめ
液化水素用冷凍機開発を目指して，1 段 GM 冷凍機の高効率化の開発を進めた．ディスプレーサの動作スピードが速くなるにつれて冷凍能力が改善する結果が得られた．また，金Cooling power [W]4030

Pb_102rpm

20

Mesh_102rpm

10

84rpm
72rpm

0

10

20
30
40
50
Cooling stage tempreture [K]60Fig. 2. Experimental results of the cooling power of thesingle stage GM cryocooler
16
14
12

%Carnot [%]４．冷凍能力試験結果
冷凍能力試験は，電気ヒータで冷却ステージに一定電圧を加え，その電圧から冷凍能力を算出する方法とした．メ
ッシュのみの蓄冷器は三種類の動作スピード，鉛球を低温側に充填した蓄冷器は 102 rpm で実験を行った．それらの結果を Fig. 2 に示す．メッシュの場合，到達温度はどれも21 K であった．40 K の冷凍能力は 72 rpm で 37 W，102
rpm で 43 W を発揮し，動作スピードが速いほど冷凍能力が高いという結果が得られた．鉛球の場合，到達温度は 19
K，40 K の冷凍能力は 43 W を発揮した．二種類の蓄冷器を比較すると，到達温度に差はあるものの，40 K の冷凍能力に差異は見られなかった．
つぎに，カルノー効率の算出結果を Fig. 3 に示す．本結果も同様に，動作スピードが速くなるにつれて効率が改善されており，40 K でのカルノー効率 13%を発揮している．
これは，動作スピードが速くなることで圧縮機の動作電力，
ならびに高低圧力差が小さくなり，流量が増加するという関係に起因している．

50

10
8

Pb_102rpm

6

Mesh_102rpm

4

84rpm

2
0

72rpm
20

30
40
50
Cooling stage tempreture [K]60Fig. 3. Reciprocating speed dependence of %Carnot of thesingle stage GM cryocooler
謝辞
本研究は，JST 未来社会創造事業，「未来社会に必要な革新的水素液化技術」により実施された．

― 46 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p08

液体水素

液体水素タンク内部圧力の時間変化に関する研究
Study on time variation of pressure inside liquid hydrogen tank永廣 衛，中山郁夢，岩佐太陽，松田竜之介，武田 実，前川一真(神戸大); 高橋 和彦（トヨタ自動車）
NAGAHIRO Mamoru，NAKAYAMA Ikumu，IWASA Taiyo，MATSUDA Ryunosuke，TAKEDA Minoru，
MAEKAWA Kazuma (Kobe Univ.)；TAKAHASI Kazuhiko (Toyota Motor)
E-mail: m.nagahiro628@gmail.com
1．はじめに近年、地球温暖化や環境汚染などの環境問題が注目を浴びているが、その解決に向けて、世界的に脱炭素化の流れが急速に進みつつある。持続可能で安全かつクリーンな次世代のエネルギー資源として、水素が脚光を浴びている。水素は地球上に無尽蔵に存在し、利用段階で CO₂を排出しない。また液化することでガス状態の体積の 800 分の 1 にまで凝縮可能なので、貯蔵・輸送の点で有利である。車載用液体水素タンクの研究開発において、自然入熱や振動によるスロッシン
グ(液面揺動)などに伴う、タンク内部での水素の熱流動現象を十分に把握することは極めて重要である。
これまでの研究では、液体水素の充填・貯蔵における液体
水素タンク内部の観察を行った[1]。しかし、貯蔵時の圧力上昇に着目した詳しい研究は、まだ行われていなかった。そこで、本研究では液体水素タンク内部の時間経過による液面・
温度・圧力挙動の詳細を明らかにすることを目的とする。また、初期充填量がごく少量の場合の温度・圧力挙動についても調べたので報告する。
2．実験装置Fig.1 に実験装置配置図を示す。本実験では液体水素用
光学クライオスタット、防爆型圧力トランスミッタ、CCS
温度計(T1～T6)を使用した。光学クライオスタットは全高
1327 mm、液体水素槽(約 20 L)、液体窒素槽(約 15 L)、断熱真空槽で構成された保存容器である。液体窒素槽より下には 77K アルミシールドが取り付けられているため液体水素槽への熱侵入を防ぐことができる。クライオスタ
ットには底面のものも合わせて 5 ヶ所に観測窓が取り付
けられており、内部の観察が可能である。
3．実験方法
光学クライオスタットの液体窒素槽に液体窒素を充填後、液体水素槽に液体水素を液面高さ 150mm まで充填した。充填する際、400L 液体水素タンクとクライオスタットをトランスファーチューブで接続し、液体水素の移送を行った。完了後、しばらくしてバルブを閉め密閉し、蓄圧試験を開始した。蓄圧時の実験条件は、液体状態の違いによる圧力上昇の比較と、蓄圧上限の違いによる再現性の有無を確認するために、次のように設定した。(1)液体状態は飽和状態(温度均一)と成層状態(温度分布が存在)の 2 種類、(2)蓄圧上限は、0.4 MPaGと 0.2 MPaG に設定した。また、「液面高さの違いによる圧力変化の予測結果」において、「低い液面高さからの蓄圧時に、容器内部の液体水素がすべて蒸発した時(Inflection Point：変曲点)に圧力上昇率が高くなる」現象についての評価試験を行った。この試験では、充填量は液体水素槽底面の観測窓にわずかに液体水素が溜まる程度に設定し、蓄圧を開始した。
4．実験結果と考察飽和状態での液内温度は全体的に、0.2 MPaG、0.4 MPaGの両条件とも飽和温度に沿って上昇した。圧力上昇曲線
は二次関数的に上昇していき、蓄圧上限が同条件の試験
では蓄圧完了時間が近く、高い再現性が確認された。これは液内が飽和温度に沿って均一に加熱されるので試験ごとの液内温度の差が少なく、そのため液体水素の蒸発量も差が出にくいためと考えられる。
成層状態での液内温度は蓄圧開始時には液内全体が均一な温度であったが、圧力上昇に従って温度層を形成した。圧力上昇曲線は二次関数的に上昇したが、飽和状態と比較すると不安定さが見られた。要因としては、観測窓を通したライトでの加熱の不安定さ、または試験ごとのク
ライオスタット内の初期温度分布の違いなどが挙げられる。
一方、ごく少量の充填量から蓄圧した評価試験結果を
Fig.2 に示す。図中の変曲点(赤丸で示す)以後において、予測と違って傾きが小さくなり、圧力上昇率は低く変化した。圧力上昇曲線は初め二次関数的に上昇したが、変曲
点以前の曲線は液面高さ 150 mm からの圧力上昇曲線と違い、上に凸の形となった。この理由は考察中である。
5．まとめ
液体水素の蓄圧試験において、液体状態と蓄圧上限を実験条件とし、主にクライオスタット内部の温度、圧力変化を調べた。またごく少量の充填量からの観測も行った。
結果として圧力上昇曲線は二次関数的に上昇し、成層状態よりも飽和状態の方が高い再現性を持つこと、また液体水素がすべて蒸発した後は圧力上昇率が低下する事が確認された。今後の課題は、蓄圧開始時のクライオスタッ
ト内部の温度分布により焦点を当て、充填量の違いによる圧力挙動の違いを詳しく調べることである。
参考文献
1. K. Akamatsu et al.: Abstracts of JIME Conference, Vol. 88(2018) pp.71-72

Fig.2 Experimental result of time variation of bothtemperature and pressure for very small LH2 sample.

Fig.1 Schematic diagram of experimental setup.

― 47 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p09液体水素

液体水素用外部加熱型 MgB2 長尺液面センサーの研究開発
Research and Development of External-heating-type MgB2 Long Level Sensor
for Liquid Hydrogen福本 祥一，高田 芳宏, 荘林 純一, 山本 博和（山本電機製作所）；武田 実, 前川 一真（神戸大）; 熊倉 浩明（NIMS）
FUKUMOTO Shoichi, TAKADA Yoshihiro, SHOBAYASHI Junichi, YAMAMOTO Hirokazu (Yamamoto Electric Works);
TAKEDA Minoru, MAEKAWA Kazuma (Kobe Univ.); KUMAKURA Hiroaki (NIMS)
E-mail: s.fukumoto@manostar.co.jp
Table.1 Composition and fabrication conditions.
SeriesA

B

Addition amount [％]

C

D

2.5

10

10

10

Heat treatment temp [℃]

600

600

620

650

Wire drawing length [m]80Additive

E

SiC

F

C doped B

600

100

600
60

Fig.1 Cross section of MgB2 wire.
Resistance per unit length (Ω/m)

6
5
4

E-1
E-2
E-3
B-1
B-2
B-3

3
2
1
0
20

22

24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

48

50

Temperature (K)Fig.2 Relationship between resistances per unit lengthand temperature of the 20- mm-long MgB2 wires.
35

A-1:y = -0.0675x + 33.332
R² = 0.9996

30

Output voltage (mV)

1. はじめに化石燃料や原子力に替わるクリーンなエネルギーとして、近年水素が注目されている。水素エネルギー社会実現のためには水素を大量に輸送・貯蔵する必要があり、これには気体水素の 800 倍の密度となる液体水素(沸点 20K)が適している。しかし現在、液体水素用に開発された
長尺液面センサーはなく、測定精度や応答性に優れた液面センサーが求められている。そこで弊社では、神戸大学が以前から開発を行ってきた外部加熱型超伝導 MgB2(二ホウ化マグネシウム)液面センサーに着目し、神戸大学、
物質・材料研究機構(NIMS)、岩谷産業株式会社の協力を得て大型タンク用液面センサーを目指した研究開発を行ってきたので報告する。
2. 超伝導 MgB2 液面センサー
外部加熱型超伝導 MgB2 液面センサーの原理は、以下の通りである。液体水素中の MgB2 線材は超伝導状態となり電気抵抗がゼロになる。一方で、液面より上部は常伝導状態のため任意の抵抗値を示す。よって液面の高さによりセンサー全体の抵抗値が変化し、液面位置の測定が可能となる。特に外部加熱型では、蒸発ガスによる気相部の温度低下を防ぐために MgB2 線材にヒーター線を巻き付
けてセンサーを加熱している。
3. 長尺 MgB2 線材作製
本研究で作製した MgB2 線材の組成と作製条件を Table 1に示す。線材は直径 0.3 mm、Powder-in-tube 法で作製し、数十 m に伸線した。超伝導転移温度 Tc を下げるための添加物として SiC を添加、もしくは C doped B を用いて Cを添加した。シース材には Cu-Ni 合金(7:3)を使用した。
線材 E の伸線後の各位置の断面写真を Fig.1 に示す。この写真から非常に均一に伸線されていることがわかる。
さらに各条件で作製した線材から 20 mm のショートサン
プルを切り出し、超伝導特性試験を行った。結果を Fig.2に示す。センサーの Tc は線材作製条件にかかわらず、約
36.5 K であることがわかった。
4. 静的液面検知特性
今回作製した線材から代表として線材 A と E を用いて液面センサーを試作した。センサー長は 500 mm、ヒーター線を 2mm 間隔で巻き付けた。これを用いて神戸大学が行ってきた以下の方法[1]で静的液面検知特性を調べた。センサーをガラスデュワー内に取り付け、液体水素を移送後、測定電流 10mA を流し、4 端子法で電圧を測定した。液面が 500 mm から 0mm になるまでセンサー出力電圧を測定することで特性試験を行った。ヒーター入力値 9 W の結果を Fig.3 に示す。
Fig.3 からわかるように、センサーの直線性を示す直線近似の相関係数はいずれも 0.999 以上と非常に高い。一方で、液面 0 mm 時の出力電圧は最大約 1 mV の差があった。
5. まとめと今後の課題
これまでの研究開発で非常に均一な長尺 MgB2 線材の作製と良好な性能の液面センサーを試作することに成功した。今後は量産に向けての検討を行いながら、大型タンクに設置し実用試験を実施する予定である。

A-2： y = -0.0653x + 32.649
R² = 0.9992
A-3:y = -0.0673x + 33.758
R² = 0.9996

25
20

E-1:y = -0.0628x + 31.05
R² = 0.9991

15E-2:y = -0.0608x + 29.787
R² = 0.9993

10
5
0
0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

Liquid level (mm)Fig.3 Relationship between output voltage and level readfrom scale of the 500-mm-long MgB2 sensors at a heater
input of 9 W under atmospheric pressure.
参考文献
1. K. Maekawa, et al.: Journal of the JIME Vol. 51, No. 3（2016） p.125― 48 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p10

伝熱特性

極低温下でのパルス強磁場印加による銅細線束発熱Ⅱ
Heat generation of copper wire bundle under pulsed high magnetic field at 4.2 K Ⅱ
中川 豪，松山 友樹, 土田 稜, 野口 悟（大阪府大理）；鳴海 康雄, 萩原 政幸（阪大先端強磁場）
NAKAGAWA Takeshi, MATSUYAMA Tomoki, TSUCHIDA Ryo, NOGUCHI Satoru (Grad. Sch. Sci., Osaka Pref. Univ.);
NARUMI Yasuo, HAGIWARA Masayuki (AHMF, Grad. Sch. Sci., Osaka Univ.)
E-mail: s_t.nakagawa@p.s.osakafu-u.ac.jp
1．はじめに
我々はパルス強磁場と断熱消磁を組み合わせた強磁場
極低温の複合極限環境の実現を目指している。そのためにはパルスマグネットと断熱消磁部が磁気的に干渉しないように距離（～300 mm）を取り、その間の熱伝導を十分大きく取る必要がある。この熱伝達物質として 30 µm の被覆銅細線束を約 2800 本束ねたものを検討し、ゼロ磁場中で 0.3 K まで速やかな熱伝達を確認した。しかしながら、
パルス強磁場印加に伴う渦電流発熱を評価しなければならない。前回は、大阪大学の先端強磁場科学研究センターにて被覆銅細線束を実際のパルス強磁場中に挿入し、その渦電流発熱による温度上昇の評価を行った実験の詳細について発表した[1]。今回、熱モデルを用いて詳細な解析を行った結果について報告する。

(dµ0H/dt)2 (T/ms)2 ， µ0H (T)At 3 kV charge Adiabatic 4.2 K
15

4.8

Temperature(K)2．パルス強磁場印加による渦電流発熱
パルス強磁場波形は、Fig.1 に示すように正弦波的に12.5ms で最高磁場に達し、下りは緩やかに 30ms 後にほぼゼロになる。充電電圧に比例して最高磁場が変化するが、磁場波形は変わらない。磁場波形の時間微分は磁場中にある金属に誘起される誘導電圧に比例する。誘導電圧の 2乗が渦電流発熱のパワーに比例し、図 1 の黒線で示すよ
うに、そのパワーの時間変化を得ることができる。ただし、その絶対値は金属の大きさや形状、電気抵抗に依存する。

Fig.2 Thermal flow model: κ denotes thermal conductivity.
C denotes heat capacity. Q denotes heat input.

(dµ0H/dt)2µ 0H

At 3kV charge

Maximum magnetic field 15.5T

4.6
4.4
4.2
4
10

Time(ms)

Quartz glass rod Measurement Data
Quartz glass rod Fitting curve
Cu-wire bundle Measurement Data
Cu-wire bundle Fitting curve

20

30

40

50

60

Time(ms)10

κ1=0.001,κ2=0.02,κ3=30,CS=20,CCu=170,k=0
κ1=0.001,κ2=0.02,κ3=30,CS=20,CCu=425,k=1.5

5

00

Fig.3 Measurement data of quartz glass rod and Cu-wire bundle
and fitting curve of them
10

20

30

40

50

6

Time (ms)Fig.1 Waveform of pulsed magnetic field
3．熱モデル
温度上昇の大きさと時間変化について Fig.2 に示す熱モデルを用いて温度計と銅の熱伝導率と熱容量を考慮した定量的な解析を行った。ここで、C は熱容量、T は温度、
κ は熱伝導率、Q は流入熱量である。熱は渦電流によるため、Fig.1 に示す磁場波形の(dµ0H/dt)2 を時間に対してプロットした曲線が熱流入パワーに比例する。
このモデルを基に熱量の式をそれぞれ考えると以下のようになる。
𝑃𝑃𝑃𝑃 𝑃 𝜅𝜅𝜅𝜅1 (𝑇𝑇𝑇𝑇 𝑇 𝑇𝑇𝑇𝑇0 ) − 𝜅𝜅𝜅𝜅3 (𝑇𝑇𝑇𝑇 𝑇 𝑇𝑇𝑇𝑇Cu ) = 𝐶𝐶𝐶𝐶s 𝑇𝑇𝑇𝑇̇
𝑘𝑘𝑘𝑘𝑃𝑃𝑃𝑃 − 𝜅𝜅𝜅𝜅2 (𝑇𝑇𝑇𝑇Cu − 𝑇𝑇𝑇𝑇0 ) + 𝜅𝜅𝜅𝜅3 (𝑇𝑇𝑇𝑇 𝑇 𝑇𝑇𝑇𝑇Cu ) = 𝐶𝐶𝐶𝐶Cu 𝑇𝑇𝑇𝑇̇Cu
この式において P、κ、C を定数倍しても温度上昇は変わらない。そこで、P を(dµ0H/dt)2 に固定して κ、C をパラ

メーターフィッティングを行った。ここで、kが銅細線束に誘起される熱量を与えるパラメータである。結果の一例をFig.3に示す。フィッティング曲線はｙ軸正の方向に0.2だけシフトさせている。実験データは銅細線束を入れた時と銅細線束の替りに石英棒を入れた時についてそれ
ぞれ、充電電圧が 1 kV, 3 kV, 5 kVの3通りある。この例では k = 1.5 となり、温度計自身が受け取る1.5倍の熱量が銅線束に発生していることになる。さらにほかの充電電
圧データについてもフィッティングをしているところである。ここで、パラメータは入力電力Pに対する相対値であり、κ1, κ2, κ3, Csは石英ガラス棒と銅細線束で同じ設定をした。また、石英ガラス棒と銅細線束のパラメータ
CCuの違いは熱容量の違いを反映させている。石英ガラスでは渦電流発熱がないため、石英ガラス棒のkはゼロである。
1. T.Nakagawa, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 99(2020) p.68

― 49 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p11

伝熱特性

過熱液体の突沸現象を応用した高温超伝導機器の局所温度上昇検出〜検出原理の理解
Applying a vapor explosion in superheated liquids to detection of local temperature rise forhigh-temperature superconducting applications - Understanding of detection principle
高畑 一也（NIFS）
TAKAHATA Kazuya (NIFS)
E-mail: takahata@nifs.ac.jp
1．はじめに細管に液体を封入し外部から加熱すると，液体が沸点に達しても沸騰せず液相を保ち，準安定な過熱状態になることが知られている。さらに温度を上げるとある温度で急激な沸騰（突沸）を起こす。液体窒素の場合は 110K 近傍で突沸が起こる[1]。前回の発表では，長さ 16 m の細管の一部を加熱することにより，突沸現象を再現し，端部の圧力計で急激な圧力上昇を観測できることを報告した。また，この細管内の突沸現
象を応用することにより，超伝導機器における局所温度上昇を圧力計 1 個で検出できることを提案した。今回は，実験デー
タをさらに精査し，検出の原理を理解することを試みた。

Fig. 1 Schematic experimental set-up.

2．実験方法図 1 に実験装置の模式図を示した。外径 1/16 インチ（1.59mm），内径 0.99 mm，長さ 200 mm のステンレス配管の中央部に長さ 20 mm にわたりニクロムヒーター線を巻き付けたヒーターユニットを製作した。そして，（A）ヒーターユニットに直接圧力計を付けた配置，（B）ヒーターユニットと圧力計の間に長さ16 m のコイル状ステンレス配管（上記と同じ断面寸法）を挿入した配置，（C）ヒーターユニットの先に 16 m のコイル状配管を追加した配置，と３つの実験配置を準備した。配管の一端は閉止してあり，もう一端は室温空間にあるデジタル圧力計に 2m の配管で接続した。配管内を真空にした後，圧力調整器で0.2 MPa の窒素ガスを導入した。配管部をデュワーに挿入し，飽和液体窒素で浸漬冷却した。配管内の窒素ガスが液化し，圧力が一定となった後，ガス導入バルブを閉め，配管内部を封止した。ヒーターによりステップ状に加熱し，ヒーターと配管の間に挿入した銅コンスタンタン熱電対で温度を測定するとともに，圧力計により圧力変化を観測した。
3．実験結果と考察
図 2 に測定結果の一例を示す。いずれの配置でも，ヒータ
ー加熱を開始してから約 11 秒後に 109 K に達し，圧力計の指示が 0.2 MPa から約 0.3 MPa までステップ状に変化した。
0.2 MPa における沸点は 84 K であり，109 K で起こる圧力上
昇は過熱液体の突沸現象によるものと考えられる。以下では，圧力上昇が開始した時点のヒーター直下の温度計の指示値
を突沸温度と呼ぶ。
図 3 に，加熱パワーを変えた場合の，突沸温度の全デー
タを示す。ヒーター配置による突沸温度の違いは同じ加熱条件であれば 1 K 以下であった。一方，加熱パワー増加により突沸温度が減少することが分かった。この原因を調べるために，有限要素法による熱伝導解析を行った。その結果，加熱パワーが大きい場合には，壁面と中心部のヘリウムの温度勾配が無視できないことがわかった。今回最大の 5.7 W の加熱
では，突沸時点で，壁面で 107 K にもかかわらず中心では 93
K までしか上昇していない計算結果となった。従って，気泡核生成が壁面で起こり，突沸温度が減少した可能性がある。
突沸後の圧力上昇を調べることで，蒸発によって発生した気相部の長さを推定することができる。計算の結果，低加熱
パワーでは約 40 mm であり，加熱パワーを上げるとヒーター長

Fig. 2 Temperature and pressure evolution for three
configurations.

Fig. 3 Explosion temperature vs. heater power.
と同じ 20 mm に近付くことがわかった。このことから，圧力の変化量は加熱部の長さから推定可能であることが分かった。
4．まとめ
サブクール窒素を封入した直径 1 mm 程度の配管を超伝導機器に組み込むことで，局所的な温度上昇を室温空間にある圧力計のみで検出できる可能性を見出した。
謝辞 本研究は，科学研究費補助金（19K04340）の助成を受けたものである。
参考文献
1. K. Nishigaki, Y. Saji, Jpn J. Appl. Phys. 20 (1981) 849.

― 50 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p12

伝熱特性

垂直加熱管内を流れるサブクール液体水素中の膜沸騰熱伝達
Film boiling heat transfer of subcooled liquid hydrogen flowing upward in a vertical pipe
塩津 正博、白井 康之、石見 佳紀、原 真太郎（京大）；
小林 弘明、野中 聡、成尾 芳博、稲谷 芳史（JAXA）
SHIOTSU Masahiro, SHIRAI Yasuyuki，IWAMI Yoshiki, HARA Shintaro (Kyoto Univ.);
KOBAYASHI Hiroaki，NONAKA Satoshi, NARUO Yoshihiro, INATANI Yoshifumi (JAXA)
Email: shiotsu@pe.energy.kyoto-u.ac.jp

105

103 -1
10

101

10

20
30
Time (s)xeq,exit

0

-0.5

40

Tsat

P=400 kPa
Subcooling 5 -2
K -1
Gini=400kgm s

500
400

G
x eq,exit

Saturated
RegimeSubcooled
RegimeSubcooled
Regime

200

1

0.5

300

0

100
0
0

102

Saturated
Regime0.5

Fig.3 は、圧力とサブクール度が同じで、G=400 kgm-2s-1の場合です。𝑥𝑥������� のピーク値は Fig.2 よりもわずかに低い。G の値は、最初のサブクール領域で約 40％減少し、飽和領域でさらに 35％減少した。その後、G はしばらくの間値一定値を維持し、30 秒から初期値に向かってスムースに増加する。

Film
BoilingTL [K]

Subcooled
RegimeFig.2 Relation between 𝐺𝐺 , ∆𝑇𝑇��� and 𝑥𝑥������� with 𝐺𝐺��� ≅230 kg/m� s at � � 400 kPa, ∆𝑇𝑇��� � 5 �.

B

100

G
xeq,exit

DNB
Point

0
0

qDNB

104

Tsat

Subcooled
Regime100

A

Nucleate
Boiling

1P=400 kPa
Subcooling 5 K-2 -1
Gini=230 kgm s

xeq,exit

P=400 kPa
Subcooling 5 K
Gini=230 kgm -2s-1

200

Tsat (K)2

q (W/m )

106

300

-2 -1

3. 実験結果
代表的実験結果として圧力 400 kPa、サブクール度 5 K、初期質量流量 230kgm-2s-1 の実験結果における熱流束 q と発熱体表面温度の入り口液温からの上昇分𝛥𝛥𝛥𝛥� の関係を Fig.1に示 す。 発 熱 率を 指数 関数 状 (Q  Q0 e t / ) に � � 5.0� で
DNB 熱流束を超え発熱体温度 300 K 近傍(A 点)まで上昇させ、以後� � �5.0�で減少させて極小熱流束 qmin (B 点)までの膜沸騰熱伝達を測定した。

400

Tsat (K)G (kgm-2s-1)

2. 試験内容
発熱体として、内径 6 mmm，加熱長さ 100 mm の SUS310S
製パイプを用いた。これを FRP 製ボディで断熱し垂直に固定している．
この供試体を垂直に支持し，上向きにサブクール液体水素
をある流速で流し，試験部を指数関数状の発熱率で 300 K 付
近まで加熱した後、同じ時定数で発熱率を減少させ、最小熱流束まで膜沸騰熱伝達特性を測定した。

い 31 秒から増加し 2 番目のサブクール領域で一度振動してから初期値に向かって増加する。

G (kgm s )1．序論
液体水素強制対流冷却超電導マグネットの安全設計には、クエンチ以後の液体水素熱伝達特性の知識が重要である。
筆者等は飽和沸騰の場合について既に報告した{1,2}。本報では、液がサブクールされている場合について報告する。

103

Fig.1 Boiling curve with 𝐺𝐺��� ≅ 230 kg/m� s at � �
400 kPa and ∆𝑇𝑇��� � 5 �.

Fig.2 は Fig.1 と同じ実験結果における発熱体平均過熱度(Δ𝑇𝑇��� )，質量流量 G，流路出口クオリティ(𝑥𝑥������� )の関係を示す。縦軸はΔ𝑇𝑇��� ，G，𝑥𝑥ｑｑ、���� を示し，横軸は入熱開始後

20Time (s)

30

-0.5

40

Fig.3 Relation between 𝐺𝐺 , ∆𝑇𝑇��� and 𝑥𝑥������� with 𝐺𝐺��� ≅400 kg/m� s at � � 400 kPa, ∆𝑇𝑇��� � 5 � .
Fig.４は圧力 700 kPa、サブクール度 8 K における、様々な
初期質量流量での熱伝達率を示す。過熱度が大きいと質量流量は小さくなるが、膜沸騰熱伝達率が高くなっていることが分かる。サブクール域の G 減少機構については検討中。
4000の時間を示す。∆Tsat は、最初ゆっくりと増加し 18 秒の時点で
qDNB 点、その後 24 秒時点で 350K の∆Tsat まで急速に増加す

P=700 kPa
Subcooling 8 K

3000

Gini -2 -1
536 kgm-2s-1
346 kgm-2s-1
205 kgm -2s -1
81.6 kgm s

2

h (W/m /K)る。𝑥𝑥������� は負の値（この場合は約-0.2）から増加し約 21 秒
でゼロに達し、温度ピークとほぼ同時にピーク値が約 0.6 になる。図には、出口がサブクール状態である領域が前と後ろに見られます。
質量流量 G は、DNB ポイントの少し前の 16 秒頃に減少し始めサブクール状態から飽和状態にわたって大幅に減少し、その後元の値まで大幅に増加することに注意を要する。質量流量 G は、飽和領域でしばらく下限値を維持する。ΔTsat は飽和領域終了時にピーク値の約半分に減少する。最初のサブクール領域終了時の G の値は、初期値よりも 18％低く、下部の G の値は 82％低くなっている。その後ΔT_sat の減少に伴

10

2000
1000
0
0

100

Tsat [K]

200

300

Fig.4 Film boiling heat transfer coefficients for P=700 kPa
under subcooling of 8 K with Gini as a parameter
参考文献[1] Y Iwami, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 98 (2019) p.37
[2] M Shiotsu, et al.:Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 98 (2019)p.38― 51 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1C-p13

伝熱特性

飽和超流動ヘリウム中の急縮小流路で起こる間欠沸騰現象における液頭圧依存性
Dependence of the geysering phenomena on hydrostatic pressure with an abrupt contraction pipein saturated superfluid helium
高田 卓（核融合研）；岡村 崇弘（KEK）； 濱口 真司（核融合研）
TAKADA Suguru (NIFS); OKAMURA Takahiro (KEK); HAMAGUCHI Shinji (NIFS)
E-mail: takada.suguru@nifs.ac.jp
面が飽和温度よりわずかに高い温度に達した際に発現し、その温度振幅はヒータ表面と流路出口の飽和温度の間を振動するものである。そして、間欠沸騰から定常沸騰に遷移するとおおよそ流路出入り口の間の飽和温度に落ち着くことが分かる。このような関係は他の温度、液面高さでも共通して現れる。

1.4

T sat_inlet

1.8

T

Temperature (K)1.6

T sat_heater

1.82

1.2

sat_outlet

1.78
T

Q

1.76

1
in

0.8
0.6

1.74

Heat input Q (W)

１．研究背景飽和超流動ヘリウム（HeII）は超伝導加速空洞の冷却等発熱源のある場所から蒸発界面をもつ場所の間をチャネルで繋ぐようなケースで使用される場合がある。HeIIの実効的熱伝導率計測においてしばしば用いられる加熱部に対してチャネルが縮小流路となっているチャネルが形成されているのと同様の環境となる場合があるのである。
先報[1]においてこうした系において特徴的な間欠沸騰が見られることを報告したが、試験流路と液面の関係の詳細について調査できていなかった。本報告では追加実験によって明らかになった間欠沸騰現象における液頭圧の影響、飽和蒸気圧曲線との関係について発表する。
２．実験装置
前回発表[1]と同様のセットアップを用いた。Fig.1で示したような急縮小流路をGFRPで構成し、ガラスデュワー
中に設置した。縮小路が内径5 mm 長さ50 mm、ヒータの備えられた内径40 mm 長さ20 mm となっている。ガラス
デュワーは大型ロータリーポンプに接続されており、バルブ制御により飽和蒸気圧を制御することでHeII温度を制御している。
液頭圧の効果についてはガラスデュワ―にあるスリット
を通じて外部から目視観測によって液面から流路出口までの長さを計測している。熱流印加は一定電流を印加する定常発熱モードと三角波を印加した準定常発熱モードの2種の発熱モードで試験をしている。

0.4

1.72
T

1.7
0

200

400

0.2
out

Time (s)

600

0

800

Fig.2 Time variation of temperature on heat input of triangle
shape
Fig.2 から特定できる間欠沸騰の始まる熱流量(Qcr1)、
間欠沸騰から定常沸騰へ移行する臨界熱流量(Q cr2 )の液面高さ依存性をプロットしたものが Fig.3 である。どちらも液面高さと正の相関を持っているがその傾きは異なり、液面が高いほど間欠沸騰の熱流束域が拡大することが分かる。そして、間欠沸騰の周期も非常に強く液面高さの影響を受けるが、温度上昇の時間が変化するものであり、温度下降時間は液面高さの影響を受けないことも分かった。温度下降時間はバス温度依存性があり、低温程温度下降時間が長いことが判った。
1.1

Critical Heat Input Q (W)1

Schematic illustration of abrupt contraction channel

３．実験結果沸騰を起こさない低熱流束域では 0.533 mA/s,沸騰限界近辺から 0.133 mA/s の電流増加率でスイープした電流を流し、あるピークから電流を同じレートで減衰させて実験を行った際の準定常状態の実験を行った。結果が Fig.2である。Tin, Tout の温度変化に注目するとある熱流束域に限定して特徴的な温度振動が現れていることがわかる。
この部分が間欠沸騰領域である。Fig.2中のTsat_outlet, Tsat_inlet,
Tsat_heater はそれぞれ急縮小流路の出口、入口、ヒータ部における液頭圧(ρgh)を考慮した飽和温度を示している。今回のセットアップでは逐次的に液面を計測できておらず、
通電直前、通電直後の液面のみが計測されている。一度の通電で約 10 mm 液面が低下してしまうため、ここでの計算では通電前後の中央値を代表液面高さとして使用している。現実には中央を固定してごく僅か右回りに回転させたものが飽和温度と考えられる。
ここから分かることは、間欠沸騰はおおよそヒータ表

cr

Fig.1

Qcr 1 rise
Qcr1 fall
Qcr2 rise
Qcr2 fall

0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
50

100

150

200

250

Immersion depth (mm)Fig.3 Dependence of critical heat input on Immersion depth
当日はこれらの特徴に関する物理的考察について、間欠沸騰中に現れる気泡の様子をとらえた可視化結果も踏まえて議論する予定である。
参考文献
1. S. Takada, T. Okamura and S. Hamaguchi: Abstracts of
CSJ Conference, Vol. 99 (2020) p.72

― 52 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p01

超電導コイル

Pilot GAMMA PDX SC 用超伝導コイルの製造
Production of superconducting magnet for Pilot GAMMA PDX SC
今村 寿郎，沖津 茂樹，古閑 康則，木戸 修一（日立製作所）；
南 龍太郎，假家 強，坂本 瑞樹（筑波大学プラズマ研究センター）
TOSHIRO Imamura， SHIGEKI Okitsu， YASUNORI Koga， SHUICHI Kido (Hitachi，Ltd.);
RYUTARO Minami， TSUYOSHI Kariya， MIZUKI Sakamoto (Plasma Research Center，Univ.Tsukuba)
E-mail: toshiro.imamura.hs@hitachi.com
1．はじめに筑波大学プラズマ研究センターでは，核融合原型炉へ向けた研究として，ダイバ－タプラズマ模擬実験を含む境界プラ
ズマ研究の質的向上・高度化のため，高密度・定常運転可能
なパイロット装置を建設している。本超伝導コイルはその基幹となる機器である。本コイルでは，液体ヘリウムなどの冷媒を必要としない極低温冷凍機 1 台による伝導冷却方式を採用しており，定格運転時にコイル中心で 1.5T の磁場を発生可能である。また，日立における伝導冷却コイルとしては最大級（室温ボア径φ900mm）であるため，コイル全体を効率よく冷却するなどの課題があったが，熱伝導材の選定や伝熱構造を工夫し，運転に十分な冷却を達成した。
本報では，本超伝導コイルの設計・製作及び試験結果について報告する。

5．まとめ
筑波大学プラズマ研究センターの次期装置向けに，NbTi
超伝導線を使用した伝導冷却方式の超伝導コイルを設計・製作した。長時間定格通電試験結果から，運転に十分な冷却を達成したことを確認した。また，コイル中心軸上の磁場測定か
ら，測定値と計算値との偏差が 1％未満であり，良好な一致を示すことを確認した。
Table1 Parameters of the superconducting magnet.

2．装置概要本コイルの仕様と外観をそれぞれ Table1，Fig.1 に示す。コ
イル巻線部は，外径φ1.2m，内径φ1.0m，高さ 0.3m のソレノイド形状であり，NbTi 超伝導線材を使用している。コイルは，効率的な冷却を目的として設置した高純度アルミニウム製の伝熱パスを介して，小型冷凍機により冷却される。コイルへの輻射入熱量を低減するために，コイルの周囲に熱輻射シー
ルドを設置し，コイル表面及び熱輻射シールド表面に多層断熱材を設置している。また，低温系への伝導入熱量を低減するために，コイル及び熱輻射シールドは，熱伝導率の低い繊
維強化プラスチックにより支持している。なお，本コイルは電源が常時接続される電源駆動方式を採用しているため，電流導入部においては，高温超伝導電流リードをコイル温度系と熱輻射シールド温度系との間に設けており，ジュール発熱による低温系への熱負荷の低減を図っている。
3．クエンチ保護
本コイルでは，クエンチ保護のために，コールドダイオードとコイルを並列接続している。コイルの一部に常伝導転移領域が生じて電圧が発生すると，コールドダイオードがターンオ
ンし，コイルとコールドダイオード間で閉回路が形成される。これにより，蓄積エネルギーをコイル全体の熱容量で消費し，コイルの局所的な温度上昇を避けることで，コイルを保護する。

Fig.1 Completion of the superconducting magnets(2sets).

4．試験結果長時間定格通電時における温度測定結果を Fig.2 に示す。
長時間定格通電時におけるコイル系の温度は，約 3.3K であり，運転に十分な余裕を持って冷却できていることを確認した。
なお，冷凍機の各冷却ステージの温度と熱交換量の推定値
は，それぞれ 1st stage が約 44K，35W，2nd stage が約 3.2K，0.9W である。
定格通電時におけるコイル中心軸上の磁場測定では，コ
イル中心から 750mm の範囲において，測定値と計算値との偏差が 1％未満であり，良好な一致を示すことを確認した。
Fig.2 Temperatures at long-time excitation.

― 53 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p02

超電導コイル

薄板近似を用いた REBCO コイルの三次元電磁界・熱伝導場連成解析
Three-Dimensional Electromagnetic and Thermal Field Coupled Analysis ofSuperconducting REBCO Coils using Thin Plate Approximation

78.9

Current density at the end of coil
Current density in the middle of coil
Temperature at the end of coil
Temperature in the middle of coil

2.7

2.68
2.66

78.8

Temperature [K]Current density[1010 A/m2]

2.72

78.7
78.6

2.64

78.5

2.62

78.4

2.6

-6

-4

-2
0
2
Tape width [mm]

4

6

78.3

End of coilMiddle of coil

2.6
2.5

-6

-4

-2
0
2
Tape width [mm]

4

6

150

End of heat inpuut

157.3

Detection
voltage: 100 mV 100

137.3

Temperatures of Case A

117.3

Temperatures of Case B
Temperatures of Case C

50

Voltage of Case A

97.3

Voltage of Case B
Voltage of Case C

77.3

Voltage of REBCO coil [mV]

177.3

0

2.5
2
1.5

0.1

0.2

0.3
Time [s]0s0.04 s0.30 s0.02 s0.10 s-10
Tape width [mm]

0.4

0.5

0

1
0.5
0

Temperature [K]

本解析ツールを用い、電流リード付きのソレノイド型
REBCO コイルをモデル化した。先ず、SFCL 応用を想定し、過電流（IC456 A に対し想定ピーク電流 2000 A）を流し、JC
分布が均一である場合の電流密度、発熱密度分布を Fig.
1 に示した。電流リード接続部分に線材幅方向の電流密度分布が偏り、発熱が最も高いことがわかった。本モデルにJC の磁場依存性を考慮していないことから、この電流分布の偏りは電流リードが発生する磁場による影響だと考える。
次に、マグネット応用を想定し、60％IC の運転電流が流れる際に熱的擾乱を 100 ms 間与え、擾乱のエネルギーと面積が異なる 3 つのケースを想定した：Case A（8.68 J@Fig.
2(b)）、Case B（1.74 J@Fig. 2(b)）、Case C（8.68 J@Fig.
2(a)）。その結果を Fig. 3 に示す。同じ擾乱エネルギー（Case A）とエネルギー密度（Case B）でも、面積が小さいほどクエンチ発生の可能性が低くなることを示し、クエンチ検出を検討する際にこの擾乱面積の重要性も示唆した。

2.7

Fig. 2 Cases of different heat input area: (a) 11 mm × 4 mm
(full tape width); (b) 11 mm × 0.8 mm (1/5 tape width).

Maximum temperature [K]2. 数値解析手法と解析結果
超電導特性の強い温度依存性を考慮し、本研究では電磁界・熱伝導場連成解析を適用した[1]。電磁界解析においては、薄板近似と T-Ω法に基づき、直交曲線座標系への座標変換を用いて支配方程式を作成した。なお、超電導体の E-J
特性は n 値モデルにより近似し、JC の温度依存性も考慮した。
一方、熱伝導場解析においては、熱伝導率や比熱の温度依存性を考慮し、液体窒素冷却や REBCO 線材のジュール発熱は境界条件で表現した。

2.8

Fig. 1 Current density distribution of the whole SFCL REBCO
coil, and current density, temperature distribution, and Jouleheat density in the tape width direction at the bottom end andin the middle of the REBCO coil with uniform JC distribution at
the peak current (1.1 ms)

Current density[105 A/m2]

1. はじめに
近年、REBCO 線材は優れた臨界電流特性、比較的に高い
運転温度、また、設計と製造における高い柔軟性を持つことから、NMR（核磁気共鳴装置）や SFCL（超電導限流器）等のコイルへの応用が広く期待されている。しかし、実用化にあたって、REBCO 線材の臨界電流密度（JC）の不均一性や熱的擾乱などに起因するホットスポット問題が課題としてあげられる。
本研究では、REBCO コイルを対象とし、有限要素法を用いた三次元電磁界・熱伝導場連成解析ツールを開発した。本解析
ツールを用い、過電流が流れる際（SFCL 応用を想定）と熱的擾乱が発生する際（マグネット応用を想定）の REBCO コイルの過渡的な電磁界・熱的振る舞いを考察する。

Joule heat density[106 W/m2]

銭 可楨，寺尾 悠，大崎 博之 (東大)QIAN Kezhen, TERAO Yutaka, OHSAKI Hiroyuki (Univ. of Tokyo)
E-mail: qiankezhen@g.ecc.u-tokyo.ac.jp

-2

137.3

1

0s
0.04 s0.30 s117.3

20.02 s0.10 s

97.3
77.3

-2

-1

0

1

2

Fig. 3 Transient maximum temperature and entire voltage of the
REBCO coil in Case A, B, and C. Moreover, transient current
density distribution and transient temperature distribution ofCase A in the tape width direction in the heated area.
参考文献
1. 銭可楨ら：第 99 回 2020 年度春季低温工学・超電導学会
講演概要集 1P-p24― 54 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p03

超電導コイル

HTS コイルのクエンチ保護に向けた金属-絶縁体転移酸化物薄膜の作製
Fabrication of Metal-Insulator Transition Oxside Films for Quench Protection of HTS Coils
山田 寛之, 土屋 雄司, 吉田 隆(名大); 一野 祐亮(愛工大)
YAMADA Hiroyuki, TSUCHIYA Yuji, YOSHIDA Yutaka (Nagoya University); ICHINO Yusuke (Aichi Institute of Technology)
E-mail: yamada.hiroyuki@a.mbox.nagoya-u.ac.jp
1．はじめにHTS コイルのクエンチ保護のために、ターン間を絶縁しない NI コイルが提案されている。しかし、NI コイルには充電遅延の課題が存在する[1]。そのためクエンチ保護と充電遅延の緩和の双方を併せ持つ HTS コイルが必要である。今回、我々は NI コイルの磁場安定性向上のため金属-絶縁体(MetalInsulator: M-I)転移酸化物によりターン間を絶縁する M-I 絶縁
コイルを提案する。M-I 転移酸化物は低温領域では抵抗率が高いが、温度上昇に伴い抵抗率が急激に低下する性質を示す[2]。M-I 転移酸化物を HTS コイルのターン間絶縁材料として用いることで、発熱がなく温度が低い際は M-I 転移酸化物の抵抗値は高くターン間は絶縁されるが、クエンチが発生して温度が上昇した際は M-I 転移酸化物の抵抗値が低下してターン間転流が期待される。M-I 絶縁コイルは NI コイルのもつクエンチ保護と絶縁コイルのもつ充電遅延の抑制という二つの性質の両立が期待される。
M-I コイルの実現のためには REBCO 線材と PYCCO 薄膜を共巻きする必要がある。そこで、本研究では M-I 絶縁コイルの実現に向け、PYCCO バルクの示すような M-I 特性の発現を目標として、PLD 法により M-I 転移酸化物の一つである(Pr1-xYx)1-yCayCoO3(PYCCO)薄膜を各種基板上に成膜し、MI 特性の評価を行った。
2．実験方法
KrF エキシマレーザーを用いた PLD 法により、酸素分圧
0.5 Torr、成膜基板温度 600 ℃、レーザー繰り返し周波数 20
Hz で PYCCO 薄膜を作製した。ターゲットには PYCCO(x =0.1, y = 0.3)を使用した。成膜基板として石英基板を用いた。
作製した PYCCO 薄膜の結晶構造について、X 線回折を用いて評価した。また、表面構造について、走査型電子顕微鏡(SEM)を用いて観察した。組成比について、エネルギー分
散型 X 線分光分析装置(EDX)を用いて分析した。PYCCO
バ ル ク 及 び PYCCO 薄 膜 の 抵 抗 値 に つ い て 、 Quantum
Design 社製の PPMS を用いた直流四端子法で測定した。以下バルク、薄膜と呼ぶ。試料を 10 K/min の速度で 300 K から
10 K まで降温した後、300 K まで昇温して抵抗率の温度依存性を測定した。
3．実験結果及び考察
Fig. 1 に(a)バルク及び(b)薄膜の 2θ-θ 回折パターンを示す。
バルクでは PYCCO の(121)、(202)、(123)、(242)面の回折ピークが観測され、多結晶であることが確認された。一方、薄膜では(121)面のピークのみが観測された。また、薄膜の SEM
像では数 μm 以上の PYCCO の粒は観測されなかった。一方、
EDX からバルクの組成と薄膜の組成の誤差は 8%程度であった。これらの結果から、薄膜では数 μm 以下の PYCCO 結晶が形成されていると考えられる。
Fig. 2にバルク及び薄膜の電気抵抗率ρの温度依存性を示す。バルクでは約80 K以下でρが増加し始め、80 Kから10 Kにおいての約4桁のρの急峻な増加が観測された。約75 Kにてρの温度に対する増加の傾きが最大になり、さらにヒステリシスが観測された。一方、薄膜では80 Kから10 Kにおいての約3桁のρの増加が観測された。しかし、PYCCO薄膜ではバルクが示すような急峻なρの増加は観測されず、さらにヒステリシスを示さなかった。バルクのρの温度ヒステリシスは、PYCCOの
ペロブスカイト構造の歪みによるM-I転移に伴う構造相転移が原因であると考えられている[3]。本研究で薄膜がρの温度ヒステリシスを示さなかった原因としては、PYCCOと石英基板の基板界面における面内応力が働いたためであると考えられる。
同様のρ-Tの挙動は単結晶基板上にエピタキシャル成長させたPYCCO薄膜でも報告されている[2] 。
これらの結果から、M-I 絶縁コイルへの応用のためには応力が働かなく薄膜ではなくバルクを用いる必要があると考える。
当日は石英基板以外の異なる基板上に作製されたPYCCO
薄膜の特性についても報告する予定である。

Fig. 1 X-ray diffraction spectra of the PYCCO(x = 0.1, y = 0.3)(a) bulk and (b) the film.

Fig. 1 Temperature dependence of the resistivity in the
PYCCO(x = 0.1, y = 0.3) bulk and the film.
謝辞
本 研 究 の 一 部 は 、 科 学 研 究 費 補 助 金 (19K22154 、20K15217、20H02682)、JST-A-STEP、NEDOからの助成を受けて実施しました。本研究では岩手大学藤代博之先生、内藤智之先生よりPYCCOバルク作製に関して御協力をいただきました。
参考文献
1. X. Wang et al.; Supercond. Sci. Technol. 26, 035012(2013).
2. H. Fujishiro et al.; J. Appl. Phys. 121, 115104 (2017).
3. S. Tsubouchi et al.; Phys Rev. B66, 052418 (2002).

― 55 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p04

超電導コイル

無絶縁高温超電導コイルの反復窒素冷却による巻線間接触抵抗測定に関する検討
Study on the turn-to-turn contact resistance measurement of no-insulation HTS coilswith repeated liquid nitrogen cooling
宮本 康平，小林 大剛，西川 大亮，井上 良太，植田 浩史，金 錫範(岡山大学)；野口 聡(北海道大学)
MIYAMOTO Kohei, KOBAYASHI Hirotaka, NISHIKAWA Daisuke, INOUE Ryota, UEDA Hiroshi, KIM SeokBeom(Okayama University); NOGUCHI So (Hokkaido University)
E-mail: kim@ec.okayama-u.ac.jp
1．はじめに高温超電導コイルは、無絶縁巻線技術により高い熱的安定性が得られることが明らかになり、多くの高磁場発生用超電導マグネットにこの巻線技術の採用が検討されている。しかし、無絶縁高温超電導コイルの高熱的安定性を実現するには、
ターン間接触抵抗とインダクタンスのバランスが重要であることが明らかになっており、ターン間接触抵抗をより正確に計測する必要がある。そこで、我々は、交流通電による無絶縁高温超電導コイルのターン間接触抵を測定する方法を提案し、その有効性について検討して来た[1]。本研究では、REBCO
無絶縁試験コイルを用いて、液体窒素で繰り返し冷却させることによるコイルの熱収縮と熱膨張に伴うターン間接触抵抗の変化について提案した交流通電法を用いて計測したので、その結果を報告する。

Fig.1 Schematic drawing of 20 turns NI test coil woundwith REBCO wire

2．実験方法
20 ターン無絶縁高温超電導試験コイルの概要図を Fig.1 に示す。試験コイルの巻線は、REBCO 線材を使用した。電圧測定用のタップを 1 層目と 20 層目に取り付けた。試験コイルの中心には、自己磁場を測定するためにホール素子を設置した。実験手順としては、まず初めに、試験コイルを液体窒素
浸漬冷却し、超電導状態になってから、直流電流をスイープすることで、試験コイルの Ic を測定した。次に、周波数を 0.01
Hz から 100 Hz まで変化させながら交流通電を行い、試験コイ
ルの自己磁場、インダクタンス、および、接触抵抗の測定を行った。交流通電電流の振幅は、12 A,24 A,40 A と 3 パターンで行った。試験コイルの接触抵抗およびインダクタンスは、ロゴスキーコイルを用いることで電流の位相を検知し、その位相を基準として、試験コイルの全電圧をロックインアンプを用いて測定した。その後、試験コイルを常温の状態まで昇温させた後また冷却させて、接触抵抗の値の変化を測定した。
3．実験結果及び考察
Fig.2 には、1 回目の冷却時における各周波数における試
験コイルの接触抵抗の測定の値を示し、Fig.3 には、直流通電時と、交流通電時における試験コイルの自己磁場を示す。
Fig.2 および、Fig.3 より、周波数が 0.1 Hz 以下において、接触
抵抗は、10 µΩ 以下となり、また、コイルの自己磁場は、直流
通電時とほぼ同様となった。これは、周方向電流が支配的であるためと考えられる。0.1 Hz から 10 Hz までは周方向に流れていた電流が径方向に流れるようになり、10 Hz 以上においては、ほとんどの電流は径方向に流れていると考えられる。また、
さらに周波数を上げると、接触抵抗は大きくなることが確認された。これは、周波数の増加に伴い、電流経路の面積が小さくなったことによって接触抵抗が増加したと予測している。
Fig.4 に 24A の交流電流を通電した際の 1 回目と 2 回目の接触抵抗の値を比較したものを示す。Fig.4 より、2 回目の接触
抵抗の値は、予想と反して 1 回目の測定結果に比べて小さくなった。そのため、今後は、原因について研究する予定である。

Fig.2 Measured the contact resistance of test coil as afunction of frequency at the first coolingFig.3 Measured the magnetic field of test coil asfunctions of current and frequency at the first coolingFig.4 Measured the contact resistance of test coil whenthe 1st and 2nd cooling as a function of frequency
参考文献[1] S. Noguchi, R. Miyao, H. Okusa, T. Tatsuta, H. Ueda, andS. Kim, “Turn-to-turn contact resistance measurement of
no-insulation REBCO pancake coils,” IEEE Trans. Appl.
Supercond., vol. 29, no. 5, Aug. 2019, Art. no. 4601605.

― 56 ―

第100回

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1P-p05

超電導コイル

コイル最外層に金属リングを施した無絶縁高温超電導コイルの熱的安定性に関する研究
Study on the thermal stability of non-insulated HTS coil with a metal ringon the outermost layer
西川 大亮, 小林 大剛, 宮本 康平, 井上 良太, 植田 浩史, 金 錫範 (岡山大)NISHIKAWA Daisuke，KOBAYASHI Hirotaka, MIYAMOTO Kohei, INOUE Ryota, UEDA Hiroshi, KIM SeokBeom(Okayama University)
E-mail: kim@ec.okayama-u.ac.jp
1．はじめに無絶縁巻線方式によって高温超電導コイルは高い熱的安定性を得られるようになった。そこで我々は、これまで無絶縁
高温超電導コイル内に生じる局所的な熱擾乱に対する熱的安定性について実験的な検証を行ってきた。しかし、コイルの最外巻線に生じた熱擾乱にはその有効性が保証されないことに加え、コイルの冷却と昇温に伴う機械的変形によって無絶縁コイルのターン間の接触抵抗が変化し、分流特性に悪影響を及ぼすおそれが確認された。これらの問題に対し、我々は保護用の金属リングをコイルの最外層に設置することを提案している。本検討では、保護リングとして、銅リングをコイルに施し、コイルの熱的及び機械的安定性への影響を実験的に検証した。
2．実験内容Fig. 1 に、作製した 37 ターン無絶縁 REBCO 高温超電導コイルの概略図を示す。コイル内部には熱擾乱を投入するためのヒータを 3 つ挿入した。ヒータは 1 kΩ のひずみゲージを用いており、10 W まで可変できる。また、コイルのひずみを測定するために、コイル内の 3 か所と、銅リングの 1 か所に 120 Ωのひずみゲージを挿入した。電圧測定用のタップはコイルに
16 か所、銅リングに 4 か所取り付けた。また、コイル中心にはコイルの自己磁場を測定するためのホール素子を取り付けた。
試験コイルに 50 A の直流電流を通電し、各ヒータから熱擾乱を投入した際の各ターン間電圧、及びコイル中心の自己磁場を測定し、分流特性について検証した。また、同様の実験を複数回行い、金属リングの有無による分流特性、及びコイルに生じるひずみの変化を測定することで、提案する金属リングの有効性について検証を行った。なお、1 度目と 2 度目の実
験では銅リングを装着せず、3 度目以降の実験で銅リングを装着している。
3．実験結果及び考察
Fig. 2 に、試験コイルに 50 A の直流電流を通電し、ヒータ 3
から 8.1 W の熱擾乱を時刻 3 s から 10 秒間投入した時のコイルの各ターン間電圧及びコイル中心の自己磁場の測定結果を示す。なお、(a)から(c)は 1 度目、2 度目、3 度目の測定結果を示している。1 度目の実験結果(a)より、時刻 8.45 s でコイルの両端電圧(V1-all)と磁場の値が一定に落ち着いていることが確認された。一方で、2 度目の実験結果(b)より、ヒータから熱擾乱を投入している間は、コイルの両端電圧と中心磁場が変化し続けているため、1 度目の実験に比べて線間方向への通電電流の分流が、ゆるやかに発生し続けていることが確認された。したがって、1 度目の実験の後、コイルを室温に昇温したことで巻線間の接触抵抗が増加していることが確認できる。
しかし、銅リングを取り付けた 3 度目の実験結果(c)より、コイルの両端電圧及び中心磁場は 8.52 s 以降一定に落ち着いていることが確認された。したがって、巻線間の接触抵抗は 2 度目の実験結果に比べて低下しており、巻線間の接触状態が回復され、コイル内の電流分流が速やかに行われていると考えられる。以上の結果より、金属リングを施すことで、コイルの冷却と昇温に伴う巻線間の接触抵抗の変化を抑制することが可能となり、金属リングがコイルの機械的変形の防止に有効であることが確認された。

Fig. 1 Schematic drawing of 37 turns NI test coil without/withthe copper protection ring.

(a) 1st experiment result(b) 2nd experiment result(c) 3rd experiment result
Fig. 2 Measured the voltage and self-magnetic field when theheat input is 8.1 W by Heater 3 for 10 seconds with anoperating current of 50 A.

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第100回

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1P-p06

HTS 線材 Jc 分布

磁気顕微法を用いた Co ドープ BaFe2As2 薄膜 Jc-Tc 分布の相関性
及び統計的挙動の議論
A Discussion about Correlation between Jc & Tc Distributions
and their Statistical Behaviours of a Co-doped BaFe2As2 Film Based on
Low Temperature Scanning Hall Probe Microscopy
呉 澤宇，東川 甲平 (九大); 徐 中堂，馬 衍偉 (中国科学院電工研); 木須 隆暢 (九大)WU Zeyu, HIGASHIKAWA Kohei (Kyushu Univ.); Xu Zhongtang, MA Yanwei (IEE CAS); KISS Takanobu (Kyushu Univ.)
E-mail: kiss@sc.kyushu-u.ac.jp
1．はじめに122系鉄系超伝導PIT線材は、実用的な磁場中Jcを示している[1]。同じくBa122超伝導薄膜に比べて未だ低く、更なるプ
ロセス改良が求められている。その際に、電流制限因子やイ
ントリンシックな材料特性を調べるためには、多結晶の線材より単結晶薄膜が適しておる。しかし問題は、SQUID磁化法などマクロな特性評価では膜の空間情報を十分に取得できなく、上記目的を果たせるには致命的である。そこで本研究では、単結晶基板上で成膜したCoドープBaFe2As2 薄膜試料を対象に、空間情報取得できる磁気顕微法に基づいて面内臨界電流密度(Jc)ならびに臨界温度(Tc)の分布を評価し、その統計分布や両者の関連性を議論した。

(a) Critical current density Jc (MA/cm2)

5K

0

27.0

Fig. 1 (a) Critical current density Jc distribution at 5 K
corresponding to magnetic field Bz distribution measured
by SHPM. (b) Critical temperature Tc distribution
excluding null-line, diagonal and local obstacle region.

2

Jc (0 K) [MA/cm 2]

４．まとめ
磁気顕微法によってマクロな評価法では得られない面内JcとTc 空間分布を評価でき、両者の統計分布ならびに空間分
布的相関について明らかとした。

2mm(b) Critical temperature Tc (K)2．実験方法低温走査型ホール素子磁気顕微鏡(LT-SHPM)を用いて、試料直上の磁場分布(Bz)を測定した。測定対象は、CaF2単結晶基板上に成膜したBa-122:Co薄膜である。そのサイズ
は5 mm×5 mmである。ヒーターで温度を調節し、Bzの温度依存性も調べた。
3．結果と考察測定できた5, 7, 10, 12, 14, 16 Kにおける磁場分布を用いて、Biot-Savart則の逆問題を解くことで対応するJc分布を評価した、Fig. 1 (a)に5 Kの評価結果だけを示した。さらに、Jc分布の温度依存性をもとに、各座標位置におけるTcと温度が極限の0 KにおけるJcを導出する。その際に、局所Tcの導出において、null-line、電流方向が急速に変化する箇所ならびに欠陥
位置の影響を考慮し除外している。結果、Fig. 1 (b)に示すようなTc分布を取得できた。
次に、同位置における局所Jc (0 K) とTcをプロットし、その相関関係を検討した。Fig. 2 に示すように、おおよそ20 Kを境に異なる相関関係を見受けられ、プラトー的な依存性か
ら右上がりの挙動に分けられる。異なる相関関係を持つ場所を特定すると、プラトー依存性の部分は薄膜周辺に位置し、右上がり依存性の部分は膜中心部に集中することが分かった。
また、膜周辺部と中心部Jc分布の分布関数も異なるワイブル関数にスケールし、異なる特性を持つことを示唆する[2]。

1.28

0

謝辞
本研究は、独立行政法人日本学術振興会と中国科学院(CAS)との二国間交流事業（共同研究）による支援を得た。
参考文献[1] H. Huang et al., Supercond. Sci. Technol. 31 (2018)015017.
[2] T. Kiss et al., Cryogenics 80 (2016) 221-228.

― 58 ―

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
14

16

18

20

Tc [K]

22

24

26

Fig. 2. Correlation diagram of local Jc and Tc at the same
position based on Jc distribution at 0 K and Tc
distribution, both derived from the local temperaturedependence of Jc distributions. Guide lines are drawn toindicates different correlation behaviors at the boundary~20 K.
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p07

HTS 線材 Jc 分布

長尺高温超伝導線材の臨界電流評価手法の比較検討
Comparison among characterization techniques for long length HTS tapes
鬼塚 雄大， 呉 澤宇, 東川 甲平, 木須 隆暢（九州大学）
町 敬人, 衣斐 顕, 和泉 輝郎（産総研）
ONITSUKA Yudai，WU Zeyu, HIGASHIKAWA Kohei, KISS Takanobu ( Kyushu University)
MACHI Takato, IBI Akira, IZUMI Teruo (AIST)
E-mail: y.onitsuka@super.ees.kyushu-u.ac.jp

2．実験・解析方法
本研究では、全長約 50 m、幅 10 ㎜ の線材を対象とし、測定を行った。まず、リール式ホール素子磁気顕微鏡（RTRSHPM）を用い、77K で着磁した REBCO 線材の長手方向分
解能 830 ㎛、幅方向分解能 40 ㎛ の残留磁界分布を取得した。2 次元残留磁界分布に対しビオ・サバール則の逆問題によって磁化電流のシート電流密度のベクトル成分（Jx, Jy）を導出し、そのベクトル和によって磁化電流密度（Ｊ）を決定し、さらに幅方向に積分することによって Ic を得た。また、同線材に対し TapestarTM による測定（長手方向分解能約 800 ㎛、リフトオ
フ距離約 1 ㎜）を行い、Ic を導出した。さらに尺取り式 4 端子測定を同一線材で行い、端子間距離 60 ㎝ごとの Ic（電解基
準 10-4 V/m）およびｎ値の長手方向分布を導出した。
3．結果と考察
Fig. 1, Fig. 3 に今回の実用線材を RTR-SHPM で評価した
際に欠陥がみられたシート電流密度分布を示す。Fig. 1 にはリフトオフ距離より大きい約 3 ㎜の欠陥、Fig. 3 にはリフトオフ
距離と同等の大きさである約 1 ㎜の欠陥がみられる。Fig. 2、Fig. 4 に TapestarTM と RTR-SHPM での測定により導出した局
所 Ic 分布を示す。両者の測定における電界基準が異なるため、比較には平均値で規格化した値を用いた。約 3 ㎜の欠陥がみられる Fig. 2 では TapestarTM で評価する Ic 値に誤差が生じており、欠陥の中心部で盛り上がるような分布がみられ、前報の結果をよく再現している [1]。また、Fig. 4 では欠陥部において両者ともにほとんど一致する分布が得られた。
以上の結果から、実用線材においても定量性の担保には欠陥サイズと同等のリフトオフ距離での測定が必要であり、
TapestarTM での測定を 1 mm のリフトオフ距離で行うとすると、1 ㎜以上の欠陥（10 ㎜幅線材の場合は約 10 %、5 ㎜幅線材の場合は約 20 %以上低下する Ic 値）には注意が必要であることが分かった。当日は尺取り式 4 端子法で測定した分布とRTR-SHPM で測定した分布の比較結果もあわせて報告する。

Fig. 1 Sheet current density of magnetization current (Defectsize is 3mm) obtained from Scanning Hall probe microscopy.
1.1
Normalized
Critical current
Ic/Ic ave

1
0.9
0.8
0.7
inverted Biot-savart law
TapestarTM

0.6

0.5
18.57 18.58 18.59 18.6 18.61 18.62 18.63
Longitudinal position (m)Fig. 2 Longitudinal distributions of local critical current
normalized by the average Ic (Defect size is 3mm).

Fig. 3 Sheet current density of magnetization current (Defectsize is 1mm) obtained from Scanning Hall probe microscopy.
1.11Normalized
Critical current
Ic/Ic ave

1．はじめに
高温超伝導線材の実応用において、臨界電流の長手方向
均一性は重要な性能指標の一つであり、応用機器の信頼性向上の鍵を握る。典型的な測定法として磁化した線材の表面磁界分布を連続的に測定する磁気的手法と四端子法による通電法を適用して尺取り方式で各区間の I-V 特性を測定する手法があげられる。前者は高解像度ではあるが、直接的な通電法による Ic や n 値との対応は不明確である。後者は実用環境に近い計測により Ic のみならず n 値の情報を得ることが出来るが、分解能はメートルオーダーであり微小欠陥の検出は困難である。この様に、長尺線材の臨界電流評価は、実用材料の基礎的評価手法であるにもかかわらず、これらの手法による測定結果の定量的な関係は未だ明確化されていない。
前回の報告では、短尺モデル試料を用いて TapestarTM 方式の解析による Ic 導出時の留意点を報告した[1]。本研究では、さらに実際の長尺線材について、TapeｓtarTM ならびに RTRSHPM による測定を実施し、その結果について比較検討を行った。更に、尺取り式四端子測定を行い、RTR-SHPM によって導出される Ic 値の長手変化との関係について検討した。

0.9
0.8
0.7

inverted Biot-savart law
TapestarTM

0.6
25.57 25.58 25.59

25.6

25.61 25.62 25.63

Longitudinal position (m)Fig. 4 Longitudinal distributions of local critical current
normalized by the average Ic (Defect size is 1mm)
謝辞
本研究は JSPS 科研費 JP19H05617 の助成を受けたものである。
参考文献[1]鬼塚ら：2020 年度春季低温工学・超電導学会, 2P-p11.

― 59 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p08

HTS 線材 Jc 分布

塗布熱分解法で作製された REBCO 薄膜線材の臨界電流密度分布と磁場中臨界電流特性
Jc distribution and in-field critical current of REBCO coated conductor fabricated by TFA-MOD process
田中 祥貴，酒井 秀哉（福岡工大）； 寺西 亮（九大）; 井上 昌睦（福岡工大）
TANAKA Yoshiki，SAKAI Shuya (Fukuoka Inst. Tech.); TERANISHI Ryo (Kyushu Univ.); INOUE Masayoshi (Fukuoka Inst. Tech.)E-mail: s1751027@bene.fit.ac.jp

2．実験方法
CeO2/LaMnO3/MgO/Y2O3/Gd2Zr2O7/Hastelloy 基板上に塗布 熱 分 解 法 に よ り YBaCuOy 膜を形成した 。 仮焼は温度430℃ 、 酸 素 濃 度 100% 、 本 焼 は 温 度 780℃ 、 酸 素 濃 度
1,000ppm の条件下で行った。線材のサイズは 10mm 角であり、最終膜厚は 600nm 程度であった。
この線材の捕捉磁場分布を走査型ホール素子磁気顕微鏡（SHPM）システムにより計測した。得られた磁場分布を基にJc 分布を求めた。その後、高 Jc 部と低 Jc 部の領域について、
PPMS による Tc 測定及び Jc-B 測定と、SEM-EDS による組織観察[1]を行った。

Jc [A/m2]

y [mm]

1．はじめに塗布熱分解法は低コストな超伝導線材作製法として開発が進められており、磁場中臨界電流特性向上のための人工ピン導入も図られている。本研究では、人工ピンを導入した塗布熱分解法で作製された希土類系高温超伝導（REBCO）線
材の面内臨界電流密度（Jc）分布を測定し、異なる Jc 領域の磁場中臨界電流特性について、物性特性測定システム（PPMS）による磁場中 Jc 測定とエネルギー分散型 X 線分光器搭載走査型電子顕微鏡（SEM-EDS）による結晶構造の観察を行った。

x [mm]
Fig. 1 Critical current density distribution measured by SHPM

101
10

100

3．結果及び考察
SHPM システムにより得られた捕捉磁場分布から求めた Jc
分布を Fig. 1 に示す。試料は破線の位置と対応している。同図より、試料の右半面には大局的な電流が流れているものの、左半面にはほぼ電流が流れていないように見える。
そこで、高 Jc 部と低 Jc 部とを切り出し、磁場感度が高い
PPMS（カンタムデザイン Versa Lab）による磁化測定を実施した。切り出した箇所は Fig. 1 の（Ⅰ）、（Ⅱ）で、大きさはそれぞれ4mm 角である。Tc 測定の結果、オンセット Tc はそれぞれ90.4K と 87.5K であった。Fig. 2 に Jc-B 特性を示す。縦軸は77K、自己磁場の Jc で規格化している。低 Jc 部の Jc 値は高 Jc
部の 1/100 程度しかなく、このことは Fig. 1 の Jc 分布においてほぼ電流が流れていないように見えたことと対応している。また、Jc の磁場依存性も高 Jc 部と比べて大きい。
高 Jc 部と低 Jc 部の SEM-EDS 観察を行い、結晶構造の比較を行った。どちらの領域でも、Y123 から成る超伝導相と、Ba濃度が極端に低い非超伝導相とが混在している様子が観察された。高 Jc 部では超伝導相が支配的で、それらの結晶粒が物理的につながっており、これが大局的な Jc 分布が得られた要因だと考えられる。一方、低 Jc 部では局所的に超伝導相の確認はできたものの、それらを取り囲むようにして非超伝導層が存在していた。これが原因で、大局的な Jc 分布が得られなかったのだと考えられる。

Jc（B , T）/ Jc（0, 77）

1

65K

10-1
0.1

77K

High Jc region (Ⅰ)

65K

10-2
0.01

77K

10

Low Jc region (Ⅱ)-3
0.0 01

0
0

0.5
0.5

1.0

1.5

1

1.5

2.0
2

2.5
2.5

B [T]

Fig. 2 Jc-B characteristic at 65K and 77K

参考文献[1] M. Inoue et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol.99(2020) p.84

謝辞
本研究の成果は、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、JST-ALCA、並びに JSPS 科研費 JP18H01928 の結果得られたものである。

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p09

HTS 線材 Jc 分布

長手方向に臨界電流分布を有する REBCO 線材の面内 Jc 分布と磁場中 Jc 特性
In-plane Jc distribution and in-field Jc property
in longitudinally inhomogeneous REBCO coated conductors

篠倉 大輝, 江藤 大登, 酒井 秀哉, 田中 祥貴, 井上 昌睦（福岡工業大学）
SASAKURA Taiki, ETO Daito, SAKAI Shuya, TANAKA Yoshiki, INOUE Masayoshi (FIT)
E-mail: s1752023@bene.fit.ac.jp
1．はじめに市販の REBCO 線材には臨界電流の長手分布が仕様として添付されるが、線材幅方向の Jc 分布に関する情報はなく、磁場中臨界電流特性に対する寄与も明らかではない。そのため、細線化の可否や磁場中 Ic の保証値をどこに見込むかといった実用上の検討を十分に行うことができない。本研究では、
長手方向に臨界電流分布を有する市販の REBCO 線材の面
内 Jc 分 布 を 走 査 型 ホ ー ル 素 子 磁 気 顕 微 鏡 (Scanning
Hall-probe microscopy, SHPM)で測定するとともに、Jc 値の異なる領域の磁場中 Jc 特性について調べた。

Fig. 1 Critical current distribution at 77K for a REBCO CC.
10k[A/m]52．試料諸元
線材メーカーから長手方向に臨界電流(Ic)分布を有する
4mm 幅の REBCO 線材を入手した。その線材の Ic 分布をFig. 1 に示す。同線材の高 Ic 部と低 Ic 部から長さ 30mm 程度
切り出して測定用試料とした。切り出した箇所は Fig. 1 の(Ⅰ)及び(Ⅱ)である。

5k
0

0

5

0

(Ⅰ) low Jc region

3. 面内 Jc 分布
SHPM によって試料長 30mm の線材の捕捉磁場分布を計測した。試料を銅板に固定し液体窒素で冷却した後、永久磁石を用いて磁化させた。測定時の空間分解能は、線材長手方向、幅方向ともに 250m とした。磁場分布からビオ・サバー
ルの逆変換を適用して Jc 分布を求めた。さらに高 Ic 部と低 Ic部を特定し、それぞれ 4mm 角に切り出し、改めて Jc 分布を測定した。その結果を Fig. 2 に示す。Jc 分布を比較すると、高 Jc
部の最大 Jc 値は低 Jc 部の最大 Jc 値より約 40%高い値であった。さらに、高 Jc 線材は面内 Jc 分布がほぼ均一である様子が確認された。

5

10k[A/m]
5k

0

0
0

5

(Ⅱ) high Jc region
Fig. 2 Jc distribution at 77K for (Ⅰ) and (Ⅱ) in Fig. 1.

4. 磁場中 Jc 特性
物理特性測定システム(PPMS)を用いて測定した 65K と77K における Jc-B 特性を Fig. 3 に示す。高 Jc 線材の自己磁場中における Jc 値は 77K で 1.90×1010 A/m2 であった。低 Jc
線材の自己磁場中の Jc 値は 77K で 1.37×1010 A/m2 で、高 Jc
線材の Jc 値と比較すると、その差は約 40%であった。この差は SHPM で測定した Jc 値の差とほぼ同じである。次に、温度依存性に注目し、65K と 77K の自己磁場中の Jc 値の比を求めたところ、両線材とも 2.6 であった。さらに、Jc-B 特性を規格化したところ 2 つの線材はスケールすることが確認された。つまり、測定したこれら Jc 値の異なる部位の磁場中臨界電流特性は温度依存性を含めて等しいということが確認できた。この結果より、これらの Jc 分布の差は、線材内部の有効断面積の違いが原因だと考えられる。
謝辞
本研究の成果は、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、JST-ALCA、並びにJSPS 科研費 JP18H01928 の結果得られたものである。

(Ⅰ)

(Ⅱ)

high Jc
low JcFig. 3 Jc-B characteristics at 65K and 77K for a REBCO CC.

― 61 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p10HTS 線材 特性 (2)高分解能 X 線 CT を用いた超伝導線材接合部の非破壊評価

Non-destructive observation in superconducting joint by use of micro-XCT
森脇 怜也，福原 大貴, 太田 真揮人（福岡工業大学）；寺西 亮（九州大学）；井上 昌睦（福岡工業大学）
MORIWAKI Reiya, HUKUHARA Daiki, OTA Makito (FIT); TERANISHI Ryo (Kyushu Univ.); INOUE Masayoshi (FIT)
E-mail: s1752048@bene.fit.ac.jp
1．はじめに超伝導線材を用いた大型機器の開発においては、線材の接合や結合が必須となるため、接続方法の研究開発が進められている。接合部の開発では広く電気的な性能評価が行われているが、そもそもの物理的な接触、接合が得られているのかを把握することが重要である。そこで我々は、超伝導線材の接合部の空隙構造を X 線 CT にて評価する取り組みを行っている。しかしながら空隙領域の三次元構造解析においては、
試料形状にともなう明度分布により、単純な二値化手法では空隙領域の抽出が困難であった。本研究では X 線 CT により得られた画像の統計処理を行い、空隙部の情報を整理し最適な二値化手法の検討を行った。
2．測定及び解析方法
試料は、追加堆積した前駆体膜を介して REBCO 層同士を接合させる手法により作製された接合線材である [1] 。接合端部から 3.8 mm 程度の距離にわたり X 線 CT による内部構
造観察を行った (Fig. 1) 。
X 線 CT 画像の解析はプログラミング言語 Python 上でプログラムを作成し実施した。
3．結果
Fig. 2 は接合端部から 447 m と 1,340m における横断面
CT 像である。接合部の空隙の有無を確認したいが、線材中央部の輝度が低く、目視による空隙の確認は困難である。そこで我々はこれらの画像の統計処理を行い、線材内部の輝度値情報を確認した。Fig. 3 は Fig. 2 の赤線で示す 75×3pixelの領域の輝度値のヒストグラムである。Fig. 2 (Ⅰ) と (Ⅱ)、(Ⅲ) と(Ⅳ)で確認できる背景の明度の分布は、Fig. 3 (Ⅰ) と (Ⅱ)、(Ⅲ) と(Ⅳ)のように輝度分布のシフトとして確認できることが分かる。また
図中の丸で囲んでいる領域で小さなピークが存在していることが分かる。空隙は観察している領域内で一番低い輝度値を持っていると考えられるため、このような分布が見られた場合に空隙が存在していることとなる。この結果より、目視では確認することができな
かった空隙の有無は、輝度値のヒストグラムの形状から判断できることが分かった。
ヒストグラムより空隙部の有無を確認できたので、空隙部抽出のため二値化を行った。単一の閾値で二値化を行う単純
二値化は画像中の輝度分布のシフトに対応できない為、空隙部の抽出法として不十分であると考えられる。例えば、Fig. 3(Ⅰ)に見られる低輝度ピークを分離する輝度値として 19 を閾値に設定して単純二値化処理を行うと Fig. 4 のような結果となる。
すなわち、黒色で表す空隙部が線材の端まで達しておらず、さらには本来接合部のみに存在しているはずの空隙が接合部上下の領域にも表される結果となった。そこで我々は、より最適な処理法として閾値を固定しない適応二値化処理が適当ではないかと考えた。同手法は指定した近傍領域の平均値を基準に、その前後の値で閾値を決定する手法で、輝度分布にシフトが生じている画像の二値化に適している。Fig. 5は近傍領域を75×3 pixel、引数10 にてそれぞれ適応二値化処理を行ったものである。Fig. 4 (a)では不十分であった線材両端までの空隙検出が Fig. 5 (a)では再現できていることが分かる。また Fig. 5 (b)では(Ⅳ)に対応する線材中に存在する小さな空隙も検出できており、これら適応二値化処理の結
果は輝度分布のシフトに対応できていると考えられる。当日は処理条件等の詳細についても報告する。

REBCO layer

3.87mm
5.25mmFig. 1 Schematic drawing of jointed superconducting wire.

Ⅰ(a) x = 447mⅡⅣⅢ(b) x = 1,340m
Fig. 2 Cross sectional X-ray CT image in Y-Z plane.

(Ⅰ)

(Ⅱ)

(Ⅲ)

(Ⅳ)

Fig. 3 Histogram of brightness distribution for Ⅰ to Ⅳ in Fig. 2(a) x = 447m(b) x = 1,340m
Fig. 4 Binarized image by global threshold. Threshold value is
19.

(a) x=447m(b) x=1340m
Fig. 5 Binarized image by adaptive binarization processing.
謝辞
本研究の成果は、JSPS 科研費 JP18H01928、JP19H05617の助成により得られた。
参考文献[1] R. Teranishi, et al.: IEEE Trans. on Appl. Supercond. 29― 62 ―(2019) 6602904
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p11HTS 線材 特性 (2)基板自己加熱方式による Pulsed Laser Deposition 法を用いた
YBa2Cu3Oy +BaHfO3 厚膜線材の作製と評価
Fabrication and evaluation of YBa2Cu3Oy + BaHfO3 thick coated conductors
using self-heating system in Pulsed Laser Deposition method
一野 祐亮, （愛工大）; 佐藤 航, 中村 祐介, 土屋 雄司, 吉田 隆(名大)ICHINO Yusuke, (Aichi Inst. Technol.); SATO Wataru, NAKAMURA Yusuke, TSUCHIYA Yuji, YOSHIDA Yutaka (Nagoya Univ.)
E-mail:y.ichino@aitech.ac.jp

Critical current, Ic [A/cm-w]

は、3.0 vol.%の BHO を添加することで最も YBCO 線材の磁場中特性が向上した。77 K, 1 T では、BHO を添加する
ことによって Ic が 121 A/cm-w から 125A/cm-w（77 K, 1 T）に向上した。
Without FBC
Thermocouple, With FBC
Pyrometer, With FBC

1400
1200
1000

1080 A/cm-w

800
600

387 A/cm-w

400
200
0
0.0

77 K, s.f.
2.0

4.0
6.0
Thickness [m]

8.0

10.0

Fig. 1 Thickness dependence of Ic (77 K, s.f.) in the YBCO
films without BHO.
YBCOYBCO + 3.0 vol.%BHOYBCO + 4.5 vol.%BHOYBCO + 6.0 vol.%BHOYBCO + 9.0 vol.%BHO

1000
Critical current, Ic [A/cm-w]

1. はじめに
近年では REBa2Cu3O（REBCO）
線材の実用化に向けて、
y「磁場中においても高い臨界電流 Ic を持つ線材」が求められている。BaMO3(M: Zr, Sn, Hf, etc.) ナノロッドを REBCO
膜内へ導入する方法は、REBCO 線材における B//c 方向の
磁場中 Ic を向上できる有効な方法である[1]。一方、Ic を向上させるためには、臨界電流密度 Jc を維持した膜厚増加が必要不可欠である。しかし、膜厚増加に伴い、a 軸配向粒が発生し、Jc は低下する[2]。a 軸配向粒発生は成膜時における膜表面温度の低下に起因するため、様々な基板加熱方法が提案されている。加熱方法の１つとして基板自己加熱方式がある[3]。基板自己加熱方式とは金属基板に通電することで、ジュール熱によって基板が発熱する方式である。基板自己加熱方式は、ヒーターで基板を加熱する従来の加熱方式に対して、高速な熱応答をし、高い熱効率を持
つ[3]。よって、膜表面温度が低下した際は、瞬時に基板温度 Ts を上昇させて、膜表面温度を一定にできることから、膜厚が増加しても表面温度などの成膜条件を維持することが可能となり、厚膜化における a 軸配向粒生成の抑制が期待される。
本研究では、REBCO 線材の Ic 向上かつ磁場中特性向上を研究目的として、成膜時における Ts のフィードバック
制 御 (FBC) を 行 っ た 無 添 加 及 び 3.0 – 9.0 vol.%BaHfO3(BHO) 添加 YBa2Cu3Oy (YBCO) 線材を作製し、膜厚に対する結晶性や超伝導特性を評価した。
2. 実験方法基 板 自 己加 熱 方式 で加 熱 した IBAD-MgO 基 板 上 に
Pulsed Laser Deposition (PLD)法を用いて無添加及び BHO
添加 YBCO 厚膜を作製した。成膜時は熱電対及び放射温度計を用いて、Ts の FBC 制御を行った。比較のために FBC
制御なしでも成膜を行った。Ts = 843 及び 850ºC、酸素分
圧 PO2 = 27 及び 200 Pa、ターゲット表面のレーザーエネル
ギー密度 E = 1.5 J/cm2 の条件下で、膜厚が 0.9 - 8.6 μm の線材を作製した。電気特性を測定する直前に、400℃で酸素アニールを行った。薄膜の結晶配向性評価には X 線回折法、膜厚の算出には高周波誘導結合プラズマ発光分光分析法を用いた。Icは直流四端子法を用いて測定した。
3. 実験結果及び考察
Fig. 1 に異なる膜厚で作製した無添加 YBCO 厚膜線材のIc (77 K, s.f.)を示す。Without FBC は、基板に一定電流を流しつづけるだけで FBC していないことを示す。この結果
から、熱電対の FBC によって、無添加 YBCO 線材の Ic は膜厚 4.9 µm まで単調増加し、最高で Ic = 1080 A/cm-w（77K, s.f.）、平均で Ic = 845 A/cm-w（77 K, s.f.）の特性を得た。
また、放射温度計を用いて FBC をすることにより、Ic は膜厚 3.0 µm まで単調増加し、最高で Ic = 387 A/cm-w（77K, s.f.）の特性を得た。
Fig. 2 に放射温度計を用いて FBC を行った膜厚が 3.0 μmの無添加及び 3.0 – 9.0 vol.%BHO 添加 YBCO 線材における Ic-B 曲線を示す。YBCO 線材は BHO の添加量によって磁場中特性が変化することが確認できた。本研究において

100
10Pyrometer, with FBC

177 K, B//c

0.1
0.01

0

2

4

6

Magnetic field, B [T]810Fig. 2 Magnetic field dependence of Ic in the 3.0 µm thick BHOdoped YBCO fil006Ds.
謝辞
本研究の一部は、JSPS (19K22154, 20H02682, 20K15217)、
JST-ALCA、JST-A-STEP 及び NEDO からの助成を受けて実施したものである。IBAD-MgO テープに関して、産総研
和泉輝郎様、衣斐顕様および町敬人様、また、(株)フジク
ラ 飯島 康裕様の御協力を得た。
参考文献[1] S. Miura, et al.: Supercond. Sci. Technol. 28, 065013065021(2015).
[2] A. Ibi, et al.: Physica C 445–448, 525–528 (2006).
[3] G. Majkic, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond. 25, 66053046605308 (2015).

― 63 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p12HTS 線材 特性 (2)表面レーザー加熱法を用いて作製した厚膜 YBa2Cu3Oy線材の磁場中超伝導特性
Superconducting properties of thick YBa2Cu3Oy coated conductors by the surface laser heating
土屋 雄司, 松坂 陣 （名大）； 一野 祐亮 （愛工大）； 吉田 隆 （名大）； 岡田 達典, 淡路 智 （東北大）
TSUCHIYA Yuji, MATSUZAKA Jin (Nagoya University); ICHINO Yusuke (Aichi Inst. Technol.);
YOSHIDA Yutaka (Nagoya University); OKADA Tatsunori, AWAJI Satoshi (Tohoku University)
E-mail: tsuchiysa@nuee.nagoya-u.ac.jp

2.実験方法
表面レーザー加熱法を用いて YBa2Cu3Oy(YBCO)線材を
IBAD-MgO 基板上に作製した。表面レーザー加熱法には、
浜松ホトニクス社製の溶着用光源 SPOLD（波長 915 nm、連続波）を用い、SiC ヒーターによる基板裏面からの加熱を併用した。膜厚の増加による REBCO 表面温度の低下を考慮し、膜厚ごとにレーザー出力を 1 Wから 5 Wまで変化させて線材の作製を行った。結晶配向性は X 線回折法、超伝導特性は
東北大学金属材料研究所附属強磁場超伝導材料研究セン
ターにおいて温度 65 K-77 K、磁場 0-15 Tにおいて直流四端子法を用いて評価した。
3.実験結果及び考察
Fig. 1 に Cold wall 法及び表面レーザー加熱法を用いて異なる膜厚で作製したYBCO線材の α 軸配向粒混在率を示す。
この結果から、表面加熱レーザー法を用いることで、厚膜時のα 軸配向粒発生は大幅に抑制されることが示された。表面加熱レーザー法を用いて作製した8 µm厚のYBCO線材では、77 K、自己磁場下において1,500 A/cm-widthを超える
臨界電流I cが確認された。現在市販されているREBCO線材のIcは500-1000 A/cm-width 程度[2]であるため、本研究手法により市販品より高い I c を得られることが示された。Fig. 2 に表面レーザー加熱法を用いて作製したYBCO線材の臨界電流I cの印加磁場依存性を示す。この結果から、5 µm, 8 µmの厚膜線材は 70 K, 65 K などの 77 K より低い温度において高い磁場中 I c を持っていることが確認された。特に、航空機などでの応用が期待される 70 K, 2 T においては 5 µm 線材
で 456 A/cm-width、8 µm 線材で 824 A/cm-width のI c を示した。また、本実験において最も磁場中特性の高かった 65 K
では、9 T において 5 µm 線材で 157 A/cm-width、 8 µm
線材で 166 A/cm-width、15 T において 5 µm 線材で20 A/cm-width のIcが確認された。以上の結果から、表面レーザー加熱法を用いることで高I cを持つ厚膜 YBCO線材を作

XRD peak intensity ratio
IYBCO 200/(IYBCO 005+IYBCO 200)×100

製可能であることが示された。

100
Cold wall法

80

表面レーザー加熱法

60
40
20
0
0

1

2

3 4 5 6 7
Thickness [µm]89Fig. 1 Film thickness dependence of the ratio of a-axis oriented
grains in the “Cold wall” and “the surface laser heating”.

Critical current, Ic [A/cm-width]

1.はじめに
REBa2Cu3Oy(REBCO)高温超伝導線材は高い臨界温度Tcと高い磁場中臨界電流密度Jcを持つため、様々な機器への応用が期待されている。しかし、従来の低温超伝導線材より高い線材コストが課題である。本研究では、作製プロセスコストの削減を試みた。その方法として、臨界電流 Ic向上による必要線材長の短縮に着目した。超伝導線材は、主に磁場発生用途に用いられており、所定の磁場を発生させるためにはIcを向上することで磁場発生に必要な巻き数が低減されるため、作製プロセスを短縮でき、結果として作製プロセスコストを削減できる。高Ic化の手法として、REBCO層の厚膜化が挙げられる。しかし、現在線材作製手法として広く用いられている
Cold wall 法では、一般的な線材の厚さである 1-2 µm 以上の厚膜化をするとα軸配向粒が発生し、それが電流を阻害することで超伝導特性が低下してしまう[1]。そこで、我々の研究グループでは新たな線材作製手法として表面レーザー加熱法を開発し、高Icを持つ厚膜REBCO線材の作製とその超伝導特性の評価を行うことで表面レーザー加熱法の有効性について検討した。

3

10

2

10

1

10

0

10

8 µm
77 K
70 K
65 K

-1

10

5 µm
77 K
70 K
65 K

1 µm
77 K
70 K
65 K

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 101112131415

Magnetic field, B [T]

Fig. 2 Magnetic field dependence of the Ic for YBCO coatedconductors by the surface laser heating at 77 K, 70 K, and 65 K
with B//c.
謝辞
本研究の一部は、JSPS 科研費(19K22154, 20K15217,
20H02682)とJST-ALCA、JST-A-STEP、NEDO、天田財団及び名大-産総研アライアンス事業からの助成を受けて実施したものである。また、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。
参考文献[1] K. Takahashi, et al., Supercond. Sci. Technol. 19, 924-929(2006).
[2] Y. Shiohara, et al., J. Japan Inst. Met. Matter. 80, 406-419(2016).

― 64 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p13HTS 線材 特性 (2)直線形状高温超伝導 WISE 導体における 1kA 級通電実験
Experiment on linear high-temperature superconducting WISE conductor
成嶋 吉朗（核融合研）； 松永 信之介（総研大）； 宮澤 順一（核融合研）
NARUSHIMA Yoshiro (NIFS); MATSUNAGA Shinnosuke (SOKENDAI); MIYAZAWA Junichi (NIFS)
E-mail: Narushima.yoshiro@nifs.ac.jp
1．はじめに
高温超伝導体（HTS）は、磁場閉じ込め核融合炉の性能を向上させるための重要な材料の一つと考えられている。HTSの臨界温度と臨界磁場は低温超伝導体に比べて高く、核融合プラズマのエネルギー閉じ込め時間は磁場強度と共に増加するため、HTS を用いて高磁場を安定に生成することができれば、プラズマ性能の向上に資すると考えられる。本研究では HTS テープ線材のヘリカル核融合炉への適用を視野に[1]、WISE (Wound and Impregnated Stacked Elastic Tape)[2]という概念で製造された導体の開発に向けた基礎特性の解明に向けた実験を行った。

2000

Ips[A]

1500
1000
500
1
0

V[mV/m]

2．WISE 導体の作製
幅 4mm の REBCO テープを 22 枚積層し、さらに両面から
BSCCO テープで挟んだものを金属フレキシブルチューブで束ね、全長 90cm、内径 13.3mm のアルミパイプに挿入し、低融点金属 U-ALLOY60 で含侵して無絶縁直線状 WISE 導体を作製した(Fig.1)。アルミパイプ両端に接続した無酸素銅製の電流導入導体と HTS テープ線材との間は含侵した低融点金属を通して電流が流れる構造とした。これにより、HTS テー
プ線材毎にインジウム箔を挟みこむ構造を廃し、電流導入部の構造を簡単化した。

Fig.1 Overview of straight WISE conductor

0.4

0

0

50

100

150

200

5

6

t[s]
Fig.2 Typical waveform of WISE conductor
1400
1200

Ic[A]

1000
800
600
400
200
0

1

2

3

4

7

Cooling cycle
Fig.3 Critical current dependence on cooling cycle
6th Cool
Ips[A]

5．まとめ
HTS 導体を用いた直状無絶縁 WISE 導体の基礎特性を調べた。臨界電流値は 1ｋA で、顕著な冷却サイクルによる劣化は観測されなかった。臨界電流値を越える 2kA 定常通電の結果、0.23ｍV/m の電圧が観測されたが、約 600 秒間の通電ではクエンチに至ることはなかった。

0.6

0.2

3．通電実験結果
WISE 導体を液体窒素で冷却し、10A/s の速度で電流を増価させて最大 2kA まで通電した結果を Fig.2 に示す。Ips <500A の通電初期から電圧が観測されており、電流値の増加に伴い電圧も増加し、1kA で 0.1mV/m を示すが、その後電流値を増価させて 2kA に到達してもクエンチには至らなかった。
臨界電流値の冷却サイクル依存性は、Fig.3 に示すように 6 回の冷却サイクルの中では深刻な劣化は見られなかった。
4．臨界電流値を越える定常通電
一方で、2kA を定常的に通電した際、3 回目の冷却サイクルでは通電開始から 40 秒経過後にクエンチが観測された。
冷却サイクルを経るに従いクエンチが発生するまでに要する
時間は延び、6 回目の冷却サイクルでは約 600 秒間通電しても 0.23mV/m の電圧が観測されるものの、クエンチは観測されなくなった（Fig.4）。

0.8

2000
1000

参考文献
1. N. Narushima, et al.: Plasma Fusion Research, Vol. 15(2020) 1405076
2. 宮澤順一 他 特許第 6749541 号 令和 2 年 8 月 14 日登録V[mV/m]

0
0.4
0.2
0

0

100

200

300

t[s]

400

500

600

Fig.4 Critical current dependence on cooling cycle― 65 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p14HTS 線材 特性 (2)様々な磁界方向における超電導線材中の 3 次元量子磁束構造のシミュレーション
Simulation of three-dimensional quantized magnetic flux structure in superconducting wire invarious magnetic field directions
閻 洪，川畑 唯一，米塚 里奈，小田部 荘司（九工大）；
馬渡 康徳（産総研）；松野 哲也（有明高専）
YAN Hong, KAWABATA Yuito, YONEZUKA Rina, OTABE Edmund Soji (Kyutech);
MAWATARI Yasunori (AIST); MATSUNO Tetsuya (NIT, Ariake)
E-mail: hong.yan847@mail.kyutech.jp
1．はじめに第 2 種超電導体の臨界電流密度𝐽𝐽𝐽𝐽𝑐𝑐𝑐𝑐 は磁界の方向に大きく依存することが実験で確認されている[1]。その上、超電導体影響が強くなると考えられる。計算領域を40 × 10 × 40に広げた場合の計算については当日発表する。

内の磁束線を留めるピンについての様々な条件の違いよって臨界電流密度𝐽𝐽𝐽𝐽𝑐𝑐𝑐𝑐 が変化することが知られている。しかし、理論的に確認したケースが少ない。そこで、本研究では 3 次元のTime-Dependent Ginzburg-Landau 方程式(TDGL 方程式)を数値的に解くことで、様々な磁界下での超電導体内の量子化
磁束線の動きを可視化し、これを用いて様々な条件のピンにおける規格化臨界電流密度𝐽𝐽𝐽𝐽𝑐𝑐𝑐𝑐 の磁界の角度依存性の調査を行った。

2．計算手法
本研究では 3 次元の TDGL 方程式を用いた計算を行った。真空中の超電導細線はコヒーレンス長𝜉𝜉𝜉𝜉で規格化したサイズにおいて、辺の長さが10,10,10の直方体を仮定する。結晶

Fig. 1: Superconducting cubewith different angle of appliedfields.

構造上の𝑎𝑎𝑎𝑎, 𝑏𝑏𝑏𝑏, 𝑐𝑐𝑐𝑐軸 を，シミュレーション上の𝑥𝑥𝑥𝑥, 𝑦𝑦𝑦𝑦, 𝑧𝑧𝑧𝑧軸とする。また、ピン内部では強制的に超電導電子密度が 0 となるように

Fig. ２ Small superconducting
cubes with different pins (a)spherical pin, (b) plainer pin,(c) Z cylinder pin, (d) Y
cylinder pin.

した。

計算する超電導体の条件を Fig. 1 に示す。電流を𝑦𝑦𝑦𝑦軸と平行に流し、磁界を𝑧𝑧𝑧𝑧軸から𝑥𝑥𝑥𝑥軸に回転する。ここでは外部規格化磁界𝐵𝐵𝐵𝐵 = 0.1, 0.2, 0.3, 0.4, 0.5, 0.6、磁界角度𝜃𝜃𝜃𝜃 = 0°, 30°,45°, 60°, 90°で計算を行った。なお、磁界が𝑧𝑧𝑧𝑧軸方向になっている状態を𝜃𝜃𝜃𝜃B = 0°と定義した。Fig. 2に示すように様々なピンの配置条件毎の、磁界方向の違いによる𝐽𝐽𝐽𝐽c の変化を調べる。

3．結果
様々なピンの形状に対する𝐽𝐽𝐽𝐽c の角度依存性の調査は𝐵𝐵𝐵𝐵 =0.2で行った。面ピンの場合、角度が大きくなるにつれて𝐽𝐽𝐽𝐽c が減少、𝜃𝜃𝜃𝜃が0°から70°の間、すべてのピンの条件下で最も高い

𝐽𝐽𝐽𝐽c を示している。球状ピン, 𝑧𝑧𝑧𝑧軸柱状ピン, 𝑦𝑦𝑦𝑦軸柱状ピンおよびピンがない状態の場合、𝜃𝜃𝜃𝜃B = 0°, 90°が最も大きな𝐽𝐽𝐽𝐽c を示して謝辞いる。 これは超電導体と真空の境界面によるピンの影響と考えられる。𝜃𝜃𝜃𝜃が 0°から20°および60°から90°の間、球状ピンでFig. 3 Angular dependence of 𝐽𝐽𝐽𝐽c at 𝐵𝐵𝐵𝐵 = 0.2
この研究は科研費(19H00771)の助成を受けている。

参考文献

は一番高い𝐽𝐽𝐽𝐽c を示している。これはピンの体積の影響の影響

1. L. Civale, B. Maiorov, A. Serquis, J. O. Willis, J. Y.

と考えられる。そして𝜃𝜃𝜃𝜃が20°から60°の間𝑦𝑦𝑦𝑦軸柱状では一番高

Coulter, H. Wang, Q. X. Jia, P. N. Arendt, J. L.

い𝐽𝐽𝐽𝐽c を示している。これは磁場が回転すると、超電導体と真空

MacManus-Driscoll, M. P. Maley, and S. R. Foltyn (2004)の境界面によるピンの影響が弱くなり、超電導体内のピンの― 66 ―

Applied Physics Letters 84:12, 2121-2123
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p15

計測・基礎・理論

遺伝的アルゴリズムを用いたコイル形状の最適化シミュレーション：
基板型 HTS アンテナによる次世代極低温固体 NMR プローブの開発
Simulation for Improvement of RF coil with the Genetic Algorithm: the development of
Next Generation Cryogenic Solid-state NMR Probe Using Substrate-type HTS Antennas
TRITRAKARN Techit, 岩佐 崇, 田口 春華, 岡村 哲至 (東工大); 高橋 雅人 (理研);小田 翔平, 齊藤 敦 (山形大); 山田 和彦 (高知大)TRITRAKARN Techit, IWASA Takashi, TAGUCHI Haruka, OKAMURA Tetsuji (Tokyo Tech); TAKAHASHI Masato (RIKEN);ODA Shohei, SAITO Atsushi (Yamagata Univ.); YAMADA Kazuhiko (Kochi Univ.)
E-mail: tritrakarn.t.aa@m.titech.ac.jp
1．はじめに
核磁気共鳴（NMR）は、材料科学の分野で広く適用されている強力な分析技術であり、他の測定装置では測定不可
能なアモルファス状態でも着目原子核から情報を得ることが可能である。ただし、NMR の測定感度は原理上低いため、
NMR 測定が最も困難な四極子核の 1 つである硫黄が関係するもの、たとえばゴム中の架橋構造は未だに未解明である［1］。
この問題を解決するには NMR の測定感度を飛躍的に向上する必要があり、電気抵抗が非常に小さい（超高 Q 値）高温超伝導（HTS）RF コイル（アンテナ）および磁場掃引型磁石を組み合わせた測定法を導入した[2]。
2．アンテナの設計と NMR 用電磁界シミュレーション
HTS アンテナの形状はソレノイドコイルのように形成するのは困難であり、サファイア基板上にパターンを形成する制約がある。また、HTS アンテナに直接強力な励起パルスを印加することができないため、従来の送受信が一体アンテナとは異なる、送受信分離型アンテナを提案した（Fig. 1）。送信部は銅アンテナで、受信部は HTS アンテナとする。

比を持つソレノイドコイル[3]を基準に評価を行った。設計したアンテナが同試料量の最高性能のソレノイドコイルに対してどれぐらいの信号強度（大きいほど良い）と 90 度パルス長（小さいほど良い）かを調べた。
3．遺伝的アルゴリズム（GA）による最適設計
HTS アンテナに対して最適な送信アンテナ形状を決定するために、遺伝的アルゴリズム（GA）を導入した。GA は遺伝的操作（選択、交叉、突然変異）で非常に多数の組み合わせ
から評価関数に対して効率的に最適解を探索するアルゴリズ
ムである。
送信アンテナの形状は上下の線電流の組み合わせから成り立つと仮定でき、かつ測定試料のあり/なしの設定がある。
したがって、試料あり（00）、上電流(01)、下電流(10)、試料なし(11)のように二進数のビット遺伝子を構成する。また、GA の評価関数は NMR 信号などに設定し遺伝的操作を行うと、最大の NMR 信号をとる線電流の組み合わせが得られる。
4．結果及び考察
送信アンテナの上下(⦿ ）の線電流は全空間に配置し、評価関数として対ソレノイドの NMR 信号（T2 緩和は８００µS）を設定した GA の結果（1/4 空間）を以下の図に示す（Fig. 2）。
細線矢印は送信アンテナによる磁場であり、破線矢印は受信アンテナによる磁場であり、太線矢印は GA によるスピンと測定試料の最適な空間である。

Fig.2 GA の結果例

Fig.1 送受信分離型アンテナのイメージ
これは非常に新しい設計コンセプトであるため、C++を使用した NMR 原理に基づく電磁界シミュレーションを開発した。
シミュレーションの基本的な流れは、送受信アンテナ形状やシミュレーション条件を設定し、送受信アンテナによる各部の磁場強度（B1）を計算する。ブロッホ方程式を用いてその磁場によるスピンの倒れ角を計算し、倒れたスピンから受信アンテナが受信する NMR 信号および信号を最大にする励起パルス
長（90 度パルス長）を取得する。
測定試料量によって NMR 信号強度は変わるため、同量の測定試料で最も効率よく NMR 信号を取得できるアスペクト

当日の発表では、製作可能でかつ HTS アンテナの Q 値への影響が少ないコイル形状の探索についての結果も含めて報告する予定である。

参考文献
1. K.Yamada, et al.: Chem. Phys. Lett., 618 (2015) 20
2. M. Takahashi, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, 95(2017) 94, 95
3. C-N. Chen, et al.: Biomedical Magnetic ResonanceTechnology, (1995), 125― 67 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p16

計測・基礎・理論

超伝導体の複素伝導率・対破壊電流・非線形力学インダクタンスのミクロな理論
及びサブギャップ状態密度の影響
Microscopic theory of complex conductivity, depairing current, and nonlinear kinetic inductanceof superconductors and the effects of subgap states
久保 毅幸（KEK）
KUBO Takayuki (KEK)E-mail: kubotaka@post.kek.jp
1．はじめに超伝導加速空洞、超伝導単一光子検出器、超伝導力学インダクタンス検出器、量子コンピュータ等の超伝導デバイスの研究が急速に発展するなか、デバイス環境下での超伝導の物理の理解が益々重要になっている。本講演では、対破壊
電流・力学インダクタンス・複素伝導率における、温度・バイア
ス電流・サブギャップ状態密度の影響を議論する。計算はBCS 理論に基づき、全温度領域及び対破壊電流以下の全電流値に対して行う[1,2]。
まず始めに、上に挙げた物理量を定量的に計算するには、最低でも BCS 理論が必要であることを強調しておく。最も初等的な理論、London 理論は、電流による対破壊効果を含まず、対破壊電流密度 jd の評価は不可能であるし、jd に匹敵するよ
うな電流が流れている場合には電流・磁場分布の計算も正しくなくなる(非線形マイスナー効果)。Ginzburg-Landau 理論(GL)は、電流による対破壊効果を含んでおり、jd の評価や電流による対破壊効果を含めた電流・磁場分布の計算が可能である。しかし GL は温度 T が転移温度 Tc と同程度(T≃Tc)の場合しか正しくない。上記デバイスは Tc よりも十分に低い温度(T<<Tc)で用いられるため、デバイス環境下の物理を定量的に理解するという目的においては GL もやはり役に立たない。全温度領域(0<T<Tc)、全電流値(0≤js≤jd)において妥当な理論、
すなわち、BCS 理論を使う必要がある。
以下、平均自由行程がコヒーレンス長より短い場合を考え、我々が持つ最良の道具、BCS 理論の準古典 Green 関数による定式化、Eilenberger-Usadel-Larkin-Ovchinnikov formalismを用いる(理論の解説は例えば[3]に詳しい)。
2．結果[対破壊電流密度] 対破壊電流密度 jd は温度 T と DynesのΓ値のみに依存する。ここで、Γはサブギャップ状態密度に対応するパラメータである(例えば[2]の図 1 参照)。Γが大きくなると対破壊が進み、Γ=1/2 で超伝導は消失する。結果の概要は以下の通り。Γ=0 かつ T=0 では、既知の結果、
jd=0.595Hc0/λ0 を再現する。Hc0 とλ0 は T=0 かつ js =0 における理想的な BCS 超伝導体(Γ=0)の熱力学的臨界磁場と磁場 侵 入 長 で あ る 。 ま た 、 T ≃ Tc で は GL 対 破 壊 電 流 、
jd=0.544Hc/λを再現する(Hc とλは T≃Tc かつ js =0 における熱力学的臨界磁場と磁場侵入長である)。Γ=0 では全温度領域(0<T<Tc)で、確立した理論(Kupriyanov-Lukichev-Maki)と無矛盾であることが分かる。その上で、サブギャップ状態密度の jd への影響を明らかにした([1]の図 4 及び[2]の図 5,6,7,8)。
加えて、Γが小さいときに使える jd の公式も得られた([2]の式
33-39)。これらの結果は、jd の測定とトンネル分光を使ったDOS 測定を組み合わせることで検証が可能である。また、Γ
の値は表面処理の方法に依存するので、表面処理によって上手くΓを小さくすることができれば、jd の改善が可能であり、
理想値 jd=0.595Hc0/λ0 に近づけられるだろう。
[力学インダクタンス] 力学インダクティビティ Lk は電流 js、Dynes のΓ、温度 T に依存する。すなわち、Lk= Lk(js,Γ,T)である。対破壊効果が無視できる程に小さな電流しか流れていない場合には、Lk(0,Γ,T)の解析的な公式が得られる([2]の式
44 と図 9)。この式はΓ=0 で理想的な BCS 超伝導体の既知の式を再現する。次に有限の電流密度 js (0≤js≤jd)を考える。この場 合 、 Lk は js, Γ ,T の 単 調 増 加 関 数 と な る ([2] の 図
10,11,12,13)。また、js が jd と比べて小さいとき、Lk を js の二次関数の形に展開でき、便利な式が得られる：Lk(js)=Lk(js=0)×[1+C(js/jd)2]。同様の式はしばしば現象論的に与えられるが、論文[2]では係数 C を BCS 理論から解析的に決定していることに注意([2]の式 50,51,57,58)。これらの結果は、Lk の測定とトンネル分光による DOS 測定を組み合わせることで検証が可能である。
[複素伝導率] 複素伝導率の実部σ1 は超伝導体のマイク
ロ波損失を生む。その値は DOS の形状に敏感である。
Mattis-Bardeen (MB) 理論は、電磁場が弱い極限かつ理想的な BCS 準粒子状態密度（Γ=0）を持つ超伝導体に対してのみ適用可能であり、考えられる限り最も簡単な場合にしか適用できない。サブギャップ状態密度の影響や電流による対破壊効果を含めるには BCS 理論に戻って計算する必要がある。
2020 年春季学会では、表面の薄い常伝導層や磁性不純物等の対破壊因子の影響[4]、強いマイクロ波下における非線形表面抵抗[5]について紹介した。対破壊因子とマイクロ波電流による対破壊効果により、DOS ピークが適度に広がっているときにσ1 が最小化されることが示された。今回は、有限のΓを持つ超伝導体に対破壊電流以下の任意のバイアス電流(0≤js≤jd)が印加されている場合のσ1 を考える[1]。DOS の形状
はΓと js に依存するため、Γと js の適切な組み合わせが DOS
ピークを適度に広げ([1]の図 5)、σ1 が最小化される([1]の図6,7)。共振器材料のトンネル測定によりΓを特定することで、最適バイアス電流が分かる。超伝導デバイスのマイクロ波損失低減に役立つだろう。
参考文献
1. T. Kubo: Weak-field dissipative conductivity of a dirty
superconductor with Dynes subgap states under a dc bias
current up to the depairing current density, PhysicalReview Research 2, 013302 (2020).
2. T. Kubo: Superﬂuid ﬂow in disordered superconductors
with Dynes pair-breaking scattering: Depairing current,
kinetic inductance, and superheating ﬁeld, PhysicalReview Research 2, 033203 (2020).
3. J. Rammer and H. Smith: Quantum field-theoreticalmethods in transport theory of metals, Reviews ofModern Physics, 58, 323 (1986).
4. A. Gurevich and T. Kubo: Surface impedance andoptimum surface resistance of a superconductor with animperfect surface, Physical Review B 96, 184515 (2017).
5. T. Kubo and A. Gurevich: Field-dependent nonlinear
surface resistance and its optimization by surface
nanostructuring in superconductors, Physical Review B
100, 064522 (2019).

― 68 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p17

計測・基礎・理論

低温下における GFRP 管内圧力変化に伴うひずみの測定
Measurement of strain due to pressure change inside GFRP pipe at low temperature
佐藤 更，武田 実，前川 一真（神戸大）
SATO Sara, TAKEDA Minoru, MAEKAWA Kazuma (Kobe Univ.)
E-mail: takeda@maritime.kobe-u.ac.jp
1．はじめに今日、地球温暖化をはじめとする環境問題や化石燃料の枯渇が懸念されている中、代替エネルギーとして水素エネル
ギーが注目されている。燃料となる水素を大量輸送する場合、気体の状態ではなく液体水素（沸点 20 K）の状態で、大型タンクを用いて海上輸送するのが効率的である。水素を媒体とするエネルギー社会に向けて、国際水素サプライチェーン(1)を構築するためには、液体水素の海上輸送技術のみならず、荷役技術を確立しなければならない。そのため、液体水素の温度でも使用可能な流量計の開発が必要である。そこで、新たな液体水素用流量計として、ひずみゲージを用いた流量計を考案した。原理としては、ヘリカル流の液体を通す配管の表面にひずみゲージを取り付け、液体を通した際の管内の圧力の変化により生じる配管のひずみ(2)を検知すれば、その大きさから管内の圧力を測定し、流量を算出することができるというものである。この仕組みを応用し、新たな液体水素用流量計を開発するために、まず低温用箔ひずみゲージの温度特性を調べた(3)。引き続き本研究では、GFRP 管に貼り付けたひずみゲージの低温下での圧力応答性を調べるために、室温及び液体窒素温度で実験を行った。
2．実験装置と実験方法
本実験において低温用箔ひずみゲージ（以下、ひずみゲージ）には、共和電業 KFL-5-120-C1-11F3M3 を使用した。
加圧実験システムを Fig. 1 に示す。加圧実験システムは、
ヘリウムガスボンベ、圧力計、クライオスタット、真空ポンプ、銅管、加圧試験ホルダー部、魔法瓶で構成されている。加圧試
験ホルダー部の中には低温試験部が設置されている。
低温試験部の写真を Fig. 2 に示す。低温試験部は、外径26 mm、厚さ 1 mm の GFRP 管の両端を真鍮キャップで封をしたものであり、GFRP 部分には直交させるように二枚のひずみゲージが、真鍮キャップ部分には白金抵抗温度計が取り付けられている。また、片方の真鍮キャップには銅管を差し込んだ加圧孔がある。低温試験部の冷却には液体窒素を、加圧にはヘリウムガスを使った。ひずみの測定は 2 アクティブゲー

Pressure sensor

Pressuremeasurement unit
Vacuum pump
Strain and Temperature
measurement unit

Cu tubeGHe

Test sample

CryostatPressurization
test holder

LN2

Thermos

Fig. 1 Schematic diagram of pressurized
experiment system.

Fig. 2
150

Room Temp 1
Room Temp 2
LN2 Temp 1
LN2 Temp 2
LN2 Temp 3

Strain (με)

100
50
0

-0.1

Photograph of a test sample.

0

0.1

-50

Fig. 3

0.2

0.3

0.4

Pressure (MPaG)

Relationship between pressure and strain.

ジ法（直交配置法）を用いて行った。計測用ソフトウェアとして、
温度計測と圧力計測には LabVIEW、ひずみ計測には共和電業ダイナミックデータ集録ソフトウェア DCS-100A を使用した。
3．実験結果と考察
Fig. 3 は、管内圧力変化によるひずみの測定結果である。
圧力とひずみの関係において、室温と液体窒素温度の両方で直線的な変化が見られた。また、室温に比べて液体窒素温度での傾きが小さくなった。これは低温になったことにより
GFRP のヤング率が上昇したからであると推測できる。更に、温度毎のデータ解析により、実験結果の再現性は高いことが分かった。
この結果を基に、低温試験部を薄肉円筒容器だと仮定し、実験で得られた圧力とひずみの関係から GFRP 管のヤング率の見積もりを行った。その結果、室温と液体窒素温度のヤン
グ率には、約 5 GPa の差があった。金属等のヤング率は温度によって直線的に変化するため、それに倣って直線近似を適用すると、液体水素温度における GFRP 管のヤング率は 30
GPa 程になると予想された。
参考文献(1) S. Kamiya, M. Nishimura and E. Harada: ”Study on
Introduction of CO2 Free Energy to Japan with Liquid
Hydrogen,” Physics Procedia 67 (2015) 11-19(2) 前川晃 / 辻峰史 / 高橋常夫 / 加藤稔：配管表面ひずみを用いた管内圧力脈動の測定方法の考察, INSSJOURNAL Vol. 20 NT-3（2013）(3) S.Sato et al. : Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 99 (2020)
P. 71― 69 ―

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2020年度秋季低温工学・超電導学会

1P-p18

計測・基礎・理論

磁気遮蔽方式による磁気冷凍の可能性に関する研究
Research on the Possibility of Magnetic Cooling Technology using Magnetic Shields
平野 直樹, 小野寺 優太, 三戸 利行（NIFS）；大辻 槙（東大）；永井 せつら, 岡崎 陽大, 岡村 哲至（東工大）
HIRANO Naoki, ONODERA Yuta, MITO Toshiyuki (NIFS)； OTSUJI Maki (Tokyo Univ.)
NAGAI Setsura, OKAZAKI Yodai, OKAMURA Tetsuji (Tokyo Tech)
E-mail: hirano.naoki@nifs.ac.jp
Magnetic flux lines

1．はじめに近年、ヘリウムを安定的に入手することが困難となることが危惧されている。超伝導の利用を考えた場合、現状ではヘリ
ウムでの冷却が大半であるが、高温超伝導材料の研究開発の進展もあり、ヘリウムに頼らなくとも極低温を維持できるシステムの開発に着手した。その一方式として、高温超伝導コイ
ルの冷却に、発生する磁場と磁気冷凍技術を組合わせることで冷却をアシストする技術の研究を開始し、磁気遮蔽により磁気熱量効果が制御できることを確認する原理検証試験を行った[1]。従来の磁気遮蔽体で十分な遮蔽効果を得るためには
磁気遮蔽体の体積が必要であることが確認されており、軽量・
コンパクトな遮蔽体として超伝導材料を磁気遮蔽材料として用いることの可能性について検討したので報告する。
2．磁気冷凍による冷却アシスト技術
磁気熱量効果により温度変化を得るためには、磁気作業
物質に磁場の変化を与える必要がある。従来の磁気冷凍では、磁場発生源と磁気作業物質との距離を変化させる方法や、電磁石などの電源を制御して磁場変化を得る方法が用いられているが、駆動電力や損失のため、全体的な効率が低下してしまう。これを解決する手法として、磁場発生源と磁気作業
物質の隙間に磁気遮蔽体を繰り返し挿抜することで磁場変化を得る方式を検討している。磁気遮蔽体による磁気冷凍を利用した超伝導コイル冷却アシスト技術の概念を Fig.1 に示す。
3．超伝導体の磁気遮蔽効果の検討
3 種類の材料（純鉄、パーマロイ、電磁鋼板(ESS)）を用いた原理検証試験の結果を報告した[1]。また、材料の磁気特性や形状を変えることで遮蔽効果が改善されるか検討した結果、十分な遮蔽効果を得るためには遮蔽体を大きくする必要があることが分かった。磁気冷凍システムに組み込むためには、
小型・軽量な遮蔽体が不可欠であり、超伝導体の磁気遮蔽としての可能性について検討した。
NbTi 多層膜により 1 テスラ以上の無磁界空間を形成することが可能であるとの報告[2]がある。この結果をもとに、YBCO 膜に期待される磁気シールド能力特性を、臨界電流特性の違いと膜厚の違いを考慮して、NbTi 多層膜の磁気シールド能力[2]から計算した（Fig.2）。この特性を利用して、YBCO 薄膜の多層による磁気シールドの可能性を計算した結果を Fig.3 に示す。3T の磁場に 5μm の YBCO
膜を 1 つずつ挿入したときの積層膜のすぐ後ろの磁場を推定したものである。ほとんどの磁場は約 410 枚の積層で遮蔽できると計算された。
4．まとめ
磁気遮蔽体により磁気熱量効果を制御できることを確認した。しかし、鉄系の磁気遮蔽体では、十分な遮蔽効果を得る
ために大型な遮蔽体が必要となるため、超伝導体を磁気遮蔽体として使用できるか検討し、高温超伝導薄膜を多数枚積層することで数テスラの遮蔽ができる可能性を確認した。
今後は、高温超伝導薄膜の磁気遮蔽効果を検証する実験を行い、超伝導コイル冷却をアシストできる磁気冷凍システムの実現を目指す。

Magnetic shield

Magneto Caloric Material

HTS CoilHeat exchange gas
circulation line

Cold Stage

Superconducting coilcooling assist line

ValvesCirculationfan

To exhaust heat system

Fig.1 Concept of coil cooling assist using magnetic
refrigeration technology by magnetic shielding.

Fig.3 Magnetic shielding effect due to multiple layers of
YBCO film.
謝辞
本研究の一部は、NIFS核融合工学プロジェクト（UFAA018）の支援を受けて行ったものである。
参考文献[1] N. Hirano, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol.99(2020) p.76
[2] S. Okada, et al.: Proc. ICEC-11, (1986) p.484-488.

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-a01

加速器応用

加速器用 HTS マグネットの開発（８­１）―全体概要―Development of HTS Accelerator magnet (8-1)-Overview of the present progress土屋清澄、王 旭東、寺島昭男、大内徳人、有本 靖、植木竜一、川井正徳、宗 占国、山岡 広、
多和田正文、増澤美佳(KEK)；菊池章弘(NIMS)；町敬人(産総研)；一瀬 中(電中研)；藤田真司(フジクラ)
TSUCHIYA Kiyosumi, WANG Xudong (KEK), TERASHIMA Akio, OHUCHI Norihito, ARIMOTO Yasushi,
UEKI Ryuichi, KAWAI Masanori, ZONG Zhanguo, YAMAOKA Hiroshi, TAWADA Masafumi,
MASUZAWA Mika (KEK)； KIKUCHI Akihiro (NIMS)； MACHI Takato (AIST)； ICHINOSE Ataru (CRIEPI )；FUJITA Shinji (Fujikura Ltd.)E-mail: kiyosumi.tsuchiya@kek.jp
1．はじめに
我々は加速器用 HTS マグネットの基礎開発として １）
加速器用 HTS マグネットの製作経験の蓄積とその特性調
査、２）高磁場マグネット設計のための基礎的データの収集を目的として低温、高磁場下における REBCO 線材の特性調査、の２つに焦点を絞って研究を進めている。本報ではその概略について報告する。
2．REBCO 六極マグネットの開発
SuperKEKB のルミノシテイー向上用特殊六極マグネット（ノーマル六極とスキュー六極の磁場強度を独立に調節できるマグネット） を目標に REBCO 線材を用いたマグネット開発を進めている[1]。これまでに、ノーマル
六極マグネットの試作（Fig. 1(a)参照）、LN2 及び LHe
温度での通電試験と磁場測定を終了し[2],[3]、現在はノー
マル六極マグネットに組み込むスキュー六極コイルの設計・製作を進めている。このコイル設計では１）ノーマル
六極コイルの製作技術を可能な限り採用する 、２）
REBCO 線材と銅テープを交互に巻く２層構造のコイルとする、などの考えを基に、多極磁場成分を 10-4 オーダー
以下に抑えるコイル形状、配置を求めた。Table 1 にこのスキュ­六極コイルの主要諸元を、Fig. 1(b)にはノーマル
コイルとスキューコイルを組み合わせた特殊六極マグネットの概観図を示す。その他、この六極コイルのクエンチ
保護設計の最終確認として予備のノーマルコイルを用いたクエンチ試験・解析も行った。そこでは六極磁石の設計
電流の 1.2 倍の電流 (300 A)においてもコイルの特性劣化は生じないことを確認した。このクエンチ実験及び解析の詳細については発表 2A-a02 矩形 REBCO コイルのクエンチ実験、2A-a03 矩形 REBCO コイルのクエンチ解析 で報告する。
3．4.2 K、高磁場における REBCO-APC 線材の特性調査
マグネット設計には線材の臨界電流特性のデータは不可欠である。我々は REBCO 高磁場マグネットの検討のための基礎データを得るために 1 kA 級 Ic 測定ホールダ
ーを用いて、4 mm 幅の市販 REBCO 線材の臨界電流特Table 1 Design parameters of the skew sextupole coilParameter
Coil inner radius
Skew sextupole field gradient
Design current
Coil length
Yoke radius(inner, outer), length
Skew sextupole coil
Coil width (inner, outer), height
Number of turns
Max B// on the conductor
Max B^ on the conductor
Stored energy

Value
115.1 mm23.5 T/m2
246.4 A
200 mm150.5, 195 mm, 200 mm
Double pancake coil
73.2, 102.0 mm, 8.8 mm
36 x 2 turns
0.708 T
0.549 T
329 J

(a)
(b)
Fig. 1 Photographs of the normal sextupole magnet
before assembling the iron yoke (a) and the schematic drawingof the assembled special sextupole magnet (b).
性を調べている[4]。最近、市販の REBCO-APC 線材が出現してきたので、その特性調査も進めている。Fig. 2 に Ic
値から求めた各種 REBCO-APC 線材と Low Tc 超伝導線材の non-Cu Jc 値の比較図を示す。測定およびその結果の詳細は HTS 線材 特性(1)のセッションの 1B-a02 市販
REBCO-APC 線材の臨界電流特性 で報告する。

Fig. 2 Non-Cu Jc of commercial REBCO-APC conductors andtypical low Tc conductors.
謝辞
本研究は科学研究費補助金(15H03667,19H01911)の助成により実施したものである。
参考文献
1. K. Tsuchiya et al., IEEE Trans. Appl. Super., Vol. 26(2016) 4100904.
2. K. Tsuchiya et al., IEEE Trans. Appl. Super., Vol. 29(2019) 4002604.
3. X. Wang et al., IEEE Trans. Appl. Super., Vol. 30 (2020)
4600304.
4. K. Tsuchiya et al., Cryogenics 85 (2017) 1-7.

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-a02

加速器応用

加速器用 HTS マグネットの開発（８－２） —矩形 REBCO コイルのクエンチ実験—
Development of HTS Accelerator Magnet (8-2)- Quench Experiments of Rectangular REBCO Coil 藤田 真司, 武藤 翔吾, 土屋 光揮 （フジクラ）； 王 旭東, 寺島 照男, 土屋 清澄 （KEK）
FUJITA Shinji, MUTO Shogo, TSUCHIYA Koki (FUJIKURA); WANG Xudong, TERASHIMA Akio, TSUCHIYA Kiyosumi (KEK)E-mail: shinji.fujita@jp.fujikura.com
1．はじめにSuperKEKB では高いルミノシテイーを達成するために，ノーマルとスキューの六極磁場を同時に発生する特殊な六極マグネットによる色収差補正が検討されている[1]．この六極マグネットには小型冷凍機冷却の REBCO マグネットを想定しており，これまでに小型コイルを用いたクエンチ実験・解析[2,3]や，実機サイズの REBCO 六極モデルマグネットの試作・評価[1,4,5]を行ってきた．今回，エポキシ含浸した実機サイズの矩形 REBCO コイルを用いて，ヒーターによる強制クエンチ実験を行ったので，その結果について報告する．
2．実験方法試験コイルはノーマル六極モデルマグネットに使用した矩形 レ ー ス ト ラ ッ ク コ イ ル [4] と 同 様 の も の で あ る ． 使 用 し た
REBCO 線材は 4 mm 幅のフジクラ製 FYSC-SCH04（4 mm 幅，
75 µm 厚基板，人工ピンなし GdBCO，20 µm 厚 Cu めっき）であり，外周にフッ素コートポリイミドと通常のポリイミドテープの 2
重ラップ巻き絶縁したものである．コイルは 110 ターン×2 層のパンケーキコイルであり，エポキシ樹脂で真空加圧含浸した．
コイルをアルミ製の試験治具に取付け，コイルの長辺側をサ
ポートバーで押え，短辺の一方に電極を半田付けし，電極と逆側の短辺の上側パンケーキコイル外周に NiCr ヒーターを貼り付けた（Fig. 1）．冷却は GM 冷凍機による伝導冷却であり，2nd ステージのヒーターで温調した．コイル温度 30～50 K で負荷率が 90 %程度になるように 200～300 A 通電した状態で
NiCr ヒーターに 0.7 A の電流を 1.5～2.5 s 通電しコイルをクエンチさせた．クエンチは上下のパンケーキコイルのバランス電圧で検出し，検出電圧 VQD は 80 mV に固定し，検出時間 tQD
を 10～50 ms で変化させた．クエンチ検出後，ブレーカーによりコイルを電源から切り離し，コイルに並列に接続した 0.1 Ωの保護抵抗で電流を減衰させた．クエンチ部の温度は，あらか
じめ冷却時に測定した NiCr ヒーター部の線材の抵抗の温度依存性を用いて，クエンチ部の電圧から温度に換算した．
3．実験結果と考察
Fig. 2 にコイル Ic の温度依存性を測定した結果を示す．これをもとに，試験条件を 50 K で 200 A，40 K で 250 A，30 K
で 300 A とした．Fig. 3 にクエンチ実験の結果を示す．縦軸はクエンチさせたヒーター部の最大到達温度であり，横軸はクエンチ検出時間 tQD である．今回の試験では 30 K，300 A，80 ms 条件で，最大到達温度が 359 K まで上昇したが，一連の試験後のコイルに劣化は見られなかった．tQD は検出器の設定値であるが，今回使用した検出器の精度が悪く，VQD に達してから検出器が検出するまで 10～50 ms 程度，検出後にブレーカーが開くまで 30 ms 程度の遅延があった．そのため，
実際の横軸の値はこれより 40～80 ms 程度大きな値である．
実機では遅延は～1 ms であり，より安全側になると考えられる．
従って実機マグネットにおいてもバランス電圧検出で十分にコイル保護が可能であると考えられる．
謝辞
本研究は科学研究費補助金(15H03667, 19H01911)の助成により実施したものである。

Fig. 1 Appearance of the quench test coil.

Fig. 2 Temperature dependence of Ic for the quench test coil.

Fig. 3 Detection time dependence of the maximum temperature
at a quench part in the quench tests.

参考文献[1] K. Tsuchiya et.al., IEEE TAS, 29 (2019) 4002604.
[2] S. Fujita et.al., Abstracts of CSJ Conference, 92 (2015) p.195.
[3] X. Wang et.al., IEEE TAS, 27 (2017) 4700105.
[4] S. Fujita et.al., Abstracts of CSJ Conference, 95 (2017) p.19.
[5] S. Fujita et.al., Abstracts of CSJ Conference, 96 (2018) p.49.

― 72 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-a03

加速器応用

加速器用 HTS マグネットの開発（８－３） —矩形 REBCO コイルのクエンチ解析—
Development of HTS Accelerator Magnet (8-3) -Quench Simulation of a Rectangular REBCO Coil王 旭東, 土屋 清澄 （KEK）; 武藤 翔吾, 土屋 光輝, 藤田 真司（フジクラ）
WANG Xudong, TSUCHIYA Kiyosumi (KEK); MUTO Shogo, TSUCHIYA Koki, FUJITA Shinji (Fujikura Ltd.)E-mail: wanxdon@post.kek.jp
1．はじめに
我々は SuperKEKB 加速器の補正用六極磁石をターゲットに、小型冷凍機冷却による REBCO 六極マグネットの開発を行ってきた。これまでに、REBCO 線材の基礎特性と円型コイ
ルのクエンチ特性を調査し、REBCO 六極マグネットの設計・
試作・特性評価を行ってきた[1-5]。今回は、実機サイズの矩形 REBCO コイルを用いたクエンチ実験に対して、解析モデ
ルの開発と REBCO 六極マグネットのクエンチ保護設計を検討したので、その結果について報告する。
2．解析モデルクエンチ実験に用いた矩形 REBCO コイルは、パンケーキ
巻線の 2 層構造であり、1 層目の最外周表面にヒーターが貼り付けられている。実験結果より、ヒーター近傍のみに常伝導電圧が発生したことから、解析は 1 層目再外周を有限要素法でモデル化した。またコイル周方向は 1/2 モデルを採用し、長手断面を対称境界とした。超伝導特性は、実測した Ic と n 値を用いた n 値モデルを採用した。各材料の物性値は温度依存性を考慮した。解析手法は、先行研究[2]と同様に有限要素法による電界と熱計算に加えて、保護抵抗とコイルインダクタ
ンスを回路モデルで連成した。
3．実験と解析の比較
クエンチ実験のヒーター加熱を模擬して、各検出電圧（VQD）と検出時間（tQD）に対する解析を行った。VQD=80 mV と
tQD=50 ms において、REBCO 六極マグネットの設計電流である 250 A の実験と解析結果を図 1 に示す。図 1 の横軸 0 s は、実験で検出器からクエンチ発報があった時刻である。解析は、実験の検出遅れ 23 ms と遮断遅れ 29 ms を考慮して遮断開始のタイミングを調整している。バランス電圧（VB）は、検出器の入力信号である 2 層のコイル間電圧差、つまりヒーター加熱によって発生した常伝導電圧である。クエンチ温度（TQ）は、
電流とヒーター区間電圧（VH）から抵抗を計算し、コイル冷却時に測定した該当区間の抵抗温度依存性を用いて 90 K 以
上で換算した平均温度である。解析のホットスポット温度（THS）
は、ヒーター区間中心部の最大温度である。図 1 より、クエン
チ発生後の VH は 150 mV 付近まで VB と一致しており、ヒータ
ー区間内部のみが常伝導転移して、局所的に温度上昇していることがわかる。TQ は最大 290 K 弱で、THS は最大 342 K となった。TQ はヒーター区間の平均温度であるため、THS より低
く見積もられる。図 1 の結果から遮断開始までの TQ に着目し、VQD と tQD との関係を図 2 に示す。各 VQD に対する TQ は tQD とほぼ比例関係にあることがわかる。これらの結果から、解析は実験とよく一致しており、モデルの妥当性を確認できた。
4．REBCO 六極マグネットのクエンチ保護設計
従来の加速器用超伝導磁石と同様にクエンチ検出器と外部保護抵抗を用いて、REBCO 六極マグネットの保護設計が可能かどうか について検証した。外部保護抵抗は、定格250 A と耐電圧 200 V を考慮して 0.75 Ωとした。保護回路を含めた解析結果から、VQD と tQD に対する THS の最大温度を図3 に示す。ただし、実機の VQD と tQD の閾値下限はそれぞれ
20 mV と 20 ms となる。コイルの劣化や焼損を防ぐ観点では、
最大温度が 300 K 以下であれば保護可能となる。図 3 より、300 K 以下となる VQD と tQD は実機の設定可能範囲内にあることから、REBCO 六極マグネットのクエンチ保護は従来手法で達成可能となる。加速器運転への影響を考慮し、クエンチ発
生から再励磁までの時間を短縮できるように、我々は最大温度が 150 K 以下となる検出条件を設けた。図 3 より、VQD と tQDの閾値はそれぞれ 40 mV と 20 ms として、REBCO 六極マグ
ネットの保護設計とした。
謝辞
本研究は科学研究費補助金(19H01911)の助成により実施したものである。

Fig.1 Experimental and simulation results at 250 A.

Fig. 2 Experimental and simulation results of TQ at 250 A.

Fig. 3 Simulation results of maximum THS at 250 A.
参考文献[1] K. Tsuchiya, X. Wang, et.al., Cryogenics, 85 (2017) 1-7.
[2] X. Wang, K. Tsuchiya, et.al., IEEE TAS, 27 (2017) 4700105.
[3] K. Tsuchiya, X. Wang, et.al., IEEE TAS, 26 (2016) 4100904.
[4] K. Tsuchiya, X. Wang, et.al., IEEE TAS, 29 (2019) 4002604.
[5] X. Wang, K. Tsuchiya, et.al., IEEE TAS, 30 (2020) 4600304.

― 73 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-a04

加速器応用

繰り返し変動励磁下での小型高温超伝導二極マグネットの発生磁場の実験及び解析による評価
Measurements and numerical analyses of time evolution of magnetic fieldof a small dipole magnet wound with coated conductors under repeated excitation
曽我部 友輔，若林 洸希，雨宮 尚之（京大）
SOGABE Yusuke, WAKABAYASHI Koki, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto University)
E-mail: sogabe.yusuke.6s@kyoto-u.ac.jp
1．はじめに
我々は重粒子線がん治療装置に用いられる回転ガントリ
ーに高温超伝導マグネットを使用するための研究を進めている[1]。回転ガントリー用マグネットは、励消磁を繰り返しかつ
消磁中に存在する電流が一定の時間に安定な磁界を発生することが求められる[2]今回は、小型高温超伝導二極マグネッ
トを、回転ガントリーを意識した運転パターンで変動励磁した
場合の多極磁界成分への遮蔽電流磁界の影響を、実験と数値電磁界解析の比較を通して評価した。
2．測定対象のマグネット・測定方法・解析方法
シングルレーストラックコイルを片極に二個重ねた四個組
レーストラックコイルを対象とした。このマグネットの定格運転温度は.30 K であり、150 A 通電した場合の設計二極磁界は約 360 mT である。
磁界測定は回転ピックアップコイル法によって行った。磁界が発生している領域でピックアップコイルを回転させることにより発生する誘導電圧を測定し、この電圧を Fourier 級数展開することによって発生磁界の多極成分を測定する。
数値電磁界解析では、上述のマグネットの三次元的形状をモデル化し、マグネットを構成する超伝導線の導電特性を定式化して解析に用いた。詳細は参考文献[3]に譲る。
3．マグネット運転パターン
回転ガントリー用マグネットを模擬した運転パターンとして、Fig. 1 に示すような励消磁パターンを用いた。ここで、t0,n は n
回目のサイクルの開始時刻、tFT 及び ts はそれぞれフラットトッ
プ及び電流ランプダウン中に設定されている電流が一定となる時間（ステップ）の持続時間である。本研究では、tFT は 10 秒
または 60 秒、ts は 10 秒とした。励消磁中の最高電流値は 150
A、最低電流値は 50 A または 100 A とし、ステップは 25 A 刻
みに設定した。ランプレートは 5 A/s とし、このような励消磁サ
イクルを 6 時間にわたって繰り返した。
4．磁界測定結果
以下では、Pattern 1. tFT が 10 秒、最低電流値が 50 A の場合
Pattern 2. tFT が 10 秒、最低電流値が 100 A の場合
Pattern 3. tFT が 60 秒、最低電流値が 50 A の場合の結果について比較、議論する。
電流が 100 A の各ステップにおける二極磁界成分の平均値を、各ステップまでの経過時間に対してプロットした結果をFig. 2 に、各ステップまでの経過励消磁繰り返し回数に対してプロットした結果を Fig. 3 に示す。Fig. 2 を見ると、励消磁を繰り返すことによる二極磁界成分の再現性への影響は、運転パターンが異なると異なっているように見える。しかし、Fig. 3 を見ると、運転パターンの影響はほとんど確認できず、各ステッ
プまでの経過励消磁繰り返し回数に依存していることが分かる。この結果より、繰返し変動励磁下での多極磁界成分の再現性は、繰返し回数に強く依存していることが示唆された。
発表では、数値電磁界解析との比較を行い、超伝導マグ
ネット内部の電磁現象についても議論する。

Fig. 1 Typical one-cycle current profile for magnetic fieldmeasurements [1].

Fig. 2 Measured dipole and sextupole components ofmagnetic flux density plotted against time.

Fig. 3 Measured dipole and sextupole components ofmagnetic flux density plotted against number of
repeated excitation.
謝辞
本研究の一部は JSPS 科研費 JP16H02326、JP19K23513の助成を受けたものである。
参考文献
1. Y. Sogabe, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 99(2020) p. 110
2. Y. Iwata, et al.: Nucl. Instrum. Methods Phys. Res. B, Vol.
317 (2012) p. 793-797.
3. T. Mifune, et al.: Supercond. Sci. Technol., Vol. 32 (2019)
094002― 74 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-a05

加速器応用

LHC 高輝度アップグレード用超伝導磁石の開発（14）-7 m 長実証機の製造
Development of superconducting magnets for LHC luminosity upgrade (14)– Construction of 7 m-long prototype
菅野未知央, 中本建志, 鈴木研人, 木村誠宏, 池田博, 池本由希子,岡田尚起, 荻津透, 川又弘史, 寺島明男
(高エネ研)
堀越篤（日立製作所）
Andrea Musso and Ezio Todesco (CERN)SUGANO Michinaka, NAKAMOTO Tatsushi, SUZUKI Kento, KIMURA Nobuhiro, IKEDA Hiroshi, IKEMOTO Yukiko,
OKADA Naoki, OGITSU Toru, KAWAMATA Hiroshi, TERASHIMA Akio (KEK)HORIKOSHI Atsushi (Hitachi, Ltd.)MUSSO Andrea and TODESCO Ezio (CERN)
E-mail : michinaka.sugano@kek.jp

Quench current (kA)

1. はじめに
CERN-LHC 加速器では、積分ルミノシティを現行 LHCの 10 倍以上である 3000 fb-1 まで向上させることを目指した高輝度化アップグレード計画（HL-LHC）が進行中である。目標達成のためには ATLAS 及び CMS 実験衝突点近傍の加速器システムの性能向上が不可欠であり、KEK は
この中でビーム分離超伝導双極磁石（D1 磁石, 磁石名はMBXF）の開発を担当している。衝突点で小さな*を得る
ために MBXF には 150 mm の大口径が必要であり、また
積分磁場として 35 Tm が要求されている。主双極磁場は
運転温度 1.9 K、定格運転電流 12 kA で 5.6 T であり、これを Nb-Ti/Cu 超伝導コイルにより発生させる。
2014 年から約 5 年間に渡って KEK 所内で進めてきた 2m 長のモデル磁石の設計、製作、性能試験を終え、同じ磁石断面で 7 m 長の実証機および実機の製造の段階に入っている。本発表では、モデル磁石で得られた知見、明らかになった問題点と実証機への設計変更、製造の経過について報告する。
2. 2 m モデル磁石で得られた知見
Fig. 1 にモデル磁石の各モデル磁石のトレーニングプトットを示す。1 号機（MBXFS1）ではコイル円周方向の予備応力不足により不十分なトレーニング特性であったが、予備応力を 110~120 MPa まで増加させることで、格段にトレーニングが改善した。この結果から、大口径単層コイ
ルにおいては、電磁力支持のための予備応力管理が非常に重要であることが明らかになった。最後に製作した 3 号機
（MBXFS3）では、2 回目のクエンチで定格電流（Inominal）に到達し、受け入れ基準電流（Iultimate）も達成した。また、
熱サイクル後のトレーニングメモリーも良好で、1 回目のクエンチで受け入れ電流に到達した。
一方、磁場性能に関しては定量評価が可能となった

MBXFS1

14

MBXFS2MBXFS3TC

Iuntimate
Inominal

12

TC1 TC2

TC

TC

10

8

6

MBXFS1b

MBXFS2 および同じ磁場設計の MBXFS3 で 20 unit 程度の大きな 6 極成分（b3）確認され、実証機以降で改善が必要であることがわかった。
3. 実証機に向けた設計変更
調査の結果、大きな b3 は予備応力を増やすために行った GFRP 製のコイル部品（ウェッジ）の設計に原因があることが明らかになった。これを踏まえて、実証機では予備
応力と磁場性能の両方を同時に満足するウェッジ設計に修正した。また、組み立て、励磁中のコイル変形や端部の飽和の影響等も考慮に加えて、積分多極磁場が要求性能を満たす磁場設計を行った。
モデル磁石では、電磁力によるコイル端部のケーブル変形によりポリイミド絶縁の一部が損傷する問題が発生した。実証機では、端部予備応力の増加や絶縁の機械的強化による対策を施すことにした。
4. 実証機製造の現状と展望
2019 年に実施された入札を経て、日立製作所が実証機、実機製造を行うことが決定した。2020 年 10 月に 7 m 長のコイル巻線が開始され、これまでに 1 台目のコイルのキュ
アリングまでが完了している。
磁石本体の完成後に一旦 KEK に納品され、常温磁場測定や冷却、励磁試験が実施される。その後、熱交換器やビームチューブを含む端部溶接作業を経てコールドマスが完成する。KEK では、コールドマス溶接に必要なアライ
メント測定の方法確立の準備を進めている[1]。実証機はコールドマスの状態で CERN に輸送され、他の衝突点挿
入部用超伝導磁石と接続された状態での励磁試験（ストリング試験）に供される予定である。
参考文献
1. K. Suzuki et al, Abstract of CSJ Conference, Vol. 101, 2Aa06 (2020).

4.4 K
1.9 K
1.9 K, No quench

4.4 K
1.9 K

0

30 0

10

20

30 0

1.9 K
1.9 K, No quench

10

20

30 0

4.4 K
1.9 K
1.9 K, No quench

10

20

10

20

Fig. 1

Training plot of 2 m model magnets of MBXF. TC stands for thermal cycle.

Quench number― 75 ―

第100回

30

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-a06

加速器応用

LHC高輝度アップグレード用超伝導磁石の開発（１５）- 2 mモデル磁石3号機を用いた磁石座標系及び磁場分布の総合評価
Development of Superconducting Magnets for LHC Luminosity Upgrade (15)
- Evaluation of the mechanical and ﬁeld coordinates using the 3rd model magnet
鈴木 研人、中本 建志、菅野 未知央、池本 由希子、池田 博、岡田 尚起、川又 弘史、有本 靖、植木 竜一、大内 徳人 (高エネ研)
SUZUKI Kento, NAKAMOTO Tatsushi, SUGANO Michinaka, IKEMOTO Yukiko, IKEDA Hiroshi, OKADA Naoki,
KAWAMATA Hiroshi, ARIMOTO Yasushi, UEKI Ryuichi, OHUCHI Norihito (KEK)E-mail: kentsuzu@post.kek.jp͸͡Ίʹ
KEK Ͱ͸ LHC ߴً౓ԽΞοϓάϨʔυ‫ܭ‬ըʹ͓͍ͯ૯ೖ
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










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








Fig. 1: Top) D1 cold mass. Bottom) Reference points
on an endcover of the cold mass.

2

磁石座標系の構築：Req.A
Fig. 2 ্ਤʹϨʔβʔτϥοΧʔΛ༻͍࣓ͨੴ࠲ඪ‫ܥ‬ͷߏஙʢFiducializationʣͷ༷ࢠΛࡌͤͨɻ͜͜Ͱ͸Ϟσϧ࣓ੴ̏߸‫ػ‬ͷγΣϧ֎प෦ʹઃஔͨ͠௕खํ޲ 3 Օॴ × पํ޲ 3 Օ
ॴ=9 ՕॴͷϚʔΧʔΛτϥοΧʔͰଌྔ͠ɺ࠷খೋ৐ Fit ʹΑͬͯ̎ฏ໘ (Fiducial planes) Λࢉग़͠ɺ͜ΕΛ࣓ੴ࠲ඪ‫ܥ‬ͱͯ͠ఆٛ͢Δɻ͜͜Ͱ̎ฏ໘͸௚ަ৚͕݅༩͑ΒΕɺҎԼͷࣜͰද͞ΕΔɿ

z = ax + by + c(1)

y = dx + ez + f(2)

e = ad − b

(3)











͜͜Ͱɺ(x,y,z) ͸࣮ࡍͷϚʔΧʔͷଌྔ݁ՌʹରԠ͢Δɻ·ͣ͸̍ͭ໨ͷฏ໘ (ࣜ 1ʣͷະ஌਺ (a,b,c) Λ࠷খೋ৐ Fit ʹΑͬͯ‫ٻ‬Ίɺଓ͍ͯɺ௚ަ৚݅ͷࣜ 3 Λࣜ 2 ʹ୅ೖ͠ɺ࠶ͼ࠷খ
ೋ৐ Fit ʹΑͬͯະ஌਺ (d,f) Λ‫ٻ‬ΊΔɻҎ্ʹΑΓ Fidicial
planes ͕‫·ٻ‬Δɻਤ 2 Լਤʹ 7m ࣓ੴͷ Fit ྫΛࡌͤͨɻຊൃ
දͰ͸ɺ·ͣϞσϧ࣓ੴ̏߸‫ػ‬ͷ࣓ੴ࠲ඪ‫ܥ‬ͷߏங͠ɺReq.Aͷୡ੒Մ൱Λௐ΂ͨͷͰɺͦͷ݁ՌΛใࠂ͢Δɻ

3

磁石座標系における磁場分布評価：Req.B
࣓৔த৺ͱ࣓ੴ࠲ඪ‫ܥ‬ͷத৺࣠ͷؔ࿈෇͚Λߦ͏ͨΊɺճసίΠϧΛ༻͍࣓ͨ৔ଌఆΛ࣮ࢪͨ͠ɻ͜͜Ͱ͸ɺճసίΠϧઌ୺ʹλʔήοτΛऔΓ෇͚ɺϨʔβʔτϥοΧʔͷ࿈ଓଌఆΛߦ͏ࣄͰɺλʔήοτͷճస‫ي‬ಓΛநग़͠ɺਅԁ Fit Λߦ͏ɻ͜͏ͯ͠ɺ֤௕खҐஔͰ‫·ٻ‬Δԁͷத৺͔ΒճసίΠϧ Fig. 2: Top) Fiducialization via targets using a laserͷ‫ي‬ಓΛ࠶ߏ੒͠ɺ࣓ੴ࠲ඪ‫͚͓ʹܥ‬ΔճసίΠϧͷҐஔΛఆٛ͢Δɻͦͷ‫ޙ‬ɺճసίΠϧʹΑΔ࣓৔ͷଟ‫ۃ‬ల։ଌఆ͔Βɺ tracker. Bottom) Example of 3-dimensional planar fit.
Feed down ิਖ਼Λߦ͏ࣄͰɺ࣓ੴ࠲ඪ‫͚͓ʹܥ‬Δ࣓৔த৺ͷ― 76 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-p01

回転機 (2)

二重電機子バルク超電導同期機に関する研究
Double armature HTS bulk synchronous machine
武井 慎治，和泉 充，山口 康太，井田 徹哉，SHAANIKA Erasmus （海洋大）TAKEI Shinji， IZUMI Mitsuru， YAMAGUCHI Kota， IDA Tetsuya， SHAANIKA Erasmus (TUMSAT)
E-mail: s.takei1010@gmail.com
1．はじめに国内に生産資源をもつ再生可能エネルギーのひとつとして
海洋エネルギーがある。環境への影響を考慮し，海洋生物への影響を抑制する一助とするため，海潮流タービン発電機の小型化と効率化に注目している。その実現には，異速二重反転タービンとそのトルクに整合した発電機が必要となる。この課題の解決策として，2 基の相反転タービンに直結する二重電機子構造を導入した超電導同期機を検討した[1,2]。

Table 2 Comparison of torque, output, and torque ripple
between a model with the bulks arranged at a 5-degree
angle of inclination in the x-y plane and a model without
inclination [2]2．システム構成
二重反転タービンは異速反転のケースを想定した[1]。設計例として定格流速は 2.5 m/s，発電能力は 500 kw (発電機出口出力)，ロータ直径は 14.5 m とされている[3]。
3．発電機基本構成
発電機設計仕様を Table 1 に示す。 ２つのタービンからの入力トルクは，前方，後方それぞれ 251 kNm，188 kNm となり，出力は合計 518 kW と与えられている[3]。 Fig. 1 は前回に示した発電機の二重電機子と界磁部の配置断面を示す。２つの回転電機子の間に固定子として超電導バルク磁石を界磁極として配置している。今回は，界磁極を構成するバルク材をFig. 1 の x-y 面内で傾斜させて配置した場合の発電機出力のトルクリップルとタービンからの入力機械トルクへの整合性を検討した。設計と磁場解析は，3D-CAD と磁場解析ソフト
MagNet７により行った。
Table 1 Specification of contra-rotating bulk HTS
generator [2].

Table 2 は，超電導バルク磁石の Fig. 1 に示す前回示した
配置と x-y 面内で 5°傾斜させた今回の配置における外側,
内側の電機子における最大トルク，最大出力，最大トルクリッ
プルについて示した。表に示すように外側の電機子の出力の減少を押さえつつ，リップルの抑制が可能であることを得た。
内側の電機子におけるトルクリップルの増大は、その大きさにおいて外側の電機子におけるトルクリップルの減少分よりも小さいことから、バルク材の傾斜配置は総体として有効と考えている。
4．結論
500 kW 級の二重反転タービン方式潮流発電の２つのター
ビン入力機械トルクに整合した二重電機子構造をもつ発電機
モデルを得た。さらに，外側の電機子のトルクリップルを改善することが確認できた。HTS バルク材を界磁極とした場合の同期運転下での捕捉磁束が安定的であることは，先行研究で示されている[4]。着磁技術や冷却についての研究成果をふまえて，発電機の縮小モデルの試作等によりシステムの成立性を検証していく。
謝辞
本研究の一部は，科学研究費助成事業による科学研究費補助金（16H04597）により実施したことを付記し, 超電導界磁方式二重反転タービンの設計においてご共同とご協力をいた
だいた国立研究開発法人海上・港湾・航空技術研究所 海上
技術安全研究所の上入佐光,白石耕一郎,右近良孝,工藤達郎,九州大学の安東潤,金丸崇の各氏に厚く御礼申し上げる。
参考文献
1. S. Takei et al.: Abstracts of 10th ACAS/2nd Asian-ICMC/CSSJ Joint Conference (Jan. 2020) 7p-59
2. S. Takei et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 99(2020) p.48
3. 右近良孝，白石耕一郎，工藤達郎，金丸崇，安東潤， 日
本船舶海洋工学会講演論文集 (令和２年日本船舶海洋)
4. E. Shaanika et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond， Vol. 30，
No. 1 (Jan. 2020) pp6 ， Art. no. 5200106. DOI:
10.1109/TASC.2019.2927587 ， お よ び 博 士 学 位 論 文(March 2020, 東京海洋大学).

Fig.1 Design of the generator structure with thecontra-rotating armatures and field poles of bulk HTS.

― 77 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-p02

回転機 (2)50 kW 級全高温超伝導誘導同期モータの負荷試験とその定量解析
Load test of 50 kW class fully high temperature superconducting induction/synchronous motorand its quantitative analysis
中村 武恒，奥野 誠也 (京大) ；吉川 雅章, 伊藤 佳孝, 寺澤 俊久 （イムラ材研）
NAKAMURA Taketsune, OKUNO Masaya (Kyoto Univ.);
YOSHIKAWA Masaaki, ITOH Yoshitaka, TERAZAWA Toshihisa (IMRA MATERIAL)
E-mail: nakamura.taketsune.2a@kyoto-u.ac.jp
2.
3.
4.
5.
6.
7.

― 78 ―

日経産業新聞 (2018 年 4 月 3 日付，18 面)
日経エレクトロニクス 12 月号, pp. 39-41 (2019 年 11 月
20 日発行)
日経ビジネス，テクノトレンド 107 pp. 77-78 (2020 年 2 月
17 日発行)
T. Nakamura, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., vol.
29, no. 5, 5203005 (2019)
T. Nakamura, et al.: Physica C, vol. 578, 13536 (2020)
T. Nakamura, et al., unpublishedFig. 1 Photograph of 50 kW class fully HTS-ISM [1-6].

Fig. 2 Three-phase AC loss measurement results (77 K)
80
60
Toqrue,  (Nm)

１．はじめに
我々は，JST-ALCA プロジェクトとして，輸送機器への実用を目指した高温超伝導誘導同期モータ (High Temperature
Superconducting Induction/Synchronous Motor: HTS-ISM)の研究開発を実施した。本プロジェクトは，2012 年度に開始され，2019 年度で終了したが，HTS-ISM を基軸とした高温超伝導
モータシステムに関する先駆的成果を上げることができた[14]。現在は，上記成果をもとに，京都大学・オープンイノベー
ション機構の支援を受けて，実用化を目指した検討を開始している。JST-ALCA プロジェクトにおける目玉成果物の一つは50 kW 級全超伝導機であり，世界で唯一の全超伝導負荷試
験や可変速試験成功をはじめ，種々の特筆すべき実績を上げている [5,6]。一方で，全超伝導機の実用設計のためには，
当然のことながらその回転特性を定量的に再現できるモデルの確立が不可欠である [6]。
本講演では，全超伝導モータシステムをモデルベースデザ
インに適用可能な定量的回転特性解析技術の検討の一環として，固定子交流損失の定量評価とその非線形抵抗としての定式化，負荷試験結果の詳細，および非線形電圧方程式による定量解析結果について報告する。
２．解析方法
Fig. 1には，検討対象とした50 kW級全超伝導HTS-ISMの外観写真を示す [1-6]。本モータを用いた無負荷回転試験
結果および回転子拘束試験結果から電圧方程式を導いた。
なお，ビズマス系高温超伝導固定子巻線の非線形抵抗は交流損失測定結果から，そしてビスマス系回転子巻線の非線形
抵抗は直流電界－電流密度特性からそれぞれ定式化した。
さらに，鉄心の非線形磁気特性に伴う非線形インダクタンスについては，2次元電磁界解析を援用して求めた。
３．解析結果と考察
Fig. 2には，ビスマス系高温超伝導固定子巻線における三相交流損失特性の実験結果を示す。なお，交流モータにおける電気エネルギーから運動エネルギーへの変換は，回転磁界による速度起電力によって実現されることから，単に単相
交流通電した際の交流損失では大きな誤差を伴う可能性があるので注意が必要である [7]。この結果を利用してビスマス
系固定子巻線の非線形抵抗を導出し，非線形電圧方程式から得られた負荷特性をFig. 3に示す。同図に示すように，本解析によって，全超伝導機の負荷特性を定量評価することに成功した。なお，最終的なHTSモータ設計は，Maxwell方程式か
ら一意性を保証する形で実現されなければならない。その場
合，Fig. 2の交流損失もHTS回転子巻線のように電界と電流密度の構成関係から得られなければならず，現在はこの課題にも挑戦している。詳細は，講演当日に報告する。
謝辞
本研究は，(国研)科学技術振興機構(JST)のプロジェクト“H24 年度戦略的創造研究推進事業 先端的低炭素化技術
開発（ALCA）”「低炭素社会を支える輸送機器用超伝導回転機システム」の一環として実施されたものである。
参考文献
1. ALCA Breakthrough (JST), no. 3 (2018 年 3 月)(https://www.jst.go.jp/alca/pdf/result2017.pdf)

40
20
0

Experiment
Analysis
020

40 60 80 100 120 140
Primary current, I (A)Fig. 3 Experimental and analytical results of load
chatacteristic (50 Hz, 110 V, 77 K).
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-p03

回転機 (2)

マルチフィジックス解析に基づく全高温超伝導誘導同期回転システムの WLTC 解析
WLTC analysis of fully high temperature superconducting induction/synchronous motor system
based on multidisciplinary analysis
奥野 誠也, 中村 武恒， 松木 健次郎，COLLE Alexandre (京大)
OKUNO Masaya, NAKAMURA Taketsune, MATSUKI Kenjiro, COLLE Alexandre (Kyoto Univ.)
E-mail: nakamura.taketsune.2a@kyoto-u.ac.jp
１．はじめに
我々は，高温超伝導誘導同期モータ (High Temperature
Superconducting Induction/Synchronous Motor: HTS-ISM)を輸送機器に実用するための研究開発を推進している。特に，最終目標としてバス・トラック・中型乗用車などの陸上輸送機
器をターゲットにしている。当該機器用モータは他輸送機器に比較してその出力が小さいことから，相対的に冷却系のエネルギー的かつ体格的課題が大きくクローズアップされるが，実現すれば市場が非常に大きい。従って，思い切ったテーマを設定して検討を進めている。上記機器を志向した研究開発を行う際には，限られた空間にシステムを搭載する必要がある
ことから，HTS モータだけでなくインバータ系や冷却系などを含めて検討する必要がある。
本講演では，50 kW 級全超伝導機[1]の回転特性を非線形
電圧方程式によって表現すると共に[2]，インバータ特性，運動方程式，熱等価回路，および超伝導非線形抵抗の温度依存性を連成したマルチフィジックス解析によって，中型乗用車を想定した WLTC (Worldwide harmonized Light duty Test
Cycle)モード走行による電費評価を実施した。
２．解析方法
Fig. 1には，マルチフィジックス連成解析のフローチャートを示す。HTS-ISMへの入力条件を設定後，非線形電圧方程式と運動方程式からトルクや損失を計算する。次に，損失を熱負荷として与えて熱等価回路計算を行い，モータ各部の温度分布を求める。そして，巻線部の温度から回転子巻線抵抗(Rr)および固定子巻線抵抗(Rs)を計算し，次のタイムステップの解析を進める。上記計算を，Fig. 2のWLTC走行モードに対して実施した。なお，固定子の外周部を冷凍機伝導冷却し，エアギャップを流れるガスの対流熱伝達によって回転子を冷却する条件とした。
３．解析結果と考察
Fig. 3 に は ， マ ル チ フ ィ ジ ッ ク ス 解 析 に よ っ て 得 ら れ た
WLTC特性の一例を示す。例えば，HTSロータバーの温度にスパイク状の急激な変化が見られるが，これは磁束フロー状態への遷移に伴う自律回転安定性[3]のエビデンスである。なお，本モデルでは固定子を伝導冷却していることから，その温度は常に回転子よりも低く，かつ固定子および回転子内部の温度分布は大きくない。本結果から電費を求めたところ，冷凍機の消費電力を考慮しても10 km/kWhの優れた性能が得られる可能性を初めて示すことができた。詳細は，講演当日に報告する予定である。
謝辞
本研究は，(国研)科学技術振興機構(JST)のプロジェクト“H24 年度戦略的創造研究推進事業 先端的低炭素化技術
開発（ALCA）”「低炭素社会を支える輸送機器用超伝導回転機システム」の一環として実施されたものである。
参考文献
1. T. Nakamura, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., vol.
29, no. 5, 5203005 (2019)
2. T. Nakamura, et al.: Physica C, vol. 578, 13536 (2020)
3. 特許第 5753462 号 (2015 年 5 月 29 日)― 79 ―

Fig. 1 Flowchart of multidisciplinary analysis.

Fig. 2 WLTC drive pattern.

Fig. 3 Example of multidisciplinary analysis resultsfor WLTC drive mode.

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-p04

回転機 (2)50 kW 級高温超伝導誘導同期モータの負荷特性と効率マップの実験的検討
Experimental study of load characteristics and efficiency map of 50 kW class high temperature
superconducting induction/synchronous motor
COLLE Alexandre, 中村 武恒， 松木 健次郎, 松浦 潤, 小笠 卓郎 (京大)；吉川 雅章, 伊藤 佳孝, 寺澤 俊久 （イムラ材研）
COLLE Alexandre, NAKAMURA Taketsune, MATSUKI Kenjiro, MATSUURA Jun, OGASA Takuro (Kyoto Univ.);
YOSHIKAWA Masaaki, ITOH Yoshitaka, TERAZAWA Toshihisa (IMRA MATERIAL)
E-mail: nakamura.taketsune.2a@kyoto-u.ac.jp
１．はじめに
我々は，電動輸送機器への実用を目指した高出力高温超伝導誘導同期モータ (High Temperature Superconducting
Induction/Synchronous Motor: HTS-ISM)の研究開発を実施している。これまで，固定子ならびに回転子巻線共にビスマス
系高温超伝導導体で構成する 50 kW 級全超伝機の研究開発を通して，その優れたポテンシャルの実証に初めて成功している[1,2]。一方で，上記モータの固定子巻線には，磁性体中における市販 HTS 線材の超伝導特性を少しでも向上させるためにトロイダル巻線構造を採用しているが，一方で当該構造では回転特性の低下を招くことが分かっている。
本講演では，銅巻線を用いた一般的分布巻固定子巻線を開発し，既試作のビスマス系回転子[1]と組み合わせて回転試験を実施したので，その結果を報告する。
２．銅固定子 50 kW 級機の構造と試験方法
Fig. 1には，開発した銅固定子50 kW級機の外観写真を示す。分布巻銅固定子巻線を設計・試作し，かつ文献[1]のビスマス系回転子と組み合わせた。試作機を液体窒素浸漬状態
として，PWMインバータで励磁するとともに，定格出力90 kWの永久磁石モータで負荷を印加した。なお，効率マップの取得に際しては，駆動周波数を固定後，電圧を変化させながら負荷試験を繰り返し，所定のトルク値における最大効率とした。
３．実験結果と考察
Fig. 2には，入力線間電圧443 V，周波数35 Hzにおける典型的な負荷試験結果(77 K)を示す。同図に示すように，50kWの定格準同期トルクが実現されており，本研究の設計技
術の完成度を示すことができた。さらに，過負荷を印加してもすべり回転に移行して回転状態を維持できており，64.7 kWの過負荷最大出力を確認することに成功した。なお，最大出力時のトルク値は700 Nmを超えており，非常に大きなトルクを伝達する断熱シャフト技術も実証した。Fig. 3には，回転数1200
rpmの条件において，効率－トルク特性を異なる入力線間電圧に対してプロットした結果である。同図に示すように，効率は負荷トルクおよび入力電圧に依存して変化しており，またト
ルク値に対しては電圧によらず250 Nm程度でピーク値を示している。Fig. 4には，Fig. 3から作成した最大効率マップを示す。特に軽負荷領域では，大きな機械損を含んでいるにも関わらず高効率を示しており，当該損失を除けば限りなく100%に近い値となった。現在は，99%台の効率について，小数点以下の値を精密に得るためのダイナミックレンジの高い計測法を検討中である。詳細は，講演当日に報告する。
謝辞
本研究は，(国研)科学技術振興機構(JST)のプロジェクト“H24 年度戦略的創造研究推進事業 先端的低炭素化技術
開発（ALCA）”「低炭素社会を支える輸送機器用超伝導回転機システム」の一環として実施されたものである。
参考文献
1. T. Nakamura, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., vol.
29, no. 5, 5203005 (2019)
2. T. Nakamura, et al.: Physica C, vol. 578, 13536 (2020)― 80 ―

Fig. 1 Photograph of 50 kW class HTS-ISM.

Fig. 2 Typical load test result (77 K, 443 V, 35 Hz).

Fig. 3 Tested results of input voltage dependence ofefficiency vs. torque curve (rotation speed: 1200 rpm).

Fig. 4 Tested results of maximum efficiency contour.
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-p05

回転機 (2)高温超伝導誘導同期モータの始動特性に与える熱的影響の解析的検討
Analytical study of thermal effect on starting characteristics of high-temperature
superconducting induction/synchronous motor
奥野 誠也，中村 武恒 (京大)
OKUNO Masaya, NAKAMURA Taketsune (Kyoto Univ.)
E-mail: nakamura.taketsune.2a@kyoto-u.ac.jp
１．はじめに
我々は，輸送機器への実用を目指した高温超伝導誘導同期 モ ー タ (High Temperature Superconducting Induction/Synchronous Motor: HTS-ISM)の研究開発を実施している。
高温超伝導モータは，極低温度運転に伴って比熱が小さく熱拡散が速いことから，可変速駆動時や始動時の過渡回転現象に対して示強変数としての温度変化の影響が大きくなると考えられる。
本講演では，50 kW 級全超伝導機を対象として[1]，最も急激な過渡発熱を伴う始動(ゼロ発進)特性について，その熱的影響をマルチフィジックス解析[2]に基づいて検討したので報告する。
２．解析方法
Fig. 1には，検討対象とした50 kW級全超伝導HTS-ISMの外観写真を示す[1]。本モータの試験結果から非線形電圧方
程式を導き，運動方程式および熱等価回路と連成する解析プログラムを用いて始動特性を検討した。
３．解析結果と考察
Fig. 2には，熱解析無しの場合の始動特性 (10 s間で0→1200 rpmにランプ加速)を示す。同図(a)に示すように，熱的影響を考慮しない場合には，始動後20 s経過してもロータバー
電流は臨界電流よりも大きくなっており，即ち磁束フロー状態となっていることから，磁束捕捉が実現しない (すべり回転)。
一方で，同図(b)のように熱的影響を考慮した場合には，瞬間的な温度上昇に伴って臨界電流が低下し(t< 3 s)，その後ロータバー電流が臨界電流未満となって磁束が捕捉されている(同期回転)。Fig. 3には，Fig. 2(b)の時の温度変化を示すが，HTSロータバーの温度が局所的かつ瞬間的に上昇しており，始動のための熱スイッチのような役割を果たしていることが分かった。Fig. 4には回転数変化を示すが，熱的影響を考慮した場合には同期回転が実現されている。以上より，高温超伝導モータの始動特性や過渡回転特性を検討する際には，その熱的影響を考慮する必要性があると考えられる。
謝辞
本研究は，(国研)科学技術振興機構(JST)のプロジェクト“H24 年度戦略的創造研究推進事業 先端的低炭素化技術
開発（ALCA）”「低炭素社会を支える輸送機器用超伝導回転機システム」の一環として実施されたものである。
参考文献
1. T. Nakamura, et al.: Physica C, vol. 578, 13536 (2020)
2. M. Okuno, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, vol. 100,2A-p03 (2020)

Fig. 1 Photograph of 50 kW class fully HTS-ISM [1].

(a) Without thermal effect(b) With thermal effectFig. 2 Multiphysics analysis results of starting characteristics
in 50 kW class fully HTS-ISM.

Fig. 3 Temperature change in the case of Fig. 2 (b).

Fig. 4 Rotation speed change corresponding to Fig. 2.

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-p06

回転機 (2)高温超伝導誘導同期モータにおける低損失かつトルク応答の速い始動法
に関する解析的検討
Analytical study on starting method with low loss and fast torque response in high-temperature
superconducting induction/synchronous motor
松木 健次郎, 中村 武恒, COLLE Alexandre（京大）
MATSUKI Kenjiro, NAKAMURA Taketsune, COLLE Alexandre (Kyoto Univ.)
E-mail: matsuki.kenjiro.47m@st.kyoto-u.ac.jp
１．はじめに
我々は，輸送機器応用を目指した高温超伝導誘導同期モータ(High Temperature Superconducting Induction /Synchronous
Motor: HTS-ISM)の研究開発を推進している[1]。同機は，高効率同期回転や高安定可変速特性，履歴（ヒステリシス）特性など，超伝導材料特有の非線形物理量である臨界電流を効果的に利用した高性能回転特性を実現可能である。一方で，同機の始動では，かご形回転子の HTS 巻線ループの磁気遮蔽を破り，磁束を鎖交させる必要がある。そのため，定常電流を大きく上回る始動電流が要求され，始動に要する時間を可
能な限り短縮する必要がある。車載応用等を志向する上でのトルク応答の観点からも，始動時間短縮は検討すべきである。
本研究では，上記の要請に対して我々の提案した新たなHTS-ISM の始動法[2]に対する，より詳細な検討結果について報告する。
２．提案する始動法と検討方法
本研究で提案する始動法では，Fig. 2に示すように振幅値がパルス状に変化して，運転電圧へと移行するような入力電
圧制御を行う。本手法の検討は，Fig. 1に示す銅固定子を有する20 kW級HTS-ISMの解析モデルを用いて実施した。解析
では，要求負荷10kW(定格出力(20kW)の50%の負荷)，周波数60 Hz，運転電圧80 Vrmsを固定条件として，入力パルス波
形の条件（パルス幅，パルス電圧，パルスの昇降時間）を変化させて始動条件の検討を行った。
３．試験結果と考察
Fig. 3には，パルス電圧 𝑉𝑉� が124 V, 136 Vの時の結果を示す。図に示すように，パルス電圧 𝑉𝑉� が124 Vの際には0.3 sのパルス幅で目標同期速度(1800 rpm)への到達に成功した。パルス電圧 𝑉𝑉� が136 Vの際には，同期速度に達した後に同期外れが発生し，始動に失敗した。また，入力条件のパルス電
圧 𝑉𝑉� とパルス幅に対して始動の可否を調べたところ，Fig. 4に示すように始動可能範囲が存在することが判明した。具体的な解析方法など，詳細は講演当日に報告する。
謝辞
本研究は，(独)科学技術振興機構(JST)のプロジェクト“H24
年度戦略的創造研究推進事業 先端的低炭素化技術開発（ALCA）”「低炭素社会を支える輸送機器用超伝導回転機システム」の一環として実施されたものである。
参考文献
1. T. Nakamura, et al.: IEEE Transactions on Applied
Superconductivity, vol. 25, no. 3 (2015.06) 5202304.
2. K. Matsuki, et al.: 33rd Int. Symp. on Supercond.
(2020.12) abstract submitted.

Fig. 2 Input rms voltage pattern of proposed starting
methodFig. 3 Analytical result of rotational speed in which voltage
pulse has 0.3 s pulse width and 𝑉𝑉� = 124 V, 136 V

Fig. 4 Analytical result of success or fail condition forstarting
Fig. 1 Photograph of 20 kW class BSCCO rotor [1]― 82 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-p07

回転機 (2)輸送機器用高温超伝導誘導同期モータの実用的冷却構造に関する解析的検討
Analytical study on practical cooling structure of high-temperature superconducting
induction/synchronous motors for transportation equipment
COLLE Alexandre, 中村 武恒 (京大)COLLE Alexandre, NAKAMURA Taketsune (Kyoto Univ.)
E-mail: colle.alexandre.2r@kyoto-u.ac.jp
１．はじめに
我々は，輸送機器への実用を目指した高温超伝導誘導同期 モ ー タ (High Temperature Superconducting Induction/Synchronous Motor: HTS-ISM)の研究開発を実施している[1,2]。これまで，JST-ALCA プロジェクトを中心とした活動を通して基盤技術を確立できたことから，今年度より実用を目指した研究開発も並行して行っている。輸送機器用超伝導モータ
では，限られた空間にシステムを実現し，かつ断熱性能に優れた冷却構造ならびに方式の実現が不可欠である。そこで本講演では，これまでの知見に基づいて，固定子固体伝導冷
却でかつ回転子ガス冷却を想定した実用的冷却構造を解析的に検討したので報告する。
２．冷却構造と解析方法
Fig. 1には，被冷却対象の50 kW級全高温超伝導誘導同期モータの外観写真を示す[1,2]。また，Fig. 2には検討対象とした冷却構造を示す。HTS固定子は，冷凍機による固体伝導冷却とし，回転子は固定子－回転子間のギャップを通るガス流による冷却とした。上記モデルについて，2次元CFD(Computational Fluid Dynamics)解析と熱解析を連成し，その冷却特性を検討した。Fig. 3には，CFD解析モデルを示すが，上部から1 g/sのガスを流入し，下部から排出する構造とした。
３．解析結果と考察
Fig. 4には， CFD解析結果の一例を示す。まず回転子が静止している条件(Fig. 4(a))では，流入されたガスは層流となって回転子ギャップ部に導かれており，ギャップ部を通過する
ガス流速は2 m/s程度であった。一方で，回転子が188 rad/s
で回転している条件(Fig. 4(b))では，流入されたガスは上部の空間で渦を作っており，ギャップ部を通過するガス流速は18m/s程度と高くなっていた。そこで，本結果をもとに回転子冷却特性を改善する検討を進めている。熱解析と連成した結果
や，あるいは冷却特性を改善する構造などについては，講演当日に報告する。
謝辞
本研究は，(国研)科学技術振興機構(JST)のプロジェクト“H24 年度戦略的創造研究推進事業 先端的低炭素化技術
開発（ALCA）”「低炭素社会を支える輸送機器用超伝導回転機システム」の一環として実施されたものである。
参考文献
1. T. Nakamura, et al.: Physica C, vol. 578, 13536 (2020)
2. T. Nakamura, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, vol.
100, 2A-p02 (2020)

Fig. 1 Photograph of 50 kW class fully HTS-ISM [1,2].

Fig. 2 Cooling structure of HTS-ISM.

Fig. 3 CFD model.

(a) Case where the rotor is stationary(b) Case where the rotor is rotating (= 188 rad/s)
Fig. 4 CFD analysis results.

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2A-p08

回転機 (2)希土類系超伝導固定子を有する全高温超伝導誘導同期発電機の負荷回転特性
Load rotation characteristics of fully high-temperature superconducting induction/synchronous
generator with rare-earth system superconducting stator
中村 武恒, 松浦 潤, 小笠 卓郎 (京大)
NAKAMURA Taketsune, MATSUURA Jun, OGASA Takuro (Kyoto Univ.)
E-mail: nakamura.taketsune.2a@kyoto-u.ac.jp
１．はじめに
京 都 大 学 で は ， 高 温 超 伝 導 誘 導 同 期 回 転 機 (High
Temperature Superconducting Induction/Synchronous Motor:
HTS-ISM)の発電特性[1]や回生特性[2]に関する研究を実施している。特に低速回転時の発電動作においては，全損失に占める Joule 損失の割合が相対的に大きくなることから，回転子巻線だけでなく固定子巻線も超伝導化して効率改善を検討する必要がある。さらに，例えば電気自動車駆動モータの回生特性も本研究のターゲットに入るが，小形化が重要である当該モータにおいて，許容曲げ径を小さくできる希土類系
HTS 線材を用いた回転機の回生特性を明確にしておくことも重要である。
本講演では，希土類系 HTS 線材を用いた曲げ直径 20 mm程度の固定子巻線を開発し，ビスマス系 HTS かご形回転子と組み合わせた発電試験を実施したので報告する。
２．試作と試験方法
Fig. 1には，試作した希土類系HTS固定子の外観写真を示す。SuperPower社(米国)製の希土類系HTS線材を使用しており，巻線構成としては，3相4極Y結線の集中巻とした。同挿
入図に示すように，巻数12のパンケーキコイルにて毎極毎相巻線(ポリイミド絶縁)を構成したが，最も小さな曲げ直径は20mm未満であった。なお，試作した固定子巻線コイル(12個)の鉄心内臨界電流を測定したところ，91 A～98 A (77 K)であった。上記HTS固定子をビスマス系HTSかご形回転子と組み合
わせ，液体窒素浸漬条件下における全超伝導発電試験を実施した。発電試験に際しては，まず機械入力用モータを専用のPWM（Pulse Width Modulation）インバータで駆動して，所定の回転数で回転させる。その後，試作機を汎用PWMインバータによって上記回転数と同期する周波数によって励磁する。
そして，汎用インバータの励磁周波数を少しずつ下げることによって発電特性を測定した。本研究では定常特性のみを対象としている。Fig. 2には，試料ホルダの外観写真を示す。
３．試験結果と考察
Fig. 3には，発電特性の試験結果例を示す。本結果は，駆動周波数を10 Hz～40 Hz (同期周波数: 300 rpm～1200 rpm)の範囲で変化させ，また励磁電流が10 Aと30 Aの場合について得られた特性である。同図に示すように，安定した全超伝導発電試験に成功した。重要な特性としては，ある閾値となる
機械入力を超えて初めて発電動作が開始され，当該閾値は駆動周波数あるいは励磁電流が大きくなるほど高くなるという傾向を示している。なお，本試験は複数回室温に昇温した後繰り返し実施しているが，HTS固定子巻線の特性劣化などの事象は観測されていない。即ち， 小さな曲げ直径を有する希土類系HTS固定子巻線の可能性が示されたと考えられる。
謝辞
本研究は，科学研究費補助金(基盤研究(B)，17H03218)の支援を受けて実施された。
参考文献
1. T. Nakamura, et al.: TEION KOGAKU, vol. 44, no. 3,
112-119 (2009)
2. T. Karashima, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., vol.
27, no. 4, 5202605 (2017)― 84 ―

Fig. 1 Photograph of rare-earth system HTS stator.

Fig. 2 Photograph of sample holder.

(a) Exciting current: 10 A(b) Exciting current: 30 A
Fig. 3 Tested results of generation characteristics.
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-a01A15 線材内部スズ法構造 Nb3Sn 拡散対への Zn 添加量がNb3Sn 微細組織や超伝導特性に与える影響

The effect of the amount of the Zn to internal tin Nb3Sn diffusion couple on
Nb3Sn microstructure and superconducting characteristics
森田 太郎（上智大学、NIMS）; 谷貝 剛（上智大学）; 伴野 信哉（NIMS）
MORITA Taro (Sophia Univ., NIMS); YAGAI Tsuyoshi (Sophia Univ.); BANNO Nobuya (NIMS)
E-mail: morita0079@eagle.sophia.ac.jp
1．はじめに
Nb3Sn超伝導線材は次世代粒子加速器（FCC）用マグ
ネットの最有力候補の一つであるが、その要求性能はJc> 1500 A/mm2と非常に高く、更なる特性向上が不可欠である。近年の研究では Nb3Sn 線材の超伝導特性は結晶粒径などの微細組織に強く依存しており、Jc向上には
微細組織制御が重要であることが改めて示されている。
NHFML の最新の研究では Nb-Ta 芯に Hf 添加すること
によってNb3Sn結晶粒径が微細化され、大幅にJcが向上することが報告されている [1]。

一方で、我々はこれまでに内部スズ法線材における Cu
母材側に元素添加を行うことで結晶組織を制御し、Jc の向上を試みてきた。Zn は代表的な添加元素一つであり、これまでにカーケンドールボイド生成の抑制、Nb3Sn 層生成促進などの効果があることが明らかになっている [2,3]。その他、Ti は古くから Nb3Sn 線材の Bc2 や Jc を向上させる添加元素として知られており、
特に Cu 母材側に Ti
添加した場合に結晶粒が微細化され、さらに等軸結晶領域が増加することが明らかになっている [4]。
以上のような背景から我々は，Ti と Zn の効果を同時に取り入れるために，Nb/Cu-Ti/Sn-Zn 構造を有した内部
スズ法線材の開発を行った。Zn と Ti の効果によって微細組織が改善され、Jc 特性が向上した。一方で、Zn 添加
量と Nb3Sn 微細組織の関係については詳しく調べられてこなかった。多芯線では加工性、カーケンドールボイド生成など様々な現象が複雑に起こるため、現象の理解が困難である。そこで本研究では、Nb/Cu-Ti/Sn-Zn 構造を有した単純な拡散対試料を作製し、Nb3Sn 生成熱処理後の微細組織と Jc特性の関係について詳しく調べた。
2．実験方法
本研究では（1）Zn 添加試料（S20Z）、（2）Zn 無添
加試料（S0Z）の2 種類の拡散対試料を用意した。S20Z、
S0Z の Sn 芯組成はそれぞれ Sn-20wt%Zn、Sn-0wt%Znである。試料は前駆体作製後にスエージングと冷間引抜加工によって ø0.6 mm まで伸線された。伸線後にまず500˚C/100 時間で Cu/Sn 混合熱処理を行い、その後に
Nb3Sn 生成熱処理として 685˚C/100 時間で熱処理を行った。試料の微細組織観察は FE-SEM、EDX、EBSD を用いて行った。また 10 ~ 18 T の外部印可磁場下において4 端子法によって Ic 測定を行った。Ic の電界基準は
1 µV/cm とした。
3．結果と考察
図 1 に EBSD 分析によって求められた S20Z、S0Z そ
れぞれの Nb3Sn 平均結晶粒径を示す。S20Z の Nb3Sn 平
均結晶粒径は S0Z に比べて小さかった。Zn 添加によって
Nb3Sn 核生成が促進されたために結晶粒が微細化されたと考えられる。図 2 に S20Z、S0Z の Jc-B 特性を示す。
高磁界側では S20Z の特性は S0Z よりも僅かに小さい。
これは S20Z では Sn 芯への Zn 添加によって Sn 量が減
少したことに起因すると考えられる。一方で、低磁界側では S20Z の特性は S0Z と比べて大幅に大きい。S20Z では
Zn 添加によって Nb3Sn 結晶粒が微細化されたために低磁界側の特性が大幅に向上した。その他、Nb3Sn 微細組
織と Jc 特性の相関については当日に発表する予定である。
本研究の一部はJSPS 科研費 JP18K04249の助成を受けたものです。
参考文献
1. S. Balachandran, C. Tarantini, P. Lee et al., SuST(2019)
2. T. Taro, T. Yagai, N. Banno, JALCOM (2020)
3. N. Banno, Y. Miyamoto, and K. Tachikawa Phisica
C (2018)
4. E. Popova, I. Deryagina, and E. G. ValovaZaharevskaya, Cryogenics (2014)

図 1 The correlation between Zn content and theaverage Nb3Sn grain size after 685˚C/100 h heat
treatment

図 2 Layer Jc vs B characteristic for S20Z and S0Z.

― 85 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-a02

A15 線材

Mo 添加 Nb3Sn 超伝導線材の Sn 拡散挙動
Sn diffusion behavior of Mo-added Nb3Sn superconducting wire
肥村 康治，永澤 諒紀，小黒 英俊 (東海大)
HIMURA Koji, NAGASAWA Masaki, OGURO Hidetoshi (Tokai Univ.)
E-mail： 9bajm038@mail.u-tokai.ac.jp
1. はじめに
Nb3Sn 超伝導線材は、実用超伝導線材として 10 T 以上の超伝導マグネットに利用されている。この Nb3Sn は、わずかなひずみでも超伝導特性が劣化してしまう性質を持っている[1]。ところで、Nb3Sn への第 3 元素添加によって、その超伝導特性が大きく変わる事が知られている[2]。このことは、第 3元素添加によって Nb3Sn 線材の超伝導特性に与えるひずみ
効果を変える事ができる可能性を示唆している。
本研究では、Nb3Sn 線材への第 3 元素添加によるひずみ効果の緩和と、第 3 元素の添加効果のメカニズム解明を目的とし、Nb3Sn 線材の作製と超伝導特性の評価、および、
Nb3Sn 線材断面の組織観察を行った。本報告では、Mo を添加した Nb3Sn 線材を作製し、作製条件の異なる試料を比較した結果を報告する。
2. 実験方法
Nb3Sn 線材は、Powder in tube 法を用いて作製した。一方に蓋をした外径 8 mm、内径 5 mm の銅管に、外径 5 mm、
内径 4 mm の Nb 管を挿入した。Sn と Cu と Mo の混合粉末
を Nb 管に詰めた。Sn の量を Cu の mol 数に対し、Sn : Cu =0.91 : 99.09 とした。これは、Cu-Sn の化合物を作らないよう、
Cu に対する Sn 固溶限度を超えないように作製する狙いがある。本研究では添加する第 3 元素を Mo とし、Mo は Sn の
mol 数に対して 0.5mol%、1.0mol%、5.0mol%として加えた。作
製した線材は 800℃ x 100 h の熱処理を行なった。
添加元素の状態を調べるため、作製した線材に対して電子線マイクロアナライザ（EPMA）を用いて、線材断面の組成分析を行った。線材の断面は、Fig. 1 のように単芯線材としている。
3. 結果と考察
Fig. 2 に、熱処理をした無添加の Nb3Sn 線材と、Mo を
0.5mol%、1.0mol%、5.0mol%添加した Nb3Sn 線材の、後方散乱電子像を示した。この画像から、Nb3Sn の生成量を評価す
ると、無添加は Nb3Sn の肉厚の平均が約 36 m、Mo0.5mol%
添加は Nb3Sn の肉厚の平均が約 30 m、Mo1.0mol%添加はNb3Sn の肉厚の平均が約 10 m、Mo5.0mol%添加は Nb3Snの肉厚の平均が約 28 m 程度観察できた。この結果から、
Mo を添加すると、Nb3Sn の生成量が減少するが、濃度によって生成に対する効果が変化することが分かった。
Fig. 3 に、Fig. 2 で示した Mo を 0.5mol%、1.0mol%、
5.0mol%添加した Nb3Sn 線材中の Mo 分布を示した。0.5mol%
は添加量が少なく、ノイズもみられるため正確な分布はわからなかったが、1.0mol%と 5.0mol%が局所的に析出しているよ
うに見える。Cu-Mo の状態図より、Cu と Mo は 800ºC 以下では反応せず、Mo と Sn も反応が見られないことから、Mo 単体
が局所的に析出し、Nb3Sn に取り込まれていない可能性があることがわかった。
謝辞
本研究は、高度物性評価施設の支援を受け、実施したものである。また、核融合科学研究所一般共同研究(NIFS19KECF027)の支援を受けた。
参考文献
1. E. W. Ekin, Cryogenics, Vol. 20 (1980) 611-624
2. M. Suenaga et al., J. Appl. Phys., Vol. 59 (1986) 840-853

Fig. 1 Cross sectional view of Nb3Sn wires.

Fig. 2 Back-scattered electron image of the crosssection of binary, 0.5mol%Mo doped, 1.0mol%Mo
doped and 5.0mol%Mo doped Nb3Sn wires.

Fig. 3 Mo distribution of Nb3Sn wires with 0.5mol%Mo,
1.0mol%Mo and 5.0mol%Mo addition.

― 86 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-a03

A15 線材

Nb-Ta-Hf/Cu-Sn 拡散反応における Nb3Sn 結晶粒微細化メカニズムに関する基礎的研究
Fundamental study on the mechanism of Nb3Sn grain refinementin Nb-Ta-Hf/Cu-Sn diffusion reaction
伴野信哉（物材機構）; 森田太郎（上智大, 物材機構）; 谷貝剛（上智大）
BANNO Nobuya (NIMS); MORITA Taro (Sophia Univ., NIMS); YAGAI Tsuyoshi (Sophia Univ.)
E-mail: banno.nobuya@nims.go.jp
1．緒言
Nb3Sn の主要な磁束ピンニングセンターは結晶粒界であ本研究の一部はJSPS 科研費JP18K04249 の助成を受けたものです。

り、Nb3Sn 結晶粒の微細化に関する研究が現在活発化している。中でも Nb-Ta-Hf 母材芯を用いた方法は、Nb 芯の微量内部酸化なしに Nb3Sn 結晶粒径を微細化でき、既存の伸線工程への適用性の点から注目を集めている。しかしな
がら結晶粒微細化のメカニズムは明らかにされていない。
本研究では、あらかじめ Nb-Ta-Hf 母材芯を組織制御させてから Nb3Sn 層を生成する手法により、Nb3Sn 層の結晶組織に与える Nb-Ta-Hf 母材芯の結晶組織の影響を、SEM、
EBSD 等を用いて調べた。これにより、結晶粒微細化メカニズムに関わる興味深い結果を得たので報告したい。
2．実験方法
アーク溶解により作製した Nb-4at%Ta-1at%Hf 合金をス
エージングおよび平ロールで、幅 3.35mm、厚さ 0.2mm のテープに加工した。このテープ材に 800℃から 1200℃の焼鈍を施し、各試料の EBSD マップを測定した。合わせてFig.1. Diagram for sample preparation procedure to examine theinfluence of Nb-Ta-Hf microstructure on Nb3Sn grain morphology.

ビッカース硬さの温度依存性も測定し、Nb-Ta-Hf の回復、再結晶、粒成長温度を明らかにした。
次に、一つのサンプルに、1200℃×3h の焼鈍を施した
後、未熱処理のテープ材と 1200℃焼鈍のテープ材に Cu お
よび Sn 電気メッキを施した。Cu および Sn メッキ層の厚さはそれぞれ約 10μm、20μm であり、Cu、Sn 原子量比はそれぞれ約 50at%、50at%である。その後、550℃×50h＋685℃
×100h の熱処理を施し、Nb-Ta-Hf 界面に Nb3Sn 層を生成させ、破断面を SEM により観察した。試料作製手順を Fig.
1 に示す。
3．実験結果と考察
Fig. 2 に、EBSD 解析により測定された Nb-4at%Ta-1at%Hf
組織の焼鈍温度依存性を示す。ビッカース硬さは約 800℃

Fig.2. EBSD orientation maps and pole figures of Nb-4Ta-1Hf withrespect to annealing temperature.

付近から減少を始めており、1000℃で最小となった後、そのまま低い値を示す。EBSD の結果と合わせると、Nb-TaHf の回復は約 750℃付近から開始され、850℃付近から再結晶を始め、1000℃付近から粒成長を起こすことが示唆される。
Fig. 3 は、加工まま材の Nb-Ta-Hf および 1200℃で粒成長させた Nb-Ta-Hf テープ基板上に、Nb3Sn 層を生成させたときのそれぞれの Nb3Sn 結晶組織を比較したものである。1200℃
で粒成長させた Nb-Ta-Hf テープ基板上に Nb3Sn 層を生成させた場合に、Nb3Sn 結晶組織が粗大化し、Hf 添加の効果がFig.3. Nb3Sn grain morphology (a) formed on as-rolled Nb-Ta-Hf tapeand (b) formed on Nb-Ta-Hf tape heat-treated at 1200ºC x 3h (grain
growth temperature). The Nb3Sn microstructure strongly depends on
the Nb-Ta-Hf tape microstructure.

消失することがわかった。

― 87 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-a04

A15 線材

強磁場応用を目指した CuNb 補強 Nb3Sn 導体の高強度化

Strengthening CuNb reinforced Nb3Sn conductors for high field application
淡路 智、鈴木 匠（東北大金研）；小黒英俊（東海大）；杉本昌弘、浅見大亮、福島弘之、坪内宏和（古河電工）
AWAJI Satoshi, SUZUKI Takumi (Tohoku Univ.); OGURO Hidetoshi (Tokai Univ.); SUGIMOTO Masahiro,
ASAMI Daisuke, FUKUSHIMA Hiroyuki, TSUBOUCHI Hirokazu (Furukawa co ltd.)
E-mail: awaji@imr.tohoku.ac.jp
1．はじめに
強磁場超伝導マグネット開発において、用いる超伝導線材の磁場中臨界電流とともに、巨大な電磁力に耐えうる機械特性の向上が重要である。特に大口径超伝導マグ
ネットに用いられる Nb3Sn 線材は、機械的に脆く補強が重要となる。我々は強磁場無冷媒超伝導マグネット開発の一環として、250 MPa の高電磁力下で用いることのできる高強度 Nb3Sn 素線及び導体の開発に成功した[1]。これを用いた 25T 無冷媒超伝導マグネット(25T-CSM)では、事前曲げ(pre-bend)を用いて臨界電流と機械特性を向上させた CuNb 補強 Nb3Sn コイルを、250MPa の大電磁力下で３年以上の安定運転を継続して行い、その有効性を実証している[2, 3]。現在は、2020 年度文部科学省ロードマップに採択された強磁場コラボラトリー計画において、33T 無冷媒超伝導マグネット開発を計画している[4]。これには、
これまで以上の Nb3Sn 導体の高強度化が必要であり、300MPa で利用可能な高強度 Nb3Sn 素線及びラザフォー
ド導体の開発を行って来た。本報告では、さらなる高強度化を行った CuNb 補強 Nb3Sn 線材について、臨界電流特性及びその引っ張り応力特性について報告する。
2．高強度 CuNb/Nb3Sn 線材の高強度化
33T 無冷媒超伝導マグネットでは、大口径のため臨界電流よりも応力によりコイル性能が制限されるため、高強度化に重点を置いた線材設計とした。表１に今回作製し今回は、た CuNb/Nb3Sn と 25T-CSM 用線材の比較を示す。
高強度化のため CuNb の Nb 量を増やすとともに、CuNbの体積分率も増加させた。これにより高度の向上を行った。
一方で、ブロンズの Sn 濃度を向上させるととともに、熱処理の条件を変更して non-Cu Jc の向上を行った。これ
らにより線材の Ic の低下を抑えて高強度化を行うことを狙った。また、25T-CSM と同様、熱処理後に繰り返し曲
げ（事前曲げ(Pre-bend)）を行い、臨界電流と機械特性の向上を行った。

よる長手方向の残留ひずみ緩和の影響である[5]。また、
３次元ひずみの緩和によりピークの Ic 自身も向上している[6]。25T-CSM 用素線と比較すると、応力特性が大きく改善している。一方で、超伝導部分の体積（non-Cu）が約20 %減少したにも関わらず Ic の低下が小さい。これは、高 Sn ブロンズと熱処理の改善によるものである。これらのことから、
新しく開発した高強度 Nb3Sn 線材が 300 MPaの高電磁力下で利用できることが分かる。
4．まとめ
現 在 250 MPa の 電 磁 力 下 で 利 用 し て い る 高 強 度
CuNb/Nb3Sn のさらなる高強度化を行った。CuNb の高強度化と増量、ブロンズの Sn 濃度の向上と熱処理に見直し
により、Ic の低下なく高強度が可能となり、目標である
300 MPa 対応の高強度 Nb3Sn 線材の開発に成功した。今後は、ラザフォード導体化及びコイル試験を実施する予
定である。
参考文献
1. M. Sugimoto et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., 25(2015) 6000605.
2. H. Oguro et al.: Supercond. Sci. Technol. 29 (2016)
084004.
3. S. Awaji et al.: Supercond. Sci. Technol. 30 (2017)065001.
4. https://www.mext.go.jp/b_menu/shingi/gijyutu/gijyutu4/toushin/1388523_00001.htm
5. S. Awaji et al.: Supercond. Sci. Technol. vol. 16 (2003)
733.
6. H. Oguro et al.: J. Appl. Phys., 101 (2007) 103913.

3．実験結果図１に作製した線材の臨界電流の応力特性を示す。Ic は
事前曲げを加えることで大きく向上し、ピークとなる応力は低応力側へのシフトが見られる。これは、事前曲げにTable 1 Specification of CuNb/Nb3Sn
Wire-ID

This work

Wire size
Cu / Cu-Nb / non-Cu

25T-CSMf0.8 mm

20 / 45 / 35

20 / 35 / 45

Nb vol% in Cu-Nb

30%

20%

Tin diffusion barrier

Ta/Nb
Cu-15.7wt%Sn0.3wt%Ti
3.2 µm
575°C×100 h +670°C×50 h

Ta
Cu-14.0wt%Sn0.2wt%Ti
3.3 µmBronzeFilament diameter
Heat treatment

670˚C x 96 h

Fig.1 Stress dependence of Ic (a) and normalized Ic (b)for CuNb/Nb3Sn― 88 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-a05

A15 線材

伝導冷却超電導応用機器に向けた柔軟性極細
Nb3Al 超電導線材の臨界特性測定
Measurement of the critical properties of very small diameter and flexible Nb3Al wires for the
conduction-cooled superconducting applications
木村 諒，福田 響,井上 良太,植田 浩史,金 錫範（岡山大）；菊池 章弘,飯嶋 安男（NIMS）
KIMURA Ryo， HUKUDA Hibiki, INOUE Ryota, UEDA Hiroshi, KIM SeokBeom (Okayama University) ;KIKUCHI Akihiro IJIMA Yasuo (NIMS)
E-mail: kim@ec.okayama-u.ac.jp

0.000

Nb3Al

67m diameter-0.001-0.002M(emu)

2．試料線材と実験方法
本研究では，素線の直径が 67 m と 81 m の Nb3Al 単線
線材と，それぞれ単線線材を７本撚線にした試料を用いた．
試料線材を取付けたサンプルホルダの写真を Fig.1 に示す．
冷却装置には 4 K 級の GM 冷凍機が装着されており，超電導マグネットの中にサンプルホルダを挿入させるため，L 字型で作製されている．試料線材は，伝導冷却装置の先端部にあるサンプルホルダに取付けており，絶縁体で極低温でも熱伝導性が優れた窒化アルミニウムブロックを挟んで電流リード用の銅ブロックに電気的に接続されている．また，臨界電流測
定時に試料線材がジュール発熱で断線することを防ぐために，
試料線材は直径 1 mm の銅線にはんだ付けしており，温度計
は試料線材に直接取付けた．

Fig.1 Photograph of sample holder and sample wire to measure
the Tc and Ic using conduction cooling.

Nb-0.003-0.00481m diameter-0.005-0.006

4

6

8

10

12

14

Temperature (K)

16

18

20

Fig.2 The measured Tc curves of 7 stranded Nb3Al wires by
SQUID, and the diameter of each single wire is 67 µm
and 81 µm.

3．実験結果・考察
線径 67 µm と 81 µm の Nb3Al 単線を 7 本撚線にした Nb3Al
線材について磁化法（SQUID）により測定した臨界温度の測定結果を Fig.2 に示す．超電導転移温度はそれぞれ 15.3 Kと 15.5 K であり，線径の違いによる臨界温度の差はほとんど見られない．また，伝導冷却装置を用いて測定した単線線径が 81 µm の７本撚線 Nb3Al 線材の臨界温度測定結果を Fig.3に示す．Fig.3 は，伝導冷却装置による冷却過程と昇温過程
で試料線材の臨界温度を測定したものであり、臨界温度は両方とも 15.4 K であった．Fig.2 と Fig.3 の結果より，磁化法と伝導冷却装置での臨界温度がほぼ同じであったため，本研究で用いた伝導冷却装置を用いて開発する Nb3Al 線材の臨界特性が正確に評価できると判断している。そして，試料線材の臨界電流測定結果等については当日報告する．

― 89 ―

2.0
1.5
V (V)

1．はじめに
Nb3Sn や Nb3Al などの A15 型化合物超電導線材の臨界温度は，約 18.3 K と NbTi より高く，冷凍機による伝導冷却での運転が有望である．しかしながら、Nb3Sn より耐ひずみ特性に優れた Nb3Al は，線材加工方法が難しく，未だ実用化に至っていないのが現状である．そこで，国立研究開発法人物質・材料研究機構の研究グループは，Nb3Al 線の極細化を図ることでリアクト＆ワインド法が使用可能な Nb3Al 線材の研究開発を行っている．そこで，我々は，開発中の極細 Nb3Al 線材を用いて液体ヘリウムを使用しない冷凍機伝導冷却方式による超電導コイルの開発を目指した研究を行っている．本研
究では，開発中の極細 Nb3Al 線材の臨界温度や臨界電流な
どの臨界特性について GM 冷凍機を用いた伝導冷却装置とSQUID を用いた磁化法などで検討したので，その結果について報告する．

1.0
warm upcool down

0.5
0.0

14.6 14.8 15.0 15.2 15.4 15.6 15.8 16.0
sample temperature (K)Fig.3 The measured Tc curves of 7 stranded Nb3Al wire
(diameter of single wire is 81 µm) during warm up andcooldown process.
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-a06

A15 線材

超極細 Nb3Al 単芯線及び撚線
The ultra-fine Nb3Al monofilament strands and round cables
菊池 章弘, 飯嶋 安男, 平田 和人, 二森 茂樹, 西島 元, 北口 仁, 瀧川 博幸, 土谷 悦子 （NIMS）； 山本 優, 河野 雅俊,木村 基良（明興双葉）; 今仁 順也, 永松 純, 大坪 正人 （由紀精密）; 一瀬 中 （電中研）; 大内 徳人, 有本 靖, 王 旭東, 宗 占國, 土屋 清澄,
青木 和之, 川井 正徳 （KEK）； 金 錫範, 植田 浩史, 井上 良太 （岡山大）； 木原 工 （東北大）； 中村 武恒 （京大）
KIKUCHI Akihiro，IIJIMA Yasuo, HIRATA Kazuto, NIMORI Shigeki, NISHIJIMA Gen, KITAGUCHI Hitoshi, TAKIGAWA Hiroyuki,
TSUCHIYA Etsuko (NIMS) ; YAMAMOTO Masaru, KAWANO Masatoshi, KIMURA Motoyoshi (Meiko Futaba, Co., Ltd.) ; IMANI Junya,
NAGAMATSU Jun, OTSUBO Masato (Yuki Precision, Co., Ltd.) ; ICHINOSE Ataru (CRIEPI) ; OUCHI Norihito, ARIMOTO Yasushi,
Wang Xudong, ZONG Zanguo, TSUCHIYA Kiyosumni, AOKI Kazunori, KAWAI Masanori (KEK) ; KIM SeokBeom, UEDA Hiroshi,
INOUE Ryota (Okayama University) ; KIHARA Takumi (Tohoku University) ; NAKAMURA Taketsune (Kyoto University)
E-mail: KIKUCHI.Akihiro@nims.go.jp
1．はじめに
実用 Nb-Ti 合金線は、上部臨界磁場の制約から 4.2 K では 10T 程度の磁場までしか発生させることができない。このため、臨界磁場の高い Nb3Sn や Nb3Al といった A15 型化合物
超伝導線を用いる必要があるが、Nb-Ti 合金とは大きく異なる
固く脆い機械的性質のために、まずは複数の純金属あるいは合金を複合加工した前駆体線材を作成し、その後の反応熱処理（650-850℃程度）で超伝導相を生成させる。Fig. 1 は米
国 NIST の Ekin により報告された有名な図であるが、これによると、熱処理後の超伝導線の超伝導特性が歪に対して極めて敏感であり、Nb3Sn では 0.15 %程度から、Nb3Al では 0.4%程
度から超伝導特性の劣化がはじまる。このため、熱処理後の線材が許容できる変形は小さく、一般的に用いられる外径1.0mm 径程度の超伝導線では、熱処理後にコイル状に巻く
加工は極めて困難である。それ故に、線材に、まずはガラスやアルミナ等の高温に耐える素材の絶縁を施して、コイルに巻いた状態で熱処理を行っている（Wind & React 法）が、精密磁場実現のための寸法精度の管理が容易でないとともに、熱処理による絶縁破壊の発生といった問題が避けられない。
もし、熱処理を行ってからコイルに巻くこと（React & Wind 法）ができれば、巻線精度を確保しやすく、絶縁材料も NbTi 線の場合と同様に幅広い材料から選択できる。また、コイル製作の歩留まりも向上し、製造コストの大幅な抑制も期待できる。固く脆い金属間化合物の高磁場用超伝導線材に NbTi 線と同様なハンドリングを保たせようとすることが我々の取り組みである。

2．超極細 Nb3Al 単芯線のデモンストレーション
NIMS では Nb3Al 線のためのジェリーロール法ビレットをインハウス製造している。外径 0.6mm まで伸線加工（無焼鈍）し、その後に明興双葉で外径 0.05mm まで伸線加工する。さらにその一部は外径 0.03mm までの加工に成功した。人の頭髪（外径 80-100 ミクロン）と比較した写真が Fig. 2 であり、断面写真が Fig. 3（左は横断面、右は縦断面）である。右図をみると、線材の長手方向にニオブ箔とアルミ箔が竹の繊維状に細かく複合されていることがわかる。この 0.03mm の線材を 850℃
で 10h 熱処理するとニオブ箔とアルミ箔が反応して Nb3Al が生成され、約 15.5K の臨界温度を示す。現在のところ、この線
が、安定化銅がきちんと付与されて実用的な断面と一定の長さをもつ、世界で最細の Nb3Al 超伝導線であろう。Fig. 4 は、
曲げひずみと曲げ半径の関係を線材外径ごとに比較したものである。Ekin の結果に従えば、今回の外径 0.05mm の Nb3Al
線材は、半径 6.0mm の小さな円弧に曲げても特性劣化はな
いと期待できる。一方、Nb3Sn 線材を同様に曲げるには、線材
外径を 0.02mm 以下にしなければならない。今後、Nb3Al だけ
でなく、Nb3Sn や MgB2 等の他の化合物系線材についても超極細化に取り組む。
3．様々な応用開拓の期待
我々が提案する化合物超伝導線の超極細化は、これまでの高磁場磁石応用に新風を吹き込む他、極小径コイルや複雑な磁場空間をアレンジできるコイル、熱侵入が極少の高磁場リード線など新規応用の開拓にもつながることが期待される。

Fig. 3Fig. 1

Strain effects on A15 typed superconductors.

Fig. 2Comparison of Nb/Al wire and a human hair.

Fig. 4― 90 ―

Cross-sections of 30 microns Nb/Al wire.

Relationship between bending strain and radius.
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-p01

MRI・NMR

MRI 用高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発（Ⅳ-1）～ 1/2 サイズアクティブシールド型３Ｔマグネットの開発 ～Development of HTS high stable magnetic field magnet system for MRI (Ⅳ-1)–Development status of a half-size 3T REBCO magnet 服部 泰佑，三浦 英明，殿岡 俊，松田 哲也，江口 諒，森田 友輔，大竹 俊輔，井上 達也，田邉 肇，佐藤 伸治（三菱電機）
HATTORI Taisuke, MIURA Hideaki, TONOOKA Shun, MATSUDA Tetsuya, EGUCHI Ryo, MORITA Yusuke, OTAKE Shunsuke,
INOUE Tatsuya, TANABE Hajime, SATO Shinji (Mitsubishi Electric Corp.)
E-mail: Hattori.Taisuke@ab.MitsubishiElectric.co.jp
１．はじめに液体ヘリウムレスの医療用 MRI 超電導マグネットを実用化するための研究開発を平成28 年度より NEDO プロジェクトとして実施してきた [1 - 3]。 近年の He 価格の高騰を受けた、液体ヘリウムレスのMRI 需要の高まりを背景に、高温超電導線材を用いることで、小型・軽量化を可能にしつつ、高磁場での MRI 実現を目指した開発を行っている。2020 年度は、これまでも報告してきた 1/2 サイズア
クティブシールド型 3T マグネットの開発を進めると同時に、小型・軽量の全身撮影用3T 高温超電導マグネットの開発に必要となる最大経験磁場 7T を実証するための高磁場高電流密度コイルの試作を進めている。 本発表では 1/2 サイズアクティブシールド型３T マ
グネットの開発進展について報告する。
２．1/2 サイズアクティブシールド型マグネットについて
これまでに 1/2 サイズアクティブシールド型 3T マグネットの設計、製作を実施し、開発状況を報告してきた [4 - 7]。 製作したマグネットの設計諸元を Table. 1 に示す。主に磁場を発生するメインコイル
は、センター・ミドル・サイドの３対から形成されており、その外側に
漏れ磁場低減のためのアクティブシールドコイル１対が配備される。
これらのコイル群は、シングルパンケーキコイル総数 220 からなっている。コイル寸法は、内直径 560mm、外直径 1200mm、軸長980mm の設計であり、定格中心磁場が 2.9 T、最大経験磁場が 4.2
T となる。使用した超電導線材は、4mm 幅の銅メッキ REBCO 線で、総線材長は約70km に達する。 なお、磁場均一度を出すためパン
ケーキコイルの巻線精度は径方向 0.1mm 以下、コイル組立精度
0.5mm 以下で製作を行った。
Table.1 Specifications of the half-scale 3T magnet

３．現在の開発状況について
これまでの発表でマグネットを製作し、初期冷却を試みたことを報告してきた [6, 7]。本マグネットの冷却に関しては、冷却経路の最適化を行う熱スイッチを用いている。これにより、初期冷却にかかる時間が約19日となるまで短縮できることを確認した。しかし、冷却後の初期励磁において、一部コイルで抵抗が発現したため、抵抗の要因特定・改善のために各コイル群に分解した。分解後、液体窒素を用いた各コイル群の健全性試験を行い、抵抗が出現した
コイル間接続部の改修を実施した。改修後に再度マグネット組立を実施し、再度の冷却・励磁試験を行った。
４．超電導特性の劣化について
高温超電導線を用いた 1/2 サイズ 3T アクティブマグネットの製作において、超電導特性の劣化が大きな課題となっている。第一に、各コイル製作における健全コイルの歩留まりが 82 % 程度にとどまっていることがあげられる [8]。これまでに、出現する抵抗の大きさから、劣化長の見積もりや、磁気像の取得などから検討を進めてきた。今回、小型の 7T 検証コイルの製作も行い、その健全性試
験において歩留まりの確認を行ったため、その比較検討を進めている。また、劣化について第二の課題として、各コイルを接続し、マグネットを製作する段階における、接続部があげられる [7]。接続箇所に働くせん断応力を低減すべく、各コイル間の接続方法を検討してきた。
５．まとめ
発表当日は、1/2 サイズアクティブシールド型マグネット開発状
況を報告するとともに、現状見られているマグネットの劣化状況について整理し、超電導特性の劣化要因について、現在進めている検討を報告する。
謝辞
本研究は、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「高温超電導実用化促進技術開発」のうち「高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発」により助成を受け実施したものである。
参考文献
1.S. Yokoyama, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 94 (2017) p.76.
2.S. Yokoyama, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 96 (2018) p.1.
3.S. Yokoyama, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 98 (2019) p.131.
4.S. Yokoyama, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 97 (2018) p.90.
5.H. Miura, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 98 (2019) p.132.
6.S. Yokoyama, et al.: IEEE trans. Appl. Supercond., vol. 30 (2020)
4400904.
7.H. Miura, et al.: Abstracts of 10th ACASC Conference, 7A1-3 (2020) p.
66.
8.H. Miura, et al.: J. Phys: Conf. Ser. 1559 (2020) 012125.

― 91 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-p02

MRI・NMR

MRI 用高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発（IV-2）～高磁場高電流密度コイルの開発～
Development of HTS high stable magnetic field magnet system for MRI (IV-2)-Development status of a high-field and high-current-density REBCO coil三浦 英明，服部 泰佑，殿岡 俊，松田 哲也，江口 諒，森田 友輔，
大竹 俊輔，井上 達也，田邉 肇，佐藤 伸治（三菱電機）
MIURA Hideaki， HATTORI Taisuke， TONOOKA Shun， MATSUDA Tetsuya，EGUCHI Ryo， MORITA Yusuke，
OTAKE Shunsuke， INOUE Tatsuya， TANABE Hajime， SATO Shinji (Mitsubishi Electric Corp.)
E-mail: Miura.Hideaki@dx.MitsubishiElectric.co.jp
1．はじめに
我々は NEDO プロジェクトにて、高温超電導体（HTS：High
Temperature Superconductor）を応用し、液体ヘリウムレスかつ小型・軽量の全身撮影用 MRI 超電導マグネットを実用化するための研究開発を実施している[1]。開発ターゲットは、現行
1.5T-低温超電導（LTS：Low Temperature Superconductor）マ
グネットと同等の重量で、中心磁場 3T を生成できる HTS マグ
ネットである。この HTS マグネットを実現するためには、現行
1.5T-LTS マグネットと比較して、コイル部の電流密度の向上と、高磁場中の通電性能の向上が必要である。要求されるコイル
電流密度は 200A/mm2 以上、線材の最大経験磁場は約 7T であることから、これらの条件における HTS コイルの振る舞いを検証するため、高磁場高電流密度コイルを開発している。本報では、高磁場高電流密度コイルの設計方針および検討状
況について報告する。

4．まとめ
小型・軽量の全身撮影用 3T-高温超電導マグネットの実現に向け、コイル電流密度 200A/mm2 以上、最大経験磁場 7Tの高磁場高電流密度コイルを設計し、製作している。発表にて詳細を報告する。
謝辞
本研究は、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「高温超電導実用化促進技術開発」のうち「高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発」により助成を受け実施したものである。
Table 1 Specifications of a high-field and high-current-density
coil

2

Current density of a coil2．高磁場高電流密度コイルの設計
NEDO プロジェクトにて製作した 1/2 サイズアクティブシー
ルド型 3T マグネットは、人工ピン未導入かつ基板厚 75m のREBCO 線材を用いて製作し、定格運転時のコイル電流密度は 120A/mm2、最大経験磁場は 4.2T であった[1]。今回の高磁場高電流密度コイルには、従来のマグネットよりも高い電流密度を実現するために基板厚が 50m に薄肉化され、高磁場中での臨界電流特性を向上できる人工ピンが導入された銅メ
ッキ REBCO 線材を適用した。
設計した高磁場高電流密度コイルの諸元を Table 1 に示す。
本コイルは、シングルパンケーキコイルを 24 枚積層した構造であり、最大経験磁場を 7T としたときのコイル電流密度は250A/mm2 となる（この状態を定格運転とする）。
コイル形状や線材諸元は異なるが、軸方向圧縮応力が100MPa 以上で不可逆な超電導特性の劣化が確認されている[2]。高磁場高電流密度コイルの定格運転時の軸方向圧縮応力を計算したところ、最大 17MPa であり、不可逆な超電導特性の劣化は生じないと考えられる。
冷却は小型冷凍機を用いた伝導冷却を予定している。運転温度 30K における、線材の臨界電流に対する定格電流の割合は 80%以下であり、30K で運転可能な設計である。
3．高磁場高電流密度コイルの試作製作したシングルパンケーキコイルの外観を Fig.1 に示す。
ハンドリングをしやすくするため、シングルパンケーキコイルごとに樹脂による真空含浸を施した。REBCO 線材には、絶縁フ
ィルムを 2 層巻き、うち 1 層には冷却時の熱応力対策として、樹脂との接着性に乏しいフッ素コーティングが施された絶縁フ
ィルムを用いた。
今後、製作した全シングルパンケーキコイルの超電導特性を液体窒素中で評価することで、異常コイルのスクリーニングを行い、その後積層作業を実施する予定である。

REBCO(with artificial pinning)

Wire

250 A/mm

Operating current

170 A

Center magnetic field

5.8 T

Maximum experience magnetic field

7.0 T

Inductance

3.6 H

Inner diameter of a coil

130 mmOuter diameter of a coil

210 mmThe number of coils

24 single-pancake coils

Total wire length

3.0 kmFig. 1 Appearance of a single-pancake coil for a high-field andhigh-current-density coil
参考文献
1. S. Yokoyama, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, vol. 97(2018) p.90
2. Y. Nagasaki, et al.: Applied Superconductivity Conference,
Wk1MPo1D-07, 2020

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-p03

MRI・NMR

MRI 用高温超電導コイルの再励磁時における磁場安定化に適した励磁方法
Excitation method for highly stabilized magnetic fieldin re-magnetization of HTS coil for MRI
西山 花名子，旦尾 一樹，長崎 陽，津田 理 （東北大学）；三浦 英明 (三菱電機)
NISHIYAMA Kanako，ASAO Kazuki，NAGASAKI Yoh，TSUDA Makoto (Tohoku Univ)；
MIURA Hideaki (Mitsubishi Electric Corp)
Email: kanako.nishiyama.t7@dc.tohoku.ac.jp
で冷却した時に再励磁時間が最小となった。

1．はじめに現在，液体窒素での運用が可能な高温超電導（HTS）コイ

謝辞

ルの MRI への適用が期待されている。しかし，HTS コイルに本研究は，国立研究開発法人新エネルギー・産業技術総通電すると，遮蔽電流の影響によりコイルの磁場が時間変動

合開発機構(NEDO)「高温超電導実用化促進技術/高温超するため，MRI の高解像度撮像には，コイルの磁場変動を抑電導高安定磁場マグネットシステム技術開発（コイル開発）」

制する必要がある。先行研究では，この磁場変動抑制手法とにより委託・支援を受け実施したものである。
Table. 1 Specifications of HTS coils.

して，繰り返しオーバーシュート法（OS 法）と高温励磁法（HTM 法）の併用が有効であることを確認した[1]。しかしながら，先行研究ではコイルの初回励磁時のみを検討していたのに対し，実際の MRI 運用では，コイルの消磁と再励磁を行う必要があり，再励磁時には高温励磁法を適用する際に長時間かかるという問題がある。そこで，本研究では，HTS コイルの再励磁時における，高温励磁法の適用に必要な時間を減少させるために，適切な励磁方法を確立することを目的に検
討した。
2．実験
Table. 1 に，本実験に使用した積層型 2T HTS マグネットの諸元を示す。実験に使用した HTS マグネットは，5 種類 10 個のダブルパンケーキコイルで構成されており，NMR プローブを用いてマグネットの中心磁場を測定した。
まず，繰り返し OS 法と HTM 法の併用法を用いて初回励磁を行い，マグネット電流をゼロにした。次に，再励磁時の HTM

Fig. 1 Current and temperature waveforms at overshoot method+ high temperature excitation method.

法において，磁場変動抑制可能な最小な温度変化量を明らかにするために，Fig. 1 に示すような方法でマグネットを励磁した。まず，マグネットを 20 K から∆T(K)だけ昇温してから繰り返
し OS 法により磁場変動率𝜀𝜀������ を 5，10，15 ppm/h. まで抑制し，マグネット温度を 20 K まで冷却してからマグネット中心部の磁場変動率を測定した。その結果を Fig. 2 に示す。
𝜀𝜀������ � 5ppm/h.の場合に1 ppm/h.を実現するには∆T � 5とする必要があるのに対して，𝜀𝜀������ � 5ppm/h.の場合は∆T � � で1 ppm/h. を達成できることがわかった。また，OS

Fig. 2 Dependence of temperature change on magnetic field法では，𝜀𝜀������ を小さくするにつれて磁場変動率の測定時間

fluctuation rate after applying HTM method.

が指数関数的に増加するのに対して，HTM 法では，温度変化量が増えるにつれて，マグネットの昇降温に要する時間が

参考文献

指数関数的に増加することが確認された。併用法全体に要す[1] Yoh Nagasaki, et al.: Influence of Preexcitation, Highる時間を考えると，今回の実験に使用した HTS マグネットでは，

Temperature Magnetization and Combined Excitation

初回励磁時の∆T が 5 K であるのに対して，再励磁時は，マMethod on Screening Current Attenuation in Conduction-

グネットを 20 K から 23 K に昇温してから繰り返し OS 法で磁Cooled REBCO Coil. IEEE Transactions on Applied

場変動率を5 ppm/h.以下にし，その後でマグネットを 20 K ま

Superconductivity, vol. 30, no. 5 (2020), pp. 1-6― 93 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-p04

MRI・NMR

アクティブシールドを有する 3 T ホールボディ高温超電導 MRI マグネットの 5 ガウスライン最小化と磁場均一度を両立する最適化設計
Optimized design that balances 5 gauss line minimization and magnetic field uniformity
for 3 T-whole body HTS-MRI magnet with active shield
木戸 勇志, 魏 亮亮, 山田 祥子, 中村 武恒 （京大）； 松田 哲也, 三浦 英明, 服部 泰佑 （三菱電機）
KIDO Yushi, WEI Liangliang, YAMADA Shoko, NAKAMURA Taketsune (Kyoto Univ.);
MATSUDA Tetsuya, MIURA Hideaki, HATTORI Taisuke (Mitsubishi Electric Corp.)
E-mail: kido.yushi.52n@st.kyoto-u.ac.jp

Table. 1 Effect of weight factor on magnetic field uniformity
and 5 Gs line.
𝑘𝑘 = 0.4
𝑘𝑘 = 0.8
𝑘𝑘 = 0.94 𝑘𝑘 = 0.98
WeightfactorGlobalaverage2374.230.03928.94816.390ppm
5 Gs line
1.2 m
3.4 m
3.3 m
8.1 m
(R × Z)
×
×
×
×
4.6 m
3.9 m
3.9 m
10.2 mT
5.85 ppm
on averageFig. 1 Optimal design result of a 3T whole body magnet andspatial magnetic field distribution in coil bore.
3.4 m
3.8 m

１．はじめに我々は，MRI 用高温超電導高安定磁場マグネットシステムの研究開発[1]の一環として，全身 3T-MRI 用高温超電導コイ
ルの最適化設計に関する研究開発を実施している。これまで，
線電流近似と免疫遺伝アルゴリズムを利用して，コイルボア内
磁場均一度の高いコイル設計が可能になった。現状では，線電流近似の磁場均一度 2.03 ppm が得られており，また 3 次
元有限要素法解析では 15.34 ppm が得られている[2]。
一方で，MRI の実用化を目指す際には，漏洩磁場抑制のためにシムコイルの導入を検討する必要がある。我々は，シム
コイルが作る磁場によって，コイルボア内磁場分布や漏洩磁場が受ける影響を検討した。検討に基づき，漏洩磁場抑制を考慮したコイル設計を行ったので報告する。
２．解析方法前報[2]で設計した主コイルと補正コイルの形状は固定し，シムコイルの巻数や配置を変数として，線電流近似を用いた最適化設計を実施した。その際に使用した免疫遺伝アルゴリ
ズムにおいて，2つの目的関数を設定した。即ち，コイルボア
内磁場均一度の関数(𝐹𝐹1 )と漏洩磁場の関数(𝐹𝐹2 )であり，重み係数を𝑘𝑘として，
𝐹𝐹 = 𝑘𝑘 × 𝐹𝐹1 + (1 − 𝑘𝑘) × 𝐹𝐹2を目的関数とし，重み係数が結果に与える影響を評価した。
ここで，漏洩磁場の評価基準としては5ガウスラインを採用した。
また，主コイルや補正コイルの形状も変数とすることで，コイルボア内磁場均一度と5ガウスライン狭小化の両者を満たす
設計に取り組んだ。
３．解析結果と考察
Table. 1に重み係数𝑘𝑘を変化させた場合の最適化設計結果を示す。この際，主コイルと補正コイルは中心から500 mmに，シムコイルは中心から1000 mmに位置しており，シムコイルの巻数を変数とした。同表から，𝑘𝑘の変化に伴って磁場均一度と5ガウスラインはトレードオフの関係となっていることが分かる。
即ち，𝑘𝑘の値が1に近づくと磁場均一度が改善するが5ガウスラ
インは広がり，𝑘𝑘の値が小さくなるにつれて磁場均一度が低下
するが5ガウスラインが狭まるという結果となった。この結果に基づき，以降の設計では𝑘𝑘 = 0.9を採用している。
主コイルや補正コイルの形状を変数とした最適化設計結果の一例をFig. 1に示す。同図のコイルボア内磁場均一度は平均で5.85 ppmであった。さらに，同設計結果の5ガウスラインをFig. 2に示しており，3.4 m×3.8 mであった。この結果に関しては，より高い精度の解析が可能な有限要素法で再確認する必要があるが，磁場均一性ならびに漏洩磁場抑制を同時に達成する試設計に成功した。
最適化設計の方法や結果，シムコイルがコイルボア内空間
磁場分布と漏洩磁場に与える影響の検討，並びに有限要素法による解析結果など，詳細は講演当日に報告する。
謝辞
本研究は，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「高温超電導実用化促進技術開発」のうち「高温超電導高安定磁場マグネットシステム開発」により委託・支援を受け実施したものである。

Fig. 2 Leakage magnetic field (5 Gs line) of optimized
design.
参考文献
1. S. Yokoyama, et al.: Abstracts of CSSJ Conference,
vol.98, 3A-a05 (2019)
2. L. Wei, et al.:Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 98 3Aa08 (2019)― 94 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-p05

MRI・NMR

軸方向圧縮応力低減のための MRI 用積層型高温超電導コイルの構成方法
Configuration method of stacked HTS coil for reduction of axial compressive stressfor MRI
板橋 幸也，佐々木 哲史，長崎 陽，津田 理（東北大）；三浦 英明（三菱電機）
ITAHASHI Koya，SASAKI Satoshi，NAGASAKI Yoh, TSUDA Makoto (Tohoku Univ.);
MIURA Hideaki (Mitsubishi Electric Corp.)
E-mail: itahashi.koya.p8@dc.tohoku.ac.jp
1．はじめに近年，ヘリウム不足の深刻化に伴い，冷媒にヘリウムを必要としない高温超電導マグネットの MRI への導入が期待されている．MRI 用高温超電導マグネットは，均一な磁場を得るために複数のコイルを積層した構造を持つ．また，近年は，画像の高解像度化のため，マグネットの高磁場化が検討されている[1]．マグネット励磁中に，電磁力により積層型コイルが軸方向に圧縮され，積層面には大きな圧縮応力が印加される．そのため，マグネットの高磁場化が進むと，軸方向圧縮応力が大きくなり，高温超電導コイルの通電特性が低下してクエンチに至る可能性がある．そこで，本研究では，軸方向圧縮応力が積層型高温超電導コイルの通電特性に与える影響を明らかにし，MRI 用高温超電導コイルにかかる軸方向圧縮応力を低減するためのコイル構成について検討を行った．
2．軸方向圧縮応力が積層型高温超電導コイルに与える影響
軸方向圧縮応力が，積層型高温超電導コイルの通電特性に与える影響を，油圧式ロードセルを用いて実験的に確認した．作製した積層型高温超電導コイルの諸元を Table1 に示す．
冷却方法は，液体窒素(77K)浸漬冷却とした．作製したコイルの Ic は 144.5 A であった．Fig. 1 に軸方向圧縮応力印加時と印加後の臨界電流特性を示す．ここで，縦軸は Ip/Ic もしくは
Io/Ic を表す（Ip：軸方向圧縮応力印加時の臨界電流， Io：軸方向圧縮応力印加後の臨界電流）．これより，105 MPa を超えると通電特性の可逆性がなくなり，コイルの劣化が見られた．また，コイルが劣化する前では，軸方向圧縮応力によりコイルが最大で 2 割程度の可逆的な臨界電流の低下現象を示すことが分かった．このため，MRI マグネットのように軸方向にコイルを積層する場合は，軸方向圧縮応力による臨界電流の低減を考慮して通電条件を選定する必要がある．
3．積層型超電導コイルの軸方向圧縮応力の伝達特性と低減
方法
Table 2 に MRI 用高温超電導モデルコイルの諸元を示す．
また，Fig.2 (a)に#1~#5 コイルの断面図を示す．#6~#10 は z=0平面に対して#1~#5 と対象に配置されている．マグネット励磁
時 の 軸 方 向 圧 縮 応 力 の 分 布 を COMSOL AB 社 製 のCOMSOL Multiphysics を用いて解析した．Fig. 2(a)(b)に軸方向圧縮応力低減対策を行う前と後における，中心磁場 3T 時の応力分布をそれぞれ示す．Fig. 2(a)より，軸方向圧縮応力
は GFRP と接触している#2 の右上端に最も強く印加され，最大で 100 MPa を超えることが確認された．これは，コイルとGFRP の径の不一致と GFRP の歪みが原因であると考えられ，
軸方向圧縮応力を低減するには、これらを改善する必要がある．そこで， Fig.2(b)のようにコイルと接触する面の GFRP の径
をコイルと合わせ，さらに補強材を導入をした．これにより，最大軸方向圧縮応力を 10 MPa 程まで低減することができた．以上より，径の異なる積層型高温超電導コイルにおいて，軸方向圧縮応力による臨界電流の低下を抑制するには，GFRP な
どのスペーサーととコイルの径を揃える，補強材を導入することが有効であることがわかった．

Table 1 Specifications of HTS coil
Shape of coil

Double pancake

Height of Single pancake coil [mm]4.0Inner diameter [mm]80.00

Outer diameter [mm]90.06

Number of turns

46

Fig.1 Compressive stress-critical current characteristics
Table 2 Specification of HTS coil and GFRP
#1, 2,6,7
コイル
Shape of coil

#3,4,5,8,9,10 コイル

DoubleDoublepancakepancake

GFRP

Inner diameter [mm]

65

65

65

Outer diameter [mm]

78.64

83.70

101.30

Number of turns

62

113

(a)

(b)

Fig.2 Distribution of compressive stress when central selfmagnetic field is 3 T(a) Original structure (b) Proposed structure to
reduce compressive stress

謝辞
本研究は，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）「高温超電導実用化促進技術／高温超電導高安定磁場マグネットシステム技術開発（コイル開発）」により委託・支援を受け実施したものである．
参考文献
1. S. Yokoyama et al Abstracts of CSSJ Conference, vol 94(2017)p.76― 95 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-p06

MRI・NMR

永久電流 1.3 GHz (30.5 T) NMR マグネットの技術開発

Technical development for a persistent-mode 1.3 GHz (30.5 T) NMR magnet
柳澤 吉紀, 朴 任中, 武田 泰明, 山崎 俊夫 (理研) ; 末富 佑 (千葉大) ;濱田 衞, 斉藤 一功 (JASTEC) ; 西島 元, 北口 仁 (NIMS) ; 植田 浩史 (岡山大) ;山口 高史, 大木 康太郎, 永石 竜起 (住電) ; 下山 淳一 (青学大) ; 前田 秀明 (JST)YANAGISAWA Yoshinori, PIAO Renzhong, TAKEDA Yasuaki, YAMAZAKI Toshio (RIKEN) ; SUETOMI Yu (Chiba Univ.) ;HAMADA Mamoru, SAITO Kazuyoshi (JASTEC) ; NISHIJIMA Gen, KITAGUCHI Hitoshi (NIMS) ;UEDA Hiroshi (Okayama Univ.) ; YAMAGUCHI Takashi, OHKI Kotaro, NAGAISHI Tatsuoki (SEI) ;SHIMOYAMA Jun-ichi (Aoyama Gakuin Univ.) ; MAEDA Hideaki (JST)E-mail: yoshinori.yanagisawa@riken.jp

謝辞
本研究はJST未来社会創造事業JPMJMI17A2の支援を受けたものである。

4.2 (LHe)

Operating current (A)231

Self-inductance (H)961Stored energy (MJ)

25.7

Total weight of superconductors (ton)

3.7

Radial distance of 5 G li ne (m)

9.82
REBCO
Bi-2223

HTS inner coils

Intra-Layer No-insulation (LNI)*
Insulated layer-winding

REBCO / Bi-2223

205 / 137

Field contribution (T)HTS (REBCO+Bi-2223)
LTS

15.7 (8.7+7.0)
15.1

Conductor length for winding (km)REBCO / Bi-2223 / LTS

5.5 / 11.0 / 151

RR / BB
RL / BL

16-32 / 30-45
several / several

Overall current density (A/mm2)

Number of joints

RL

RR

REBCO

0.2

RR / RL

Coils

Joints

3．HTS コイルの技術開発・検証
LTS/Bi-2223/REBCO コイルを用いた 30.5 T 超高磁場マグネットを実現するには、永久電流回路以外にも、REBCO 内層
コイルの電磁力対策、REBCO/Bi2223 内層コイルの遮蔽電流
磁場解析、クエンチ保護といった HTS コイル関わる技術開発が必須で、進めている。当日はこれらについても言及する。

Operating temperature (K)0.3

BB / BL

0.6
0.8
1.1
1.71.8

RL
BL

z

BB

LL

Bi-2223

PCS

2．マグネット設計と永久電流回路
Table 1 に、現状の 1.3 GHz NMR マグネット設計の主要パ
ラメータを示す。調達可能な単長の HTS 線材と、コスト最適化を図り、プロジェクト開始時の設計案[1]と比べ、HTS 内層コイ
ルの分担する磁場配分を小さくした。LTS/Bi2223/REBCO コ
イルの直列運転とし、自己インダクタンスは 961 H である。
NMR マグネットに要求される 0.01 ppm/h の磁場減衰率を得るには、合計回路抵抗を<2.7×10-9 Ωに抑える必要がある。
HTS 線 材 を 含 む 接 合 と し て は REBCO-REBCO (RR),
Bi2223-Bi2223 (BB), REBCO-NbTi (RL), Bi2223-NbTi (BL)の 4 種類が必要となり、これらをコイル上部の外部磁場<1 T の空間に配置する（Fig. 1 参照）。入手できる HTS 線材の一条
長さは数百メートルに限られるため、Table 2 に示すように
RR/BB 接合はそれぞれ数十箇所と数が多く、接合 1 箇所あたり<10-12 Ωの超電導接合が必要である。一方、RL/BL 接合の数は保護回路設計に依存するものの数箇所で済むため、1箇所あたり 10-10 Ωの低抵抗接合が許容される。
これまでに接合特性の検証として、iGS® 法による RR 接合 [3]を用いた永久電流 400 MHz (9.39 T) LTS/REBCONMR の開発に成功している[4]。約 2 年間の永久電流運転での磁場ドリフト率は 3 × 10−5 ppm/h と極めて小さく、接合が 2年間にわたり特性劣化せずに機能することを実証している。
通常の LTS-NMR では 1×10-2 ppm/h 程度の磁場ドリフトが仕様となるが、今回の値はこれより 2 桁以上安定である。Bi2223
厚膜を用いた BB 接合[5]についても、同種の開発・実証を進めており、次報[2]で報告する。また、RL/BL 接合については、
実効的なラップ長を大きく取る手法[6]を開発し、それぞれ10-10 Ωの低抵抗（常電導接合）を見込める状況にある。

Table 1 Key parameters of a 1.3 GHz (30.5 T) NMR magnet
design with LTS/Bi-2223/REBCO coils.

2.0 1.6
1.9

r

1.0

0.9

1.3

BL
LL

LL

0.7
1.6

LL

Nb3Sn

R: REBCO
B: Bi-2223
L: LTS (NbTi)

LL

0.5 T
0.7 T
1 T 0.5

1.2
1.41070 mm

1．はじめに
我々は、JST 未来社会創造事業大規模プロジェクト型「高温超電導線材接合技術の超高磁場 NMR と鉄道き電線への社会実装」において、アルツハイマー病に関わるタンパク質の強力な解析手段となる永久電流 1.3 GHz (30.5 T) LTS/HTSNMR の開発実証を目指している[1]。2017-2020 年度に要素技術開発とマグネット概念設計を終え、2024 年度のマグネット
開発完了を目指す。本報では、マグネット設計と技術開発状
況の概略を示し、次報[2]では主要な技術検証の一つである
永久電流 400 MHz (9.39 T) LTS/Bi-2223 NMR マグネット開発について報告する。

1.5

0.30.4■NbTi■Nb3Sn

LL■Bi-2223

79
mm

NbTi

■REBCO

263 mm
861 mmFig. 1 Schematic diagrams of the main coil circuit (left) andthe coil cross section (right).
Table 2 Components of the main coil circuit resistance.
Joint

Numberof joints

Resistanceper joint

Type

Total
resistance

RR

<32

<10-12 O

Superconducting<3.2 x 10-11 O

BB

<45

<10-12 O

Superconducting<4.5 x 10-11 O

RL

Several*<10-10 O

Low resistance<2 x 10-10 O

Several*<10-10 O

Low resistance<6 x 10-10 O~50<10-12 O

Superconducting<5 x 10-11 O

BL
LL

Coil (conductor)

Total
resistance

REBCO<10-10 O

Bi-2223<1.2 x 10-9 O<10-10 O<10-11 O

LTS*Depending on protection circuit design

参考文献
1. H. Maeda et al., IEEE TAS 29 (2019) 4602409.
2. Y. Takeda et al., Abstracts of CSSJ Conf. 2B-p07.
3. K. Ohki et al., SuST 30 (2017) 115017.
4. Y. Yanagisawa et al., To be submitted.
5. Y. Takeda et al., APEX 12 (2019) 023003.

― 96 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-p07

MRI・NMR

永久電流 400 MHz (9.39 T) LTS/Bi2223 NMR の開発 (1)~ 概要と高強度 Bi2223 線材間の超伝導接合 ~Development of a persistent current 400 MHz (9.39 T) LTS/Bi2223 NMR (1)- outline and superconducting joints between high-strength Bi2223 tapes 武田 泰明 (理研) ; 松竹 優一, 谷貝 剛 (上智大) ; 末富 佑 (千葉大) ; 朴 任中, 柳澤 吉紀 (理研) ;中井 優亨, 岩見 壮徒, 元木 貴則，下山 淳一 (青学大) ; 濱田 衞, 斉藤 一功 (JASTEC)TAKEDA Yasuaki (RIKEN) ; MATSUTAKE Yuichi, YAGAI Tsuyoshi (Sophia Univ.) ; SUETOMI Yu (Chiba Univ.) ;PIAO Renzhong, YANAGISAWA Yoshinori (RIKEN) ; NAKAI Ukyo, IWAMI Taketo, MOTOKI Takanori,
SHIMOYAMA Jun-ichi (Aoyama Gakuin Univ.) ; HAMADA Mamoru, SAITO Kazuyoshi (JASTEC)
E-mail: yasuaki.takeda@riken.jp
1．はじめに
我々は、JST 未来社会創造事業大規模プロジェクト型「高温超電導線材接合技術の超高磁場 NMR と鉄道き電線への社会実装」において、永久電流 1.3 GHz (30.5 T) LTS/HTS(REBCO-Bi2223) NMR の開発実証を目指している[1]。最大の挑戦は、永久電流運転を実現するための超伝導接合の開発とコイル実装であり、特に単長が比較的短い HTS 線材同士の接合は数十か所が必要になる。
我々はこれまでに、REBCO 線材同士の超伝導接合[2]を用いた永久電流 400 MHz (9.39 T) LTS/REBCO NMR の開発に成功している[1,3,4]。約 2 年間の永久電流運転での磁場ドリフト率は 3 × 10−5 ppm h−1 と極めて小さく、HTS 線材間の超伝導接合が NMR という磁石システムの中で有効に動作することを実証した。
次の重要な技術開発として、我々は、これまでに本学会で報告してきた Bi2223 線材間の超伝導接合[5–7]を使った
Bi2223 内層コイルによる、世界初となる永久電流 400 MHz
LTS/Bi2223 NMR の実現を目指している。本講演では、本マ
グネットの構成や技術課題などを含む概要と、コア技術となる
高強度 Bi2223 線材 (住友電工社製 DI-BSCCO Type HT-NX[8]) 間の超伝導接合技術について報告する。

接合 Ic 抑制因子の考察や高 Ic 化に向けた試みも報告する。
Bi2223 内層モデルコイルでは、短尺線材の接合プロセスを端末線に対して適用し、超伝導接合を確認している。77 K での永久電流試験も実施しており、当日はその詳細に加え、400 MHz NMR 用 Bi2223 内層コイル開発の進捗も報告する。
Table 1 Parameters of the Bi2223 inner coil and LTS outercoils for a 400 MHz LTS/Bi2223 NMR magnet.

Conductor
Conductor
width/thickness [mm]Conductor Ic (77 K)
before joint [A]ID/OD/Height [mm]Total turns
Number of layers
Self-inductance [H]Operating current [A]Field [T/MHz]LTS
outer coils
Nb-Ti, Nb3Sn

4.5/0.3

-

~ 200

-

99.7/105.3/345
608
80.010450
0.11/5132.8/33.8/547.2
32770
134
70.0
134.7
9.28/395

4

Bi2223 Joint
3 810°C, 24 h, PO2 = 3 kPa
V / V

2．永久電流 400 MHz LTS/Bi2223 NMR 磁石開発の概要
1.3 GHz NMR では LTS-HTS コイルの直列運転を想定しているが、今回の 400 MHz NMR では Bi2223 線材間の超伝導接合の実装と評価に特化するため、Bi2223 内層コイルと LTS
外層コイルを個別に永久電流運転する。Table 1 に 400 MHz
NMR コイルの諸元を示す。Bi2223 内層コイルは 1 本の線材でレイヤー巻線し、その端末線と Bi2223 PCS とを接合するため、接合箇所は 2 か所である。要素技術開発として、Type
HT-NX 線材間の接合技術の開発、接合部および PCS を含む
Bi2223 内層コイルの端末線構造を模した「Bi2223 内層モデ
ルコイル」の作製と評価、Bi2223 内層コイルにおける端末線の接合および単体永久電流試験を進めている。
3．Type HT-NX 線材間の超伝導接合技術の開発
補強材料を除去した~ 10 cm 長の短尺 Type HT-NX 線材[7]に対して、補強なしの Type H 線材と同様の接合処理[5]を行うことで、短尺接合試料を作製した。Fig. 1 に Type H 線材間[6]および Type HT-NX 線材間の短尺接合試料の 77 K での通電特性を示す。Type HT-NX 線材間でも超伝導接合が可能であり、補強材料の除去過程を含めた接合条件の最適化により、現在までにゼロ抵抗 Ic ~ 40 A を実現している。一方、この値は同条件下で作製した Type H 線材間の接合 Ic に比べて低く、接合プロセスのさらなる改善が必要である。当日は、Bi2223
inner coil
DI-BSCCO
Type HT-NX
(SEI)

2

Type H
Type HT-NX

1
0
0

77 K
20

40

I/A

60

80

100

Fig. 1 V – I curves for short Bi2223 joint samples at 77 K.
謝辞
本研究はJST未来社会創造事業JPMJMI17A2の支援を受けたものである。
参考文献
1. H. Maeda et al., IEEE TAS 29 (2019) 4602409.
2. K. Ohki et al., SuST 30 (2017) 115017.
3. Y. Yanagisawa et al., to be submitted.
4. Y. Yanagisawa et al., Abstracts of CSSJ Conf. 97 (2018) 11.
5. Y. Takeda et al., APEX 12 (2019) 023003.
6. Y. Takeda et al., Abstracts of CSSJ Conf. 98 (2019) 137.
7. Y. Takeda et al., Abstracts of CSSJ Conf. 99 (2020) 103.
8. T. Nakashima et al., IEEE TAS 25 (2015) 6400705.

― 97 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2B-p08

MRI・NMR

１.3GHzNMR の超伝導プローブ利用の可能性
Possibility of superconducting probe application for 1.3GHz NMR
大嶋 重利 （山形大）
OHSHIMA Shigetoshi (Yamagata Univ.)
E-mail: ohshima@yz.yamagata-u.ac.jp

2．超伝導プローブの概要
図１に、我々が開発した８００MHzNMR の超伝導プローブの概観を示す。平面型の超伝導１ターンコイルを１組配置した構造である 1.3GHz NMR では 30.5T の磁場(B0)が印加される。
そのような大きな磁場が印加されたときの YBCO 膜の表面抵抗(Rs)がどのくらいになるかを検討することが、1.3GHzNMR の超伝導プローブの可能性を評価するうえで重要である。

ことが報告されている。
100
Surface resistance Rs [m]1．はじめにNMR の感度向上は、測定時間の短縮、測定試料の軽量化等において重要な課題である。そのため、NMR の検出プロー
ブの高感度化、高磁場化が研究されている。我々は 800MHzNMR の超伝導プローブを開発し、超伝導プローブが NMR の高感度化に有効であることを実証した 1)。また高磁場 NMR による高感度化を目指し、1.3GHzNMR 開発プロジェクトが現在進行している。そのプロジェクトでは残念ながら超伝導プロー
ブの開発は検討されていない。しかし 1.3GHz NMR においても超伝導プローブの使用が可能ならば、さらなる高感度化が期待できる。従って、我々は 1.3GHzNMR の超伝導プロー
ブの可能性を検討した。

0T
0.5 T
1T
2T
3T
4T
5T

DyBCO
10

1

0.1
10 9

R s =2.0*10 7J c-1 []
10 10
C ritical current density J c [A/m 2]

10 11

Fig.2 Relationship between Rs and Jc of DBCO films
YBCO 薄膜の磁場中の Jc より YBCO 薄膜の高磁場中での Rs を推定した。その結果を図 3 に示す。ここで Rs(90), Rs(0)はそれぞれ膜面に垂直、平行に磁場が印加された時の Rs である。その結果、1.3GHzNMR の動作下において YBCO 薄膜の Rs は 3以下となり、銅の Rs の約 1000 分の１である。すなわち、YBCO 膜で 1.3GHz 用超伝導プローブを作製した場
合、高感度のプローブが実現できる。

Fig.1 Schematic picture of superconducting NMR pickup coil3．高磁場中の YBCO 薄膜の表面抵抗
我々は、１２T までの磁場中でYBCO膜の表面抵抗(Rs)を測定し 1GHz の周波数帯で銅の Rs よりも 3,000 分の１以下であることを実証している。３０T 以上の磁場下での Rs は、残念ながら実測していないが、下記の式を用いて 30T 以上の磁場下での Rs を推定することができる。式で示されるように、Rs は Jcに反比例するので 2)、Jc 値から３０T 以上の磁場下での Rs を推定した。ここで、 Jcdepair,, はそれぞれ
𝑅𝑅� �0� ��𝜅𝜅𝜅𝜅�𝜇𝜇� 𝜔𝜔�� 𝜎𝜎𝜎𝜎� 𝜇𝜇� 𝜔𝜔�� 𝜎𝜎�2
2 2√2𝜋𝜋𝜋𝜋������ �0�

1
𝜔𝜔�
1
√2𝜋𝜋
𝜇𝜇� � �� 𝜎𝜎𝜎𝜎𝜎𝜎�≃ 𝐶𝐶 ,2𝜋𝜋
2𝐽𝐽������ �0�
𝐽𝐽�

�1�

真空の透磁率、角周波数、超伝導体の常伝導導電率、GL パ
ラメータ、ペアーブレイク臨界電流、磁束量子、磁場侵入長、
コヒーレンス長、である。(1)式が成立するかどうかを検証する
ために、Rs と Jc の関係を求めた。図２に、0～5T の磁場で測定した Rs と Jc の関係を示す 3)。ここでは DBCO 膜の結果であるが、YBCO 膜も同様な傾向を示し、Rs と Jc は反比例する

Surface resistance, Rs0 ()

105
104

Cu

103
1.3GHz, 20K

102
Rs(90)

10

Rs(0)

100
10-1

0

1.3GHz NMR
10
20
30
Applied magnetic field (T)40

Fig.3 Magnetic field dependence of surface resistance of
YBCO and Cu films at 1.3 GHz, 20K
4．まとめ
YBCO 薄膜の高磁場中での表面抵抗を推定した結果, 1.3
GHzNMR においても超伝導プローブは十分機能し、かつ銅
プローブよりも高感度が期待できることが分かった。したがって、NMR の感度をより向上させるためには、1.3GHz NMR においても超伝導プローブが有効である。
参考文献
1. S. Ohshima et al, IEEE Trans. Applied Superconductivity,
Vol.29, (2019), DOI: 10.1109/TASC.2019.2899855
2. S. Ohshima et.al、Physica C 372-376 (2002) p.671
3. A.Saito et al, IEEE Trans. Applied Superconductivity,
Vol.15 (2005) p.3696― 98 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2C-a01鉄系・引張試験BaZrO3 ナノ粒子導入による BaFe2(As1-xPx)2 薄膜の磁場中超伝導特性向上
Enhanced in-field properties in BaZrO3 nanoparticles doped BaFe2(As1-xPx)2 films
原田 工夢, 土屋 豪, 三浦 正志(成蹊大); 木内 勝, 松下 照男(九工大)
HARADA Takumu, TSUCHIYA Go, MIURA Masashi (Seikei University);
KIUCHI Masaru, MATSUSHITA Teruo (Kyushu Institute of Technology)
E-mail : dm206316@cc.seikei.ac.jp
1. はじめに
Pulsed Laser Deposition(PLD)法で作製した鉄系超伝導体
BaFe2(As0.66P0.33)2 (Ba122:P)薄膜は液体水素温度 20K を超える臨界温度(Tc)を持つ。そのため、液体水素温度下での超伝導応用に向けて高い磁場中臨界電流密度(Jc)を有する
Ba122:P 薄膜が求められている。これまでに我々は磁束ピン
ニング点として母相に対してインコヒーレント界面を有する
BaZrO3 (BZO)ナノ粒子を導入し Ba122:P 薄膜の磁場中 Jc 特性を向上させることに成功した[1]。さらに、PLD 法における薄膜成膜条件の最適化により更なる磁場中 Jc 特性向上を報告
し て き た [2] 。 ま た Ba122:P 薄 膜 に 限 ら ず 、 我 々 は
REBa2Cu3Oy (REBCO) 線 材 に お い て も BaHfO3(BHO) や
BZO ナノ粒子導入による Jc 特性の向上を確認してきた[3]。これらの実験で得られた磁場中特性を理解し更なる特性向上に向けて、ナノ粒子をピンニング点として導入した超伝導材
料の磁束クリープを考慮した Jc 解析モデルを我々は提案してきた[2,3]。
本研究では、PLD 法における成膜条件を最適化した BZO
ナノ粒子導入 Ba122:P を作製し、BZO ナノ粒子が磁場中 Jc
特性に及ぼす影響を検討した。また、Jc 解析モデルを用いて、Ba122:P+BZO 薄膜における磁場中 Jc 特性を理論的に解析
した。

(a)

7

Jc [MA/cm2]

5

3
2
1
0

(b)

3. 実験結果
Fig.1(a)に Ba122:P、1mol%BZO 及び 3mol%BZO を導入した Ba122:P 薄膜の Jc (B = 1T, B || c)の温度依存性を示す。
図より高密度な BZO を導入した Ba122:P+3BZO 薄膜がいずれの温度においても高い Jc を示すことが分かる。Fig.1(b)に4 K, 1 T における Jc の磁場印加角度依存性を示す。図より
Ba122:P+3BZO 薄膜は等方的で最も高い Jc 特性(Jc,min＝5MA/cm2)を示した。Fig.1(a)および(b)に示す実線および破線は、磁束クリープの実験値[2,4]と理論的ピンニング力より求めたクリープフリーJc をもとに構築した Jc 解析モデルによる計算値である。これらは導入量の異なる Ba122:P+1BZO 及び
Ba122:P+3BZO 薄膜の Jc(T)および Jc ()の実験値に近い計
算値を示した。
当日は、詳細な実験結果及び Jc 解析モデルに関しても報告する予定である。

1 T, B || c

7

5
4
3
2

0

stan. (Ba122:P)
Jc,exp.

5

10

T [K]

15

BZO
Jc,cal(Ba122:P+3BZO)
BZO
Jc,cal(Ba122:P+1BZO)

6Jc [MA/cm2]

Ba122:P+3BZO
Ba122:P+1BZO

4

1

2. 実験方法
本研究では、PLD 法を用いて MgO 単結晶基板上に成膜条 件 ( 基 板 温 度 や 成 長 速 度 ) を 最 適 化 し た Ba122:P,
Ba122:P+1mol%BZO, Ba122:P+3mol%BZO を作製した。超伝導膜厚は 80nm である。作製した Ba122:P+BZO 薄膜は結晶性を X 線回折(XRD)法、超伝導特性を四端子法、微細構
造を透過型電子顕微鏡(TEM)及びエネルギー分散型 X 線
分析(EDS)で評価した。

Jc,exp. Jc,cal.

6

BZO
Jc,exp.
(Ba122:P+3BZO)

BZO (Ba122:P+1BZO)
Jc,exp.

stan. (Ba122:P)
Jc,exp.

030

4 K, 1 T60θ [deg.]90

Fig.1 (a) Temperature dependence of the experimental Jc(symbols) and theoretical Jc (lines) for Ba122:P and
Ba122:P+BZO films at B||c and B=1T. (b) Angle
dependence of experimental Jc (symbols) andtheoretical Jc (lines) for Ba122:P and Ba122:P+BZO
films at 4 K, 1 T [2].
謝辞
本研究は日本私立学校振興・共済事業団学術研究振興
資金、JSPS 科研費(18KK0414 及び 20H02184)、加藤科学振興会及びフジクラ財団の助成を受け実施したものである。
参考文献[1] M. Miura et al., Nature Communications 4 (2013) 2499.
[2] M. Miura et al., Supercond. Sci. Technol. 32 (2019) 064005.
[3] M. Miura et al., NPG Asia Materials 9 (2017) e447.
[4] S. Eley, M. Miura et al., Nature Materials 16 (2017) 409.

― 99 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2C-a02

鉄系・引張試験

Ag/(Ba, K) Fe2As2 テープの臨界電流密度異方性及びスケーリング
Critical current density anisotropy and scaling of Ag/(Ba, K)Fe2As2 tapes
羅 珺怡，岡田 達典，鈴木 匠, 淡路 智（東北大）；黄 河，張 現平，馬 衍偉（IEECAS）
LUO Junyi, OKADA Tatsunori, SUZUKI Takumi, AWAJI Satoshi (Tohoku Univ.);
HUANG He, ZHANG Xianping, MA Yanwei (IEECAS)
E-mail: rakun@imr.tohoku.ac.jp
1．Introduction
Iron-based superconductors (AE, K)Fe2As2 (“(AE, K)122”,
AE = alkaline earth) tapes (Tc ≈ 38 K), with the critical current
density (Jc) achieving the order of 105 A/cm2 at 10 T and 4.2 K[1], reach the level for practical high-field applications andhave potential in superconducting applications. (AE, K)Fe2As2
tapes are fabricated by the powder-in-tube (PIT) method.
During the fabrication process, flat-rolling or hot-pressing
methods are applied to improve Jc through increasing thesuperconducting core density [2, 3]. The pressure
perpendicular to the tape surface also leads to an
enhancement of the c-axis orientation [2].
Anomalous Jc anisotropy that Jc for B∥c were higher thanJc for B∥ab was observed in hot-pressed (Sr, K)122 tapes athigh temperature and/or low magnetic field, which was inversein the cases of flat-rolled (Sr, K)122 tapes [4]. Similar
phenomenon in hot-pressed (Ba, K)122 tapes was reported at
10 T and 4.2 K [1]. Our study on the flat-rolled (Ba, K)122
tapes also observed the anomalous Jc anisotropy. In order tounderstand the Jc anisotropy and pinning mechanisms of
Ag-sheath flat-rolled (Ba, K)122 tapes, we adopted ananisotropic Ginzburg-Landau (GL) effective mass scaling [5]on them.
2．Results and discussions
The magnetic field and angular dependences of Jc were
measured at 4.2 K and at high-temperatures over 30 K for thetapes. Anomalous Jc anisotropy was observed at low field
below the crossover field Bco, where Jc(Bco∥ab) equals toJc(Bco∥c). As shown in Fig. 1, broad peak appears around 45˚and a minimum appears around B∥ab instead of B∥c below
1 T. Jc(B ∥ab) turns to be larger than Jc(B ∥c) with themagnetic field increasing.

Fig.1 Angular dependence of Jc at 35 K and various
magnetic fields.
The magnetic field angular dependence of Jc was scaled byusing the effective magnetic field Beff = Bε(γ, θ), whereε(γ, θ) = (cos2θ + γ-2sin2θ)½ and γ is an effective
anisotropic parameter. The results in Fig. 2 show well scaling
behavior for each temperature with a temperature dependent

parameter γ above Bco = 1 T since all the data over 1 T
collapse onto the same black line. It indicates that the Jc
anisotropy is dominated by the effective-mass anisotropy andthe pinning mechanism is isotropic. However, Jc can’t bescaled below 1 T, which indicates an additional pinningmechanism.

Fig.2 Scaling plot of Jc(B, θ) at various temperatures withthe effective-mass model. The black lines represent themagnetic field dependence of Jc(B ∥ c) at the same
temperatures.
Similar angular dependence of Jc with the minimum at
B∥ab can be observed in REBa2Cu3Oy (RE = rare earth andY) coated conductor with artificially added BaHfO3
nanoparticles at B ≤ 1 T [6]. By comparing to the cases of
REBa2Cu3Oy, the Jc anisotropy at low field leads to aconsideration that the nanoparticles may be the additional
pinning existing in (Ba, K)122 tapes as well.
References
1. H. Huang et al.: High transport current superconductivity
in powder-in-tube Ba0.6K0.4Fe2As2 tapes at 27 T,
Supercond. Sci. Technol., Vol. 31 (2018) no. 015017
2. C. Yao et al.: Microstructure and transport critical current
in Sr0.6K0.4Fe2As2 superconducting tapes prepared by coldpressing, Supercond. Sci. Technol., Vol. 26 (2013) no.
075003
3. H. Lin et al.: Hot pressing to enhance the transport Jc of
Sr0.6K0.4Fe2As2 superconducting tapes, Sci. Rep., Vol. 4(2014) no. 6944
4. S. Awaji et al.: Anomalous anisotropy of critical currents in(Sr, K)Fe2As2 tapes, Supercond. Sci. Technol., Vol. 30(2017) no. 035018
5. M. Kidszun et al.: Critical current scaling and anisotropy in
oxypnictide superconductors, Phys. Rev. Lett., Vol. 106(2011) no. 137001
6. T. Okada et al.: Longitudinal magnetic field effects on(Y,Gd)Ba 2 Cu 3 O 7−δ coated conductor with BaHfO 3nanoparticles fabricated by UTOC-MOD method, IEEE
Trans. Appl. Supercond., Vol. 29 (2019) no. 8002705― 100 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2C-a03

鉄系・引張試験

Ba1-xKxFe2As2 テープ線材における臨界電流密度のヒステリシス特性
Hysteresis properties of critical current density in Ba1-xKxFe2As2 tapes
鈴木匠, 羅珺怡, 岡田達典, 淡路智(東北大) ;姚超, 馬衍偉 （中国科学院）
SUZUKI Takumi， LUO Junyi, OKADA Tatsunori, AWAJI Satoshi (Tohoku Univ.) ; YAO Chao, MA Yanwei (CAS)E-mail: t.suzuki@imr.tohoku.ac.jp

1．はじめにBa1-xKxFe2As2(Ba122)テープ線材は優れた磁場中臨界電流密度(Jc)特性と高い不可逆磁場を持つことから、高磁場応用が期待されている。この線材は Powder-in-tube(PIT)法で作製され、シース材として一般的に Ag が用いられている。最近
では Ag に加えて Cu やステンレス鋼等を複合して高強度化が行われておりマグネット応用に向けた開発が進んでいる。
一方、Jc の磁場依存性にヒステリシスを持つことが知られており[1]、磁場の上昇時と減少時に Jc が大きく異なるが詳細についてはまだ十分に理解されていない。本研究では Ba122 テープ線材のシース材が異なる線材の Jc の磁場依存性を測定し、ヒステリシス特性について考察を行った。
2．実験方法
試料は PIT 法により作製された Ba122 テープ線材でシー
ス材は Ag/Cu、及び Ag を用いている。Ag/Cu 線材は hot
isostatic press (HIP)法、Ag のみの線材は Flat roll で作製されている。臨界電流密度の測定は東北大学、強磁場センターの18T-SM、及び 28T-HM を用いてテープ面方向に平行に磁場を印加し、直流四端子法により測定を行った。線材長は約 3cm、電圧端子間距離は 1 cm とした。
3．実験結果、考察
Fig. 1 に銀シースのみの Ba122 テープ線材の臨界電流の磁場依存性を示す。磁場上昇時に磁場の上昇に伴い低磁場から数 T にかけて Jc が上昇する振る舞いが見られ、磁場減少時には磁場の減少に伴い単調に Jc が上昇するヒス
テリシス特性となった。一方、Fig. 2 に示すように、Ag/Cu
シース材の Ba122 テープ線材の臨界電流の磁場依存性は、
磁場減少時に Ag シース材と同様に磁場の減少に伴い単調に Jc が上昇していくが、磁場上昇時には、低磁場で一度大きく Jc が減少した後に上昇するような異なる振る舞いとなった。
Fig. 3 に Ag/Cu シース材の Ba122 テープ線材の n 値の
磁場依存性を示す。n 値はヒステリシスの小さい高磁場は同程度の値となっているが、低磁場で絶対値は異なるが一度減
少してから増加する同様の振る舞いとなっている。磁場減少時は単調に Jc が上昇するが n 値は異なる磁場依存性となる事が分かった。臨界電流密度のヒステリシス特性について
は、鉄系以外に Bi 系等の銅酸化物高温超伝導体でも報告されており結晶粒界の Weak-link の影響により起こると考えられている[2]。しかし、Jc が数 T まで磁場の上昇に伴い増加していく振る舞いの報告はほとんどなく、これまで考えられていた Weak-link の影響のみでは理解できないと考えられる。当日はパーコレション的な Jc 分布や組織等の観点からヒステリシスの要因について議論する。
参考文献
1. M. Bonura, et al.: Supercond. Sci. Technol. Vol. 33 (2020)
0950082. A. Matsumoto, et al.: Supercond. Sci. Technol. Vol. 25 (2012)
125010― 101 ―

Fig. 1 Magnetic field dependence of Jc for Ag//Ba122 at
4.2 K.

Fig. 2 Magnetic field dependence of Jc for Ag/Cu/Ba122
tape at 4.2 K.

Fig. 3 Magnetic field dependence of n-value for
Ag/Cu/Ba122 tape at 4.2 K.
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2C-a04

鉄系・引張試験

室温および低温における超電導線材の引張試験方法の標準化の現状
Present status of standardization on the tensile test at RT and low temperaturefor industrial SC wires
⼭⽥雄⼀（住友電気⼯業）；⼩⿊英俊（東海⼤学）；⻑村光造（応⽤科学研究所）；中井昭暢（⽇本電線⼯業会）
Yuichi Yamada (SEI) ; Hidetoshi Oguro (Tokai Univ.) ; Kozo Osamura (RIAS) ; Akinobu Nakai (JEWIA)
1．はじめに
現状では Nb-Ti, A15, BSCCO, REBCO および MgB2 系の５系統の複合超電導線材が IEC および JIS において⼯業的実⽤線材として定められている。これらの線材について臨界電流、機械特性等の測定⽅法についての国際規格、
JIS 規格が国際 IEC-TC90 委員会、国内 TC90 委員会において審議されている。本講演ではとくに５系統の⼯業的実⽤線材についての室温および低温における引張試験⽅法
および引張荷重下における臨界電流測定⽅法の標準化のための審議過程の現状と今後の展望について紹介したい。
2．TC90-WG5 の活動内容
WG5 の現在までの活動については Table 1 にまとめている。これまでに４系統の線材について室温引張試験⽅法の国際標準(IS)が発⾏されている。数字(1), (2), (3)で⽰す
事項については現在国際ワーキンググループで審議が⾏われている。
Table 1 Overview of TC90-WG5 activity
Category
Tensile
Test

Temp
R.T.

Nb
-Ti

Nb3Sn

BSCCO

REBCO

MgB2

IS

IS

IS

(2)

(1)

(1)

(3)

(3)

IS

77 K
4.2 K

Tensile

77 K

Ic

4.2 K

3．REBCO テープの室温における引張特性の国際 RRT と国際標準の制定まず REBCO テープの国際ワーキンググループの活動
内容と国際標準制定過程を説明する。ドイツ、⽶国、中国、
韓国、⽇本から参加した７研究機関で商⽤化されている４種類のテープの引張試験を⾏った。Fig. 1 は Andong Univ
から報告された結果で、図に⽰すように Nyilas の歪計を⽤いた配置で引張試験を同じメーカーのテープについて５回の試験を実施している。

Uniaxial tensile strength, MPa

900
800

200

B
C
A
D

100

Fujikura

700
600
500

AMSC

400

SUNAM

300

0
0.0

Superpower

0.5

1.0

1.5

2.0

2.5

Uniaxial strain, %

3.0

3.5

4.0

Fig. 1 Result of tensile test for four kinds of REBCO tapes

Fig. 2 Typical mechanical parameters on the R vs A curve
引張試験より得られた機械特性を代表する値として Fig. 2に⽰すようにヤング率と 0.2%耐⼒の評価を⾏った。これらのパラメータについては Fig. 1 に⽰すように５回のデータがあり、参加した７機関を併せると３５のデータが集まる。これらより標準偏差、不確かさのパラメータを評価
して、どのような測定⽅法が最も信頼性が⾼いかを判定する。このような考察、議論を経て、REBCO テープ材に対する引張試験の国際標準を制定する。現在までに Table 1に⽰すように４種類の線材について国際標準が制定されてきた。
4．審議過程にある試験方法の現状
Table 1 に数字で⽰してあるが、(1)は⾼温超電導テープ
材の液体窒素温度での引張試験⽅法であり、各国の６研究機関が参加して５種類のテープについて本報告３．項と同様の RRT 試験を完了したところで、現在試験結果の解析と試験⽅法の標準化の審議が⾏われている。(2)項の MgB2
線材の室温引張試験については、試験試料として４種類の商⽤化された線材が選ばれて、国際 RRT への参加機関の調整がおこなわれているとろである。(3)項は⾼温超電導
テープの引張荷重下での臨界電流測定の試験⽅法で、代表機関で予備的な試験を実施した。引張荷重の依存性については引張応⼒(R )と臨界電流(Ic)の関係、引張歪(A)と Ic の関係の２通りの依存性の表⽰がある。検討の結果、R ‒ Icの関係表⽰のみを試験⽅法の国際標準に定めてはどうかという議論がなされている。
5．まとめ
標準化という地味な活動であるが、学問的成果の実⽤化過程の⼀端を担うものであり、ここではそのごく⼀部の活動を報告した。
謝辞
本報告でデータの引⽤を了解して頂きました Prof. H-SShin に感謝申し上げます。

― 102 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2C-p01

冷凍機

機械学習による高性能磁気冷凍材料 HoB2 の発見

Discovery of giant magnetocaloric effect in HoB2 driven by machine learning
寺嶋 健成，Baptista de Castro Pedro, 山本貴史, 竹屋浩幸, 高野義彦（物材機構）；
Hou Zhufeng（中国科学院）; 岩崎秀 (北大)TERASHIMA Kensei, BAPTISTA de CASTRO Pedro, YAMAMOTO D Takafumi, TAKEYA Hiroyuki,
TAKANO Yoshihiko (NIMS) ; HOU Zhufeng (CAS) ; IWASAKI Suguru (Hokkaido Univ.)
E-mail: TERASHIMA.Kensei@nims.go.jp
1．はじめに
磁気冷凍は、磁性体が示す磁気熱量効果を用いた熱サ
イクルによる冷却法で、気体冷凍の代替として期待されている。とりわけ近年、水素社会の一端を担うとされる液化水素への適用が検討されている。このためには、液体窒
素温度以下、または水素液化温度(~20.3 K)近傍で高いエントロピー変化(∆SM)を示す磁性体が必要である。我々は、
すでに磁場印加時の|∆SM|が報告されている物質群に対する機械学習モデルを用い、|∆SM|が未報告の磁性体の予測結果を指針として磁気冷凍材料探索を行った[1]。
2．方法
磁性体のデータは、磁気冷凍材料に関するレビュー論文[2]と、磁性体のテキストマイニングデータ[3]中の論文名から磁気熱量効果に関するものを手作業で収集した。
集めた 1644 の組成と|∆SM|のセットの８割は機械学習の教師データとして、２割はモデル評価の検証データに用い、分割は scikit-learn にて行った。学習に用いる特徴量には XenonPy [4]を用いて組成ベースの物理量の組み合
わせと印加磁場を用い、|∆SM|を目的変数とした。機械学
習 に は XGboost [5] を 用 い 、 ハ イ パ ー パ ラ メ ー タ はHyperOpt [6]を用いて教師データの交差検証で平均絶対誤差(MAE)を最小とするように決定した。次に上記のテキストマイニングデータのうち教師・検証データではない(|∆SM|の報告がない)物質に対して学習モデルによる磁場 5T の際の|∆SM|の予測を行い、２元系で最も高い予測値を示した HoB2 を合成候補物質として選定した。
HoB2 多結晶はアーク溶解により合成した。試料の純度は粉末 X 線回折で評価した。試料の磁化と磁場下での|∆SM|は SQUID を用いて評価した。また PPMS を用いた比熱測定からも|∆SM|を求めた。合成した複数の HoB2 多結晶試料に対して、磁化や|∆SM|などの再現性を確認した。
3．結果
図 1 に、作成した機械学習モデルによる検証データに対する|∆SM|予測値と、実験値との比較を示す。図中破線
は両者が完全一致する場合に対応し、破線と各データ点の縦方向のずれの平均が MAE を与える。得られたモデルの MAE は約 1.8 (J kg-1 K-1)であり、このモデルを用いる
ことで磁性体の組成からある程度の精度で|∆SM|の予測が可能であることを示している。
図２に、合成した HoB2 の磁化測定から見積もった、磁場変化 5 T までの|∆SM|を示す。強磁性転移温度である
15 K の近傍で、5 T の場合約 40 (J kg-1 K-1), 0.35 (J cm-3K-1)と非常に大きな|∆SM|を観測した。この転移は、磁化等の振る舞いから２次転移と考えられる。また 11 K 近傍にも磁気転移が存在し、|∆SM|にも肩構造を観測した。２つの転移が近い温度域でそれぞれ|∆SM|に寄与しており、結果|∆SM|ピーク値が大きいだけでなく幅広い温度域で大きな|∆SM|を示すことを見出した。
現状の機械学習モデルは、まだ必ずしも完璧・正確な予測を与えるわけではないが、探索指針としては非常に有用と考えられる。

Fig. 1 Comparison between |∆SM| values predicted bymachine-learned model and reported ones

Fig. 2 |∆SM| of HoB2 evaluated from magnetization
curves.
謝辞
本研究は JST 未来社会創造事業 JPMJMI18A3 の支援を受けたものである。
参考文献
1. P. B. Castro, et al.: NPG Asia Materials 12:35, (2020).
2. V. Franco et al.: Prog. Mater. Sci. 93, 112 (2018).
3. C. J. Court and J. M. Cole, Sci. Data 5,180111(2018).
4. H. Yamada et al., ACS Cent. Sci. 5, 1717 (2019).
5. T. Chen and C. Guestrin, in proceedings of KDD’16
785 (2016).
6. J. Bergstra et al., Comput. Sci. Discov. 8, 014008(2015).

― 103 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2C-p02

冷凍機

新規ボライド系水素液化用磁気冷凍材料のアトマイズ粒の作製
Gas Atomization for New Hydrogen Liquefaction Materials in Diborides
竹屋 浩幸，山本 貴史，Pedro Baptista de CASTRO, 寺嶋 健成，沼澤 健則，高野 義彦 （物質・材料研究機構）
TAKEYA Hiroyuki， YAMAMOTO D. Takafumi, Pedro Baptista de CASTRO, TERASHIMA Kensei, NUMAZAWA Takenori,
TAKANO Yoshihiko (NIMS)
E-mail: takeya.hiroyuki@nims.go.jp
1．はじめに
磁気冷凍による水素液化の研究は、1980 年以降米国のDOE、日本の東工大・東芝を中心に盛んに行われるようになっ た が 、 そ れ ぞ れ の 物 質 ・ AMR(Active Magnetic
Refrigeration) システムに対応した磁気冷凍作用体の選択及びその形状に関する研究が充分に研究されつくしたとは言えない。2011 年の福島原発事故以降、原子力発電に頼ることはできない状況下、環境負荷の小さい水素をエネルギー媒体とした車両や水素発電を利用した社会へシフトすることが目指されている。その水素を効率的に運搬利用するための高効率液化技術が必要とされている。我々のプロジェクトでは、AMR
磁気冷凍システムに搭載する球状化した磁気冷凍材料を開発し、実機での磁気冷凍性能の評価及び水素液化を実証する。水素液化温度で動作する磁気冷凍材料として、最近発見した世界最高エントロピー変化を示す HoB2[1]の球状化処理過程を研究し、実機搭載により AMR 磁気冷凍システムの高性能化（50％効率）を達成することを目指している。
2．実験方法アトマイズについては、現有の小型アトマイズ装置を用いた。
HoB2 は、2200℃で分解溶融（HoB4+Ho）し、2350℃で完全溶融する物質であるが、加熱方式及びアトマイズプロセスを工夫することにより 212～500μm を分布の中心とした球状粉を 作 製 し た 。 SEM 等 の 形 状 観 察 に よ り 、 area, circularity,roundness の分布を Image-J を用いて解析した。研磨試料の内部組織観察、アトマイズ粉の磁化、エントロピー変化を
SQUID（磁化）、PPMS（比熱）を用いて評価した。
3．結果と考察HoB2 は、包晶系であること、完全融解温度が 2350℃と高温であること、試料の発火性や脆さなど、アトマイズする材料としては、様々な点で難しい。本研究では、アトマイズ装置を使用して、AMR 用球形紛 212～500μm の試料を作製したので報告する。
図１は、Ho-B の平衡状態図に今回行ったアトマイズ原料組
成を書き入れたものである。Ho-rich 側の組成を原料とすることにより、融点を下げ容易に溶解することができる。結果、アトマイズ粉は HoB2+Ho になり、B-rich 側では HoB2+HoB4 になった。それぞれの原料組成とアトマイズ粉の組成を XRD 分析
により量的組成関係とアトマイズ粉内部組織を観察した。内部組 織 で は 、 Ho-rich 組 成 で あ る HoB で HoB2 のhexagonal-Boron ネットワークを反映した層状構造が顕著に発達しながら凝固したことが観察された。ストイキオメトリー組成
である HoB2 ではアトマイズ粉もほぼ HoB2 単相で図２のような球状粉が得られた。アトマイズ粉の真円度（Circularrity,
Roundness）は ImageJ によって分析し、同様の方法でアトマイ
ズした HoAl2 と同じレベルの Roundness>0.87 が得られた。
HoB2 のアトマイズ粉の磁場５T＝＞０T のエントロピー変化を図３に示した。アーク溶解多結晶と同じくらいの値～90%の値を示した。講演では、アトマイズ粉の内部組織、物性についても言及する予定である。
謝辞
本研究は JST 未来社会創造事業 JPMJMI18A3 の支援を受けたものである。

Fig.1 Phase diagram of Ho-B and feeding rod composition.
(1990 Liao P.K.)

Fig.2 Atomized particles of HoB2 in the size between 355-500m
and HoB2 (P6/mmm) structure.

Fig.3 Temperature dependence of entropy change from 5 T to
0 T in each size of the atomized HoB2.
参考文献
1. Pedro Baptista de Castro, Kensei Terashima, et al., NPG
Asia Materials (2020) 12:35,
https://doi.org/10.1038/s41427-020-0214-y― 104 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2C-p03

冷凍機

多層充填ランタン系合金を用いた室温磁気冷凍機の性能
Performance of Room Temperature Magnetic Refrigeration using Multi Layered
Lanthanum(La)-based Alloys
荒木 快生，岡村 哲至（東工大）；裵相哲（サンデン AT）
ARAKI Kaisei, OKAMURA Tetsuji (Tokyo Tech); BAE Sangchul (SANDEN AT)
E-mail: araki.k.am@m.titech.ac.jp
１．はじめにフロンガスを使用しない冷凍装置の実現のため、磁性材料の磁気熱量効果を利用した室温磁気冷凍機の研究が行われている。 先行研究では、磁気冷凍機の最大温度スパンは、
AMR（active magnetic regenerator）にキュリー温度が異なる材
料を階層状に充填することで拡張されることが明らかになっている[1,2]。本研究は、ランタン（La）ベースの合金を階層状に充填した AMR について、冷凍性能を 1 次元数値解析と実験により評価した。
２．冷凍能力実験
図 1 に実験装置の概略を示す。磁性体を充填した 2 本 1
対のダクトに対して、磁場を交互に印加しながら熱輸送媒体の水を流す実験装置を用いた。磁場が印加されているダクトは磁性材料の温度が上昇しており、熱交換媒体を低温側から高温側へ流し、恒温槽で排熱を行う。磁場が印加されていな
いダクトは磁性材料の温度が低下しており、熱交換媒体を高
温側から低温側へ向かって流すことで、冷却ステージの温度が下がる。配管を通る水は、ダクト出口付近に取り付けられた
バルブによって常に 1 方向の流れとなるようにした。ダクト寸法
は 内 径 21mm 、 長 さ 120mm と し 、 磁 性 材 料 は 平 均 粒 度
0.45mm、球形状でキュリー温度が 0.6℃～23.7℃の範囲のものを 12 種類等間隔に充填した。となり合う磁性材料のキュリ
ー温度間隔は約 2℃となっている。磁場を印加する周波数は1.5Hz、水の流量は 0.3, 0.5, 0.7L / min の 3 条件とし、排熱温
度は 24℃に拘束した。ヒーターで冷却ステージにかけた熱負荷を冷凍能力と定義した。また、消磁ダクトの低温側と励磁ダ
クトの高温側の温度差をダクト温度スパンと定義し、計 3 条件
についてダクト温度スパンに対する冷凍能力を評価した。

qex は水と磁性材料間の熱交換量である。図 2 に実験装置を模擬した 1 次元伝熱数値解析のモデルを示す。配管及びデッドボリュームについては磁性材料が充填されていないため
熱交換媒体のみ解析した。有効熱伝達係数は、ランツ式と磁性材料のビオ数を使用して計算した[3,4]。また、磁性材料の断熱温度変化を時間に伴って変化させることで、磁場を印加する磁石の移動を表現した。

Fig2. 1 dimensional analysis model
４．冷凍能力実験及び解析結果
図 3 に磁場を印加する周波数を 1.5Hz に拘束したときのダクト温度スパン-冷凍能力の結果を示す。熱負荷 0W での温度スパンは解析値と実験値で 10%以内の誤差で一致した。また、温度スパン 5℃以下の冷凍能力についても解析値が 15%以内の誤差で実験値と一致するに至った。しかし、温度スパ
ン 5℃以上の冷凍能力については、実験値と解析値の曲線の傾向に差異があり、流量 0.3L/min の条件においては最大
誤差約 200%となった。

Fig1. System of experiment an equipment
３．冷凍能力解析
冷凍能力解析では、実験装置を模擬し、ダクト、ダクト内において磁性材料を充填しないデッドボリューム、配管について解析モデルを構築し、水と磁性材料の間の熱交換について 1 次元伝熱数値解析を解いた。検査体積である磁性材料
充填部、デッドボリューム、配管を長さ方向へ幅 dx で分割し、微小長さについて以下のエネルギー保存方程式を解いた。
Fluid :
Material :𝜕𝜕𝜕𝜕𝑇𝑇𝑇𝑇𝑓𝑓𝑓𝑓𝜕𝜕𝜕𝜕 2 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑓𝑓𝑓𝑓
𝜕𝜕𝜕𝜕𝑇𝑇𝑇𝑇−𝑞𝑞𝑞𝑞𝑒𝑒𝑒𝑒𝜕𝜕𝜕𝜕+ 𝑢𝑢𝑢𝑢 � =+ 𝑘𝑘𝑘𝑘𝑒𝑒𝑒𝑒𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓 ,𝑓𝑓𝑓𝑓𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕
𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕
𝑉𝑉𝑉𝑉𝑓𝑓𝑓𝑓𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕 2
𝜕𝜕𝜕𝜕𝑇𝑇𝑇𝑇𝑚𝑚𝑚𝑚𝜕𝜕𝜕𝜕 2 𝑇𝑇𝑇𝑇𝑚𝑚𝑚𝑚 𝑞𝑞𝑞𝑞𝑒𝑒𝑒𝑒𝜕𝜕𝜕𝜕𝜌𝜌𝜌𝜌𝑚𝑚𝑚𝑚 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑚𝑚𝑚𝑚= 𝑘𝑘𝑘𝑘𝑒𝑒𝑒𝑒𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓 ,𝑚𝑚𝑚𝑚+
𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕
𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕𝜕 2
𝑉𝑉𝑉𝑉𝑚𝑚𝑚𝑚

𝜌𝜌𝜌𝜌𝑓𝑓𝑓𝑓 𝑐𝑐𝑐𝑐𝑓𝑓𝑓𝑓 �

Fig3. Analysis and experimental results of cooling power
参考文献
1. M.A. Richard, et al.: Journal of Applid Physics,
Vol.95(2004)p.2146-2150
2. C. Zimm, et al.:International Journal of Refgigeration,
Vol29(2006)p.1302-1306
3. W.E. Ranz, et al.:Chemical Engineering Progress,
Vol.43(1952)p.141-146
4. K.L. Engelbercht, et al.:Journal of Heat Transfer,
Vol.128(2006)p.1060-1069― 105 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2C-p04

冷凍機

室温磁気冷凍システムにおける熱交換器の小型高性能化に関する研究
Research on miniaturization and high performance of heat exchangers
in room temperature magnetic refrigeration system
安部 勇汰，岡村 哲至(東工大); 裵 相哲（サンデン AT）
ABE Yuta， OKAMURA Tetsuji (Tokyo Tech); BAE Sangchul (Sanden AT)
E-mail: abe.y.aq@m.titech.ac.jp
1．はじめに
冷凍空調機器のノンフロン化を実現するため，磁性材料の持つ磁気熱量効果を利用した室温磁気冷凍機の研究が行わ れ て い る . 先 行 研 究 よ り ， 磁 気 再 生 器 (Active Magnetic
Regenerator; AMR)内にキュリー温度の異なる複数の磁性材
料を階層状に充填することによって，磁気冷凍機の最大温度スパンが拡大することが明らかにされている[1，2]．本研究は，
磁気冷凍システムを構成する要素機器のうち，清涼飲料水用のケースで言えば，庫内にあたる部分の熱交換器に注目した.
Fig.1 のように冷却室内の空気と AMR から流出する低温の水が熱交換する熱交換器を設計し，その性能について考察する. 室温磁気冷凍機を運転するとき，1T の磁場変化で AMR
内の磁性材料の断熱温度変化量は約 2K である. もし，AMRから流出した水が冷却側の熱交換器内を流れ再び AMR に入るとき，その温度が AMR を出たときに対し，2K より高くなりす
ぎると，AMR 内の温度分布が定常に保てなくなる可能性がある．すなわち，AMR と熱交換器内を出入りする水の温度差が2K 以下となるような熱交換器が必要となる. また，実際に磁気冷凍システムに熱交換器を用いる場合は，小型で高性能であることが望ましい．考察する熱交換器は，フィン・チュ
ーブ型とマイクロチャンネル型熱交換器とする．

Fig.4 のように水は一方向のみに流れるものとする．Fig.5 は，12 行×30 列の側面図である．
パラメーターは，熱交換器の幅，チューブの行数，列数，チューブピッチとする．各場合において，冷凍能力，ファン動力，
ポンプ動力の変化を考察する． 冷凍性能は，熱交換器の冷凍能力を計算するうえで従来から用いられているε-NTU 法
を用いて計算する[3]．

Water from AMR
Pool

Fin

Air

Partition

Water to AMR

Fig.2 Schematic of tube・fin heat exchanger

Air

Air

Tube

Fig.3 Side view of tube・fin heat exchanger(3 lines ×12rows)
Heat exchanger

Fan

Air

AMR ductHeat exchangerpump

Water to AMR
Water from AMR
Air

MagnetFig.4 Schematic of microchannel heat exchanger
Cold display case
Fig.1 Schematic diagram of magnetic refrigeration system
Air
2．熱交換器冷凍能力等計算条件
フィン・チューブ型とマイクロチャンネル型両方で共通する拘束条件としては，磁気冷凍機の運転条件などを考慮し，水の体積流量 4.5L/min，空気の流速 2.8m/s を用いる．開口部
は，幅×高さとし，奥行×高さは，200mm×50mm で固定とする．
フィン・チューブ型の上記以外の拘束条件は，水配配管径8mm，配管厚み 1mm，フィン厚み 1mm とする．これらの値は一般に存在するものから選んだ．また，Fig.2 のようにフィン・チュ
ーブ型の熱交換器は，AMR から全体の半分のチューブに流れた水がプールで合流し，残りの半分のチューブを通ってAMR に戻る 2 パス構造を想定した．風は，水の出口側から当てる．Fig.3 は，3 行×12 列の側面図である．
マイクロチャンネル型の上記以外の拘束条件は，フィン・チ
ューブ型熱交換器の管径の 1/10 となるように水配配管径0.8mm，配管厚み 0.1mm とする．また，マイクロチャンネル型の熱交換器は，フィン・チューブ型の熱交換器とは違い，

Air
Tube
Fig.5 Side view of microchannel heat exchanger(12 lines ×30rows)

参考文献
1. M. A. Richard, et al.: Journal of Applied Physics, Vol. 95(2004) p.2146-2150
2. C. Zimm, et al.: International Journal of Refrigeration,
Vol.29 (2006) p.1302-1306
3. R.S.Calomeno, et al., INFLUENCE OF THE HEATEXCHANGERS THERMAL CONDUCCATANCE ON
THE THERMODYNAMIC PERFORMANCE OF A
MAGNETIC REFRIGERATOR, Torino, Italy(2016),
pp123-126.

― 106 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2C-p05

冷凍機

人工衛星搭載用 5W パルス管冷凍機の開発
Development of 5W class pulse tube cooler for space use
平塚 善勝，大塚 清見，恒松 正二， 金尾 憲一，楢崎 勝弘（住重）HIRATSUKA Yoshikatsu,
OTSUKA Kiyomi, TSUNEMATSU Shoji, KANAO Kenichi, NARASAKI Katsuhiro (SHI)
E-mail: yoshikatsu.hiratsuka@shi-g.com
1． はじめに
住友重機械工業株式会社（SHI）は、地球観測衛星「しきさい」、「HISUI」、科学衛星「すざく」、「かぐや」、「あかつき」、「ひとみ/軟 X 線撮像検出器（SXI）」の検出器やシールド用冷凍機として単段スターリング冷凍機を供給し、さらに超伝導サブミリ波リムエミッションサウンダ（SMILES）や X 線科学衛星「ひとみ/軟 X 線分光像検出器（SXS）」には、2 段スターリング
冷凍機と JT 冷凍機からなる 4K 冷凍機を供給してきた。
昨今、観測能力を向上させるためにセンサを大型化することが計画されており、これに伴い冷凍機の冷却能力を上げる必要性がある。パルス管冷凍機の膨脹器は可動部がないため、信頼性で有利な上に、膨脹機の振動を抑制するためのアクティブバランサが不要になる可能性もある。本報告では、新規圧縮機を含めて 77 K で 5 W の冷却能力を持つ単段パルス管冷凍機の試作機開発を行ったので、その性能試験結果について報告する。
2．圧縮機性能評価
冷却能力を上げるために圧縮機への投入電力が増加し、大幅にサイズが大きくなることが懸念される。モータの可動方式をコイル可動型からエネルギ密度の高い磁石稼働型に変更することで、圧縮機の効率を改善し現行機とほぼ同等サイズになることを目論んだ[１]。表１には、単段スターリング冷凍機の同じ膨張機を使った時の新規圧縮機と現行機との性能が比較されている。同表から、幾何形状、重量などは現行圧縮機とほぼ同等で、電気入力 50W 時の圧縮機効率が向上し、冷凍能力ならびに冷却効率も改善している事が分かる。

5．まとめと今後の展望
冷凍能力増加に対応するためパルス管冷凍機の試作機を設計製作し、性能評価試験を行った。その結果、現行の圧縮機サイズ・重量と同程度の形状で、電気入力 120 W で、冷凍能力 5 W at 77 K が得られた。また、振動測定を行いアクティブバランサの制御なしで低振動化が確認された。今後は、衛星搭載の 2 段冷凍機予冷用機への適用、さらに本結果を応用し 2 段パルス管冷凍機の開発を目指す。
参考文献
1
K. Yumoto, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol.
95 (2017) p.66
Table.1 Performance evaluation of compressor using Stirling
expander (Electrical input power 50 W).
Item
This model
Original model
Compressor efficiency
80.7%
55.7%
φ110mm
φ98mm
Size
L210mm
L238mmWeight3.7 kg
3.3 kg
Cooling capacity at 77K
3.12W
2.17W

3．パルス管膨張器の性能評価
パルス管冷凍機の性能は、蓄冷器からパルス管へのガス流
出入における整流効果に大きく起因する。インライン膨張器
は、各々の構成部品が同軸上に配置されるので、パルス管部におけるガスの乱れによる影響は小さい。また同軸型膨張器
は、蓄冷器がパルス管の周りに円環上に配置され、相互の温度分布の違いによる干渉や蓄冷材のバイパス量の増加による性能低下が懸念される。同軸型膨張器を製作するに先立ち、開発の容易性からインライン型、U 型膨張器の順に設計製作を行った。図１には、試作同軸型パルス管冷凍機の写真、そして図 2 には、各々の膨張器形態における冷凍性能の比較が示されている。同軸型膨張器の冷凍性能は、電気入力 120
W で、冷凍能力 5.2 W at 77 K が得られている。また U 型膨張器は、蓄冷器とパルス管容器の剛性問題からインライン型、同軸型よりも管の肉厚が厚くなり、到達温度ならびに冷凍性能が他の形状に比べて悪くなっている事が分かる。
4．振動測定人工衛星に冷凍機を搭載するに際し、冷凍機の振動がセンサへ与える影響を極力減らす必要がある。スターリング冷凍機はアクティブバランサを制御し振動を低減している。冷却温
度 77K における膨張器低温端の振動振幅を真空容器にガラス窓を設け、レーザドップラにより測定した。その結果、軸方向に 1.5μmp-p、軸直交に 0.5μmp-p の変位振動があることが分かった。

― 107 ―

Weight 3.7Kg

Coaxial Pulsetube_Expander

228ｍｍ
210ｍｍ
Compressor
Weight1.4Kg

Fig.1 Photograph of the coaxial pulse tube cryocooler.

Fig.2 Comparison of cooling performance depending on
the form of the pulse tube expander.
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2C-p06

冷凍機

極低温冷媒循環方式による HTS コイルの冷却システムに関する研究
Investigation of cryogenic refrigerant circulation system for cooling HTS coil
永井 せつら, 野口 正純, 岡村 哲至(東工大); 平野 直樹(NIFS)
NAGAI Setsura, NOGUCHI Masazumi, OKAMURA Tetsuji (T. I. Tech); HIRANO Naoki (NIFS)
E-mail: nagai.s.ai@m.titech.ac.jp
１．緒 言
超電導コイルを応用した機器を生産現場に導入することを考えると, スペースの関係からコイル冷却用の冷凍機とコイルの距離を離さなければならない場合, 伝導冷却では十分な冷却ができない. その際, 循環冷却あればコイルと冷凍機の距離が離れても効率を落とさずに冷却できると考えられる. 本研究では, 極低温冷媒の循環による冷却シス
テムについて実験および解析をおこなう.
２．極低温冷媒循環冷却システム実験
本実験における実験装置の概略図を Fig.1 に示す. 真空
断熱容器と多層断熱材を用いることで熱侵入を防いだ.
冷媒となるヘリウムガスを断熱容器外に設置したコンプ
レッサによって, 断熱容器内にある予冷熱交換器, ＧＭ
冷凍機, ヒータを取り付けた銅ブロックを経由して循環させることで, 熱源である高温超電導コイルを模した銅ブロックを冷却し, その時の各場所での温度を計測する.
流量の調整はコンプレッサ付近の三つのバルブを用いて行う.

Fig.3 Cooling performance of experimental equipment
４. 極低温循環ファン(クライオファン)使用の検討
Fig.1 の実験装置では, 室温で真空断熱容器内に入ってくる冷媒を予冷するために 60m の銅の二重管を熱交換器として使用しており, これが真空断熱容器内の冷媒流路のほとん
どを占めている. そのため, 冷媒を室温に戻さずに循環させることができるクライオファンを使うことで装置の大幅な小型化が狙えると考えられる. クライオファンを用いた時の冷却性能を解析した結果を Fig.4 に示す. ただしクライ
オファンは CRYOZONE 社の Cierzo という機種の性能を用いて解析し, 同じ流量, 圧力での既存のコンプレッサによる解析結果と比較した. Fig.4 を見ると, クライオファンを使用することで, 室温コンプレッサを使用する場合に比べ,冷却性能が向上することがわかる. さらに, 消費電力の面でも既存のコンプレッサが数 kW であるのに対し, 本解析に用いたクライオファンは 12W と大幅に低減できる.

Fig.1 Outline of refrigerant circulation cooling system
３．解析および実験の結果と考察
Fig.2 に冷媒循環システムの入熱に対するコイル温度の解析結果を示す. Fig.2 を見ると, 熱負荷によってコイル温度が最も低くなる流量が変化しており, その値は熱負荷の値が大きくなるほど大きくなっていくことがわかる.
Fig.3 に実験の結果と, それと同じ条件での解析結果を示す. Fig.3 をみると, 解析結果と実験結果では温度域に違いはあるが, 似た傾向の冷凍特性を示している.
Fig.4 Cooling performance when using a cryogenic circulation fan
５．まとめ(1)数値解析より, 冷媒循環冷却システムの様々な条件での冷凍特性が明らかになった.
(2)冷媒循環冷却システムの実験と解析の比較より, 解析が信頼できるものであることが示唆され, 冷媒循環冷却シ
ステムによる超電導コイルの冷却が可能であることが示された.
(3)解析により, 低温循環ファンを使用することで, 冷却性能の向上, 消費電力の低減, 小型化が可能であることが示唆された.
Fig.2 Cooling performance of refrigerant circulation cooling method― 108 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2C-p07

冷凍機

ガスアトマイズ法による HoAl2 球状磁気冷凍材料の作製
Fabrication of spherical HoAl2 magnetic refrigerants by a gas-atomization process
山本 貴史、竹屋 浩幸、齋藤 明子、寺嶋 健成、Baptista de CASTRO Pedro、沼澤 健則、高野 義彦 （物材機構）
YAMAMOTO. D. Takafumi, TAKEYA Hiryoyuki, SAITO T. Akiko, TERASHIMA Kensei,
Baptista de CASTRO Pedro, NUMAZAWA Takenori, TAKANO Yoshihiko (NIMS)
E-mail: yamamoto.takafumi@nims.go.jp

謝辞

1．はじめに水素をエネルギー媒体とする水素社会実現への気運が高
まりつつある中で、磁気冷凍を用いた高効率な水素液化技術

本研究は、JST 未来社会創造事業 JPMJMI18A3 の支援を受けたものである。

が注目されている。実用的な冷凍システムとして、AMR(Active
magnetic regenerator)方式による磁気冷凍機がある。このＡＭ
Ｒシステムにおいて高い冷凍効率を得るには、大きな磁気熱量効果を示す磁性材料をサブミリオーダーの球の形で磁気冷媒として利用するのが良いとされている。こうした中で、我々はガスアトマイズ法による球状磁気冷凍材料の作製に取り組んでいる。本研究において有望材料の一つである HoAl2 [1]の球状化に成功したので、分析・特性評価に関して報告する。
2．実験方法
現有のガスアトマイズ装置を用いて、212-355 μm を中心とした粒径分布を持つ HoAl2 アトマイズ試料を作製した。得られた試料について、X 線回折実験、SEM 観察、物性測定(磁化、比熱)を行い、結晶構造、モルフォロジー、磁気熱量特性の観点から評価するとともに、HoAl2 バルク原料との比較を行った。
Figure 1: SEM images of (a) surface and (b) cross sectionof HoAl2 particles with 212-355 μm diameter.

表面および(b)断面の SEM 像である。異形や表面に穴のある

25

SM [J/kg K]

試料が見られるものの、多くの球状試料が得られている。ガスアトマイズ法では試料内部に空孔が生じることが問題とされてきたが、我々が作製した球状試料ではそうした空孔が少ない(Fig. 1(b))。これは、本研究でアトマイズに用いた Ar ガスの圧

20
15
10

力が、従来のものと比べて低いことに由来すると考えている。

5

Figure 2 にいくつかの磁場変化 B→0 T に応じた磁気エント00

ロピー変化 ΔSM の温度依存性を示す。HoAl2 アトマイズ試料ある。講演では、結晶構造や物性の話も交えつつ、本研究に

3T

0.05

1T

10

20 30 40 50
Temperature [K]060

Figure 2: Magnetic entropy change of HoAl2 bulk and
HoAl2 particles with 212-355 μm diameter.

は、HoAl2 バルク原料とほぼ同じ ΔSM を示し、その大きさは、
磁場変化 5→0 T の時、最大で約 25 J/kg K (0.15 J/cm3 K)で

0.15
HoAl2
Bulk
Particles
0.10
5T

3

Figure 1 は、HoAl2 アトマイズ試料(直径 212-355 μm)の(a)SM [J/cm K]

3．結果と考察参考文献
１. T. Hashimoto et al.: Adv. Cryog. Eng. Mater. 32 (1986)

おけるアトマイズプロセスについて詳しく説明する。

279.

― 109 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2C-p08

冷凍機

断熱多層膜スペーサの熱伝達率の重量依存性
Heat Transfer’s weight dependence of Multi-layer insulation (MLI)
山口 作太郎，神田 昌枝（中部大学）；松本 一昭（栃木カネカ）
YAMAGUCHI Satarou, KANDA Masae (Chubu University); MATSUMOTO Kazuaki (Tochigi KANEKA)
E-mail: yamax@isc.chubu.acjp
1．はじめに
断熱多層膜（MLI）は低温への熱侵入を低減するための最も基本的な部材である。MLI の最適化を目指して、複数の実
験とその解析を行ってきた[1,2,3,4,5]。特に、超伝導直流送電（SCDC）では、熱負荷の大部分が外部環境からの熱侵入となるため、MLI 断熱性能の向上は SCDC の成否を左右する。
MLI は 2 つの部材からなる。一つは両面にアルミ蒸着したプラ
スチック膜（ACTF）であり、もう一つは ACTF の間に挟むスペーサである。常温（∼300K）では輻射が最も強くなる波長は10m ほどであり、温度が下がると順次赤外領域にシフトする。
赤外領域では ACTF の反射率は極めて高くなり、色々な方法での測定によって反射率が 95％以上（輻射率は 5％以下）あり、ほぼ限界に達していると思われる。
一方、スペーサの役割は ACTF が互いに直接接触しないようにするための部材であり、赤外線の吸収が少なく、熱伝導率が低い材料を選択し、形状としてはできる限り熱伝達率が低くなるような設計が行われている。同時に真空中に設置するために outgas 率が低いことも必要である。
さて、クライオスタット中では低温になる機器を保持するた
めに、支持材が必要になるが、構造的には MLI 自身が支持材として利用される場合がある。また、ACTF 間の接触熱伝導率を低くするためにはできる限り MLI 自重も軽く作る必要がある。このため、色々なスペーサや MLI 構造が模索されてきた。
しかし、現時点ではどのような材料で構成にするかについて決まった方法がある状況ではなく、最適化についての模索が行われている段階である。特に、計算機実験が適用しにくく、実験的に再現性が良くないため注意深い実験が求められてきた。今回、異なった 2 つスペーサを用いて、ACTF とスペー
サをそれぞれ一層にして、それに重りを乗せて熱侵入量がどのように変化をするかを、温度測定を小型実験装置で行い、解析によって熱侵入量を求めることにした。
2．実験装置
図 1 に実験装置を示す。温度制御しているクライオヘッドの上にスペーサと ACTF を置く。重量を変えるために、交換可能な薄いステンレス板の両面に ACTF を貼り付け、それに熱電対を取り付け、温度計測を行う。光学的に平行平板モデルが使えるように、図に示すように横側から輻射光が入ってこな
いように MLI をクライオヘッドに巻いた。そして、ステンレス板の枚数を変えながら温度計測を行った。

3．実験結果とその解析
実験結果を図 2 に示す。縦軸は環境温度と ACTF 温度の差を示している。横軸はスペーサの上にある重量である。スペーサは 9B12, Net の 2 種類に対して行った。これから、重量が増すと、温度差は増大し、結果として熱侵入量が増えること
が実験的にも実証された。また、スペーサによって重量依存性が異なり、Net は重量が増しても、熱侵入量がそれほど増加しないことが分かった。
尚、21 層 MLI の自重は重量にして図 2 の横軸 0.5∼0.6 [g]に対応する。

Fig. 2 Experimental results of the weight and the temperature
difference between the ambient and ACTF temperatures

この実験から、重量ゼロの時は熱輸送が輻射のみで決まる温度差に対応し、重量が増すことによってスペーサの熱伝
導による熱侵入量が求めることができる。結果として 9B12 はNet に比べて熱伝導による熱侵入量が多いことが平行平板モ
デルを用いた結果から得られた。講演ではこの結果も報告する。
参考文献
1. 山口他、「石狩超電導直流ケーブルの断熱性能解析-1」第 95 回 2017 年度秋期 低温工学・超電導学会
講演概要集 3B-a03, p. 161
2. 山口他、「石狩超電導直流ケーブルの断熱性能解析-2」第 96 回 2018 年度春期 低温工学・超電導学会
講演概要集 2P-p13, p. 133
3. 山口他、「石狩超電導直流ケーブルの断熱性能解析-3」第 97 回 2018 年度秋期 低温工学・超電導学会講演概要集 1D-a03, p. 49
4. 山口他、「石狩超電導直流ケーブルの断熱性能解析-4」第 98 回 2019 年度春期 低温工学・超電導学会講演概要集 2P-p01, p. 101
5. M. KANDA et al, “Heat transfer through multi-layer
insulation (MLI) “. Submitted to Physica C

Fig.1 Schematic Drawing of the experimental setup― 110 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p01

交流損失・分流

パワーエレクトロニクス機器での使用を想定した条件下でのHTS サンプルコイルの交流損失特性の測定
Measurement of AC loss characteristics of HTS sample coil under the conditions assumed to be
used in power electronics devices
船越 湧， 平山 斉， 川畑 秋馬 (鹿児島大)
FUNAKOSHI Waku， HIRAYAMA Tadashi， KAWABATA Shuma (Kagoshima University)
E-mail: k7861864@kadai.jp
1．はじめに超伝導技術の適用領域拡大の観点から，パワーエレクトロニクス機器用の常伝導コイルを高温超伝導コイル(HTS)に置き換えたときの特性把握など，産業応用分野への超伝導技術の適用可能性を検討することは重要である。搬送や輸送など
様々な用途で用いられているパワーエレクトロニクス機器では，その駆動回路にインバータなどを用いることから，駆動電流には高調波成分が含まれている。本研究では，パワーエレクトロニクス機器での使用を想定した HTS コイルの交流損失特性を定量的に評価することを目的としている 1)。本発表では，液体窒素蒸発法を用いて，基本波に高調波成分を重畳させた種々の条件下で HTS サンプルコイルの交流損失特性を測定し，高調波成分による交流損失への影響について調べたので，その結果について報告する。

4．測定結果Fig. 3 に交流損失の測定結果を示す。横軸は基本波の電流振幅，縦軸は交流損失の測定値である。図中の△印のプ
ロットは高調波成分を含まない基本波のみの場合の測定値で，それ以外のプロットは電流振幅の異なる 10 kHz の高調波を重畳した場合の測定値である。同図には，楕円断面超伝導
線材の斜め磁界損失特性 2) で求めた磁化損失， Norris の式
で求めた通電損失，接続部のジュール損失、全交流損失の計算値も示した。基本波での交流損失の測定値は計算値とよい一致を示しており，精度よく測定できていることがわかる。
一方，基本波に高調波電流成分が重畳されると，その振幅の大きさに伴い交流損失は増加する結果が得られた。高調波
電流の周波数を一定にしたときの交流損失の増加分の電流
振幅依存性，ならびに電流振幅を一定にしたときの交流損失の増加分の周波数依存性の測定結果ならびにその検討結果
については，当日報告する。

25

Amplitude of

ΔI harmonic wave

20

Current [A]

3．HTS サンプルコイルと交流損失測定条件
HTS サンプルコイルは内径 40 mm，3 ターン 30 層ソレノイド
コイルで，総線材長は 15.3 m で作製した。このコイルの巻線には臨界電流 56 A (@ 77 K, s.f.) ，線材幅 2.9 mm，厚さ 0.36mm の Bi-2223 テープ線材を使用した。Fig. 2 はサンプルコイ
ルへの通電電流波形の一例であり，台形波にパワーエレクト
ロニクス回路により高調波を重畳させたものである。基本波の周波数 100 Hz，高調波の波形は三角波で，周波数を 5～21
kHz，振幅を 1.0～2.4 A の範囲で変化させた。このときの HTS
サンプルコイルの交流損失の高調波成分による影響について調べた。

Fig. 1. Schematic view of AC loss measurement system using
liquid nitrogen boil-off method.

15
Amplitude offundamental wave

10
50

10 ms (100 Hz)

0

2

4

6
Time [ms]

8

10

12

Fig. 2. An example of applied current waveform.
1.E+04104

1.0 A
2.2 A Harmonic
1.3 A wave
f = 10 kHz
2.4 A
Fundamental wave
Total AC loss
Magnetization loss
Trans. current loss
Joule loss

AC loss [J/m3/cycle]

2．液体窒素蒸発法による交流損失測定方法
交流損失測定は液体窒素蒸発法を用いて行った。Fig.1 に蒸発法による交流損失測定システムの概略図を示す。本測
定では HTS サンプルコイルの発熱により蒸発した窒素ガス流量をガスメータで測定し，発熱量へ換算して損失値とした。測定値は校正用ヒータの入熱に対する窒素ガス蒸発量の測定結果を用いて校正した。

103
1.E+03102
1.E+02101
1.E+01

1

10
Current amplitude of fundamental wave [A]100Fig. 3. Measured AC loss characteristics.
参考文献
1) R. Nishio, et al.: Abstract of CSSJ Conference, Vol. 97(2018) p.142.
2) K. Kajikawa, et al.: J. Cryo. Soc. Jpn., Vol. 39, No.7 (2004)
pp. 328-333.

― 111 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p02

交流損失・分流

回転磁界中の MgB2 超電導コイルの交流損失特性評価
AC loss evaluation of a MgB2 superconducting coil in a rotating magnetic field
岩田 遥介，寺尾 悠, 淵野 修一郎, 大崎 博之 （東大）
IWATA Yosuke，TERAO Yutaka, FUCHINO Syuichiro and OHSAKI Hiroyuki (Univ. of Tokyo)
E-mail: iwata-yosuke@g.ecc.u-tokyo.ac.jp
1．はじめに将来の電動航空機等の研究において、高出力密度化の観点から全超電導回転機を用いることが検討されている[1]。全超電導モータの効率を算出するためには、回転磁界中での超電導体の交流損失を把握する必要がある。RE 系超電導体に関しては、回転磁界を印加した場合の交流損失報告例はあるものの、MgB2 超電導体に回転磁界を印加した際の交流
損失の報告例は少ない[2]。そこで本発表では、 MgB2 超電導コイルに回転磁界を印加した場合の交流損失について、有限要素法による電磁界解析と測定装置の検討を行った結果を報告する。
2. 有限要素法による電磁界解析
MgB2 超電導コイルに発生する損失を見積もるために、コイ
ル部分に発生する回転磁界の解析を JMAG-Designer®を用いて行った。一般に、コイルに発生するヒステリシス損失と結合損失は Bean モデルで近似した場合、以下のようになる。
16
(1)
𝑊𝑊� �
𝑟𝑟 𝐽𝐽 𝜇𝜇 𝐻𝐻 𝑓𝑓𝑁𝑁 𝑁𝑁 𝑉𝑉
3𝜋𝜋 � � � � � �
𝜔𝜔𝜔𝜔�
𝑟𝑟� �
(2)
�
𝑊𝑊� � �𝜋𝜋 � � 𝜇𝜇� 𝐻𝐻�
𝑓𝑓𝑁𝑁 𝑉𝑉𝑟𝑟�
1 � �𝜔𝜔𝜔𝜔� �� �
Wh、Wc は横磁界ヒステリシス損失、結合損失である。r0 はフィラメント半径、rb はフィラメント領域の半径、rw は多芯線の半径、N1 はフィラメント数、N2 はコイルのターン数、V はコイル 1
回巻きあたりの体積を表す。Jc は臨界電流密度、Hm は回転磁界の振幅、f は周波数 τse は結合時定数、𝜔𝜔は角周波数である。
実験に用いたレーストラック形の MgB2 超電導コイルの諸元をTable 1 に示す。
次に、式(1)、(2)用いて計算した交流損失を Fig. 1 に示す。
冷却温度 20 K、周波数 5 Hz から 100 Hz で、0.15 T の磁界を印加した場合の結合損失とヒステリシス損失の和を示している。実験で使用した MgB2 多芯線はツイストピッチが比較的長いため、結合損失による寄与が大きくなった。
3. 測定装置
MgB2 超電導コイルに回転磁界を印加するハルバッハ配列の 6 極永久磁石回転子について、有限要素解析を行った。その解析結果をもとに、測定装置を設計、製作した。Fig. 2 に装置概観を示す。回転子を 2000 rpm まで回転させることが可能で、クライオスタット内部の MgB2 超電導コイルに 100 Hz
までの回転磁界を加えることができる。また、コイルのターン数
が 1、21、45 の箇所について温度を測定したところ、最低到達温度は Table 2 のようになった。コイル全体は超電導状態であるものの、ボビン側と外側の温度に比べてコイルの中間層は温度が高いことが分かった。冷凍機による伝導冷却であるため、このような温度差が生じてしまったと考えられる。
次に、製作した装置で測定した磁束密度分布を Fig. 3 に示す。ホールセンサにより、回転子外径表面から 30 mm の位
置のレーストラックコイルの中心軸上の点で、r 方向と z 方向の磁束密度を測定した。測定結果から、振幅 0.16 T 程度の正弦波状の磁束密度がコイルに印加されていることが確認できた。そして、このような回転磁界を超電導状態のコイルに印加し、発生する交流損失を測定する。
4. まとめと今後の予定
有限要素法による電磁界解析を行い、回転磁界印加時のMgB2 超電導コイルに発生する交流損失を見積もった。また、製作した測定装置についての検討を行い、冷却試験と回転磁界の測定を行った。今後は、コイルに回転磁界を印加した
時の交流損失を測定予定である。
参考文献
1. Y. Terao, et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 28(2018) 5208005
2. F. Weng, et al., Supercond. Sci. Technol., Vol. 33 (2020)
104002
Table 1. Coil dimensions― 112 ―

Number of filaments
Number of coil turns
Coil size (racetrack)
Bending diameter

36
45
150×100 mm
100 mmTable 2. Coil temperature
1st roll
21th roll45th roll

7.4 K
16.5 K
6.5 K

Fig. 1 Estimated AC loss at 20 K

Fig. 2 Overview of the measurement equipment

Fig. 3 Waveform of the rotating magnetic fieldat the MgB2 superconducting coil
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p03交流損失・分流

数値解析による無限長スパイラル薄膜線材ケーブルの交流損失評価
Numerical analyses of AC losses in spiral-coated-conductor cables
李 陽，曽我部 友輔, 豊本 竜希, 雨宮 尚之（京大）
LI Yang, SOGABE Yusuke, TOYOMOTO Ryuki, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto University)
E-mail: y-li@asl.kuee.kyoto-u.ac.jp
1．BackgroundSingle coated conductor (CC) has limited bending angle
due to its tape shape, which requires special coil design andspecial winding machine to wind compared to traditional roundcable. One approach to solve this problem is winding CCs
spirally on round metal core, which is provided commercially
as CORC (Conductor on Round Core) cable or wire [1]. Withlimited previous researches conducted on the AC loss of spiral
CC cable, we investigated the AC loss property of spiral CC
cable by experiments and analyses.
2．Measurement conditions
We measured ac losses of 155 mm-long spiral CC cable at
77 K by the method mentioned in [2]. Samples were placed insinusoidal transvers magnetic field and/or carrying sinusoidal
currents at various frequencies and amplitude. The measured
sample consists of a copper core whose diameter is 2.5 mm and3 layers of CCs wound around the copper core. Each layer ofCCs contain two 2 mm-width CC tapes with critical current(Ic,tape) of 68 A in self-field at 77 K. The measurements in
65.44 Hz transverse magnetic field were conducted on four
additional samples: sample with 2 layer and 2 CCs per layer(2L-2T), 1L-2T, 1L-1T, and copper core (Cu core). Those
samples were made by rip off the outermost CCs from theoriginal 3L-2T sample by order.
3．Analyses method
We conducted numerical analyses to simulate previous
experiments. The influence of copper core was not consideredand periodic boundary condition was adapted in the analyses
model, which is shown in Fig. 1.
The electric field-current density (E-J) characteristic of the
CC for the analyses was described by power law model whose
n-value and critical current is dependent on the external
magnetic field. Parameters of the E-J characteristic wereassumed by two steps. Parameters that affect the dependency tomagnetic field were defined the same as corresponding
parameters of similar CC. Then, parameters that determine thecritical current of the CC were adjusted so that it shows same
critical current as the measured critical current under self-field.
Because currents in each layer were not measured duringexperiments and they may carry different amount of current,
distribution of currents among layers need to be assumed forthe analyses. We considered several possible distribution
patterns and examined their validity by comparing
corresponding analyses results with the measurement results.
The pattern that reproduces the measurement result best waschosen for the analyses, in which we conducted simple circuit
calculation with assumed parameters to obtain currents in eachlayer.
4．Measurements results and expectations
Magnetization measurement results are shown in Fig. 2.
The shielding effect of outermost layer can be observed inFig. 2, as more layer lower the magnetization loss per strand
under small magnetic field, and samples have smaller
magnetization losses than copper core. Though corresponding
numerical analyses is under the progress, it should reveal the
spatial distribution and temporal evolution of AC loss in spiral
CC cable, which is very helpful for understanding themechanism of AC loss in spiral CC cable.

Fig. 1 Analysis model of 3T-2L cable. Only one turn in eachlayer is analyzed with periodic boundary condition.

Fig. 2 Measured magnetization losses of CORC samples perunit length per strand at 65.44 Hz. Measurement results arecompared with magnetization losses predicted by Brandt’s
equation [3] at various critical current (Ic).
Acknowledgement
This work was supported in part by JST-Mirai Program Grant
Number JPMJMI19E1, Japan.
References
1. J. D. Weiss, et al.: Supercond. Sci. Technol., Vol. 30 (2016)
Art. no. 014002.
2. Z. Jiang, et al.: Supercond. Sci. Technol., Vol. 17 (2004) pp.
371-379.
3. E. H. Brandt, et al.: Phys. Rev. B., vol. 48 (1993) pp.
12893-12906.

― 113 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p04

交流損失・分流

銅分流層複合マルチフィラメント薄膜高温超伝導線のクエンチ解析手法の検討
Examination of quench analysis methods for copper-plated scribed coated conductor
曽我部 友輔，若林 洸希，雨宮 尚之（京大）
SOGABE Yusuke， WAKABAYASHI Koki, AMEMIYA Naoyuki (Kyoto University)
E-mail: sogabe.yusuke.6s@kyoto-u.ac.jp
1．はじめに
銅分流層複合マルチフィラメント薄膜高温超伝導線は、これをスパイラル化することによって、高温超伝導線の安定化と低損失化の両立を実現できる可能性のある技術である。しかし、この線がクエンチした場合の熱的・電磁気的振舞いは明らかになっておらず、数値解析による評価が求められる。我々は、銅分流層複合マルチフィラメント薄膜高温超伝導線のクエンチ解析に向けた検討を行ったので、これを報告する。

チフィラメント薄膜高温超伝導線を二次元回路網によってモデル化できる。これを解くことにより、各時刻における銅分流層複合マルチフィラメント高温超伝導線各部の発熱および電流の分流現象が表現できる。

2．銅分流層複合マルチフィラメント薄膜高温超伝導線の構造とクエンチ現象
マルチフィラメント薄膜高温超伝導線は、従来のモノフィラ
メント薄膜高温超伝導線の高温超伝導層を幅方向に分割す
ることによって構成される。このマルチフィラメント薄膜高温超伝導線に、各フィラメントをまたぐ形で銅分流層を複合することで、Fig. 1 に示すような銅分流層複合マルチフィラメント線となる。
クエンチが発生していない場合、銅分流層複合マルチフィ
ラメント線の各フィラメントには同じ電流が流れていると仮定する。このとき、あるフィラメントの一部がなんらかの要因により常伝導転移した場合、そのフィラメントに流れていた電流は銅分流層に分流するか、銅分流層を介して隣接するフィラメントに分流する。もしフィラメント間の分流ができなければ、常伝導転移したフィラメントにおけるジュール発熱は回避できず、焼損につながる可能性が高い。
3．銅分流層複合マルチフィラメント薄膜高温超伝導線のクエンチ解析において考慮すべき要素
銅分流層複合マルチフィラメント線のクエンチ解析では、フィラメント間の分流、ひいては幅方向電流成分を考慮できることが重要であり、高温超伝導線の幅および長手方向の温度分布、電流分布を考慮する必要がある。そのため、クエンチ
解析においては、幅方向・長手方向の二次元解析か、三次元解析とする必要がある。しかし、薄膜高温超伝導線は厚さ数m の超伝導層をはじめ、幅・長手方向のスケールと比較すると十分薄い、種々の異なる材質の層から構成されており、厚さ方向の温度分布はほぼ均一であるとみなせる[1]。そのため、幅方向・長手方向の二次元クエンチ解析が適切であると判断した。この場合、層間の熱・電気抵抗は考慮されないことに注意を要する。
二次元熱解析では、以下の式を解く。
𝜕𝜕𝜕𝜕
𝜕𝜕
𝜕𝜕𝜕𝜕
𝜕𝜕
𝜕𝜕𝜕𝜕
𝑐𝑐�𝑥𝑥𝑥 𝑥𝑥𝑥 𝑥𝑥�
����𝑥𝑥𝑥 𝑥𝑥𝑥 𝑥𝑥� � ����𝑥𝑥𝑥 𝑥𝑥𝑥 𝑥𝑥� �𝜕𝜕𝜕𝜕 𝜕𝜕𝜕𝜕
𝜕𝜕𝜕𝜕
𝜕𝜕𝜕𝜕
𝜕𝜕𝜕𝜕
� ��𝑥𝑥𝑥 𝑥𝑥𝑥 𝑥𝑥� � ��𝑥𝑥𝑥 𝑥𝑥𝑥 𝑥𝑥� � ��𝑥𝑥𝑥 𝑥𝑥𝑥 𝑥𝑥�
ここで、c は熱容量、は熱伝導率、G はジュール発熱、Q は冷媒による冷却、D は外部じょう乱である。厚さ方向には温度依存物性値を平均して用いることが必要となる。厚さ方向の各層において異なる温度依存物性値としては、c・・抵抗率
がある。には超伝導層の非線形な E–J 特性を含むことが必要であり、厳密に解くためには非線形方程式を解く必要があるが、一時刻前の温度を使って抵抗率を計算することによりこれを回避する方法が考えられる。
このようにして、銅分流層複合マルチフィラメント薄膜高温
超伝導線を幅・長手方向に空間分割し、各時刻での抵抗率を計算することにより、Fig. 2 に示すように銅分流層複合マル

Fig. 1 Conceptual view of copper-plated scribed coatedconductor and parameters which can influence on
quench characteristics.

Fig. 2 Concept of two dimensional circuit model of copperplated scribed coated conductor.
謝辞
本 研 究 は JST 未 来 社 会 創 造 事 業 グ ラ ン ト 番 号
JPMJMI19E1 の支援を受けたものである。
参考文献
1. Y. Sogabe, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 29(2019) 5603005― 114 ―

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2P-p05

超電導・低抵抗接合 (1)NbTi-Bi2223 線の超伝導はんだ接合と電気抵抗測定
Superconducting Solder Joint and Electrical Resistance Measurement of NbTi-Bi2223 Wires
渋谷直哉, 小林賢介, 井上和朗, 松本凌, 内田公, 西島元, 竹屋浩幸, 高野義彦, 北口仁（NIMS）
SHIBUYA Masachika, KOBAYASHI Kensuke，INOUE Kazuo, MATSUMOTO Ryo, UCHIDA Akira, NISHIJIMA Gen,
TAKEYA Hiroyuki, TAKANO Yoshihiko, KITAGUCHI Hitoshi (NIMS)
E-mail: SHIBUYA.Masachika@nims.go.jp
1．はじめに1020 MHz (24 T)級の核磁気共鳴装置(NMR)が開発されたが、NbTi(LTS)-Bi2223 間などの超伝導接合技術が確立しておらず、永久電流運転ではなかった[1]。さらに、1.3 GHz（30.5 T）級の次世代 NMR も計画されており、永久電流モードを実現するための解決策の一つとして、LTS－Bi2223 間の超伝導接合が必要である。本研究では、超伝導はんだ(PbSn-Bi)を用いた in-situ シース溶融法[2]による NbTi-Bi2223 線の接合をおこなってきた。今回は、BiPb で覆われた NbTi 線とBiPbSn で覆われた Bi2223 線を、互いのはんだ(BiPb とBiPbSn)同士で接続することによって、NbTi-Bi2223 線の超電導接続を試みた。接合抵抗評価は、改良した装置を用いた減衰法[3]によっておこなった。さらに、接続状態を調べるために、各接続端の I-V 特性評価や接合断面を分析した。
2．実験方法
超伝導はんだは、NbTi 線（（株）Jastec）側 Bi/Pb=50/50 とBi2223 線((type -NX, (株)住友電工)側 Bi/Pb/Sn=40/50/10 の金属材料を、真空下の石英管中での加熱溶融によって合成した。接合は、NbTi 線を Cu シース除去後に固定した Bi-Pb
はんだと Bi2223 線材を固定した Bi-Pb-Sn はんだとを溶融接続することによっておこなった。二つの接合を持つループ状 2
回巻き試料の電気抵抗評価は、減衰法によって 4.2 K で誘導
コイル電流を変えることで初期誘導電流を変化させておこなった。さらに、接合状態を確認するために、各接合試料の I-V
測定を 4.2 K で、 4 端子法による自己磁場下でおこなった。
接合試料のはんだ接合部は、SEM/EDS による断面観察/分析をおこなった。

3．結果と考察
Fig. 1 に接合した NbTi 線と Bi2223 線の断面 SEM 写真を示している。NbTi 線は、Cu シース材が完全に除去され、BiPb はんだで覆われていることがわかる。Bi2223 線は 573 Kで固定したために、ほとんど Pb-Sn-Bi はんだに覆われているが、中央部に Ag シース材が残留しているのがわかる。Fig.2に、4.2 K・自己磁場での誘導電流 0.02 A における減衰測定の結果を示した。図に示した以外にも、0.02-1.00 A の誘導電流で減衰がみられた。自己インダクタンス L = 1.0 H を用いて
VHall(t) = A + Bexp{-t/(L/R)}のフィッティングから得られた抵抗は、誘導電流 0.02、0.05、0.10 A の平均で 1.47 nだった。以
上の結果、接合 1 個あたりの接合抵抗は約 0.73 nと見積もられた。接合状態の分析結果の詳細については当日報告す
る。


50 m

50 m

Fig. 1 SEM photographs of cross section of NbTi andBi2223 wires before joint.

Fig. 2 Decay curves of induction current of 0.02A at 4.2 K.

謝辞
本成果は， JST 未来社会創造事業[JPMJMI17A2]によって得られたものです。
参考文献[1] K. Hashi et al., J. Magn. Reson., 256, (2017) p.30.
[2] R. Matsumoto et al., APEX 10, (2017) p.093102.
[3] K. Kobayashi et al., IEEE TAS 30, (2020) p.9000204.

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2P-p06

超電導・低抵抗接合 (1)Bi-Pb はんだを利用した Bi2223 線材と NbTi 線材の低抵抗接合
Low resistance joints between Bi2223 and NbTi wires using Bi-Pb solder
井上 和朗，渋谷 直哉，松本 凌，小林 賢介，内田 公，西島 元，竹屋 浩幸，北口 仁，高野 義彦（NIMS）
INOUE Kazuo, SHIBUYA Masachika, MATSUMOTO Ryo, KOBAYASHI Kensuke, UCHIDA Akira, NISHIJIMA Gen,
TAKEYA Hiroyuki, KITAGUCHI Hitoshi, TAKANO Yoshihiko (NIMS)
E-mail: INOUE.Kazuo@nims.go.jp
1．はじめに2014 年に開発された 1020 MHz (24 T) 核磁気共鳴装置（NMR）の超伝導磁石には, 最内層コイルに Bi2Sr2Ca2Cu3O10(Bi2223) が用いられたが, NbTi-Bi2223 超伝導接合技術が確立しておらず, 永久電流運転ではなかった。現在, 1.3 GHz(30.5 T) NMR 用超伝導磁石の開発が進んでいる[1]。我々は,Bi-Pb-Sn はんだに Bi2223 線材を Ag シースごと挿入して接合する方法で, NbTi-Bi2223 の接合に取り組んできた[2]。NbTi
線材のはんだ接合技術は確立しているものの, NbTi と Bi2223の異種接合技術を確立するためには, Bi2223 のはんだによる良好な超伝導接合条件を見出す必要がある。しかしながら,Ag シースを溶融除去した Bi2223 線材のはんだによる接合の超伝導化は, 実現が難しい。
今回, 代替法として Ag シースを除去せずに Bi2223 線材のはんだによる接合を試み, その低抵抗化を図る目的で, 接合処理温度の最適化及び接合長の伸長化を実施した。
2．実験方法Pb 及び Bi の原材料をモル比 50.2:49.8 で計量, 混合し,真空引きした石英管中で加熱溶融することで超伝導はんだを合成した。Bi-Pb はんだと Bi2223 線材（type HT-NX, 住友電工）をガラス容器中に充填し, 電気炉中で 130～300℃, 1h,
加熱溶融し接合処理を行った。液体ヘリウム中で, 4 端子法による電流-電圧測定から自己磁場下での接合抵抗を見積もった。また, はんだ接合部を研磨し SEM による接合界面の断面観察を行った。
3．結果と考察Fig.1 に接合処理温度を変えて接合した試料の電流-電圧特性を示す。300℃で接合処理した試料では, 高い非オーム的な抵抗を示すが, 接合温度を下げるにつれて低抵抗化し,175℃以下で接合処理した試料は, ほぼ同じ抵抗値 2.6nとなり, オーミックな抵抗を示した。
接合界面の状態の接合処理温度による影響を調べる目的
で, SEM による接合界面の断面観察を行った。Fig.2 に 300℃
及び 150℃の接合温度で作製した試料の接合界面の SEM 像を示す。接合温度 300℃の試料では, 中央付近の Bi2223 周
辺では Ag シースが残存しているが, 外縁部では, 溶融除去
され Bi2223 とはんだが直接的に接合している。一方, 接合温度 150℃の試料では, Bi2223 が Ag シースで完全に覆われた状態が保持されており, Bi2223-Ag-はんだ間の接合が実現している。電流-電圧特性と SEM による接合界面像から, 接合
温度を低くして, Ag シースの溶融を抑制した試料では,
Bi2223-Ag-はんだ間の接合抵抗がオーミックになり, 低抵抗化することができることが分かった。
また, 接合抵抗は, 接合長（接合面積）と逆比例関係にあるため, さらなる低抵抗化を図るために, 接合長の伸長化を行ったので、発表当日に合わせて報告する。
謝辞
本成果は、JST 未来社会創造事業[JPMJMI17A2]の支援によって得られたものです。

4.0

Pb/Bi=50.2/49.8

3.5

1h

Voltage (V)

3.0

o

300 C
o
250 C
o
200 C
o
175 C
o
150 C
o
130 C

2.5
2.0
1.5
1.0
0.5
0.0
0

20

40

60

80 100 120 140 160 180 200
Current (A)Fig.1 Current–voltage curves of the samples jointed at several
temperatures

Fig.2 SEM images of cross-section in Bi2223 tapes joined at(a) 300℃ and (b) 150℃ with Bi-Pb solder
参考文献
1. H. Maeda, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 29(2019) p.4602409
2. R. Matsumoto, et al.: Appl. Phys. Express, Vol. 10 (2017)p.093102― 116 ―

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2P-p07

超電導・低抵抗接合 (1)永久電流 400 MHz (9.39 T) LTS/Bi2223 NMR の開発 (2)~ Bi2223 モデル内層コイルの作製と永久電流試験結果 ~Development of a persistent current 400 MHz (9.39 T) LTS/Bi2223 NMR (2)- fabrication and results of persistent-mode experiments of a Bi2223 model inner coil 松竹 優一 (上智大) ; 武田 泰明 (理研) ; 末富 佑 (千葉大) ; 谷貝 剛 (上智大) ; 朴 任中, 柳澤 吉紀 (理研) ;中井 優亨, 岩見 壮徒, 元木 貴則, 下山 淳一 (青学大) ; 濱田 衛, 斉藤 一功 (JASTEC)
MATSUTAKE Yuichi (Sophia Univ.); TAKEDA Yasuaki (RIKEN); SUETOMI Yu (Chiba Univ.); YAGAI Tsuyoshi (Sophia Univ.);
PIAO Renzhong, YANAGISAWA Yoshinori (RIKEN); NAKAI Ukyo, IWAMI Taketo, MOTOKI Takanori,
SHIMOYAMA Jun-ichi (Aoyama Gakuin Univ.); HAMADA Mamoru, SAITO Kazuyoshi (JASTEC)
E-mail: yuichi.matsutake@riken.jp
1．はじめに
我々は、JST 未来社会創造事業大規模プロジェクト型「高温超電導線材接合技術の超高磁場 NMR と鉄道き電線への社会実装」において、永久電流 1.3 GHz (30.5 T) LTS/HTS(REBCO-Bi2223) NMR の開発実証を目指している[1]。最大の挑戦は、永久電流運転を実現するための超伝導接合の開発とコイル実装であり、特に単長が比較的短い HTS 線材同士の接合は数十か所が必要になる。
1.3 GHz NMR にむけた重要な技術開発として、我々は、これまでに本学会で報告してきた Bi2223 線材間の超伝導接合[5–7]を使った Bi2223 内層コイルによる、世界初となる永久電
流 400 MHz (9.39 T) LTS/Bi2223 NMR の実現を目指している。この 400 MHz NMR 開発の前段階として、2 箇所の接合部
および PCS を含む、Bi2223 内層コイルの端末線構造を模擬した「Bi2223 内層モデルコイル」の作製と永久電流運転試験を進めており、本講演ではその詳細について報告する。

域での電流－電圧特性についても議論する。
Table 1 Parameters of the Bi2223 model inner coil
DI-BSCCO
Conductor
Type HT-NX (SEI)
Conductor width/thickness [mm]4.5/0.3~ 200
Conductor Ic (77 K) before joint [A]ID/OD/Height [mm]95/99/9.2
Total turns
122
Number of layers
30
Self-inductance, L [H]
2
Number of joints

2． Bi2223 内層モデルコイルの概要
作製したモデルコイルの外観写真を Fig. 1 に、諸元をTable 1 に、それぞれ示す。本コイルは 1 本の線材でダブルパ
ンケーキ巻線し、端末線と Bi2223 PCS とを接合するため、接合箇所は 2 か所である。接合部近傍のみを液体窒素に浸漬
して四端子法で通電することにより調べた 77 K 自己磁場下における接合 Ic は、1 V 基準で 20 A および 52 A であった。
3．永久電流運転試験
Fig. 1 に示すように、測定感度の観点からコイル最外層の線材の縁に配置したホール素子でコイルが発生する磁場を観測することで、永久電流試験を行った。液体窒素浸漬下の77 K 自己磁場下で行った永久電流運転試験結果の一例を
Fig. 2 に示す。コイル端末の接合 Ic を大きく上回る 30 A まで
外部電源からコイルに電流を流すことで励磁を行った。PCS
を on にし、外部電源の電流を遮断して永久電流運転を開始
した直後は、Ic を上回る電流が接合部に流れ込むことで磁場が急激に減衰した。約 33 h 経過後にはコイル電流が約 7.5 Aに対応する磁場で減衰は緩やかになり、その後永久電流運転を~ 90 h 継続した後、PCS を OFF にし消磁した。t = 33–90 hの磁場減衰を使って Bz(t) = Bz(0)exp(−(R/L)t)により計算した
抵抗値は R = 2.5×10-12 であった。
このように、NMR マグネットに用いるための実コイルと同じ端末線構造を持つ模擬コイルについて、永久電流運転を実証することができた。今後、同じ技術を用いて実コイルの端末処理と試験を進めていく。発表当日は、今回の模擬コイルについて、より低い初期電流値で開始した試験結果や、通電測定及び永久電流試験から得られた、~ 10−11–10−6 V の広い領

Fig. 1 Photograph of a Bi2223 model inner coilFig. 2 A result of a persistent-current experiment
at 77 K in self -field
謝辞
本研究はJST未来社会創造事業JPMJMI17A2の支援を受けたものである。
参考文献
1. H. Maeda et al., IEEE TAS 29 (2019) 4602409.
2. K. Ohki et al., SuST 30 (2017) 115017.
3. Y. Yanagisawa et al., to be submitted.
4. Y. Yanagisawa et al., Abstracts of CSSJ Conf. 97 (2018) 11.
5. Y. Takeda et al., APEX 12 (2019) 023003.
6. Y. Takeda et al., Abstracts of CSSJ Conf. 98 (2019) 137.
7. Y. Takeda et al., Abstracts of CSSJ Conf. 99 (2020) 103.

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p08

電力応用 (1)・回転機 (1)多重単層型高温超伝導コイルの電流分布解析
Numerical analysis of current distribution in stacked single-layer HTS coils
尾花 哲浩（NIFS）; 七戸 希(岡山理科大)OBANA Tetsuhiro (NIFS) ; NANATO Nozomu(Okayama Univ. Sci.)
E-mail: obana.tetsuhiro@nifs.ac.jp
1．はじめに
核融合用超電導導体の通電試験を行うために、大電流通電を可能にする小型でかつ軽量な電源の開発を進めている。
本電源は HTS コイルを使用した変圧器で構成されており、１次コイルと２次コイルに Bi2223 テープを使用している[1,2]。１
次コイルは直径の異なる２つのコイル巻線からなり、２次コイル
は垂直に積層した複数の単層コイル巻線からなる。本講演では、集中定数回路でモデル化した２次コイルの電流分布解析
について発表する。

計算結果は実験結果とよく一致しており、解析モデルの妥当性を示すことができた。発表当日は、２次コイルの電流分布について報告する。

2．多重単層型高温超伝導コイル
２次コイルは、１０個の単層コイルを垂直に積み重ねた（Stacked single-layer：SSL）コイル形状であり、コイルの直径と高さはそれぞれ 90 mm と 93mm である。Fig.1 に SSL コイル形
状の概略図を示す。各単層コイルには、絶縁処理を施した幅4mm の Bi2223 テープ(住友電工 DI-BSCCO Type H)を使用した。各単層コイル巻線は、コイル巻線端部で Bi2223 テープからなる電流リードにハンダ接続される。Fig.2 に、２次コイルの回路図を示す。SSL コイル部は、１０個の並列回路から構成される。

Fig. 1 Schematic view of the SSL coil configuration.

3．解析モデル
10 個の単層コイル巻線からなる２次コイルの上下対称性を考慮して、5 個のコイル巻線で構成される解析モデルを作成した。 モデルの回路方程式を下記に示す。
�� ����

���

Fig. 2 Electrical circuit of the SSL coils.

𝑑𝑑𝑑𝑑�
� 𝑅𝑅� ∙ 𝑖𝑖� � � ������1 � � � ��
𝑑𝑑𝑑𝑑

ここで、im は単層コイル巻線 m での電流値、Rm は単層コイル
巻線 m での電気抵抗、V は単層コイルの両端電圧、Lm,n は単層コイル巻線 m と単層コイル巻線 n の間の相互インダクタン
スである。ただし、単層コイル巻線 m が単層コイル巻線 n と同じ位置である場合、Lm,n は自己インダクタンスである。 単層コ
イル巻線 m の電流値は次式を満たす。
�� 𝑑𝑑� � ���������

ここで、Itotal はコイル巻線部の全電流である。また、単層コイ
ル巻線 m での電気抵抗は次の式で与えられる。

𝑅𝑅� � 𝑅𝑅��� � 𝑅𝑅����

ここで、Rt,m は単層コイル巻線 m の端部での接続抵抗、Rsc,mは超伝導特性を考慮した単層コイル巻線 m の電気抵抗であ
る。
�
1
𝑖𝑖�
∙ 𝐸𝐸� ∙ � ∙ ��𝑅𝑅���� �𝑖𝑖���
𝑖𝑖�
ここで、Ec は 10 µV/m で定義される電界基準、l は単層コイル
巻線長、ic,m は単層コイル巻線 m の Ic、N は N 値である。
4．解析結果単層コイル巻線の Ic と N 値を 160A と 17、コイル端部の接続抵抗を 7.5µΩと設定した解析モデルを使用して、励磁時における２次コイルの発生電圧を求めた。 Fig.3 に、コイル両端における発生電圧の実験結果と計算結果を示す。コイル電圧
は通電電流に対して線形に増加し、２次コイルの設計上の Ic
である 1600A 付近を超えると急激に増加する結果となった。

Fig. 3 Comparison between the measurement and thecalculation of the secondary coil’s terminal voltage
during the coil excitation.
謝辞
本研究は, NIFSの一般共同研究(NIFS19KECA072)の助成を受けたものです。
参考文献
1. N. Nanato et al., Journal of Physics: Conf. Series 1054,
012070 (2018).
2. N. Nanato et al., Journal of Physics: Conf. Series 1293,
012072 (2019).

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p09

電力応用 (1)・回転機 (1)超電導ケーブルの臨界電流測定に及ぼす冷却時間の影響
Effect of Cooling Period on Critical Current Measurement of Superconducting Cable
向山 晋一 （古河電工）； 松下 照男, 木内 勝 （九工大）； 西島 元 （NIMS）； 増田 孝人 （住友電工）；
青木 裕治 （昭和電線）； 中井 昭暢 （日本電線工業会）
MUKOYAMA S. （FEC）； MATSUSHITA T., KIUCHI M. （Kyusyu Inst. Tech.）； NISHIJIMA G. （NIMS）； MASUDA T. （SEI）；
AOKI Y. （SHOWA Cable S.）； NAKAI A. （JCMA）
E-mail: shinichi.mukoyama@furukawaelectric.com
1．Ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎ
In recent, the development of superconducting power
cables has been actively carried out in each country, and field
verification tests are also being conducted. In addition, during
the progress of practical use of superconducting cables, theInternational Standards (IEC63075), regarding cable test
methods, has been issued by the International
Electrotechnical Commission. It is mentioned in the standard
that the critical current test method of superconducting
cables has to be standardized. We are considering the test
method will be proposed from Japan, the secretariat of TC90.
In the previous CSJ conference, we reported the effect of
current transfer on the Ic measurements, which is required forstudying the standard. This time, we investigated the effect ofcooling as a measurement process.

sample is completely immersed in liquid nitrogen, it must be
held for a period time to cool it completely. Ic measurement of
the cable sample is conducted to determine the time formaintaining cooling. The sample is manufactured using
BSCCO tapes, produced by SEI, as the specifications shownin Table 1. Fig. 2 shows change of the Ic value of the
conductor layer and the shield layer with the holding timeafter cooling with liquid nitrogen. Here, 0 minutes is the time
when the sample is completely immersed in liquid nitrogen.
From this result, it can be seen that the increase of Ic in theshield layer is saturated in 40 minutes, and the increase of Ic in
the conductor layer is saturated in 90 minutes. Based on thisresult, the recommended standby time will be discussed othercountry's experts during making the standard.
Table 1 Specification of HTS cable sample

2．Draft standard of Ic measurement method
The critical current of the superconducting cable isdetermined by measuring property of the voltage (U) andcurrent (I), while the cable is cooled with liquid nitrogen underatmospheric pressure in an open container. In the draft
standard, the single-core cable, the three-core cables, andthree-phase concentric cable are handling, and in the case of
single-core cables and three-core cables, the cable with orwithout the superconducting shield is dealt. A test sample iscut out with a predetermined length (1 m or more), andcurrent terminals and voltage taps are constructed at bothends of the sample. Figure 1 shows the diagram of Ic
measuring equipment, where the sample has the shield layer.
The current terminals are connected to a DC power supply
with a copper insulating cable. It is recommended that eachvoltage tap be soldered inside the current terminals and haveenough distance from the current terminal to reduce theeffects of current transfer. The critical current is defined by
the current value when a predetermined electric fieldreference (Ec = 1 µV/cm) is reached.

Layer

Conductor
Shield1st
2nd
SingleNumberWindingofDiameter
Bi2223 direction Pitch
(mm)
(mm)
wires
14
S
250
―
15
Z
320
―
26
S
600
39.6

Distance
between
V-taps
(mm)
1,696
1,193

ShieldConductor

Fig. 2 HTS cable sample for Ic measurement

Fig. 1 Diagram of Ic measurement equipment
3．Effect of cooling time
To cool the sample for Ic measurement, liquid nitrogen isfilled the container containing the sample, and it is sure thatthe sample is completely immersed in liquid nitrogen. After theReferences
1. IEC63075:Superconducting AC power cables and theiraccessories for rated voltages from 6 kV to 500 kV - Test
methods and requirements
2. MATSUSHITA T., et al: Abstracts of CSJ Conference, vol.
99 P7 (2020)― 119 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p11

電力応用 (1)・回転機 (1)IPMSM の埋込磁石としてのバルク超電導体の電磁現象
Electromagnetic phenomena of bulk superconductors as interior permanent magnets in IPMSM
三村 僚太郎，大崎 博之, 寺尾 悠（東大）
MIMURA Ryotaro， OHSAKI Hiroyuki, TERAO Yutaka (Univ. of Tokyo)
E-mail: r-mimura-9936@g.ecc.u-tokyo.ac.jp
1．はじめにIPMSM(埋込磁石同期モータ)はその突極性により, マグネ
ットトルクとリラクタンストルクの両方を利用できる。また, バル
ク超電導体は着磁により強力な磁石として利用できるほか、外部磁界に対し磁束保存する性質も併せ持っている。IPMSMの永久磁石部分をバルク超電導体に置き換えることで, 永久磁石より強い界磁と異なる磁路での磁気抵抗差の増大により,マグネットトルクとリラクタンストルクの向上が期待される[1, 2]。
しかし, 回転子中に埋め込まれたバルク超電導体の詳細な電磁現象は明らかにされたとは言い難い。
本発表では、回転子中のバルク超電導体の電磁的振る舞いについて, 有限要素法を用いた数値解析の結果を報告する。

Iron core
Bulk superconductor
Iron coreFig. 1 FEM analysis model of superconducting IPMSM
Table 1. Motor dimensions
Number of poles
6
Rotor diameter
74.2 mm
Stator diameter
115 mmEffective length
40 mm
Thickness of bulks
5 mm

2．解析モデルと解析条件
Fig. 1 に解析対象の超電導 IPMSM の二次元モデルを,
Table 1. にモータの寸法を示す。超電導解析は有限要素法
ソフト COMSOL を用いて行う。COMSOL を用いることで, 超電導の特性を考慮したモデル(本研究では n 値モデル, Kim
モデルを導入した)を電磁界方程式に組み込むことができる。
本研究の解析手法は以下のとおりである。まず固定子側を A法によって解き, その解を境界条件として回転子側を H 法によって解く。境界条件においては弱形式を用いている[3]。
バルク超電導体の挿入されていないリラクタンスモータとバルク超電導体の挿入されたモータとでどのように電磁界が異なるかを検証する。従ってバルク超電導体はZFC (ゼロ磁場中冷却)を想定している。超電導解析はバルク超電導体に強い非線形性があることから、解析の安定のため他の材料については線形を仮定している。固定子側の電機子巻線は分布巻であり, 相電流 10 A の三相交流を流している。
3．解析結果解析はモータ内部の電磁界が定常状態になるまでの時間で行った。Fig. 2 にバルク超電導体の磁束密度分布を, Fig.
3 に電流密度分布を示す。図に示される流線派を磁束線表している。超電導体内部を単に空気領域とした場合と比較すると, 空気領域の場合最大 20 mT 程度の磁束密度の侵入がみられるが, 超電導体の場合, ほとんどの領域で磁束の侵入が見られない。電流密度について, 電流の流れない空気領域に対して, バルク超電導体の表面付近に電流が 60000
kA/m2 程度流れることで, バルク超電導体内部への磁束侵入を妨げている。Fig. 3 a) が示すコンター図で見られるのは主に固定子の渦電流である。空気領域の場合と比較すると磁気遮蔽の効果が確認できることから, バルク超電導体挿入時の回転子の逆突極性がより強いと言える。
4．まとめと今後の課題
バルク超電導体を回転子内部に挿入したモータの電磁界を解析した。磁路形成に関して, 超電導体の磁気遮蔽効果
により, より強い逆突極性を得ることがわかった。今後はバル
ク超電導体を着磁させた状態での解析, さらには着磁方法について検討の余地がある。

a) Airb) Bulk superconductor
Fig. 2 Flux density distributiona) Airb) Bulk superconductor
Fig. 3 Current density distribution

参考文献
1. Y. Terao, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 96(2018) p.154
2. W. Akada, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 96(2018) p.136
3. Brambilla, Roberto, et al. "A finite-element method
framework for modeling rotating machines withsuperconducting windings," IEEE Transactions on Applied
Superconductivity , Vol.28 (2018) 5207511― 120 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p12

電力応用 (1)・回転機 (1)

パイプ状回転子を持つ高温超伝導誘導電動機の特性評価
The Property Evaluation of The Pipe Shape Rotors in
The High Temperature Superconducting Induction Motor
大石 竣介、金丸 凌大、川越 明史 (鹿児島大学);
三浦 峻、岩熊 成卓 (九州大学); 和泉 輝郎 (産業総合研究所); 梅野 高裕 (大陽日酸)
SHUNSUKE Oishi, RYOTA Kanemaru, KAWAGOE Akifumi (Kagoshima University);
SHUN Miura, NARITADA Iwakuma (Kyusyu University);TERUO Waizumi (National Institute of Advanced Industrial Science and Technology) ;TAKAHIRO Umeno (Taiyo Nippon Sanso Corporation)
E-mail:k3101442@kadai.jp
1．はじめに
近年の航空機分野では CO2 削減や騒音が課題とされている。課題解決の一つの方法として、ジェットエンジンを電動機に置き換えることが検討されている。巻線に超伝導線材を用いることにより、軽量かつ高効率・高出力の電気推進システムの実現が可能であることから、航空機用全超伝導電気推進シ
ステムの開発プロジェクトが進められている。本研究では、軽量で作製の容易な HTS 誘導電動機を開発し[1]、航空機内の様々なシステムの軽量化を目標としている。ここでは、回転子をパイプ形状として空芯にすることを目指している。パイプ形
状回転子をもつ HTS 誘導電動機の開発のために、電磁的、機械的、熱的基本特性を評価することが必要である。そこで、有限要素法を用いた磁界解析によってパイプ形状回転子の電磁特性の評価を行った。具体的には、回転磁界中におけるパイプ状回転子のトルク特性を算出した。
2．解析条件電機子巻線には、REBCO 線の使用を想定している。ターン数は 500 タ―ンで、コイルピッチ 180°の集中巻のモデルを作成した。この電機子巻線に定電流モードで振幅 200 A の三相交流を通電して回転磁界を生成し、回転子のトルクを解析した。本解析は、有限要素法解析ソフト JMAG を用いて行った。
回転子は、厚み 5 mm、内径 150 mm、長さ 220 mm とした。
また、パイプ形状回転子の材質を銅、超伝導の二種類として解析を行った。
銅パイプ型回転子では、回転子を止めた状態で電源周波数を 0.001 Hz～60 Hz と変化させることにより、すべり周波数ト
ルク特性を算出した。銅の抵抗率は、室温中、液体窒素中の2 条件とした。超伝導パイプ型回転子では、回転子の回転速度に時刻依存性を持たせて、同期速度で回転している状態の解析を行った。1150 rpm からスタートし、0.1 sec で 1200 rpmに到達させている。回転磁界の回転速度は 1200 rpm である。
すなわち、わずかにすべりが生じている状態から同期運転中に移行した解析を行っている。超伝導パイプ型回転子には、n値モデルの E-J 特性を考慮した。n 値は 16 とした。臨界電流
密度は 3×108 [A/m2]として解析を行った。
3．解析結果および考察
Fig. 1 に、銅パイプ型回転子のすべり周波数‐トルク特性の計算結果を示す。停動トルクは 450 Nm で、抵抗率の違いで変化はない。これは誘導電動機の低動トルクの大きさは、二次抵抗に依存しないというよく知られたものである。銅の抵抗率を液体窒素中に変化させたとき、すべり周波数 1.2 Hz でト
ルク 350Nm となった。電源周波数 60 Hz で運転したとすると、出力は 129 kW であり、二次銅損は 2.6 kW となる。この時、冷却ペナルティを 10 倍とすると回転子の損失は 28.6 kW 程度である。抵抗率が室温中の場合、同トルクの出力が出るすべり周波数 10 Hz のとき、出力 110 kW、二次銅損は 22 kW である。温度の差によって、出力に対する回転子損失の割合には、大きな差がない。このことは、銅パイプ型回転子を冷媒中に入れた応用にも実現可能性があることを示している。
Fig. 2に、超伝導パイプ回転子の時刻速度依存性およびトルク特性を示す。同期回転時に270 Nmの平均トルクが発生しており、同期運転が可能なことが分かる。しかし、トルクリップルが大きい。これは、回転子位置付近の磁束密度分布に高調波成分が含まれていることが原因と考えられる。電機子巻線を分布巻にするなど、磁束密度分布を正弦波に近づけることにより、トルクリップルが軽減されると考えられる。
4．まとめ
直径150 mm程度のパイプ状回転子を持つ誘導電動機は、銅パイプでも100 kW級の出力が可能であること、冷媒中に回転子を入れても大きく効率が低下しないことを示した。また超伝導回転子の同期運転が可能であること、トルクリップルが大きいため、電機子巻線の施し方に工夫が必要であることを示した。
参考文献
1. K. Ozaki, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 30, No.
4 (2020) 8984315

Fig. 1 Rotor copper pipe slip frequency-torque characteristic

Fig. 2 Superconductinmg pipe rotor time dependence andtorque characteristics― 121 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p13

バルク応用

有限要素法によるマルチシード YBCO 超電導バルクと永久磁石との間の浮上力解析
Finite element method analysis of a levitation force between a multi-seeded YBCO bulk
superconductor and a permanent magnet
石田 裕亮，尾上 雄海, アフマド ドア, 寺尾 悠, 大崎 博之, 桜井 雄基, 松村 知岳, 片山 伸彦 （東大）
ISHIDA Yusuke， ONOUE Takemi, AHMAD Doa, TERAO Yutaka, OHSAKI Hiroyuki, SAKURAI Yuki,
MATSUMURA Tomotake, KATAYAMA Nobuhiko (Univ. of Tokyo)
E-mail: ishida-yusuke537@g.ecc.u-tokyo.ac.jp
1．はじめに希土類(RE)系高温超電導体は高い臨界温度と優れた臨
界電流密度特性を有するため、超電導線材やバルク超電導体として応用研究が活発に行われている。バルク超電導体の大型化にはマルチシード法が有効である。しかしながら、マル
チシードバルクはドメイン間に存在する結晶粒界によって境界部の臨界電流密度特性が悪化することが知られており、マルチシードバルクを用いる超電導磁気ベアリングの解析にはこの臨界電流密度分布を考慮することが必要である。筆者らはマルチシードバルクの着磁特性を、ドメイン間に低臨界電流密度の領域を設定することで有限要素法により解析し、実験結果との比較を行った[1]。今回はマルチシードバルクと永久磁石間の浮上力特性について解析を行った結果を報告する。
2．数値解析手法
超電導電磁界解析は、超電導体の持つ強い非線形性か
ら安定性が低い。そこで、本研究では解析負荷の低減・安定性向上のため解析領域をFig. 1のように分け、複数の支配方
程式を用い、複数回の有限要素法解析を行う[2]。解析は商用 有 限 要 素 法 解 析 ソ フ ト ウ ェ ア COMSOL-Multiphysics®
ver5.5を用いて行った。浮上力解析は以下の様に2ステップからなる。
1. 領域A+BでのΩ法による永久磁石が作り出す磁界を解析する。
2. 領域BでのH法による超電導電磁界解析(2a)と、A-V法により領域A+Bに超電導電流が発生させる磁界の解析(2b)を連成して解析する。(2a)の境界条件𝐻𝐻� として磁石が作り出す磁界𝐻𝐻�� と超電導電流の作る磁界
𝐻𝐻���� の和を与える(式(1-2))。
𝐻𝐻� � 𝐻𝐻��� � 𝐻𝐻����(1)(2)
𝐻𝐻��� � 𝑇𝑇� 𝐻𝐻��
ただし、𝑇𝑇� は移動演算子である。
Fig. 2に解析に用いた永久磁石とマルチシードバルクの
FEMモデルを示す。今回解析には69 mm×36 mm×18 mmの3シードバルクを用い、臨界電流密度分布を考慮するために
幅1 mmの臨界電流密度の低い領域(以下接合部)を設定した。
解析に用いたパラメータをTable. 1に示す。それぞれの臨界
電流密度・Kimモデルパラメータは参考文献3を基にフィットを行い決定した。初期ギャップ10 mmで磁場中冷却を行った場合を想定し、永久磁石を3 mm降下させその後上昇させた場
合の浮上力を解析した。また、接合部に低効率1 ohm mを設定、つまりマルチシードバルクを3つのシングルドメインのバルクに置き換えた場合についても同様に浮上力解析を行った。
Table 1. Analytical conditions
Critical current density at
2.� � 10� A⁄m�
the domains
Conductivity at the�.� � 10� A⁄m�junctions for the case 1
Kim model parameter
0.3 T
n-value
21
PM remanent flux density
1.2 T

3．結果と今後の予定
浮上力の解析結果をFig. 3に示す。浮上力は全体的にマルチシードバルクが優れる結果となり、高さ7 mmでの浮上力
はマルチシードバルクがシングルドメイン×3に対し1.7倍強い
浮上力を発揮している。これは参考文献4の傾向とも一致している。今後は、実験的に本解析手法の妥当性を確かめ、マルチシードバルクを用いた超電導磁気ベアリングの解析に応用する予定である。

Fig. 1 SMB model. The model is divided into the 2 regions(Regions A and B).

Fig. 2 3D SMB geometry. The arrow indicates themagnetization direction of the PM.

Fig. 3 Levitation force between the PM and thesuperconducting bulk.
参考文献
1. Y. Ishida, et al., Abstracts of CSSJ Conference, 2020.
2. 榎田壽史, 東京大学大学院電気系工学科修士論文.
3. Z. Feng, et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., 22
6800110 (2012).
4. Z. Feng, et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., 226800210 (2012).

― 122 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p14

バルク応用

クロス型ヨークの大きさがバルク磁石の捕捉磁場特性に及ぼす影響
Influence of the size of cross-shaped yoke on the trapped field performance of bulk magnet
横山 和哉（足利大）；岡 徹雄（芝浦工大）
YOKOYAMA Kazuya, (Ashikaga Univ.); OKA Tetsuo (SIT)
E-mail: k-yokoyama@ashitech.ac.jp
らすと試料に長く磁場を曝す効果が小さくなり，捕捉磁場が減

1．はじめに超伝導バルク磁石は，小型な装置で従来の永久磁石や電磁石を超える強磁場を容易に発生させることができるため，様々な応用が検討されている。その中で，大型風力発電用の発電機や航空機用のモーター等への応用においては，機器の小型・軽量化の観点から，バルク磁石の発生磁場の向上及び着磁の簡略化が求められている。また，バルク磁石の応用においては着磁も課題であり，冷却が必要等の構造的な制約から，外部で着磁して組み込むことは難しく，オンサイトでの着磁が必要である。例えば，回転子をバルク磁石とする場
合，界磁用の鉄心コア付のコイルで，パルス着磁をすることと少することが懸念されたが，幅 10 mm に小さくしても問題がな
いことが確認できた。
4．まとめ
本文は，従来使用してきた幅 15 mm のクロス型ヨークと，新たに作製した幅 10 mm のヨークについて，パルス着磁による捕捉磁場特性を評価した。その結果，ヨークを小型化しても捕捉磁場は減少せず，単位重さ当たりの総磁束量を比較す
ると約 27％の増大となった。今後，さらなる小型化の検討と，さらに異なる形状等についても検討する予定である。

なる。鉄心は発電機やモーターとして使用する場合には，磁気回路を形成する役割をなしている。また，着磁時においては，パルス幅を延ばして，着磁効率を向上する役割をなしている。一方で，鉄心を増やすと機器全体の重量が増すことになり，前述の通り，小型・軽量化においてはデメリットとなる。
著者らは，近年，鉄心が着磁特性に及ぼす影響を検討しており，これまでに一般的な円柱型に比べて，クロス型ヨークを用いることで着磁効率が向上することを明らかにした。本文

Fig. 1. Photograph of cross-shaped yoke with different size

は，クロス型ヨークの大きさを，これまでの幅 15 mm から幅 10mm に小さくした場合について，両者の着磁特性を比較する。
2．実験方法
Fig. 1 に，本実験で用いた幅 15 mm 及び幅 10 mm の純鉄製のクロス型ヨークの外観写真を示す。高さは両者とも 47 mm
であり，重さはそれぞれ 780 g 及び 610 g である。なお，クロス
型ヨークはバルク体の結晶成長領域（GSR）に配置した。φ60
×20 mm の GdBCO バルク体（日本製鉄製）を，2 段 GM 冷凍機（RM20，アルバック製）のコールドヘッドの先端に接続したサン
プルステージに配置し，SI 及び真空チャンバを取り付けて真空排気した後，20～50 K に冷却する。各温度において 3.9～6.2
T のパルス磁場（立上時間：10 ms，全パルス幅：100 ms）を 1

Fig. 2. Comparison of total magnetic flux between M- andS-size yoke.

回印加し，着磁中の磁束密度及び温度の時間変化を，試料
表 面 の 中 央 部 に 貼 り つ け た ホ ー ル セ ン サ （ BHT-921 ，
F.W.BELL 製）及びセルノックス抵抗温度計（CX-1030-SD-HT-1.4L/J，Lakeshore 製）により測定した。磁場印加後，着磁コイルを取り外し，3D ホールセンサ（BH-703，F.W.BELL製）を用いて磁極表面（試料表面から約 4 mm）の磁束密度分布を測定した。また，実測データから総磁束量を算出した。
3．結果及び考察
Fig. 2 に総磁束量の印加磁場依存性をそれぞれ示す。こ
れらの結果から，両者にほとんど差はなく，小型のヨークでも捕捉磁場が劣化しないことが分かった。Fig. 3 に単位重さ当たりの総磁束量の比較を示す。重さが約 80％程度になったた
め，それらの値は約 24％の向上を確認した。ヨークの量を減Fig. 3. Comparison of total magnetic flux per unit weight
between M- and S-size yoke.

― 123 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p15核融合 (3)・加速器 (2)Twisted stacked-tape cable 導体の自己磁場測定
Self-field measurements of twisted stacked-tape cable conductor
尾花 哲浩, 柳長門, 力石浩孝, 濱口真司, 寺﨑義朗(NIFS) ; 高安眞(MIT)OBANA Tetsuhiro, YANAGI Nagato, CHIKARAISHI Hirotaka, HAMAGUCHI Shinji, TERAZAKI Yoshiro(NIFS);TAKAYASU Makoto(MIT)E-mail: obana.tetsuhiro@nifs.ac.jp
1．はじめに
核融合用マグネットなどの大電流通電を必要とする超伝導機器のために、REBCO テープを使用した様々な大電流用高温超伝導導体が提案されている。その一つとして、マサチュ
ーセッツ工科大学にて、Twisted stacked-tape cable (TSTC)
導体の開発が進められている[1,2]。TSTC 導体は、多数の
REBCO テープから構成された積層撚線型ケーブルを、銅フ
ォーマー内に埋め込んだ構造である。本講演では、直流通電時における TSTC 導体の自己磁場測定と磁場計算について発表する。

配置と TSTC 断面の位置関係を示す。Fiｇ.4 にサンプル温度
が 34 K に制御された状態で、サンプルへ 10 kA 通電した際の自己磁場測定結果を示す。
TSTCを模擬した解析モデルを使用して、４つのホール素子を配置した軸上における2次元磁場計算を行った。解析モ
デルは、電流分布が均一なTSTC断面で構成されたモデルである。Fig.4に、通電電流値が10 kAの場合の計算結果を示す。
計算結果は測定結果とよく一致していることが分かった。その結果、通電電流値が10 kAでサンプル温度が34 Kの場合、
TSTC断面内の電流分布が均一であると考えられる。

2．導体サンプル
導体サンプルは G10 ホルダーで固定された 1 ターン形状の TSTC 導体からなる。Fig.1 に導体サンプル内での TSTC 導体の３次元形状を示す。1 ターンコイル形状を作製するために、導体は 180mm の半ツイストピッチごとに曲げ加工を行った。また、サンプル端部では TSTC と銅板をハンダで接続した。
TSTC 導体の断面を Fig.2 に示す。本導体では、48 枚のREBCO テープ(幅 6mm)からなる TSTC を安定化材である銅フ
ォーマー内に配置し、REBCO テープ間のギャップ、及びTSTC と銅フォーマー間のギャップにはハンダを使用した。また、TSTC と銅フォーマーは冷却チャネルに接触した状態で、銅製 U 字型チャネル内に配置した。U 字型チャネル内のボイ
ドはハンダで埋めている。

Fig. 3 The positions of Hall sensors and the TSTC. At thiscross-section of the TSTC, the tape stacking direction is thez-axis and the tape width direction is the y-axis.

Fig. 1

Configuration of the TSTC conductor in the sample.

Fig. 2

Fig. 4 Comparison between measurements and calculations
for self-fields when the conductor current is 10 kA.

Cross-section of the TSTC conductor.

3．自己磁場の測定結果と計算結果の比較
導体サンプルへの直流通電は、NIFS の大口径高磁場試
験装置を使用して実施した[2]。磁場測定では、TSTC 導体から発生する y 方向の磁場を測定した。Fig.3 に、ホール素子の参考文献
1. M. Takayasu, et al.: Supercond. Sci. Technol., Vol.25(2012) 014011.
2. T. Obana, et al.: Cryogenics, Vol. 105 (2020) 103012.

― 124 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2P-p16核融合 (3)・加速器 (2)高温超電導スケルトン・サイクロトロンにおける
非円形無絶縁 REBCO コイルの補強構造に関する検討
Numerical evaluation on Reinforced Structure for Noncircular No-Insulation REBCO coil
三宅 雄大，仲井 悠貴，井上 良太，金 錫範，植田 浩史（岡山大学）；野口 聡（北海道大学）；
渡部 智則，長屋 重夫（中部電力）；福田 光宏（大阪大学）；石山 敦士（早稲田大学）
MIYAKE Yuta, NAKAI Yuki, INOUE Ryota, KIM Seokbeom, UEDA Hiroshi (Okayama University);
NOGUCHI So (Hokkaido University); WATANABE Tomonori, NAGAYA Shigeo (Chubu Electric Power Co., Inc.);
FUKUDA Mitsuhiro (Osaka University); ISHIYAMA Atsushi(Waseda University)
E-mail: p0pr8zo3@s.okayama-u.ac.jp
1．はじめに
我々はエネルギー可変で多種類の粒子を加速可能な高温超電導空芯型サイクロトロン(スケルトン・サイクロトロン) [1][2]の開発に取り組んでいる．このスケルトン・
サイクロトロンのコイルシステムは REBCO コイルから構成されており，高磁場化や高電流密度化が可能となるが，その一方でコイルの経験する電磁力は著しく増加する．よって，この電磁力に耐えうるコイルの高機械強度化が課題となる．この解決策として YOROI 構造[3]による補強が先行研究によって提案されており，本研究では非円形無絶縁 REBCO コイルにおける YOROI 構造の有効性を検討すべく,実証用小型モデルのコイルシステムを対象に無絶縁コイルの電磁力および応力の評価を数値解析により行ったので報告する．
2．無絶縁高温超電導コイルと電磁力
スケルトン・サイクロトロン用マルチコイルシステムの高強度及び小型化を実現するためには，高温超電導コ
イルの高電流密度化が必要不可欠である．しかし，一方で運転時の電流密度を上げることは熱的安定性の低下を招き，クエンチ，常伝導転移事故を引き起こす原因となる．この高電流密度化と高熱的安定性の二律背反の関係を両立させる技術として無絶縁高温超電導コイル[4]がこれまでに提案されており，マルチコイルシステムへの適用を検討している．無絶縁コイルは，励磁・減磁時ある
いはクエンチ発生時の電流分布が，従来の絶縁コイルとは異なり，巻線周方向だけでなく，ターン間方向にも電流が流れる．従って電磁力も絶縁コイルの想定とは異なる挙動を示す．今回は，まず実証用小型コイルシステム
を対象に，無絶縁コイルの電流分布を集中定数回路[5]で求め，電磁力，応力分布を評価した．
3．解析条件・解析結果
スケルトン・サイクロトロン実証用小型モデルの非円形セク
ターコイルを対象として電磁力及び応力の計算を数値解析プ
ログラムを用いて行った．通電電流は sweep rate=0.1 A/s で540 A まで励磁するものとし，運転温度は 30 K とした．接触抵
抗は 70 mΩ/cm2 としている．一例として実証用モデルの非円形コイルの断面に一様な周方向の電流密度を与えた場合に計算された周方向の電磁応力分布を図 2 に示す．これは無絶縁コイルの特徴である径方向への電流の流れは考慮されておらず，周方向成分の電流のみを考慮して得られた解析結果となっている．しかし，無絶縁高温超電導コイルでは周方向
電流だけでなく，隣のターンへ径方向電流が生じる．数値解析プログラムにより算出した無絶縁高温超電導コイルである
Main coil #1~#4 と Sector coil の電流分布を周方向電流分布，
径方向電流分布に分けて Fig.3 の(a)と(b)に示す．Fig.3 より励
磁中に Main coil #4 において径方向に最大で 28 A 程分流している．Main coil #3 においても 20.4 A 程分流しており，他のコイルではあまり径方向に分流が起きておらず，他のコイルでFig.1 Overview of the skeleton cyclotron demonstration modelFig.2 Circumferential electromagnetic stress distribution of anon-circular coil in demonstration model

Fig.3 Numerical results of (a)circumferential current
distribution (b) radial current distribution functions from timein main coil #1~#4，Sector coilはこれらのコイルに比べてわずかな電流しか分流が起きていなかった．このことから大口径コイルであるほど接触抵抗の影
響で径方向に分流しやすいことがわかる．径方向成分の電流が大きくなるほど周方向成分の電磁力が大きくなり，かつ磁場分布にも影響を及ぼすことから，周方向電流のみを考慮しているモデルで想定している電磁力分布と比べてより複雑なものになることが予想される．これらの要因から，YOROI 構造の持つ本来の応力分担効果が発揮できない可能性がある．この電流分布に基づいた電磁力及び電磁応力は当日報告する．
参考文献[1] H. Ueda ,et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., 23, 4100205(2013)[2] 2019 年度春季低温工学・超電導学会講演概要集 2A-p02(2019)[3] X. Wang, et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., 24,
9002005(2014)[4] Seungyong Hahn, Dong Keun Park, Juan Bascuñán,
Yukikazu Iwasa, “HTS Pancake Coils Without Turn-to-Turn
Insulation,”, IEEE Trans. Appl. Supercond., vol. 21, no. 3,
pp.1592-1595, Jun. 2011.
[5] S. Noguchi ,et al., 低温工学 vol. 54 No. 2 (2019)― 125 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2S-p01

論文賞受賞記念講演

極低温におけるオーステナイト系ステンレス鋼の破壊靭性値とオーステナイト相の安定度との相関
Correlation between the Fracture Toughness of Austenite Stainless Steeland Stability of the Austenite Phase in Cryogenic State
櫻井 武尊，井口 将秀，中平 昌隆, 小泉 徳潔(量研機構); 齊藤 徹(神戸工業試験場)
SAKURAI Takeru, IGUCHI Masahide, NAKAHIRA Masataka, KOIZUMI Norikiyo (QST); SAITO Toru (KMTL)
E-mail: sakurai.takeru@qst.go.jp
1．はじめにオーステナイト系ステンレス鋼は耐食性に優れ極低温でも靭性が低下しにくい面心立方格子を持つため、極低温環境の液化天然ガスタンクや超伝導設備に使われている。ITER 向けトロイダル磁場(TF)コイルは、液体ヘリウ
ム温度（4 K）において巨大な電磁力が加わる。そのため、構造材料として ITER 設計要求を満たすオーステナイト
系ステンレス鋼を製造する必要があり、その総量は約5,000 トンという膨大な量になる。設計要求には、電磁力に起因する不安定破壊防止の観点から、破壊靭性値が含まれており、材料製造時にこれを満足する必要がある。4
K における破壊靭性値を実験的に得るには、試験片製作
及び試験実施に時間と費用がかかる。4 K の引張特性は、室温の引張試験結果と化学成分から精度よく予測できることが知られており、構造材料製造時の品質管理にこの手法を適用することで、合理的な材料調達に資している。
一方、破壊靭性値そのものを精度よく予測する手法は、
これまで実用段階のものがないのが実情である。そこで、合理的な品質管理を実現するためには、破壊靭性値を推定するための新たな指標の検討が必要となっている。
著者らは、実機大試作材及び複数の製造方法や化学組成で製造された材料に対して、破壊靭性試験結果と新たな指標の相関を評価し、4 K での破壊靭性値を簡易的に予測する、新たな評価手法を確立することとした。本論文
では、これらの結果を報告する。

した。総試験数は 42、全試験結果の平均は 230 J であった。
d) 化学成分および結晶粒度分析：化学成分は ASTM A 751に、結晶粒度は ASTM E 112 にそれぞれ則って分析した。
4．極低温における破壊靭性値との相関検討
3 章で取得したデータを基に、破壊靭性値と相関があるとされるパラメータについて、相関の強弱を線形回帰および二次回帰から R2 値を算出して評価した。
線形/二次回帰の R2 値は、1) 77 K シャルピー衝撃試験：
0.0003/0.16、2) 4 K 降伏応力：0.02/0.02、3) 窒素量：
0.02/0.32、4) 結晶粒度：0.24/0.25 といずれも弱い相関しかなかった。これらの原因を調査するため、試験後の破壊靭性試験片の破面観察を行った。過去に極低温における引張試験でオーステナイト系ステンレス鋼であっても加工誘起マルテンサイト変態することが報告されており
1)、
相変態を調べるため後方散乱電子回折(EBSD)分析を行った。採取位置および分析結果を Fig. 2 に示す。図中の緑
色部がオーステナイト相であり、赤色部がマルテンサイ
ト相である。その結果、4 K においてき裂が進展した箇所の先端 100 μm 程がマルテンサイト変態していることがわかった。この破面観察結果より、4 K 破壊靭性試験とマルテンサイト変態の関連が示唆された。

2．極低温用材料の製作
供試材は窒素の固溶強化作用を利用して、極低温におけ る 降 伏 応 力 を 強 化 し た 316LN 鋼 及 び JJ1 鋼(12Cr-12Ni-10Mn-5Mo-0.2N) である。供試材の形状は実機大の極厚(540 mm)材、異形鍛造材、曲げ鍛造材など 9 種類
18 体とした。固溶化熱処理条件は 1283 K～1373 K とし、板厚により保持時間は 4～14 時間とした。供試材は固溶
化熱処理後、水冷した。代表的な材料を Fig.1 に示す。
3．極低温用材料試験
2 章で製作した材料に対し、以下の試験を実施した。
破壊靭性試験以外の項目は過去に破壊靭性値と相関があると報告されたパラメータを選択した。
a) 4 K 破壊靭性試験：試験は 1 インチのコンパクト・テンション(CT)試験片を用いて、JIS Z 2284 に則って実施した。
除荷コンプライアンス法により弾塑性破壊靭性 JIC を求め、
平面ひずみ破壊靭性値 KIC(J) [MPam0.5]を評価した。以後簡便のために、KIC(J)を KIC と記す。総試験数は 76 であり、全試験結果の平均は JIC: 229 kJ/m2, KIC: 224 MPam0.5 であった。
b) 4 K 引張試験：試験は直径 7 mm の丸棒試験片を用いて、JIS Z 2277 に則って実施した。降伏応力、引張強さは、試
験片平行部にひずみゲージを貼り試験を実施した。総試
験数は 76 であり、降伏応力の平均は 1080 MPa, 引張強さの平均は 1657 MPa であった。
c) シャルピー衝撃試験：試験は ASTM E 23 に則って実施― 126 ―

Fig. 1

Fig. 2

Materials for TF coil structure.

Sampling view for EBSD and results of EBSD.
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

2S-p01

論文賞受賞記念講演

より定量的な評価のため、4 K破壊靭性値がそれぞれ低靭性、中靭性、高靭性であった試験後破壊靭性試験片を対象として、X線回折による相同定を行った。分析結果は、
極低温においては低靭性の材料ほど、多くマルテンサイ
ト変態していた。加工誘起マルテンサイトは強加工等により大きなエネルギーが与えられることで起こるが、4 K
破壊靭性試験のように極低温において連続的に試験力を与え、き裂を進展させる環境では、加工誘起マルテンサ
イトと同様のメカニズムによってき裂先端で局所的にマルテンサイト変態が起こり、材料の靭性劣化に寄与していると考えられる。
一方、低温での加工誘起マルテンサイト変態量は塑性
変形量とともに増加することが報告されており 2)、緒形ら
は加工誘起マルテンサイト量が多いと 4 K 引張強さが大きくなることも報告している 3)。そこで、4 K 破壊靭性値と 4 K 引張強さの相関を確認した。4 K 破壊靭性値を横軸に、4 K 引張強さを縦軸にとった分布図を Fig. 3 に示す。
4 K 引張強さが高いと、4 K 破壊靭性値が低くなる傾向が見られた。R2 値は線形回帰では 0.78、二次回帰で 0.81 と既報パラメータと比較して非常に強い相関を示した。
しかし、より簡便な4 K破壊靭性値の予測のために、化学成分といったより一般的な特性との相関を調査し、Md30 [K]というパラメータに着目した。Md30とは、オース
テナイト単相の試料に0.30の引張真ひずみを与えたとき組織の50%がマルテンサイト相に変態する温度である4)。
本研究においてMd30は316LN鋼のような安定なオーステ
ナイトも評価対象とするために、オーステナイト相の安定度を示す指標として用いる。

した。Additional formed forging実測のMd30は86~87 Kとなり、この数値から破壊靭性値を予測すると実際の破壊靭性値との誤差は1.3%、-2.1%であった。予測式を考慮してMd30を設定することで、ほぼ狙い通りの破壊靭性値を持
つ材料の製造に成功し、予測式の妥当性を確認した。
6．まとめ
4 K における破壊靭性値を実験的に得るには、試験片製作及び試験実施に労力がかかっていた。そこで、著者
らは、実機大材料を製作し、4 K の破壊靭性試験値を支配する新たな指標を究明し、4 K での破壊靭性値を簡易的に予測する新たな評価手法の確立を試みた。
参考文献
1. R.P. Reed et al.: Trans. Met. Soc. AIME 230 (1964) 1713-1720
2. T. Ogata et al.: TEION KOGAKU 42 (2007) 10-17
3. T. Ogata et al.: TETSUTOHAGANE 71 (1985) 1647-1654
4. T. Angel: J. Iron Steel Inst., 177 (1954) 165

Fig. 3 Correlation between the fracture toughness and resultsof 4 K tensile strength test.

供試材の化学成分と結晶粒度から求めた Md30 を横軸に、それぞれの 4 K 破壊靭性値を縦軸にとった相関をそれぞれ Fig. 4 に示す。R2 値は線形回帰で 0.87、二次回帰で 0.88 と 4 K 引張強さよりも更に強い相関があった。4 K
破壊靭性値と Md30 との線形回帰結果の近似式を(2)式に示す。(2)式中で Md30 の値域は、本研究における実測値の最大及び最小より 36≦Md30≦146 とする。なお、標準偏差 σ
は 18 MPam0.5 であった。

5．破壊靭性値予測式の妥当性確認
4 K破壊靭性値の予測式(2)の妥当性を確認するために、任意の化学成分設計をした追加試作材（Additional formed
forging）において、予測式から導き出される値と実測値がどれほどの誤差を持つか試作試験を行った。
化学成分は、KICが244 MPam0.5を狙って、Table 1に示す
Fig. 4 Correlation between the fracture toughness and Md30.
ようにMd30が93 K前後になるように調整した。Md30以外の製造方法及び形状は、Formed forging for trial (1) と同一とTable 1 Comparing value of Md30, predicted KIC and experimental KIC.
Md 30
[K]

Test sample

Predicted K IC
using Formula (2)0.5[MPam ]

Experimental K IC
0.5

[MPam ]

Error between
predicted K IC andexperimental one [%]Formed forging
for trial (1)

1/2t

129

192

181

6.2

1/4t

139

178

170

4.6

Additional
formed forging

1/2t

86

254

251

1.3

1/4t

87

253

258

-2.1

― 127 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a01

無絶縁コイル

HTS コイルのクエンチ保護に向けた金属-絶縁体転移酸化物によるターン間絶縁の基礎検討
Fundamental Study of HTS Coils with Turn-to-Turn Insulation by Metal-Insulator Transition
Oxsides for Quench Protection of HTS Coils
山田 寛之, 土屋 雄司, 吉田 隆(名大); 一野 祐亮(愛工大)
YAMADA Hiroyuki, TSUCHIYA Yuji, YOSHIDA Yutaka (Nagoya University); ICHINO Yusuke (Aichi Institute of Technology)
E-mail: yamada.hiroyuki@a.mbox.nagoya-u.ac.jp
1．はじめにHTS コイルのクエンチ保護のためターン間を絶縁しない NI コイルが提案されているが、充電遅延が発生するという課題が存在する[1]。そのためクエンチ保護と充電遅延の緩和の双方を併せ持つ HTS コイルが必要となっている。今回、我々は金属-絶縁体(Metal-Insulator: M-I)転移酸
化物によりターン間を絶縁する M-I 絶縁コイルを提案する。M-I 転移酸化物は低温領域では抵抗率が高いが、温度上昇に伴い抵抗率が急激に低下する性質を示す[2]。M-I 転移酸化物を HTS コイルのターン間絶縁物質として用いることで、発熱がなく温度が低い部分では M-I 転移酸化物の抵抗値は高くターン間は絶縁されるが、クエンチが発生して温度が上昇した部分では M-I 転移酸化物の抵抗値が低下してターン間転流が可能になるという挙動が期待される。
そこで本研究では M-I 絶縁コイルの実現に向け、M-I 転移酸化物の一つである(Pr1-xYx)1-yCayCoO3(PYCCO)バルク
を 用 い て REBCO コ イ ル の タ ー ン 間 絶 縁 を 模 擬 し た
REBCO テープ間通電試験を検討した。
2．実験方法
Fig. 1 に REBCO 線材と PYCCO バルクを用いた M-I 絶縁試験の模式図を示す。PYCCO バルク抵抗値についてはQuantum Design 社製の PPMS を用いた直流四端子法で測定した。試料を 10 K/min の速度で 300 K から 10 K まで降温した後、300 K まで昇温して抵抗率の温度依存性を測定した。
PYCCO バルクを用いた M-I 絶縁試験については REBCO 市
販線材間に PYCCO バルクを挟んで接合し、PYCCO バルク
が M-I 転移して抵抗値が増加するまで試料の温度を冷却した。その後、クエンチによる発熱で温度が上昇し、ターン間での転流が発生するという挙動を想定して、ターン間電流を模擬した電流を印加した。REBCO 線材に印加する電流を 0.2
A/s の速度で増加させて REBCO 線材と PYCCO バルクの電流-電圧特性を測定した。また、電流印加前の PYCCO バルクと REBCO 線材の初期温度 Tini を 70-90 K の範囲で変化させて同様の測定を行った。
3．実験結果及び考察
Fig. 2 に REBCO 市販線材と PYCCO バルクの Tini = 70-90
K における電流-電圧特性を示す。内挿図に PYCCO バルクの電気抵抗率の温度依存性を示す。PYCCO バルクの M-I 転
移温度 TM-I は約 80 K であった。Tini = 80 K の時、電流が 80
mA まで増加するに従い電圧は直線的に増加し、80 mA 以上になると減少した。これは PYCCO バルクが、発生したジュー
ル熱で温度上昇し、M-I 転移したことで抵抗が低下したためであると考えられる。Tini を変化させると、、Tini が低いほど電流
印加開始直後の電流-電圧特性の傾きが大きくなる傾向があった。これは M-I 転移前の PYCCO バルクの抵抗が大きいことを示している。例えば直線近似により計算した PYCCO バルクの抵抗は、Tini = 90 K で 17.8 Ω、Tini = 70 K で 72.7 Ω であった。次に、Tini が低いほど電流を印加した際の電圧のピーク

値は大きくなった。これは TM-I と Tini との差が大きいため、TM-Iまで温度上昇するのに大きなジュール熱が必要となり、電圧のピーク値が増加したと考えられる。
当日は、磁場中での PYCCO バルクを用いた HTS コイルのタ ーン 間絶 縁を 模 擬し た REBCO テープ間通電試験、
REBCO 線材に印加する電流の増加速度を変化させた場
合の REBCO テープ間絶縁試験結果、及び別組成のバルクを用いたテープ間通電試験について報告する予定である。

Fig. 1 Experimental set-up to investigate metal-insulator
insulation method with the PYCCO bulk between the two
REBCO tapes.

Fig. 2 Current dependence of voltage of the PYCCO bulk
between the REBCO tapes at a current rate of 0.2 A/s and at Tinis.
The inset shows the temperature dependence of ρ in the
PYCCO bulk.
謝辞
本 研 究 の 一 部 は 、 科 学 研 究 費 補 助 金 (19K22154 、20K15217、20H02682)、JST-A-STEP、NEDOからの助成を受けて実施しました。本研究では岩手大学藤代博之先生、
内藤智之先生よりPYCCOバルク作製に関して御協力をいただきました。
参考文献
1. X. Wang et al.; Supercond. Sci. Technol. 26, 035012 (2013).
2. H. Fujishiro et al.; J. Appl. Phys. 121, 115104 (2017).

― 128 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a02

無絶縁コイル

無絶縁巻線技術の適用による REBCO コイル内局所劣化発生時の継続運転の可能性
Possibility of continuous operation when a local deterioration occurs in REBCO coilby applying no-insulation winding technology
津吉 杏佳，吉原 優花，濵中 麻衣，北村 真由，根本 羽衣，石山 敦士(早大)；野口 聡(北大)TSUYOSHI Kyoka，YOSHIHARA Yuka，HAMANAKA Mai，KITAMURA Mayu，NEMOTO Ui,
ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.)；NOGUCHI So (Hokkaido Univ.)
E-mail: atsushi@waseda.jp

1． はじめに
我々は、医療用加速器や高磁場全身用 MRI をターゲットとした超電導コイルシステムの開発を目指しており、本来二律背反の関係にある高熱的安定化と高電流密度化を両立できる手段として、無絶縁(NI)REBCO コイルの研究を行っている。
従来、超電導コイルでは常電導転移発生時にホットスポットの形成を回避するため、貯蔵エネルギーを速やかに回収することが求められてきた。これに対し、先行研究では NI 巻線技術を適用することにより、コイル内に局所的劣化が発生しても継続運転できる可能性が示唆されている[1][2]。そこで今回、上述した機器への実応用を想定し、負荷率と NI コイル内の層間電気抵抗をパラメータとして、数値解析に基づき継続運転
可能な条件について発熱量 (転流に伴う発熱 QPASS/銅安定化層での発熱 QMT/超電導層での発熱 QSC)と、コイル内温度に注目し検討を行ったので報告する。

Table.1 Specifications and assumed condition for analysis
Overall width[mm]
4.00
REBCO
Copper stabilizer
20
Conductor
Thickness[µm/side]
Ic@77K,self-field[A]115
Inner diameter[mm]500
CoilHeight[mm]10Turns per pancake
50
Iop[A]
340/395
60/70
Iop/Ic[%]30
Operating temperature[K]Condition
conduction
Cooling condition
cooling
External magnetic field[T]102． 解析方法
解析で用いたコイルの諸元および解析条件を Table.1 に示す。上記の機器への応用を想定した条件のもと、シングルパンケーキ（SP）コイルの 25 ターン目に局所的常電導転移が生じたとして解析を行った。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[3]。実際の運
転条件を想定し、負荷率が 60%と 70%の各場合について、層間抵抗を 2.0×10-5Ω·cm2 と 2.0×10-2Ω·cm2 の間で変化させ、0～5.0s までの一定時間についてコイル内で発生する発熱
QPASS、QMT、QSC)の割合、発熱量、コイル内温度を比較した。なお、今回の解析で用いた冷凍機の冷凍性能は 30K で64W である。
3． 解析結果と考察
負荷率 70%において層間抵抗 2.0×10-3Ω·cm2 のときの発熱割合、層間抵抗 2.0×10-2Ω·cm2 のときの発熱量をそれぞれ
Fig.1、Fig.2 に示す。
負荷率が 60%、70%のどちらの場合においても、層間抵抗が 2.0×10-3Ω·cm2 以下では QPASS が支配的であり、コイルの熱的安定性は保たれた（Fig.1）。層間抵抗が 2.0×10-2Ω·cm2のとき QMT が支配的となったため発熱量、コイル内温度ともに上昇したが、発熱量は冷凍機の冷凍性能を大きく下回った
ため熱暴走には至らなかった（Fig.2）。
以上より、上記の機器への応用を想定した今回の条件下において、NI コイル内に局所的劣化が発生した場合、負荷率が60%、70%のどちらの場合においても、比較的幅広い層間抵抗で継続運転できる可能性があると考えられる。また、上記の機器への応用を想定した今回の条件下において、層間抵抗が小さいほど QPASS が支配的で熱的に安定であることが分かった。

Fig.1 Ratio of Heat Generation (70%, 2.0×10-3Ω·cm2)
64W

Fig.2 Heat Generation (70%, 2.0×10-2Ω·cm2)
なお、本研究の一部は科研費基盤研究 S(18H05244)に依った。
参考文献
1. S. Hahn et al., Supercond. Sci. Technol. 29 (2016) 105017
2. Y.Kakimoto, A.Ishiyama et al., IEEE Trans. on Appl.
Supercond. 29(2019) 4603005
3. T.Wang et al., IEEE Trans. on Appl. Supercond. 25(2015)
4603409― 129 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a03

無絶縁コイル

無絶縁 REBCO パンケーキコイル内における局所的劣化発生時の過渡的振る舞い
Transient behavior in NI-REBCO pancake coil during local normal-state transition
根本 羽衣，吉原 優花，濵中 麻衣, 津吉 杏佳，北村 真由，石山 敦士（早大）; 野口 聡(北大);NEMOTO Ui，YOSHIHARA Yuka，HAMANAKA Mai, TSUYOSHI Kyoka, KITAMURA Mayu,
ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.); NOGUCHI So (Hokkaido Univ.);
E-mail: atsushi@waseda.jp
1． はじめに
我々は医療用加速器やヒト全身用 MRI への応用を目的として無絶縁(NI)REBCO パンケーキコイルの研究を進めてきた。
この NI コイルは，局所的常電導転移が発生しても, 電流がその部位を自動的に回避して流れることで継続運転できる可能性が示唆されている[1][2]。そこで今回は，高負荷率における継続運転の可能性について検討を行ったうえで，コイル内に局所的線材劣化が生じた瞬間の過渡的振る舞いについて解析を行ったので報告する。
2． 解析方法
2.1 高負荷率における継続運転の可能性の検証
まず高負荷率における継続運転の可能性を検証するため，
内径 500mm 50turn のダブルパンケーキコイル(以下 DP コイル)を解析対象とし，層間抵抗値を 2.0×10-5, 2.0×10-4, 2.0×10-3,
2.0×10-2Ω・cm2 と変化させた。また解析条件は運転温度 30Ｋの伝導冷却条件下で外部磁場を 10T とし(高磁場 MRI を想定)，385A(負荷率 80%)の一定電流を通電中に 25turn 目の
1/8 周にわたって局所的劣化が発生した後の振る舞いを解析した。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[3]。
2.2 劣化発生直後の短時間の振る舞いの検証
続けて，劣化発生直後における瞬間的な電磁的振る舞いを検証するため内径 500mm 10turn のシングルパンケーキコイル(以下 SP コイル)を解析対象とし，層間抵抗値を 2.0×10-5,
2.0×10-4Ω・cm2 と変化させて解析を行った。この際，PEEC モ
デルの空間分割数は DP コイル解析時の 10 倍とした。また解析条件は運転温度 30K の断熱条件で外部磁場を 10T とし，455A(負荷率 80%)の一定電流を通電中に 5turn 目の 1/8 周にわたって局所的劣化が発生した後の振る舞いを解析した。
3． 解析結果
3.1 高負荷率における継続運転の可能性の検証
DP コイルにおける解析結果のうち，縦軸に発生熱量[W]を
横軸に層間抵抗値[Ω・cm2]をとったグラフを Fig.1 に示す。
Fig.1 を見ると，層間抵抗値が高い場合だけではなく低すぎる
場合でも発熱量は時間が経つにつれて増加し，冷凍機の冷凍性能である 64W を超えて熱暴走していることが分かる。また，
層間抵抗値が低い場合は劣化発生から 0.02s 後という短時間で発熱量が急激に増加していることから，この場合の熱暴走の原因を考察するためには劣化発生直後の瞬間的な振る舞いについて検証する必要があることも分かる。
3.2 劣化発生直後の短時間の振る舞いの検証
SP コイルにおける解析結果のうち，局所的劣化発生から0.001s 経過後の，局所的劣化が発生した層から隣接層に流れる転流電流の絶対値を Fig.2, Fig.3 に示す。なおこのグラフの横軸は，コイルの始点を 0[deg]とした際のコイル中心から見た角度を示しており，0～45[deg]が局所的劣化発生部位に相当する。Fig.2, Fig.3 を見ると，層間抵抗値が小さい場合は，大きい場合と比較して局所的劣化の発生した部位の両端で集中的に転流が起きていることが分かる。
4. まとめ
転流した電流は隣接層に流れ込むため，層間抵抗値が小さ
いと局所的劣化の発生直後には狭い範囲で隣接層に電流が流れ込むことになる。そのため負荷率が高い場合はホットスポットが発生してコイルの熱暴走が引き起こされると考えられる。
よって負荷率が高い場合は熱的安定性が下がる要因として劣化発生直後の瞬間的な振る舞いが重要となってくる可能性がある。
本研究の一部は科研費基盤研究 S (18H05244)に依ったことを付記する。

Fig.1 Heat generation (Iop/Ic=80%)

Fig.2 Ipass from the layer of local normal-state to the adjacent layer(Iop/Ic=80%, 2.0×10-5Ω・cm2)

Fig.3 Ipass from the layer of local normal-state to the adjacent layer(Iop/Ic=80%, 2.0×10-4Ω・cm2)
参考文献[1] S.Hahn et al.: Superconduc., Sci., Technol.,Vol.29, No.10(2016)[2] K.Kakimoto, A.Ishiyama et al.: IEEE Trans. On Applied
Supercond., Vol.29, No.5, 4603005 (2009)[3] T. Wang, S. Noguchi, et al.: IEEE Trans. Applied
Supercond., vol. 25, no. 3, 2015

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a04

無絶縁コイル

超電導電力貯蔵装置を対象とした無絶縁 REBCO バンドル導体を巻線したパンケーキコイルの充放電実験
Charging and discharging experiments on Pancake Coil wound with No-Insulation Bundle REBCO
conductor for SMES
宮本 祐，大牟礼 将人，石山 敦士 （早稲田大学）
MIYAMOTO Yu, OMURE Masato, ISHIYAMA Atsushi (Waseda Univ.)
E-mail: atsushi@waseda.jp

1. はじめに
超電導電力貯蔵装置(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、繰り返
し運転に制限がない、大電力の瞬時応答が可能であるという特長を持つ。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、一般的に SMES 用コイルは大電流、低インダク
タンスで設計されるのが望ましく、無絶縁 REBCO 線材を集合導体化した導体を巻線したバンドルコイルの SMES への適用が考えられる。先行研究では、線材を集合導体化することにより、充放電動作への追従性が増し、貯蔵効率が向上することが解析により調べられている(1)。そこで今回は、2 枚バンドル
コイルを対象に充放電実験を行い、無絶縁バンドルコイルのSMES への適用可能性を実験的に評価した。合わせて 1 本の無絶縁 REBCO 線材を密巻した場合との比較も行ったので報告する。

表 1 コイルの諸元
Table. Specification of Coils
Parameters
NI Coil
Bundle CoilREBCO Conductor
Width[mm]4.0
Cu thickness [mm]20 per each side
Tape Ic@77K [A]>80
Coil
Number of Tapes
1
2
Turns per pancake
50
25
Inner diameter [mm]6060Height [mm]
10.00
10.00
Inductance [mH]0.307
0.0765
Contact Electircal
54.65
49.64
Resistance [µΩ・cm2]

2. 実験方法
実験に用いたコイルの諸元を Table.1 に示す。ターン数は起磁力を同じ値にするために、密巻コイルは 50 ターン、バンド
ルコイルは 25 ターンとした。液体窒素浸漬冷却下で通電電流最大値と最小値を、密巻コイルは 40-50A、バンドルコイルは80-100A として充放電を行った。充放電周期は系統安定化用途を想定した 3 秒と負荷変動補償用途を想定した 18 秒の間
で 3 秒ごとに変化させた。
3. 実験結果
Fig.1 に結果の一例として充放電周期 3 秒のときの通電電流（Iop）、と両コイルにおける周方向電流（Iθ）の波形を示す。充
放電時には径方向電流が流れるため、周方向電流は通電電流に対して遅れていることが分かり、バンドルコイルの方が周方向電流の遅れが抑えられている。
Fig.2 に充放電周期を 3 秒から 18 秒の間で 3 秒ごとに変化させた時の各コイルの効率を示す。密巻コイルとバンドルコ
イル共に充放電周期が長くなるにつれ貯蔵効率も高くなることがわかった。また、密巻コイルとバンドルコイルを比較すると、バンドルコイルの方がより高い貯蔵効率が得られることがわかった。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示された。
参考文献
1. M.Omure, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol.98(2019) P64― 131 ―

図 1 通電電流と周方向電流
Fig1. Operating current and circumferential current

図 2 両コイルの効率
Fig.2 Efficiency of each coil

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a05

無絶縁コイル

層間接触不良のある無絶縁コイルの過渡安定性
Influence of Turn-to-Turn Electrically Non-Contact Area on Transient Stability of
No-Insulation REBCO Pancake Coils
北村 真由，濵中 麻衣，吉原 優花，津吉 杏佳, 石山 敦士 (早稲田大学)；野口 聡 (北海道大学)
KITAMURA Mayu, HAMANAKA Mai, YOSHIHARA Yuka, TSUYOSHI Kyoka, ISHIYAMA Atsushi (Waseda University);
NOGUCHI So (Hokkaido University)
Email: atsushi@waseda.jp

1.

Table.1 Specifications of NI-REBCO pancake model coil

はじめに
無絶縁コイル(NI コイル)は、本来二律背反の関係にある高REBCO

熱的安定化と高電流密度化を両立できる巻線技術として期待

Tapeされている。NI コイルは絶縁層が施されていないため、電流が常電導転移部を避けて隣接ターンへ転流し、局所的な温度上昇を避けることができる。我々が対象とする MRI や医療用加速器では m 級大口径コイルを用いるので、NMR 用と比べ、転流による発熱密度が小さくなるため、熱的安定性が高いと考え

Coil

Ovevrall width [mm]4Copper stabilizer thickness [μm/side]20

Ic @77K, self-field[A]115

Inner diameter[mm]500Turn-to-turn contact resistivity [Ω/cm2]

20×10-6

Number of turns

50

Cooling condition

30K-Adiabaticられる。しかし実際のコイル巻線では、線材表面は一様ではな

lop[A]

400, 450

lop/Ic[%]70, 80

く、層間接触不良部分が生じる。この場合、大口径コイルほどExternal magnetic field [T]10

接触不良部分の発生する割合が大きくなり、安定性が損なわれる可能性がある。そこで今回は、層間接触不良部分をランダムに生じさせた NI コイルに局所的劣化が発生した場合の熱的・電磁的挙動を評価し、コイル保護動作を行わずに継続運
転ができる可能性について検討したので報告する。

2.

解析方法
解析で用いたモデルコイルの諸元を Table.1 に示す。解析は PEEC(部分要素等価回路)モデルによる電流分布解析と 2
次元 FEM による熱解析を連成して行った(1)。今回は、次世代の高磁場全身用 MRI 及び医療用サイクロトロンを想定し、10Tの外部磁場があるものとした。冷却条件は 30K 断熱状態とし、コイルの中央 25 ターン目の要素に局所的劣化(Ic=0)が発生したとした。そして、負荷率（Iop/Ic）が 70%と 80%の場合において、層間接触不良部分の割合を 10%～50%と変化させた時のFig.1 Dependence of heat generation in NI coil 1 second after
deterioration on the percentage of turn-to-turn electrically noncontact area (Iop/Ic=70%)

挙動を解析し、比較・評価を行った。

3.

解析結果
解析結果例として、Fig.1 と Fig.2 に、それぞれ負荷率を 70%と 80%として、接触不良領域の割合を 10%～50%と変化させた時の劣化発生 1 秒後の NI コイルにおける各発熱量(Qpass：
転流による発熱、Qsc：超電導層の発熱、Qmt：銅安定化層の発熱)を示す。
負荷率 70%（Fig.1）では、全ての接触不良領域の割合において転流による発熱量 Qpass が支配的となり（発熱が広範囲に分散）、熱暴走に至らなかった。負荷率 80%（Fig.2）では、接触不良が 30%以上となると、いずれの発熱量も増加し熱暴走していることがわかる。従って、高負荷率 80%であっても、接触不良割合が 20%以下であると、局所的常電導転移部の周Fig.2 Dependence of heat generation in NI coil 1 second after
deterioration on the percentage of turn-to-turn electrically noncontact area (Iop/Ic=80%)
本研究の一部は科研費基盤研究 S(18H05244)に依った。

辺で接触不良領域が存在しても、接触部分で転流が起こることにより、発熱密度が小さく抑えられ、継続運転の可能性が期
待出来ることが分かった。

参考文献(1) T. Wang et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., 25,(2015) , 4603409― 132 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a06

無絶縁コイルintra-Layer No-Insulation (LNI) REBCO コイルの接触抵抗率に対する温度サイクルと巻線張力の影響
Effects of thermal cycle and winding tension on contact resistivityof an intra-Layer No-Insulation (LNI) REBCO coil高橋 佳佑, 吉田 大佐, 高尾 智明 （上智大）; 末富 佑 （千葉大）; 柳澤 吉紀 （理研）; 前田 秀明 （JST）
TAKAHASHI Keisuke, YOSHIDA Taisuke, TAKAO Tomoaki (Sophia Univ.)； SUETOMI Yu (Chiba Univ.);
YANAGISAWA Yoshinori (RIKEN); MAEDA Hideaki (JST)2．実験方法SuperPower 社 製 の REBCO 線 材 ( 幅 4.0 mm 、 厚 み
0.097 mm 、 銅 め っ き 、 絶 縁 無 し ) を 用 い て 、 巻 線 張 力
F = 2 kgf (5 kgf/mm2)、4 kgf (10 kgf/mm2)、6 kgf (15 kgf/mm2)で巻線し、3 種類の LNI-REBCO コイル(内径 50 mm，10 ター
ン×8 レイヤー)を製作した。これらの張力は 1 ターンあたりの面圧換算で、それぞれ 0.2 MPa, 0.4 MPa, 0.6 MPa に対応する。レイヤー間には銅と絶縁物質の複合シート (厚さ 30 μm)を挿入した。各コイルについて液体窒素中で電源遮断試験を行い、中心磁場減衰波形を取得した。コイルを液体窒素から取り出して室温に戻し、再度冷却するというサーマルサイクル
を繰り返しながら、電源遮断試験を行った。また、LNI コイルの等価回路の解析[1]によって中心磁場を計算し、解析結果の中心磁場減衰波形が実験結果に一致するよう接触抵抗率を推定した。
3．実験結果と考察
Fig. 2 は 3 種類の LNI コイルについて、サーマルサイクル
回数と接触抵抗率の関係を示す。0 回目は、最初の電源遮断試験で得られた結果である。サーマルサイクルを繰り返すと、
接触抵抗率が大きく増加した後、飽和することが確認された。
巻線張力が大きいほど接触抵抗率は小さく、2 kgf の場合は
約 16,000 µΩcm²、4 kgf の場合は約 6,500 µΩcm²、6 kgf の場合は約 2,500 µΩcm²に落ち着いた。いずれの場合も、おおむね 10 倍程度接触抵抗率が上昇している。各コイルで、ゼロ回目（冷却＋励磁）から 1 回目（昇温＋冷却＋励磁）への移行
時に、接触抵抗率の増加が最も顕著であることは、昇温の過程で層間の面圧が緩和され易いことを示している。冷却で生じた面圧の緩和が昇温により元に戻らない様である。緩和は、Fig.1 Contact resistivity for NI Pancake coil and LNI coil.
2

Contact resistivity (μΩcm )1．はじめにNo-Insulation (NI)法は高電流密度 REBCO コイルの熱暴走からの保護手法として有効であるが、永久電流コイルに必
要なレイヤー巻方式と組み合わせると長い磁場遅れが発生する欠点があった。我々はこれに対し、銅と絶縁材の複合シートを層間に挿入しながら絶縁無しの線材をレイヤー巻きして層 内 を コ イ ル 軸 方 向 に 非 絶 縁 と す る intra-Layer NoInsulation (LNI)法を提案してきた。これにより、レイヤー巻コイ
ルにおいても自己保護性を有しながら磁場遅れを劇的に短くすることができる。
LNI コイルには、線材と銅シートの間に接触抵抗が存在する（Fig. 1 参照）。LNI-REBCO コイルの有効的な接触抵抗率（単位面積当たりの接触抵抗）は、NI パンケーキ巻 REBCO コ
イルにおけるターン間接触抵抗率に比べて 1-2 桁も大きいことが分かっているが、その原因は明らかでない[1]。また、この大きな接触抵抗率（たとえば 10,000 µcm2）が、熱暴走時の局所的な電流集中の発生を抑制し、コイル保護に有効に働くことが明らかになりつつある[2]。すなわち、接触抵抗率を予めよく制御し、所望の高い値を得る技術が必要である。本研究では、LNI-REBCO コイル内の接触抵抗率についての基礎的知見を得るために、巻線時の張力と、サーマルサイクルが接触抵抗率に与える影響を調査した。

105
16,000

104

6,500
2,500

1,750

103

Winding tension
2 kgf
4 kgf
6 kgf

600
180

102

0

5
10
Number of thermal cycles
Fig.2 Contact resistivity versus number of thermal cycles
for LNI-REBCO coils wound under winding tensions of
2 kgf, 4 kgf and 6 kgf.

サーマルサイクルの進展と共に飽和して落ち着くが、この現象は、層間に熱収縮の大きいポリマーを持つ LNI コイルの欠点といえる。NI パンケーキコイルではこのような層間材が存在しないため、この種の現象は起こらないと推察される。
4．まとめ
LNI-REBCO コイルでは、巻線張力を大きくするほど、小さい接触抵抗率が得られる。また、サーマルサイクルを繰り返す
ことで接触抵抗率が増加し、ある値に飽和する。これらの特性
は、目標とする高い接触抵抗率を得るための手法として活用できるが、飽和に多数のサーマルサイクルを要するのは LNI法の欠点といえる。また、励磁時の電磁力によっても層間の面圧が変化するため、この効果も考慮に入れる必要がある。
現在、層間接触を模擬した要素実験を進めており、面圧や層間材の表面状態が接触抵抗率に与える影響を系統的に理解しようとしている。これらの知見をあわせて、所望の高い接触
抵抗率を安定して得る方法の構築を目指す。
本研究は JST 未来社会創造事業 JPMJMI17A2 の支援を受けたものである。
参考文献[1] Y. Suetomi et al., SuST, 32, 045003 (2019)[2] Y. Suetomi et al., presented in ASC2020, Wk1LOr1A-03― 133 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-a07

無絶縁コイル

無絶縁 REBCO 超電導コイルにおける磁場精度向上のための通電波形の提案
Proposal of exciting current waveform for improving magnetic field accuracy
in no-insulation REBCO coil村上 将吾，上田 聡美, 石山 敦士（早稲田大）； 植田 浩史（岡山大）; 野口 聡（北海道大）
Shogo MURAKAMI, Satomi UEDA, Atsushi ISHIYAMA (Waseda University);
Hiroshi UEDA (Okayama University); So NOGUCHI (Hokkaido University)
E-mail: pg.shogo26@moegi.waseda.jp
Table 1. Parameters of NI-REBCO model pancake coil
Number of
4.00mm240.00turns /SP
0.89mmThickness of
Gap between
1.00µm
0.55mmREBCO layer
SP coils(midplane)
AnalysisThickness of
20.0µm20K
temperature
Copper layer
Thickness of
50.0µmRstab
0.2796Ω
Foundation
Inner dimeter
50.0 mmRct
0.02µΩ・cm2
Lcoil
1.018HRc
0.1013Ω

1．はじめにREBCO 線材は臨界温度が高く、高磁場下で大電流密度を流せるため、超電導コイルに応用し様々な機器を小型化・高磁場化することが期待されている。この REBCO 超電導コイ
ルの高電流密度化と高熱的安定化を両立するために NoInsulation(NI)巻線技術[1]を適用する試みが増えている。しかし利点がある一方で欠点も存在し、REBCO 線材はテープ形状でありテープ面に磁場が垂直に印加されることで遮蔽電流が誘導され、不整磁場（遮蔽電流磁場）が発生してしまうのに加えて、NI 巻線技術を適用した場合、周方向だけでなく径方向にも電流が流れるため励磁遅れが発生する。
我々はこれまで 10T 級無絶縁 REBCO コイルシステムを対象に励磁遅れを考慮した場合の遮蔽電流による磁場への影
響について数値解析に基づき検討を行い[2]オーバーシュート
法による通電電流制御が磁場の時間安定度向上において有効であることを確認した。今回は、オーバーシュート法による減磁効果を生かすための新たな通電波形の検討を行った。

Tape width

2．解析対象および解析手法
解析対象は先行研究 [3] で試作・実験した 10T 級積層
REBCO コイルシステムであり、4mm 幅の REBCO 線材を 240
ターン巻きした内径 50mm のパンケーキコイルを 22 個積層した。その諸元および概略図を Table 1 および Fig 1 に示す。解析は Fig 1 の左側に示す NI コイル構造の等価回路と、有限要素法，境界要素法と高速多重極法を適用した 3 次元非線形過渡電磁場解析プログラム[4]を組み合わせて行った。全てのシングルパンケーキコイルに流れる Iθ と Ir を同一と仮定し、回路方程式を解くことで周方向電流 Iθ と径方向電流 Ir を計算する。得られた Iθ を 3 次元非線形過渡電磁場解析における通電電流とみなすことで、無絶縁コイルの励磁遅れを模擬した
磁場解析を行った。

𝐿𝐿����

𝑑𝑑𝑑𝑑�
� ����������� 𝐼𝐼���������� � �� �𝑑𝑑�� � 𝑑𝑑� �
𝑑𝑑𝑑𝑑

Fig. 1.

Schematic of NI-REBCO model pancake coilFig. 2. Screening magnetic field at coil center (Overshoot + Plateau)

3. 通電波形の検討
先述のとおり、NI コイルの通電手法にオーバーシュート法を適用すると、励磁遅れにより周方向電流が設定したピーク
値に届かないまま減磁されることで十分な減磁効果を得られないという問題が先行研究[2]において確認されている。そこで、励磁遅れによる周方向電流の遅れ分を一定時間待機することにより、減磁効果を維持する通電波形の効果を調査した。

Fig. 3.

4. 解析結果
解析結果の例として、励磁速度 1A/s・オーバーシュート率10%で励磁し、0s/50s/100s と一定時間ホールドさせた場合の遮蔽電流磁場の振る舞いを Fig.2 に、この結果から算出した
磁場の時間安定度を Fig.3 に示す。オーバーシュート後により長時間ホールドさせた場合ほど、通電電流制御による減磁効
果が増大し時間安定度が改善される結果となった。本発表ではこの他にも、励磁速度を遅くし等価回路の時定数よりも長い時間をかけて励磁することにより時間安定度を改善する手法の効果なども報告する。

Time stability in each waveform

謝辞
なお、本研究の一部は科研費基盤研 S(18H05224)に依ったことを付記する。
参考文献(1) S, Hahn, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 21, 5675111(2011)(2) Z. Inagaki, 1P-p17 2018 年 秋季低温工学・超電導学会 講演概要集(3) S. Iwai, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 26, 4302305 (2016)(4) H. Ueda, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 23, 4100805 (2013)― 134 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-p01

電力応用 (2)瞬時電圧低下補償用電力貯蔵システムの研究開発
Research and Development of SMES for bridging instantaneous voltage dips
長屋 重夫, 渡部 智則（中部電力）；中村 亘, 河村 浩一（中部電力ミライズ）
石井 祐介, 岩谷 祐（東芝エネルギーシステムズ）； 平野 直樹（NIFS）
NAGAYA Shigeo, WATANABE Tomonori (Chubu Electric Power Co., Inc.)
NAKAMURA Motomu, KAWAMURA Koichi (Chubu Electric Power Miraiz Co., Inc.)ISHII Yusuke, IWATANI Yu (Toshiba Energy Systems & Solutions) ； HIRANO Naoki (NIFS)
E-mail: hirano.naoki@nifs.ac.jp
1．はじめに超電導技術の応用の中で、磁気エネルギーとして電力を蓄えるＳＭＥＳ（Superconducting Magnetic Energy
Storage System）は、早くからその実現が期待されてきた電力貯蔵技術である。2003 年より瞬時電圧低下（以下、瞬低という。）を補償する SMES を開発し、三重県亀山市の液晶工場においてフィールド試験を経て、2007 年から
瞬低補償 SMES の商用運転を行い、本年 3 月 31 日に運転を休止した。SMES の瞬低補償装置としての研究開発コン
セプトと 11 万時間以上の連続運転実績について紹介する。
2．瞬低補償 SMES の研究開発コンセプト
SMES の大きな特長は、他の電力貯蔵技術と比較し、繰返しの充放電に対してもエネルギー貯蔵部である超電導
コイルは劣化することがない点と、短時間に大出力が求められる用途に対し、過不足ない貯蔵部の容量を設計できることからコンパクトなシステムが実現できる点が挙げられる。この特長を生かし、1 秒間最大で 10MW を出力できるシステムを開発した。超電導コイルから出る漏洩
磁界も、クライオスタット表面から 1m 程度で 5Gauss となるよう、4 つのコイルの隣り合う極性を変える配置を採用した。また、超電導機器に不可欠な冷却設備を、小型冷凍機の組合せで構成することで、高圧ガス保安法に関わる法定管理者が不要なシステムとした。Fig.1 に貯蔵部の構成鳥観図を示す。
3．運転実績
3 基 目 と な る 商 用 SMES は 、 そ れ ま で の 5 MVA,
10MVA-SMES で得られた多くの知見を元に、改良を重ね、2007 年 7 月 1 日にサービスインし、2020 年 3 月 31 日に運転休止となるまでの、11 万時間以上コイルを冷却し続け、工場を瞬低の被害から守ることに大きく寄与した。
Table1 に主な仕様、Table2 に運転実績概要を示す。
瞬低補償回数は 48 回に上り、すべて補償は成功している。年平均で 4 回程度の瞬低を補償したことになる。
超電導機器の応用で重要となることに、信頼性が挙げられる。年度ごとの点検等による SMES 停止時間と、停止した件数を Fig.2 に示す。設置して 5 年ほど経過することで、停止時間やその件数も落ち着いてきたことが分かる。冷凍機は 1 年毎に定期点検を行い、健全性の維持に努めた。冷凍機の定期点検や、臨時の点検で年間に数回停止しているが、その停止時間を合算すると 672 時間となり、設置後から休止までの総時間数に対する停止時間を除いた稼働時間としてシステム稼働率を算定すると、99.4％となった。きわめて高い稼働率を実現できた。
また、運転休止に伴い、コイル冷却に使用していた 7000
L を超える液体ヘリウムを 4000 L ほど回収し、近隣の大学や研究機関に配分することができた。貴重な資源の有効活用にも寄与することができた。

ヘリウム再凝縮用 GMJT 冷凍機
電流リード冷却用 GM 冷凍機

輻射ｼｰﾙﾄﾞ冷却用 GM 冷凍機

真空容器

超電導コイル輻射ｼｰﾙﾄﾞヘリウム容器

Fig.1 Superconducting coil and cooling system image of
SMES for bridging instantaneous voltage dips.
Table 1 Main parameter of SMES for practical use
Rated capacity and compensation time
Rated input-and-output alternating voltage
Change over time
Coil Configuration
Rated Current
Rated Voltage
InductanceStored Energy
Maximum Field
Cooling Method

4．まとめ
瞬低補償ＳＭＥＳが、実際の工場の重要負荷の瞬低補
償に 11 万時間以上の運転実績を残すことができた。本取組が今後の超電導応用の参考となれば幸いである。

― 135 ―10MVA 1-sec.
3φ-6600V, 60 Hz
1/4 cycle +α4-pole coil arrangement
1400 ADC 6 kV21.1 H
20.7 MJ
4.4 T
LHe pool boiling

Table 2 Main operating results of SMES for practical use
Service in date
Operation suspension date
Total operating time
System downtime
Operating efficiency
Number of compensations

1st July 2007
31st March 2020
111,768 hours
672 hours
99.4%
48 Times

Fig.2 SMES downtime and number of cases per year.
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-p02

電力応用 (2)

HTS コイルを用いた鉄道用非接触給電システムの熱的安定性を考慮した運転条件の検討
Study on operating conditions considering thermal stabilityof a wireless power transmission system for railway vehicles using HTS coils
井上 良太，植田 浩史，金 錫範(岡山大)；津田 理 （東北大）
INOUE Ryota, UEDA Hiroshi, KIM SeokBeom (Okayama Univ.); TSUDA Makoto (Tohoku Univ.)
E-mail: ryota.inoue@okayama-u.ac.jp
1．はじめに
近年，蓄電池車両の実用化に向けて，非接触給電システ
ムによる給電方式が検討されている。その一方で，蓄電池電車は，約 60 s 間の急速充電が必要となるため，従来の銅コイルを用いた場合では，コイルの発熱が問題となり，実用化が難しい。そこで，我々は，HTS コイルに着目し，熱的な安定性を考慮しない場合，高効率で大電力伝送が可能になることを明らかにした[1]。しかし，これまでに 1 kHz 以上の交流通電時において，HTS コイルが突発的に焼損する現象が発生した。
そこで本検討では，液体窒素冷却下における HTS コイルの臨界電流の周波数依存性を明らかにした上で，kHz 帯における HTS コイルの発熱と冷媒間の伝熱特性が鉄道用非接触給電システムの運転条件に与える影響について検討した。
2．解析条件想定した 2 両編成の蓄電池車両は，地上側および車両側に 8 台のコイルと液体窒素を循環させる 1 台の冷凍機（冷凍能力: 1 kW@77 K，冷凍機動力：10.8 kW）を設置している。また，60 s 間給電に必要な電力は，コイル１台あたり 75 kW である（コイル１台あたりの許容発熱量：87.5 W）[1]。Fig.1 に HTS
コイルの概念図を示し，Table.１にコイルの諸元を示す。ここで，Type A は，交流損失の低減のため，ターン間に約 4 mm の径
方向ギャップを設けた。また，コイル支持材の有無による熱的安定性の影響を明らかにするために，Type B は，Type Aの径方向ギャップに GFRP を挿入した。なお，本検討では，
H 法による電磁界解析（Jc(B,T)を考慮）により，HTS コイルの通電電流および表面温度に対する交流損失を求め，その結果を各ターンの発熱項として与えることによって，伝熱解析を行った。Table. 2 に伝熱解析の解析条件を示す。なお，初期
温度は 77 K とし，冷媒と HTS コイルの間の熱伝達係数には，液体窒素における沸騰熱伝達曲線を考慮した。
3．結果および考察
Fig.2 に HTS コイルにおける臨界電流の周波数依存性を示す。Fig.2 より，HTS コイルの臨界電流は，周波数の増加と共に減少した。これは，周波数の上昇と共に，HTS コイルの表
面温度が上昇したためと考えられる。また，Type B は，Type Aに比べて，臨界電流の低下が大きく，10 kHz 周辺では，直流通電時の臨界電流値の約 40％まで低下した。これは，コイル支持材の GFRP によって，冷却特性が悪化したためと考えられる。以上より，熱的な安定動作を行うためには，10 kHz 以下
で低電流通電が求められることがわかった。Fig. 3 に鉄道用
非接触給電システムにおける受電電力の共振周波数依存性を示す。Fig. 3 より，受電電力は動作周波数の上昇と共に増加した。これは，動作周波数の上昇と共に通電電流が低下し，交流損失が抑制されたためと考えられる。また，HTS コイルに
熱的安定性を考慮した場合は，熱的安定性を考慮しない
77 K 一定の場合に比べて，HTS コイルの温度上昇により，交流損失が増加することから，動作周波数を僅かに上昇させる必要があることがわかった。なお，Type A（定常状態）および給電開始から 60 s 後の Type B において，目標電力を達成できる動作条件は，ほぼ同様となった。これは，Type B において，
GFRP の熱伝導率は低いものの，熱容量が大きいことから，給電開始から 60 s 間では温度上昇（最大 78.5 K＠2 kHz）が少ないためと考えられる。また，Type B は，約 300 秒後に定常状態（最大表面温度 79.4 K＠2 kHz）となるが，Type B における目標電力を達成できる動作条件は，Type A との差が少ない
ことがわかった。以上より，HTS コイルに熱的安定性を考慮した場合，僅かに動作周波数を上昇させる必要があるものの，コイル支持材の有無に関わらず，1.5~2 kHz 周辺の低周波領域において，約 100 A 通電を行うことによって，60 s 給電に必要な目標電力（75 kW）を達成できることがわかった。なお，本研究は，JSPS 科研費（20K22414）の助成を受けたものである。

(a) Type A(b) Type B
Fig.1 Cross section of the HTS coil for the railway vehicle.
Table 1. Specifications of HTS coil for railway vehicle.
2
HTS layer (μm)
Tape width (mm)5Number of layers
80n value
30
Critical current density JC0 (A/m2)
3.0×1010
Gap between layers (mm)4.4
Self-inductance (mH)
2.3
Table 2. Analysis condition for heat transfer analysis.
HTS wire
GFRP
Cu
Ag
SC
Sub
Thickness (µm)
75
6
2
75
4400
Mass density d (kg/m3) 8960 10490 5900
8890
1600
Heat capacity C(J/kg/K)
200-255 145-168 80-120 220-310 850(77 K-100 K)
Thermal conductivity k(W/m/K)
620-490 480-465 4-3
7.5-8 0.35-0.4(77 K-100 K)

Fig.2 Analytical results of critical current of the HTS coil for railway
vehicle as a function of frequency.

Fig.3 Analytical results of receiving power as a function of resonancefrequency.

参考文献[1]R. Inoue, et al.,J.Cryo. Super. Soc.Jpn., vol. 55, no. 1, pp. 62-69, 2020

― 136 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-p03

電力応用 (2)高周波用超伝導線材の開発とそれを用いたワイヤレス電力伝送用高 Q 値コイルの開発

Development of high-temperature superconducting coated conductor tape for high frequency anddevelopment of high quality factor coil for wireless power transmission
桶田 将弘，關谷 尚人(山梨大)
OKEDA Masahiro， SEKIYA Naoto (University of Yamanashi)
E-mail: nsekiya@yamanashi.ac.jp
1．はじめに
我々は，高周波で低損失な REBCO 線材を実現するために，商業化されている REBCO 線材(Fig1.(a)から銅安定化層を取り除いた REBCO 線材(Fig1.(b))を 2 枚重ね合わせた新
規高周波用 REBCO 線材構造(Fig1.(c))を提案し，それを発泡スチロールの支持材に埋め込み作製したコイルの Q 値が，銅コイルの約 3.2 倍になることを原理確認実験によって明らかにした[1]．しかし，提案 REBCO 線材構造は，支持材に埋め込むことで 2 枚の REBCO 線材を一体化していたため，線材の一体化に課題があった．また，支持材の誘電体損失によってコイルの Q 値が劣化する課題があった．そこで本稿では，2枚の REBCO 線材を一体化するために，誘電体テープを使用する構造(Fig1.(d))を提案する．次に，支持材による Q 値の劣化を最小限に抑えるために，支持材を部分的に用いる構造を提案する．加えて，銀保護膜の膜厚による Q 値の影響についても検討した．最後にそれらの技術を組み合わせてコイルを作製し，Q 値の測定を行った結果，前回報告[1]より飛躍的に
Q 値を改善したので報告する．

謝辞
本研究は総務省 SCOPE(181603014)の委託を受けて実施した．
参考文献[1] N. Sekiya, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 96(2018) 1A-p06

2．誘電体テープおよびコイル支持材の検討
誘電体テープの検討には，既に商用化されている REBCO
線材の絶縁に一般的に用いられるポリイミドと樹脂系材料の中で，誘電体損失が最小クラスの PTFE を用いた．コイルの Q
値は誘電体テープの誘電体損失によって劣化するため，誘電体テープの材質や厚さについて検討した．2 種類の誘電体が REBCO 線材を用いたコイルの Q 値に及ぼす影響について，3 次元電磁界シミュレータ(MW-Studio)を用いて解析した．
解析結果より，誘電体テープによる Q 値の劣化を最小限にするためには，より小さい誘電体損失と，より薄い厚さのテープが必要であることを明らかにし，誘電体テープの材質にはPTFE が適していることを明らかにした．次に，支持材の誘電体損失による Q 値の劣化を抑制するために，支持材を部分的に使用する． REBCO 線材を誘電体テープで一体化したコイルの Q 値を支持材の幅を変えて検討した．詳細は当日述
べる．

(a)

(b)

(c)
(d)
Fig.1 Coil structure: (a) Conventional wire with Cu,(b) Conventional wire without Cu, (c) Proposed wireand (d) Proposed wire with dielectric tape

3．提案技術を組み合わせたコイルの Q 値の測定
Fig.2 に各線材で作製したコイルの Q 値を示す．挿入図に示すコイルは，提案 REBCO 線材を誘電体テープで一体化し，それを発泡スチロールの支持材に埋め込み作製した．測定結果から REBCO 線材を用いたコイルの Q 値が銅コイルの約20 倍の Q 値(19617)となることを明らかにした．銀保護膜がコ
イルの Q 値に与える影響については当日述べる．
4．まとめ
本稿では，提案 REBCO 線材を構成する 2 枚の REBCO 線
材を一体化する方法として，誘電体テープを使用することを提案した．次に，コイルの Q 値の劣化を最小限に抑えるために，支持材構造と銀保護膜の膜厚について検討した．最後に，これまで提案してきた技術を組み合わせることで提案 REBCO
線材を用いたコイルの測定 Q 値が，銅コイルと比較して約 20倍(Q 値: 19617)となることを実証実験より明らかにした．

― 137 ―

Fig.2 Measured quality factor of each wire type andfabricated coil

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-p04

電力応用 (2)抵抗型超電導限流器を目的とした加圧液体窒素冷却下における
GdBCO 無誘導巻コイルの復帰特性向上に関する検討
Recovery Characteristics of GdBCO Series-connected Non-inductive Coil in Pressurized Liquid
Nitrogen for a Resistive SFCL
松下直也，柳井 創太，白井 康之，塩津 正博(京大）
MATSUSHITA Naoya, YANAI Sota, SHIRAI Yasuyuki, SHIOTSU Masahiro (Kyoto University)
E-mail: matsushita@pe.energy.kyoto-u.ac.jp
1．はじめに抵抗型超電導限流器の実用化にあたり、故障電流の遮断の後、素早く超電導状態に復帰することが求められる。超電導
線材表面に PTFE（PolyeTetraFluoroEthylene）コーティングを施したり、液体窒素に圧力をかけたりすることで、復帰特性が向 上 す る こ と が す で に確 認 さ れ て い る [1] が 、 本 研 究で は
GdBCO 無誘導巻コイルを用い、液体窒素の流路を変えて実験を行い、復帰特性を検討した。
2．試験体
本実験に使用した試験体(住友電工製)を Fig.1 に示す。使用した超電導線材は幅 4 mm、厚さ 0.2 mm、長さ 2560 mm で単位長さ当たりの常温抵抗値が 276.8 mΩ/m の GdBCO 線
材であり、先行研究[1]と同じ無誘導巻パンケーキ巻枠を用いて、Table.1 に示す 5 つの試験体を用いて、液体窒素の流路
条件を変えた。

Fig.2 Test circuit
4．実験結果と考察
Fig.3 に 0.10 MPa における各試験体の復帰特性の比較を示す。図より試験体 No.1、No.2 のグループと No.3、No.4、No.5 のグループに分けられる。前者のグループの復帰時
間は約 2.8 s ～ 3.2 s であるのに対して、後者のグルー
プの復帰時間は約 1.9 s と非常に早い。そのうえ、前者のグループよりも後者のグループは膜沸騰領域での冷却速度が大きいこのことから、0.10 MPa の時、気泡の挙動が復帰特性に大きな影響を与えていることが分かる。

Fig.1 Bare sample
Table.1 Comparison of each non-inductive coilNo

Sample1

Bare2

Fluorosurf
coatedBare
upsidedown
Bare noroof
Fluorosurf
coatedupsidedown3

4
5

Surfacecondition
Bare

Position

R (mΩ)at T[K]

NormalFluoroNormalBare

Upsidedown

683(T = 297)
651(T = 285)
683(T = 284)

Bare

No-roofFluoroUpsidedown

681(T = 300)
647(T = 285)

3．試験方法
Fig.2 のように実験回路を組んだ。Switch1 を閉じ、100 ms 間
交流電圧を試験体にかけてクエンチさせた。電圧値はクエン
チ後の抵抗値が 600 mΩに達するように調整した。復帰特性を観察するため、超伝導線材が超電導状態に戻るまで、一定電流(100 mA)を通電し、抵抗を計測した。また、試験体の側面から超電導線材の表面をハイスピードカメラで撮影し、復帰中の沸騰現象を観察した。液体窒素にかける圧力は 0.10 MPa
から 0.50 MPa まで 0.05 MPa 刻みで変化させて実験を行った。

Fig.3 Comparison of recovery
characteristics of each sample
5．まとめ
0.10 MPa の時は気泡の挙動が復帰特性に与える影響が大きいため、気泡が排出される流路を適切に設定することで復帰時間は大幅に短縮することが分かった。一方で0.20 MPa～0.50MPa においては気泡があまり発生しない
ため、気泡の挙動が復帰特性に与える影響は小さい。そのため、加圧にかかるコストと加圧による復帰特性の向上を考慮して圧力を設定する必要がある。
参考文献[1]. S.Yanai,et al (2019) : “Study on Improvement of Recovery
Characteristics of GdBCO Non-Inductive Coil for
Resistive SFCL” 2019 年度春季低温工学・超電導学会― 138 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-p05

電力応用 (2)抵抗型超伝導限流器の復帰時間短縮を目的とした
金属ポーラス体利用による REBCO 線材の高速冷却
Quick cooling of REBCO tape with metal porous medium to shorten recovery time ofresistive type superconducting fault current limiters
結城 光平，伊藤 悟，橋爪 秀利（東北大）
YUKI Kohei, ITO Satoshi, HASHIZUME Hidetoshi (Tohoku Univ.)
E-mail: kohei.yuki.t2@dc.tohoku.ac.jp
実機体系における性能を評価したところ，Lind が長くなるに伴い復帰時間が増加した．これは Lind が長いほど線材の電気抵抗が低下するため，事故電流が増加し，その結果，線材内の熱負荷が増大したためであると考えられる．以上の結果より，限流器としての復帰性能の更なる向上には，
REBCO 線材の電気抵抗低下を抑制しつつ，固液接触を促進させることが重要であることが示された．
4. まとめ本研究ではポーラス体を低熱伝導材料で REBCO 線材に接合した際の復帰性能評価を行った．その結果，インジウ
ムを部分的に REBCO 線材上に配置することで，非沸騰領域が発生し，固液接触および除熱性能が向上した．しかし，実機体系においては，インジウムによる電気抵抗低下の影
響が強く現れ，復帰時間は増加するという結果となった．
その他の構造を有する REBCO 線材の性能や，実験・数値解析の方法・結果の詳細は発表当日に報告する．
参考文献
1. M.Tamashima et al., IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol.27(2017) 5601805
2. K. Yuki et al., Supercond. Sci. Technol., Vol.33 (2020) 034002
3. K. Yuki et al., Abstracts of CSSJ Conference, Vol.99 (2020)
p.105
4. S. Nishio et al., Trans. JSME B, Vol. 53 (1987) pp.1781–1787― 139 ―

Fig. 1 Schematic of test sample

Fig. 2 Circuit model

0.4
Recovery time (s)1. はじめに抵抗型超伝導限流器では希土類系銅酸化物超伝導体（REBCO）線材を利用することにより，短絡事故後 1 ms
以内の高速動作を可能にしている．一方，限流動作時において REBCO 線材温度は最大 300 K 程度まで上昇するため，事故後の高速復帰（0.3 s 以内）には熱伝達性能の低い
膜沸騰の抑制が有効である[1]．そこで，著者らは膜沸騰抑制効果を有する金属多孔質体（ポーラス体）を REBCO 線
材上面に接合することで復帰性能向上を図っている[2]．
これまでの研究[3]により，低熱伝導材料を介しポーラ
ス体を接合することで，ポーラス体未接合時に比べ 4 倍の高速復帰を達成した．また，REBCO 線材上面で非沸騰領域が発生後，線材全体に非沸騰領域が伝播する様子を確認
し，液体窒素と REBCO 線材間の固液接触[4]が復帰に影響を与えることを明らかにした．そこで本研究では，復帰過程における固液接触を促進するための REBCO 線材構造を検討し，実験および数値解析により復帰性能を評価した．
2. 実験・解析方法
本実験では幅 4 mm，超伝導層上に厚さ 2 m の保護銀層のみが積層されている REBCO 線材（SuperOx Japan 製，ST-4-20）を使用した．ポーラス体には気孔率 90%，厚さ0.5 mm の Ni-Cr 金属発泡体（Nilaco 社製）を使用し，REBCO
線材保護銀層上に熱伝導率 0.6 W/mK の絶縁性エポキシ（セメダイン社製，EP138）を介して接合した．Fig. 1 に試験体概念図を示す．試験体の長手方向中央部には厚さ 0.6mm のインジウムが配置されており，インジウムの電気抵
抗率は 1.7×108 m (77 K)と低いため，インジウム配置領域は電流通電時においても温度が上昇せず常に非沸騰領域となる．今回はインジウム配置長さ Lind が固液接触および復帰時間に与える影響に関して評価した．なお，製作した試験体の臨界電流値は 35 A，n 値は 36 程度であった．
液体窒素で浸漬冷却した試験体に，I = I0 exp (t /)で表される電流を 0.5 s 間通電し，その後の復帰時間を測定した．
ここで，I は電流，I0 は初期電流，t は時間，は時定数(0.13s)であり，0.5 s での電流（最大電流）は 80 A であった．
また，実機体系における性能を評価するため Fig. 2 に示
す回路モデルにおいて数値解析を行い，数値解析・実験双方の結果を利用し限流・復帰性能を評価した．限流器は長さ 75 m の REBCO 線材が 20 本並列接続された構成とし，REBCO 線材は各試験体と同様の構造を有するとした．
3. 実験・解析結果および考察
Fig. 3 に Lind が実験および実機体系における復帰時間に及ぼす影響を示す．絶縁性エポキシの熱伝導率は非常に低いため，同じ大きさの電流を通電した場合，試験体の最大温度は Lind に関わらずおおよそ等しくなるが，実験で得られた復帰時間は，インジウムを配置することで短くなっている．これは，非沸騰領域（インジウム配置領域近傍）か
ら沸騰領域（絶縁性エポキシ領域）へと液体窒素が侵入し，固液接触が促進されたことが要因であると考えられる．また，Lind が長くなるに伴い，試験体内に占める沸騰領域の割合が小さくなるため，非沸騰領域がより瞬間的に線材全体へと伝播し復帰時間が短縮されたと考えられる．一方，Experiment
Model of real system

0.3

0.2

0.1

0

1
2
3
4
Length of indium Lind(mm)5Fig. 3 Relationship between Lind and recovery time
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-p06

電力応用 (2)

Bi2223 とコーテッドコンダクターにおける航空機用積層導体の臨界電流
Critical current of Bi2223 and coated conductor for hybrid stacked conductor of aircraft
神田 昌枝，川合 修平, 岩田 暢祐, 山口 作太郎 （中部大学）
KANDA Masae， KAWAI Shuhei, IWATA Yousuke, YAMAGUCHI Sataro (Chubu University)
E-mail: kanda@isc.chubu.ac.jp
1．緒言
近 年 、 航 空 機 の 電 気 ・ 電 動 化 （ MEA ： More Electric
Aircraft）が進み、銅ケーブルに代わる軽量で大電流に耐える
新しいケーブルが求められている。航空機では大電力を使うために超伝導ケーブルの利用が検討されており、航空機用の超伝導ケーブルとして軽量で直流から 600Hz までの交流を流す必要がある。また、アースが取れないため高電圧の利用には制限があり、400V 以下での利用が想定されている。このため、テープ線材をスタック状に積層したケーブル導体を提案してきた[1, 2]。
一方、超伝導バスバーに大電流を流すと自己磁場が大きくなり、臨界電流が下がる。さらに交流を流す場合には均流化が課題で、現在は Roebel 導体を利用しているが、線材を細く切り出すため臨界電流は半分以下になることが報告されている[3]。大電流を流すためには自己磁場の影響を小さくすることが重要である。そこで各層に流す電流は逆方向にした。
本研究では、コーテッドコンダクターと Bi2223 超伝導テープ
線材を組み合わせてケーブル導体を開発し、臨界電流を測定した。
2．実験試料・方法
本研究で使用した試料は、コーテッドコンダクター（SuNAM 製）と Bi2223（DI-BSCCO, HT-CA, 住友電工製）の超伝導テープ線材を準備した。コーテッドコンダクターの試料
形状は横幅 4.1mm、厚み 0.14mm で 77K 時の臨界電流は200A のものを使用した。また Bi2223 の試料形状は横幅4.6mm、厚み 0.35mm で 77K 時の臨界電流は 180～200A のものを使用した。
コーテッドコンダクターと Bi2223 の超伝導テープ線材を組み合わせて線材 6 層を重ねており、外側をコーテッドコンダク
ター（1＋、3－）、内側 4 本（1－、2＋、2－、3＋）を Bi2223 とした。なお、積層構造に加工した積層導体は、各層毎に電流方向を反転させた。
3．実験結果・考察
6 層の超伝導テープ線材を全て Bi2223 とした場合、6 層（1＋、3－、1－、2＋、2－、3＋）の中で 2＋と 2－の部分のみに電流を流すと、2＋の臨界電流は 262A であった。これは、Bi2223 のメーカー使用値（180A 級）よりも高い値である。また、外側の線材に通電させていくにつれて臨界電流は低下した。
6 層の超伝導テープ線材 で最外層（1＋、3－）をコーテッ
ドコンダクター、内側 4 本（1－、2＋、2－、3＋）を Bi2223 とした場合の結果を図 1 に示す。その結果、2＋の臨界電流は270A であった。これは、メーカー使用値（180A 級）よりも高い
値で、Bi2223 線材としては世界最大の臨界電流である。また、
6 層の超伝導テープ線材を全て Bi2223 とした場合と同様に最外層コーテッドコンダクター、内側 4 本を Bi2223 とした場合でどちらの場合も外側の線材に通電させていくにつれて臨界電流は低下した。

以上のことから外側の線材はさらに外側に線材が無い、つまり他の線材に挟まれていないため、線材垂直面方向の外側
磁場が内側のように打ち消すことができず、臨界電流が下がった。今回は外側に磁場の影響が少ないコーテッドコンダクタ
ーを置くことで臨界電流の低下が抑制されると考えている。

Fig.1Critical current measurement of six high temperature
superconducting tapes.
4．結言
本研究では、超伝導技術を超伝導送電システムや超伝導モータなど新しい技術として宇宙・航空機応用するためコーテ
ッドコンダクターと Bi2223 を組合せ、積層構造に加工した。そして、各層毎に電流方向を反転させ、各層の臨界電流を測定した。その結果、一番内側にある 2+、2－を通電させた場合臨界電流が大きく向上させ、Bi2223 線材としては世界最大の臨
界電流を達成した。しかし、外側の線材に通電させていくにつれて臨界電流は減少傾向にあった。これは通電している線同士の距離が離れていくため打ち消すことができる自己磁場が減少してしまうためだと考えられる。この影響を減らすため、本研究では最外層を Bi2223 より臨界電流の性能が良いとされているコーテッドコンダクターに置き換えた。
本研究グループの積層超伝導導体は、単純な構造で臨
界電流は高い構造であるため、Roebel 導体に比べて、宇宙・航空機用に貢献できるであろう。
参考文献
1. J. Sun, et al.: Physics Procedia, Vol. 36 (2012) 1290-1295.
2. J. Sun et al.: Physica C, Vol. 494 (2013) 297-301.
3. S. S. Fetisov et al.: IEEE TRANSACTIONS ON APPLIED
SUPERCONDUCTIVITY, Vol. 26 (2016) 4803204.

― 140 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-p07

電力応用 (2)洋上風力用三相同一軸型高温超電導ケーブルの低熱伝導層がケーブル内の温度分布に及ぼす影響
Influence of the thickness of low thermal conductive layer on the temperature distribution
within a tri-axial HTS cable for an offshore wind power generation system
富岡 和貴，遠藤 夏実，長﨑 陽，津田 理（東北大）；宮城 大輔（千葉大）
TOMIOKA Kazuki，ENDO Natsumi, NAGASAKI Yoh，TSUDA Makoto(Tohoku Univ.); MIYAGI Daisuke(Chiba Univ.)
E-mail: kazuki.tomioka.r3@dc.tohoku.ac.jp
1．はじめに我々は，超電導ケーブルを洋上風力発電の海底送電ケーブルに用いることを目指し，三相同一軸型超電導ケーブルの長距離化に有効なケーブル構成について検討している[1]。これまでに，外部からの侵入熱による冷媒の温度上昇を抑制するために，熱伝導率の低い低熱伝導層をケーブル内に設けることが，ケーブルの長距離化に有効であることを明らかにした [2][3]。しかし，低熱伝導層を厚くすると，ケーブル内流路のLN2 温度上昇を抑制できるものの，ケーブル径が大きくなることにより外部侵入熱が増加する。また，低熱伝導層の設置場
所によっては，HTS 層の径（HTS 線材数）が変わるため交流損失量も変化する。そこで，本研究では，低熱伝導層の厚さがケーブル内部の温度分布に及ぼす影響を明らかにし，長距離化に適した低熱伝導層の設計指針について検討した。
2．解析方法本解析に用いた三相同一軸型超電導ケーブルの諸元と解析モデルを Table. 1 および Fig. 1 に示す。各相は，銅テープで構成されたシールド層，超電導層，絶縁用の PPLP®により構成され，コルゲート管に収容されると仮定した。ケーブルの冷却は１つの冷却ステーションで行うとし，循環系の構築が簡易な向流を採用した。また，冷媒は内側流路，外側流路の順に流れ，回帰するものとし，低熱伝導層は内側冷媒流路の外側に設置した。ケーブル内の熱解析では，銅テープ線の渦電
流損，超電導線の交流損失，PPLP® の誘電体損失，冷媒の摩擦損失，ケーブル外部からの侵入熱を考慮し，各相の超電導線における交流損失は，有限要素法による薄板近似モデ
ルを用いた電磁界解析により評価した。なお，ケーブル最長
距離は，冷媒温度で決定される最長距離と冷媒圧力で決定される最長距離の短い方に依存するとし，断熱管内半径は，
ケーブル長が最も長くなるように最適化した。
3．解析結果及び考察
Fig. 2に，様々なケーブル長において，適用する低熱伝導層の厚さを変化させた際のケーブル内最大温度を示す。
Fig. 2より，低熱伝導層の厚さに対するケーブル内最大温度には極小値が存在することがわかる。ケーブル長10 kmの場合に着目すると，低熱伝導層を10 mmから15 mmに増加させるとケーブル内の最大温度は減少している。これは内側冷媒と外側冷媒との間の熱伝導抑制効果が増大し，より多くの熱を冷媒に吸収させて外部に排出できるためである。また，超電導層の径が増大し，超電導線数が増加するため超電導線の電流負荷率が減少し，交流損失も減少する。しかしながら，
低熱伝導層の厚さを15 mm以上に増加させると，ケーブル内の最大温度は上昇している。これは，ケーブル外径が増大することによりケーブルの表面積が増え，外部からの侵入熱が増加する影響の方が大きくなるためである。また，Fig. 3に，ケーブル内最大温度が極小値をとる際の低熱伝導層の厚さを
ケーブル長ごとにプロットした結果を示す。Fig. 3より，極小値をとる際の低熱伝導層の厚さとケーブル長の関係から，目標
ケーブル長に対して適用すべき最適な低熱伝導層の厚さを，線形近似して求めることができることがわかった。

Table. 1 Specifications of analytical model of an HTS tri-axial
cable with low thermal conductive layer.
Nominal voltage [kV]Transmission capacity [MW]Outer radius of inner refrigerant flow path [mm]Twist pitch [mm]Critical current at 77 K [A]Cu layer thickness [mm]
PPLP® insulation thickness [mm]Thermal conductivity of low thermal conductive
layer [W/m/K]
Flow rate of LN2 [L/min]
LN2 inlet temperature [K]LN2 inlet pressure [MPa]

6.6
40
24.89
500
200
0.01
2.0
0.018

60
65
1.0

Fig. 1. Analytical model of an HTS tri-axial cable.

Fig. 2. Maximum temperature in the cable as a function of the
thickness of low thermal conductive layer for each cable length.

Fig. 3. Optimum thickness of low thermal conductive layer as afunction of cable length.
参考文献
1.
2.
3.

― 141 ―

D. Miyagi, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond, Vol. 28, No. 4(2018) 17662561.
N. Endo, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 96 (2018)
p.159.
N. Endo, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond, Vol. 29, No. 5(2019) 2904546.

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3A-p08

電力応用 (2)

ホール素子を用いた超電導ケーブルコアの電流分布測定

Measurement of current density profiles of superconducting cable coreby Hall probe method

筑本 知子，山口 作太郎（中部大学）；シスキン・オレグ（チェコ科学技術アカデミープラズマ物理研究所）
CHIKUMOTO Noriko， YAMAGUCHI Satarou Chubu Univ.); SHYSHKIN Oleg (Institute of Plasma Physics (IPP), CAS)
E-mail: nchiku@isc.chubu.ac.jp
1．はじめに
高温超伝導（HTS）ケーブルコアの構造例を Fig.1 に示
すが、ケーブルコアは、HTS 線材を複数用いて積層・並列させて所定の電流容量となるようにしている。このよ
うな配置においては、通電時には相互の自己磁界の影響を受けることになる。また現在製造されている HTS 線材の単長が最長でも１km 程度と短いことから、実際の応用機器においては必ず接続部があり、接続部抵抗のばらつ
きがどの程度偏流に影響があるのかも安全設計上把握する必要がある。そこで、我々のグループではケーブルでの電流分布を非破壊で測定する方法として走査型ホール
プローブを用いた評価手法の開発を行ったので、その概要と評価結果について報告する。

3．磁場分布評価結果と電流分布の解析
次に Fig.3 にケーブルの外導体１本に電流を通電した
時の磁場分布測定結果例を示す。またこのデータから計算で求めた電流分布計算結果を Fig.4 に示す。このときのケーブル導体―ホール素子間距離は１cm であったため、
現在ホール素子を近づける改造をおこなっているところである。
謝辞
磁場分布測定について、鶴岡誠、大倉大佑、岩田暢祐の各氏のご協力に感謝いたします。

Fig.1 超伝導ケーブルコア構造例（20kV-5kA、直流送電用同軸ケーブル）(a) 通電電流

100A

2．実験方法
測定試料として、定格 2kA の直流送電用ケーブル（DI-BSCCO®、内導体：11 本/12 本；外導体：16 本、外径 35mm）を用いた ケーブルの磁場分布測定は
Arepoc 社（ 型番：HHP-VP）の横軸型ホール素子を用い、Fig.2 に示すようケーブルに電流を流した状態で回転方向に対してホール素子が垂直になるように配置して磁場分布の測定をした。

Fig.3(b) 通電電流 150A
ケーブルの外導体１本に電流を通電した時の磁場分布測定結果Fig.2 ケーブル用磁場分布測定装置におけるホール素子の配置とスキャン方向

Fig.４― 142 ―

電流分布計算結果

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3B-a01

MgB2

MgB2 フィラメントへの残留圧縮ひずみ増加による MgB2 線材の曲げ耐性向上
Improvement of bending tolerance of MgB2 wireby increasing residual compressive strain on MgB2 filaments.
田中 秀樹，鈴木 孝明，児玉 一宗（日立）; 西島 元，松本 明善（NIMS）
TANAKA Hideki， SUZUKI Takaaki, KODAMA Motomune (Hitachi); NISHIJIMA Gen, MATSUMOTO Akiyoshi (NIMS)
E-mail: hideki.tanaka.cj@hitachi.com
1．はじめにMgB2 線材は 20 K 前後で使用可能な線材として期待されている。MgB2 線材を React&Wind で用いる場合，室温における曲げ耐性は磁石形状を左右するため，曲げ耐性の向上指針と、これを反映させた MgB2 線材の実現が重要である。MgB2
線材の曲げ耐性はフィラメントの残留圧縮ひずみに影響されることが示唆されており，先行研究において，熱処理条件のみ異なる MgB2 線材を用いてこの影響を明らかにした[1]。
本研究では，比較的熱膨張係数の大きなステンレス鋼を線材構成材料に用いた MgB2 線材を試作し，曲げ耐性を評価した。なお本試作線材は安定化銅を最外層に持つ。これは超電導接続の前処理である線材端部（接続対象部）からの安定化銅の除去を容易にするためである。

3．結果
Fig. 3(a)に曲げ無しサンプルを基準とした Ic の曲げ半径依存性を示す。横軸は曲げ半径の逆数である。曲げ半径 108mm の 3 サンプルのうち 1 サンプルで明らかに Ic が劣化したた
め，許容曲げ半径は 108～125 mm と分かる。各曲げ半径での Ic 測定値を平均したグラフが Fig.3(b)である。同図には比較用 MgB2 線材[2] (線径 1.5 mm，外からモネル，鉄バリア 10 芯，
中央に銅，Fig.1(b))の評価結果も示す。同じ線径 1.5 mm の
MgB2 線材において曲げ耐性が２倍に向上したことが分かる。
なお，本試作線材(18 fila. SUS)および比較用線材(10 fila.
Monel)における MgB2 部の面積率はそれぞれ約 30%, 24%である。以上のように，熱膨張係数の大きなステンレス鋼を MgB2
線材に用いることで，MgB2 の占積率を維持しつつ曲げ耐性を向上できることを示した。
熱膨張係数から推定した MgB2 フィラメントの残留圧縮ひずみの大きさ，および曲げ限界における曲げ外側フィラメント
の引っ張りひずみとの比較などは当日合わせて報告する。

(b)

500 mVoltage, V (V)

Fig.1 Cross-sections of (a) 18 fila. SUS and (b) Monel
reinforced 10 filaments (10 fila. Monel).
8
7
6
5
4
3
2
1
0
-1

18 fila. SUS (V1)
V1 – RI (R = 0.04)
without Cu sheathe

4.2 K, 7 T
0

20

40

60
80
100
Current, I (A)

120

140

Fig.2 V-I curves obtained from sample wire (18 fila. SUS)
and the same sample without Cu sheathe.
1.4

(a)

1.2
1
Ic / Ic0

0.8
0.6

r = 125 mm

0.4
0.2
0

r = 108 mm
0

1.2

2

4

6

(b)

1

8
10
1/r (m-1)

4.2 K, 7 T
12

14

16

18 fila. SUS

0.8
Ic / Ic02．実験方法
Fig. 1(a)に試作線材(18 fila. SUS)の断面写真を示す。外から銅，SUS，鉄をバリア材に持つ 18 芯フィラメント，中央に鉄の構成であり線径は 1.5 mm である。長さ約 100 mm のサンプル
線材を直線状で熱処理した後に以下の方法で曲げ耐性を評価した。線材の一端を曲げ用のボビンに固定し，固定端から他端に向かって線材をボビンに沿わせることで所望の曲げ負荷を与えた。曲げ回数は３回である。Ic 測定は，線材長さ約 40mm，電圧タップ間距離を 5 mm として，液体ヘリウム浸漬冷却による四端子法を用いた。電界基準は 1 V/cm である。
本測定方法では，銅への分流に起因すると思われる抵抗性電圧(0.02～0.1 x電流値)が観測されたため，取得した
電流-電圧曲線から抵抗性電圧を差し引いて Ic を評価した。
この抵抗性電圧が分流由来であることを確認するために，曲げ負荷を与えていないサンプルを用いて銅の除去前後でのIc 測定を行った。Fig. 2 に得られた電流-電圧曲線を示す。銅を除去した結果，抵抗性電圧が極小となり通常の電流-電圧曲線が得られ，抵抗性電圧がフィラメント欠陥に由来しないことを確認した。曲げ耐性の評価は全て銅付きの状態で行い，Ic 劣化の限界曲げ半径近くでは 3 サンプルずつ評価した。

SUS
Cu
Fe
MgB2
Monel ®

(a)0.6

r = 125 mm

0.4

r = 250 mm

0.2
0

0

2

4

10 fila. Monel [2]68101/r (m-1)

12

4.2 K, 7 T
1416

Fig. 3 (a) Measurement resuls of bending tolerance of 18 fila. SUS.
(b) Comparison between averaged values of 18 fila. SUS andconventional MgB2 wire (10 fila. Monel).

参考文献
1. H. Tanaka, et al.:IEEE TAS, Vol. 29, no.5 (2019) 8401104
2. H. Tanaka, et al.:IEEE TAS, Vol. 28, no.4 (2018) 8400605― 143 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3B-a02

MgB2

MgB4 を前駆体とした MgB2 多結晶体材料の開発

Development of MgB2 polycrystalline materials using MgB4 precursor
須藤 将太朗，小池 亘，元木 貴則，下山 淳一（青学大）
SUDO Shotaro, KOIKE Wataru, MOTOKI Takanori, SHIMOYAMA Jun-ichi (Aoyama Gakuin Univ.)
E-mail: c5619049@aoyama.jp

1. 緒言
MgB2 は金属系超伝導体の中で最高の臨界温度~39 K を有し、化学的に安定、合成が比較的容易で、さらに粒間の結合に本質的に優れているなど多くの長所を持つ。このため
MgB2 線材は冷凍機冷却による 20 K 付近で運転する医療用
MRI 磁石や液体水素冷却による送電ケーブルなどへの応用が期待されている。しかし、MgB2 線材の広範な磁石応用には、
磁場中の臨界電流特性の改善が必須であり、それには MgB2コアの高密度化、高純度化と主要なピンニングセンターである
結晶粒界の高密度化が重要な指針となる。高密度化、および不純物 MgO 除去による高純度化に向けては、B と MgB2 の混合粉末の圧粉体に Mg を拡散させる Premix-PICT 拡散法[1]が適している。さらに磁場中の臨界電流特性の改善に向けては、結晶粒界の高密度化に加え、B サイトへの C 添加[2]が有効な手法の 1 つである。以上の背景から我々はこれまで
MgB4 を原料とした Premix-PICT 拡散法により MgB2 バルクを作製してきた。さらに~2 GPa の高圧 1 軸プレスとロール圧延成型を用いることで MgB2 バルクを作製し、初期の B 原料に依存せず、20 K, ~0 T において~106 A cm-2 の高い Jc を有する試料の合成に成功し、初期 B 原料に依存しない低コスト MgB2
線材の作製が可能であることを報告してきた[3]。今回の発表では MgB4 を原料とした MgB2 バルクに対する C 添加効果、および MgB4 を原料とした MgB2 線材の物性について報告する。
2. 実験方法
高純度 MgB4 粉末は、Mg(粒径 1 mm) : B = 1 : 4 の比で
PICT 拡散法[4]により SUS316 管内に充填し石英管中で熱処理することで作製した。B 原料には Pavezyum 社製の高価な B(粒径~300 nm)とフルウチ化学社製の安価な B (粒径~50 m)を用いた。また本研究では炭素源に MgB2C2 を選択し[5]、MgB2C2 の作製においても PICT 拡散法により MgOの低減を試みた。これら原料を用いた Premix-PICT 拡散法
MgB2 バルクでは、premix 比を MgB4 : B = 1 : 0.5 の比で固定し、一部試料では B に対して 2%C 置換を試みた。また
プレス過程では~2 GPa の高圧 1 軸プレスにより SUS316
管を含めた試料厚さ d ~1.03 mm に加工した試料に対し、ロール圧延成型により d ~0.90 mm まで加工した。また
MgB2 線材は、MgB4 : B = 1 : 0.5 の混合粉末に対し、Mg を混合する premix 法を用い、作製した。この原料粉末を SUS 管に充填し、0.5 mmの丸線に加工後、真空石英管内で焼成した。
作製した試料の微細組織は SEM により観察し、超伝導特性は SQUID 磁束計による磁化測定により評価した。また
試料の実効 C 置換量 xA を以下の式を用いて算出した[6]。
xA = 47.6 × (0.3087- a) a [nm] : 試料の a 軸長
3. 結果と考察
Fig. 1 に作製した MgB2 バルクの Jc – H 特性を示す。C 添
加試料では磁場中において Jc 特性が向上する傾向が見られた。しかし 750°C で焼成した試料の実効 C 置換量 xA は仕込
み組成 x = 0.04 に比べ非常に少なく、800°C の比較的高温で熱処理した試料では若干改善したが、依然仕込組成の半分程度であった。Fig. 2 に、MgB4 を原料とした MgB2 線材の外観(a)と断面の反射電子像(b)を示す。線材の直径は ~0.5 mm、MgB2 の割合は約 40 %で緻密であることを確認している。
当日は MgB4 と B の premix 比を変化させ、様々な焼成条件で作製した C ドープ MgB2 バルクの物性、そして MgB4 を原料とした MgB2 線材の物性についても報告する。
謝辞 MgB2 線材の加工に協力いただきました日立製作所、
児玉一宗様に感謝申し上げます。
参考文献[1] I. Iwayama, et al., Physica C 460-462 (2007) 581-582.
[2] S.X. Dou et al., Appl. Phys. Lett 81 (2002) 3419-3422.
[3] S.Sudo et al., abstract of CSSJ Conf. 99 (2020) 5.
[4] S. Ueda et al., Appl. Phys. Lett. 86 (2005) 222502.
[5] M. Sawada et al., Solid State Commun. 281 (2018) 53-56.
[6] A. Yamamoto et al., Supercond. Sci. Technol. 18 (2005)
1323-1328.

Fig. 1 Jc – H curves at 20 K and 15 K of dense C doped MgB2
bulks using MgB4 precursor.
(a)(b)

Fig. 2 (a) Photographs of MgB2 wires. (b) Backscatteredelectron image of the cross section of MgB2 wire
prepared from MgB4, Mg and B.

― 144 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3B-a03

MgB2

部分拡散 ex-situ 法による MgB2 バルクの作製
Synthesis of MgB2 bulks by partial diffusion ex-situ method
小池 亘, 須藤 将太朗, 荒井 孝介, 元木 貴則, 下山 淳一 (青学大)
KOIKE Wataru, SUDO Shotaro, ARAI Kosuke, MOTOKI Takanori, SHIMOYAMA Jun-ichi (Aoyama Gakuin Univ.)
E-mail: c5620050@aoyama.jp

1. 緒言
MgB2 超伝導体は、他の実用線材に用いられる超伝導体と比べ上部臨界磁場 Hc2 と不可逆磁場 Hirr が低く、臨界電流密度 Jc が磁場中で急激に減衰する。磁場中臨界電流特性の改善には支配的なピンニングセンターである粒界の高密度化、つまり MgB2 結晶の微細化が重要な指針の一つとなる。さらに、有効電流経路の増加による Jc 特性向上に
は充填率の改善が有効である。ex-situ 法は既製の MgB2 粉末を材料形状に成型し焼結する手法で、均一な組織を持つ多結晶体が得られる。この手法では微細な結晶が高密度に充填した成型体を結晶成長させずに焼結することが高 Jc化の戦略となる。また、数 T レベルの磁場領域における使用を想定した MgB2 超伝導線材には、炭素添加が必要不可欠である。添加された炭素は MgB2 の B サイトを置換して磁場中の Jc の低下を抑制する[1]。本研究では、ex-situ 法により作製した MgB2 バルクの高 Jc 化を目的として、高密度化のための高圧プレス、結晶成長を抑制するため少量の B 添加及び、粒界のピンニング力を強化するために MgB2C2[2]と高濃度 C 置換 MgB2(MgB1.8C0.2)の 2 種類の炭素源を用いて C ドープ量制御を試みた。

した試料に比べ MgB1.8C0.2 を炭素源とした試料のほうが、
Jc ~105 A cm-2 (20 K) を示す外部磁場が高くなった。一方、3%C 置換試料においては Tc の大幅な低下により 20 K での Jc 特性が劣化した。このことから本研究での合成方法、
条件において、20 K での磁場中応用に対しては最適 C 置
換量が 1%前後であることが示唆された。当日は焼成条件を変えた炭素置換 MgB2 バルク試料の超伝導特性と微細組織についても報告する。
参考文献[1] A. Yamamoto et al., Supercond. Sci. Technol. 18 (2005)
1323-1328.
[2] M. Sawada et al., Solid State Commun. 281 (2018) 53.

2. 実験方法
MgB2 バルクの作製は MgB2 粉末(フルウチ化学製, 99%,#100)に少量の B(Pavezyum 製、粒径 250 nm)を MgB2 : B =1 : y (y = 0–0.5)のモル比で混合し、外部から Mg を拡散させる部分拡散 ex-situ 法により行った。具体的には、一端をプレスした SUS316 管に Mg(#100)、MgB2 と B の混合粉、そして Mg(粒径 1 mm)の順で充填し、もう一端をプレスして封じた後、高圧一軸プレスを施した。また、磁場中 Jc 特性の向上のため、炭素源として自作した MgB2C2 や高濃度
C ドープ MgB2(MgB1.8C0.2)を B : C = 2-x : x (x = 0–0.06)のモル比となるように添加し、MgB2 バルクを作製した。
微細組織は SEM 観察、超伝導特性は SQUID 磁束計を用いた磁化測定により評価した。Jc は磁化ヒステリシス曲線から拡張 Bean モデルを用いて算出した。また試料の実
効 C 置換量 xA は以下の式[1]を用いて算出した。
xA ~ 47.6 × (0.3087 – a) a [nm] : 試料の a 軸長
3. 結果と考察
Fig. 1 に作製した試料の Jc – H 特性を示す。すべての焼成条件において従来の ex-situ 法で作製した試料に比べ部
分拡散 ex-situ 法で作製した試料は高い Jc を示した。これ
より少量の B 添加によって粒間結合が大幅に改善し、さらに高粒界密度化につながることが示唆された。Fig. 2 に
仕込炭素量、10 Oe 下での ZFC 磁化率における転移の中点
Tcmid および Jc ~105 A cm-2 (20 K) を示す外部磁場の関係を示す。炭素置換した部分拡散 ex-situ 法 MgB2 において磁場
中 Jc の改善効果が確認できた。また、MgB2C2 を炭素源と― 145 ―

Fig. 1 Jc – H curves at 20 K of MgB2 bulks
prepared by partial diffusion ex-situ method.

Fig. 2 The relationship between C substitution level(nominal), x and Tcmid, magnetic field showed
Jc ~ 105 A cm-2 (20 K).
第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3B-a04

HTS 線材 臨界電流

TFA-MOD 法を用いた BaZrO3 ナノ粒子導入(La2-xBax)CuO4 薄膜の作製
Fabrication of nanoparticle-doped TFA-MOD(La2-xBax)CuO4 films
齋藤 優大, 太田 順也, 作間 啓太, 三浦 正志(成蹊大)SAITO Masahiro, OHTA Junya, SAKUMA Keita, MIURA Masashi (Seikei University)
E-mail: dm206307@cc.seikei.ac.jp
1．はじめに銅酸化物超伝導薄膜線材や鉄系超伝導薄膜線材の磁場中応用に向けて、高い磁場中臨界電流密度(Jc)を有する線材作製に向けて磁束ピン止め点の導入が盛んにおこなわれている。これまで我々も Trifluoroacetates Metal Deposition(TFAMOD) 法 を 用 い て REBa2Cu3Oy(REBCO) 薄 膜 内 部 に
BaHfO3(BHO)ナノ粒子を導入することで高い磁場中 Jc を得る
ことに成功してきた。また、Pulsed Laser Deposition(PLD)法を用いて BaZrO3(BZO)ナノ粒子導入 BaFe2(As1-xPx)2(Ba122)薄膜を作製し、高い磁場中 Jc 特性を報告してきた[1,2]。これらの結果をもとに、磁束クリープを考慮したナノ粒子導入超伝導

Fig.1 Influence of PO2 on the c-axis oriented (La2-xBax)CuO4+BZO films.

薄膜の Jc 解析モデルを構築し、REBCO 及び Ba122 の Jc を理論的に説明できることを報告してきた[3]。この解析モデル
により、磁場中 Jc 特性には、ローレンツ力と熱擾乱による量子化磁束の運動をいかに抑制するかが重要であると分かった。
特に熱擾乱を抑制するには、磁束ピンニング点の導入と小さいギンツブルグ数(Gi2c22)が重要である[4]。
本研究では、REBCO と Ba122 の間の Gi を有する(La2xBax)CuO4(LBCO)に着目し、TFA-MOD法を用いて磁束ピン

ニング点として BZO ナノ粒子の導入を試み、REBCO と Ba122
で有効性の確認されている高 Jc を有する超伝導材料設計指針のユニバーサル性を確認することを目的とした。

Fig.2 Influence of PO2 on Δω and Δϕ for (La2-xBax)CuO4+BZO films.

2．実験方法
本研究では LBCO に対する BZO 添加量を 9 mol%とした。
LBCO+BZO 薄膜は、単結晶基板 LaAlO3(LAO)上に TFAMOD 法を用いて、本焼成温度(Ts)を 650 ℃～820 ℃、本焼成時の酸素分圧(PO2)を 100 Pa～1000 Pa と変化させ作製した。LBCO+BZO 薄膜のキャリアを制御するため O3 雰囲気中
で熱処理を行った。超伝導層の膜厚は 150 nm である。作製
した LBCO+BZO 薄膜は、薄膜表面を光学顕微鏡、結晶構造
を X 線回折(XRD)法、超伝導特性を 4 端子法により評価した。
Fig.3 ρ/ρ300 K for (La2-xBax)CuO4 +BZO films with O3
annealing treatment(TO3 anneal=150 C, hold time=4.5 h).

3．実験結果Fig. 1 および Fig. 2 に本焼成時の酸素分圧 1000 Pa 一定として、本焼成温度を変化させた LBCO+BZO 薄膜の XRD より得られた c 軸配向強度と結晶性(c 軸配向性(),面内配向性())をそれぞれ示す。Fig.1 および Fig.2 より Ts=800 ℃、
PO2=1000 Pa が本研究では最も c 軸配向強度が高く、良好な結晶性を示した。Fig.3 に O3 アニール温度(TO3 anneal)150 ℃、アニール時間 4.5 h で熱処理した LBCO+BZO 薄膜の ρ/ρ300 K
特性を示す。Fig3 より O3 アニールした LBCO+BZO 薄膜は、
Tconset = 23.4 K を示した。
当日の発表では、成膜条件及び O3 アニール条件が結晶性や超伝導特性に及ぼす影響について議論する。

謝辞
本研究は、JSPS 科研費(18KK0414 及び 20H02184)、平和中島財団、日本私立学校振興・共済事業団学術研究振興資金を受け実施したものである。この研究の一部は新エネルギ
ー・産業技術総合開発機構の助成を受け実施したものである。
参考文献[1] M. Miura et al., NPG Asia Materials 9 (2017) e447.
[2] M. Miura et al., Nature Communications 4 (2013) 2499.
[3] M. Miura et al., Supercond. Sci. Technol. 32 (2019)
064005.
[4] S. Eley, M. Miura et al., Nature Materials 16 (2017)409-413.

― 146 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3B-a05

HTS 線材 臨界電流

Reel-to-Reel PLD 法 EuBa2Cu3Oy＋BaHfO3 線材の
磁場中超伝導特性
The Jc in magnetic field for Reel-to-Reel PLD EuBa2Cu3Oy+BaHfO3 coated conductors
高橋 洸, 宮田 健司, 三浦 正志(成蹊大); 横江 大作, 加藤 丈晴(JFCC); 衣斐 顕, 和泉 輝郎(AIST)
TAKAHASHI Ko, MIYATA Kenji, MIURA Masashi (Seikei University);
YOKOE Daisaku, KATO Takeharu (JFCC); IBI Akira, IZUMI Teruo (AIST)
E-mail: dm206310@cc.seikei.ac.jp

2．実験方法
本研究では、RTR-PLD 法を用いて金属基板上に EuBCO
線 材 及 び 、 BHO ナ ノ ロ ッ ド を 2 ~ 5 vol.% 導 入 し た
EuBCO+BHO 線 材 を 作 製 し た 。 線 材 膜 厚 は そ れ ぞ れ 、
EuBCO 線材が 600 nm、EuBCO+BHO 線材が 550 nm である。作製した線材は結晶性を X 線回折(XRD)法、微細構造を
透過型電子顕微鏡(TEM)、超伝導特性は四端子法を用いて測定した。
3．実験結果Fig.1 に EuBCO+BHO 線材の Tc、Jc,s.f.を EuBCO 線材の Tc、Jc,s.f.で規格化した特性の BHO 添加量依存性を示す。図より、
3 vol.%までは Tc に影響を及ぼさないことが分かる。一方、Jc,s.f.
は 3 vol.%までは向上することが分かった。Fig.2 に 77 K, 3 T
における Jc,min の BHO 添加量依存性を示す。図から、3
vol.%まで Jc,min が添加量に伴い増加し、4 vol.%以上では低下する。最も高い Jc,min を示した EuBCO+3BHO 線材は Jc,min=0.62 MA/cm2 であり、非常に高い特性を得ることに成功した。
当日の発表では、BHO 添加量が結晶性、微細構造や磁場
中超伝導特性に及ぼす影響について報告する。

Tc+BHO/TcEuBCO

(a)
1.02
1
0.98

EuBCO+BHO

0.96

Jc,s.f.+BHO/Jc,s.f.EuBCO

(b)
1.2
0.8
0.4
0

EuBCO+BHO

77 K
0

1

2

3

4

5

vol.% of additions
Fig.1 Normalized (a) Tc and (b) Jc,s.f.(77 K) as a function of
vol.% of additions for RTR-PLD EuBCO+BHO CCs.
1

Jc,min [MA/cm2]

1．はじめに
REBa2Cu3Oy(REBCO)超伝導線材は、液体窒素下(77 K)において高い超伝導特性を示すため、医療機器や電力機器などへの応用が期待されている。中でも、Reel-to-Reel Pulsed
Laser Deposition(RTR-PLD)法で作製された REBCO 線材は、
500 m 長を超える長尺線材において高い臨界電流値(Ic)を示すことが確認されている[1]。しかし、特にマグネット応用に向
けては、更なる磁場中臨界電流密度(Jc)の向上が必要である。
また、実際のマグネット応用では磁場があらゆる方向から加わるため、磁場印加角度に対して等方的な Jc の向上が求められる。磁場中 Jc 向上の手法として磁束ピンニング点の導入が挙げられる。これまで我々は、Trifluoroacetates Metal Organic
Deposition(TFA-MOD)法 REBCO 線材に、磁束ピンニング点として母相に対してインコヒーレントな界面を有する等方的なBaHfO3(BHO)ナノ粒子を導入することにより、あらゆる磁場印
加角度に対して等方的かつ高い Jc を得ることに成功してきた[2]。一方で、PLD 法では母相に対してコヒーレントな界面を有するため、導入量に伴いひずみによるキャリアの低下により
Tc や自己磁場 Jc (Jc,s.f.)が低下し、磁場中 Jc 特性が向上しない。また、PLD 法では導入した BHO ナノロッドなどが異方的な柱状形状になるため、c 軸方向では Jc の向上が見られるが、Jc の最小値(Jc,min)が低い[3]。よって、これらの PLD 法 REBCO
線材の課題を解決するためには、Tc や Jc,s.f.を低下させずに、等方的な形状に近い BHO ナノロッドを導入する必要がある。
そこで、本研究では RTR-PLD 法 EuBa2Cu3Oy(EuBCO)線
材及び異なる添加量(2~5 vol.%)の BHO ナノロッドを導入した
EuBCO+BHO 線材を作製し、作製条件や添加量が結晶性、微細構造や超伝導特性に及ぼす影響について検討する。

EuBCO+BHO

0.8

あ

0.6
0.4
0.2
0

77 K, 3 T
0

1

2

3

vol.% of additions

4

5

Fig.2 Jc,min at 77 K, 3 T as a function of vol.% of additions for
RTR-PLD EuBCO+BHO CCs.
謝辞
本研究は、新エネルギー・産業技術総合開発機構(NEDO)の助成を受け実施したものである。また、本研究の一部は、日本私立学校振興・共済事業団学術研究振興資金、
JSPS 科研費(18KK0414 及び 20H02184)の助成を受け実施したものである。
参考文献[1] A. Ibi et al., Physics Procedia 58 (2014) 97-100.
[2] M. Miura, et. al., NPG Asia Materials 9 (2017) e447.
[3] V. Selvamanickam, et al., SUST. 27 (2014) 055010.

― 147 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3B-a06

HTS 線材 臨界電流

フォースフリーケーブル応用に向けた Reel-to-Reel PLD 法により作製した
BaHfO3 添加 YBa2Cu3Oy 厚膜線材の縦磁場中超伝導特性

Superconducting Properties under the Longitudinal Field in BaHfO3-doped YBa2Cu3Oy
Tapes Fabricated by the Reel-to-Reel PLD Method for the Force-Free Cable
日比野 拓, 土屋 雄司, 吉田 隆(名大); 一野 祐亮(愛工大); 高橋 誠, 田橋 正浩(中部大); 木内 勝(九工大); 一瀬 中(電中研)

HIBINO Taku, TSUCHIYA Yuji, YOSHIDA Yutaka (Nagoya Univ.); ICHINO Yusuke (Aichi Inst. of Tech.);
TAKAHASHI Makoto, TAHASHI Masahiro (Chubu Univ.); KIUCHI Masaru (Kyushu Inst. of Tech.); ICHINOSE Ataru (CRIEPI)
E-mail: hibino.taku@c.mbox.nagoya-u.ac.jp
BHO ナノロッドが細く、切れて成長したためと考えられ
1. はじめにる[3]。
高温超伝導体 REBa2Cu3Oy(REBCO)の送電ケーブル応
当日は、TEM による微細構造観察及び積層構造を有す用に向けて、臨界電流 Ic の向上が必要不可欠である。Ic 向る厚膜線材の縦磁場中 Jc の検討を行う予定である。
上への取り組みとして、REBCO 層の厚膜化及び縦磁場効
果が挙げられる。後者について、電流方向に平行な磁場(縦磁場)中においては、電流方向に垂直な磁場(横磁場)中と比較して Ic が向上する。我々は、静止系で作製した
IBAD-MgO 金属基板上の無添加及び BaHfO3(BHO)添加REBCO 薄膜を交互に積層した構造において、縦磁場中における Jc が自己磁場中よりも向上する現象を報告した[1]。これまで報告してきた多層構造は膜厚が 0.4 µm であるため厚膜化による Ic 増加が求められる。また、自己磁場を利用して縦磁場を作り出すことで大幅な Ic 向上が期
待 さ れ る フ ォ ー ス フ リ ー ケ ー ブ ル [2] へ の 応 用 に はREBCO 線材の長尺化が必須であるため、移動系での線材作製を行う必要がある。本研究では、縦磁場効果に有効的な REBCO 長尺線材を作製することを目的とし、Reelto-Reel システム及び PLD 法を用いた移動系にて、最大膜
厚 4.6 µm の 3vol.%BHO 添加 YBa2Cu3Oy(YBCO)厚膜線材
Fig. 1 Field dependence of the normalized Jc of the 3vol.% BHOを作製し、縦磁場及び横磁場中における超伝導特性の評
doped YBCO tapes under the longitudinal magnetic fields at 65価を行った。
K. The inset shows the thickness dependence of the Jcs.f. of the
3vol.% BHO-doped YBCO tapes at 65 K.
2. 実験方法
KrF エキシマレーザー、Reel-to-Reel システムを用いた
PLD 法により、長さ 3 cm 程度の IBAD-MgO 金属基板上に 3vol.% BHO 添加 YBCO 層の作製を行った。まず、buffer層として膜厚 0.1 µm の BHO 添加 YBCO 層を、基板温度
Ts = 890 ℃、酸素分圧 PO2 = 53 Pa、基板移動速度 vs = 7.20
m/h で作製した。buffer 層上に upper 層として BHO 添加
YBCO 層を Ts = 900 ℃、PO2 = 200 Pa で作製した。ここでvs を 0.72 -7.20 m/h と変化させることで upper 層の膜厚を0.3-4.5 µm に制御した。膜厚の算出は、誘導結合プラズマ
発光分析法を用いた。超伝導特性の評価はカンタムデザ
イン社製の PPMS を用いた直流四端子法により縦磁場及び横磁場中での測定を行った。
3. 実験結果及び考察
Fig. 1 に自己磁場中臨界電流密度 Jc s.f.で規格化した 65
K における 3vol.%BHO 添加 YBCO 線材の縦磁場中 Jc 特性を示す。内挿図に 65 K における 3vol.%BHO 添加 YBCO
線材の Jc s.f.の膜厚依存性を示す。Jc s.f.と比べ、0.3 T における Jc は、2.6 µm 厚の線材では 100.7%に向上した。一方、4.6 µm 厚の線材では 84.7%と最も低下した。また、
Jcs.f.は膜厚の増加に伴って単調に減少した。
Fig. 2 に B//c 方向の Jc で規格化した 65 K、3 T における 3vol.%BHO 添加 YBCO 線材の横磁場中 Jc の磁場印加
角度依存性を示す。0.4 µm 厚の線材は B//c 方向に最も鋭いピークを有し、膜厚の増加に伴ってピークが緩やかになった。この結果から、厚膜化によって c 軸相関した磁束ピンニングセンターが減少することが示唆された。これは膜厚増加に伴い、成膜時の表面温度の低下によってFig. 2 Field angular dependence of the normalized Jc of the
3vol.% BHO-doped YBCO tapes at 65 K and 3 T.
謝辞
本 研 究 の 一 部 は 、 JST-A-STEP 、 科 学 研 究 費 補 助 金(19K22154、20H02682、20K15217)、NEDO からの助成を受けて実施したものである。本研究で使用した IBAD-MgO
テープは(株)フジクラ飯島康裕様より提供して頂いた。
参考文献[1] K. Sugihara et al.: J. Japan Inst. Met. Mater. Vol. 83 (2019),
No. 9, pp. 314-319.
[2] T. Matsushita et al.: Supercond. Sci. Technol. Vol. 25 (2012),
No. 125009.
[3] S. Miura et al.: Jpn. J. Appl. Phys. Vol. 53 (2014), No. 090304.

― 148 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3B-a07

HTS 線材 臨界電流

REGREB 法で作製された RE 系コート線材を用いた単層縦磁界超電導導体の通電特性
Current-carrying properties of single-layer longitudinal magnetic field
superconducting conductors by RE-based coated tape using REGREB method
木内 勝, 黒木 篤也(九工大); 日比野 拓, 土屋 雄司, 吉田 隆(名大); 高橋 誠, 田橋 正浩(中部大)KIUCHI Masaru, KUROGI Atsuya (Kyushu Inst. Of Tech.); HIBINO Taku, TSUCHIYA Yuji, YOSHIDA Yutaka (Nagoya Univ.);
TAKAHASHI Makoto, TAHASHI Masahiro (Chubu Univ.)
E-mail: kiuchi@cse.kyutech.ac.jp
2.5
J // B: 65 K

2

[A/m ]

2

謝辞
本研究（の一部）は国立研究開発法人科学技術振興機構（JST）の研究成果展開事業「A-STEP 機能検証フェーズプロ
グラム」の支援によって行われた。

J ⊥B: 65 K

1

J // B: 77 K

0.5

0J ⊥B: 77 K
0

0.1

0.2
B [T]

0.3

0.4

Fig. 1 Critical current density Jc vs. longitudinal magnetic
field B in the BHO-doped YBCO coated conductors. Symbols
and dotted lines show experimental results and fitting results,
respectively.

2．実験
単層電流導体の作製に用いた超電導線材は、KrF エキシ
マレーザーとReel-to-Reel システムを用いた PLD 法により、
IBAD-MgO金属基板上に3vol.% BaHfO3(BHO)を添加した、
YBa2Cu3Oy の厚膜線材である。まず、buffer 層として膜厚0.1 µmのBHO添加YBCO層を作製し、その上にupper 層1.3µmを作製した。最終的な超電導層の厚さは 1.4 µmである。
なお、成膜時の基板移動速度は、buffer層で7.20 m/h、upper層では2.16 m/h とした。
作製した超電導線材の縦磁界下と垂直磁界下の Jc の磁界依存性を、カンタムデザイン社製の PPMS を用いた直流四端子法で測定を行った。

Ict [A]

500

(a)

400

300
0

:θ = 5°:θ = 7°:θ = 10°:θ = 12°:θ = 15°:θ = 20°

0.1

77 K
B [T]

0.2

1200

Ict [A]

3．結果及び検討
Fig.1 に四端子法で測定した、65 K と 77 K における縦磁界( J//B ) と垂直磁界 ( J⊥B ) の Jc の磁界依存性を示す。
77 K では磁界に対して一定の Jc となったが、65 K で僅かであるが自己磁界 Jc よりも大きな値を示した。
上記の実験結果を考慮して、直径 12.7 mm のフォーマに
線材幅 4 mm の線材を 10 枚用いた場合の単層縦磁界超電導導体の設計を行った[1]。ここでは、線材の巻き角度 θ を 5°～
20° と変化させた場合の電流容量 Ict を求めた。Fig. 2 に 77 Kと 65 K の Ict の磁界依存性を示す。77 K では、θ を変化させても、自己磁界下の Ict を超えるよう特性は得られなかったが、65K では 0.04 T 近傍で、Ict がピークを持つことがわかった。さらに、巻き角度が 5°～10° の間でも同様な増加が確認できた。
これは、温度の低下により線材の縦磁界下での Jc が増加したためである。詳細な議論は当日行う。

1.5

10

Jc×10

1．はじめに通電電流方向と磁界の向きが平行になる縦磁界下では臨界電流が増加し、この現象を利用した電流導体が提案されている[1]。更なる大容量、高効率化のためには縦磁界下での大きな臨界電流 Ic を有する線材が必要である。短尺線材では
縦磁界下で、自己磁界よりも大きな臨界電流密度 Jc の報告があるが[2]、電流導体の作製で使用するような長尺線材での報
告はまだない。
一方で、基板上に良好な結晶性を示す REBCO のシード層を作製し、そのシード層上に幅広い成膜条件で良質な超電 導 層 を 作 製 で き る REBCO Growth Using REBCO
Buffer-layer(REGREB)法が提案されている[3]。この手法は厚膜で、人工ピンを導入した線材の作製が可能である。そこで、本研究では、この REGREB 法を用いて作製された厚膜超電導線材を用いて、単層縦磁界超電導導体を設計し、その有効性を議論する。

0.3

(b)

1100

1000
0

:θ= 5° :θ= 12°:θ= 7° :θ= 15°:θ= 10° :θ= 20°

0.1

65 K
B [T]

0.2

0.3

Fig. 2 Current-carrying capacity Ict vs. longitudinal magnetic
field for one-layer conductor at (a) 77 K and (b) 65 K,
respectively.
参考文献[1] V.S. Vyatkin et al.: Physica C 494 (2013) 135–139.
[2] K. Sugihara et al.: J. Japan Inst. Met. Mater. 83 (2019)314-319.
[3] J. Matsuzaka et al.: Abstracts of CSSJ Conference, 96(2018) 64.

― 149 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3B-a08

HTS 線材 臨界電流

Bi2Sr2Ca2Cu3Oy フィラメントの強磁場臨界電流特性
High-field measurements on critical current properties of Bi2Sr2Ca2Cu3Oy filaments
小林 大地, 岡田 達典, 淡路 智 (東北大)KOBAYASHI Daichi, OKADA Tatsunori, AWAJI Satoshi (Tohoku Univ.)
E-mail：d.kobayashi@imr.tohoku.ac.jp
可能性を示している。更に、フィッティングに用いた異方性パ

1. はじめにBi2Sr2Ca2Cu ３ Oy （Bi2223）高温超伝導体は、低温・高磁場下で大電流を通電可能なことから超伝導マグネットへの応用

ラメータはγ= 8.5 と小さく、その起源については更なる検討を要する。

が期待されている。当研究室では、30 T 無冷媒超伝導マグネ
ット用インサートコイルの選択肢の 1 つとして、住友電工製のDI-BSCCO テープの利用を検討している。マグネット応用では、テープ面に対し様々な角度で磁場が印加されるため、臨
界電流 Ic の磁場・角度依存性の理解が必要不可欠である。
DI-BSCCO テープの Ic の磁場依存性は既に報告されている[1]が、Ic の詳細な角度依存性は 77 K での報告[2]のみである。

Jc(T,B,θ)の関係式 （1）：
𝐽𝐽� �𝑇𝑇𝑇 𝑇𝑇𝑇 𝑇𝑇�

������

𝐵𝐵��� �𝑇𝑇𝑇 𝑇𝑇�� 𝐽𝐽� �𝑇𝑇𝑇 𝑇𝑇𝑇 𝑇𝑇� ��𝐵𝐵��� �𝑇𝑇𝑇 𝑇𝑇�

から抽出したフィラメントを用いて、Bi2223 の臨界電流特性を�1 � 𝐵𝐵�𝐵𝐵��� �𝑇𝑇𝑇 𝑇𝑇������ �𝑇𝑇𝑇 𝑇𝑇�

p,q : フィッティングパラメーター, Birr ：不可逆磁場

低温では Ic が急激に増大するため、テープ線材のままでは測定が難しい。そこで本研究では、DI-BSCCO Type-H テープ

1 ∸ 𝐵𝐵�𝐵𝐵

4. 結論

Fp のスケーリングプロットでは低温でスケーリングしたが、様々な条件で測定した。

65 K より高温ではスケーリングから逸脱する振る舞いが見られ

2. 実験方法た。このため、低温と高温側で異なるピン止めセンターが有効

試料は DI-BSCCO Type-H テープを用いた。Type-H テーになっている可能性がある。

プを H2O2 と NH3 の混合液に浸し、表面の銀シースを除去する

Jc の角度依存性は c 軸配向の分布を考慮した Tinkham モ

ことでフィラメントを抽出した。臨界電流や電気抵抗率の測定

デルでフィッティングした結果、概ね再現できた。フィッティン

には直流四端子法を用いた。臨界電流の評価には n 値モデ

グの精度を上げるため、今後、更に条件を詰めていく必要がルを用い、電界基準は 1 μV/cm とした。磁場は、東北大金研ある。

強磁場センター所有の 20 T 無冷媒超伝導マグネット (20TCSM)を用い、最大 19 T まで印加した。尚、磁場印加角度は

講演では、上記の詳細を報告し、Bi2223 フィラメントにおける磁場中臨界電流特性について議論したい。

3. 実験結果・考察
ピン止め力 Fp の磁場依存性は、50 K より低温側で温度ス
ケーリングを確認できたが、65 K より高温ではスケーリングから逸脱する振る舞いが見られた。このため、低温と高温側で異なるピン止め機構が支配的になっている可能性がある。
Fig. 1 に 65 K における Bi2223 フィラメントの臨界電流密度

Jc の角度依存性を示す。θ = 90°（B//テープ面）において、
固有ピンニングで典型的な急峻なピークではなく、緩やかなピークが見られた。これは、テープ垂直軸を中心に c 軸が分布しているためと考えられる。実際に種々の DI-BSCCO テープにおいて c 軸配向性の分布が存在することが報告されている[2]。
図中に黒線で示したフィッティング曲線は、c 軸配向がガウス分布に従うと仮定して Jc の角度依存性を計算した結果である。

Critical current density, Jc (kA/cm2)

テープ面に垂直な方向を 0°と定義した。

B // c6
5

B // ab

0.3 T
0.6 T
1.0 T
Fitting

465K_ = 8.5

3
2
1
0
-30

フィッティングにはピン止め力 Fp の温度スケーリングから得ら

0

30

60

90

120

Magnetic field angle,  (deg.)

れる Jc(T,B,θ)の関係式 （1）と Bc2 に関する Tinkham モデル[3]を用いた。更に c 軸配向の標準偏差 σ として、先行研究

Fig. 1 Angular dependence of Jc at 65 K and fitted curves forで報告されている σ = 9.0 [2]を用いた。結果、Fig. 1 のように

Bi2223 filaments taken from DI-BSCCO Type-H tape.

実験結果をおよそ再現できている。しかし、細かな逸脱も見られる。（1）式における Jc の異方性は、有効質量の異方性のみ

参考文献を考慮したもので、このような逸脱は有効質量以外の因子（要[1] N. Ayai, et al.: IEEE-TAS., Vol. 17 (2007) p. 3113.

素的ピンニング力など）が付加的な角度依存性を有している[2] P. Sunwong, et al.: IEEE-TAS., Vol. 21 (2011) p. 2840.
[3] M. Tinkham,: Phys. Rev., Vol. 129 (1963) p. 2413.

― 150 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3B-p01

HTS 線材 作製・特性

Bi2223 線材に対する後熱処理条件と磁場中臨界電流特性
Post Annealing Condition and In-Field Critical Current Properties of Bi2223 Tapes
佐藤 海斗, 元木 貴則 下山 淳一(青学大); 中島 隆芳, 山出 哲(住友電工)
SATO Kaito, MOTOKI Takanori, SHIMOYAMA Jun-ichi (Aoyama Gakuin Univ.);
NAKASHIMA Takayoshi, YAMADE Satoru (Sumitomo Electric Industries, Ltd.)E-mail: c5619047@aoyama.jp
1.

はじめに

3. 結果と考察

Bi2223 は高い臨界温度(~110 K)を有し、c 軸配向組織のFig.1 に 810 - 825℃, PO2 = 3 kPa, 6 h で 2 次焼成した Bi2223

形成が容易な劈開性を有していることから長尺多芯線材

線材の 1 kOe での磁化ヒステリシスの幅M で規格化したとしての開発が比較的早期に進行し既に多くの用途で実M – H 特性を示す。大気圧中低酸素分圧下焼成では焼成用されている。最も普及している住友電工社製 DI-BSCCO®

温度に依らずM – H 特性の再現性の高い線材が得られる

は 2 回の圧延と 2 回の焼成によって作製されている。2 次

ことがわかった。810°C で焼成した線材がいずれの温度域

圧延後の 2 次焼成には高圧ガスを用いた加圧焼成法が採用においても特性がやや低いことは、粒間の結合が不十分でされているが、その焼成条件は 1 次焼成と同じ酸素分圧~8あることを示唆している。一方、825°C で焼成した線材でkPa 程度で行われている [1]。我々はこれまで酸素分圧 2 ~3は 60 K，40 K のM の減衰が大きく、その一因として焼成

kPa の焼成で Bi2223 相の生成が促進されること、不純物相

中の飛散による Pb 固溶量の低下が考えられる。講演ではの粒成長が抑えられることを報告してきた[2]。さらに、低2 段階焼成線材の磁場中臨界電流特性についても議論する。

酸素分圧下での焼成では Pb の固溶限界が高濃度側にシフトすることから磁場中臨界電流特性の改善だけでなく、焼成温度の低下による不純物相の生成や不純物粒子の成長抑制や Pb の飛散量低減の効果も期待できる。
以上の背景のもと、本研究では DI-BSCCO®2 次圧延線材
に対して大気圧下 2 次焼成を低酸素雰囲気下で行い、その焼成条件および後熱処理条件と磁場中臨界電流特性の関係の解明を目指しており、特に中温域(20 – 60 K)における磁場中臨界電流特性改善指針を得ることに注力している。
2.

実験方法
DI-BSCCO の 2 次圧延線材に対して大気圧下、810 - 825℃,

PO2 = 3 kPa, 6 h の条件で 2 次焼成を行った後、740℃, PO2 =1 kPa, 24 h のポストアニールを施した。得られた試料につFig.1 Normalized M – H curves at 20 - 60 K of Bi2223
tapes sintered under PO2 = 3 kPa for 6 h at various
temperatures.

いて XRD による相同定、SEM による微細組織観察を行った。磁化特性は SQUID 磁束計により評価した。電気抵抗

参考文献の温度依存性は交流四端子法により調べ、不可逆磁場は 1[1] K. Sato, S. Kobayashi, T. Nakashima, Jpn. J. Appl. Phys. 51

 の 抵 抗 基 準 で 決 定 し た 。 ま た 、 高 温 短 時 間 焼 成(2012) 010006

825℃, PO2 = 3 kPa, 6 hと低温長時間焼成℃, PO2[2] R.Tajima, J. Shimoyama, A. Yamamoto, H. Ogino, K.

= 3 kPa, 36 hを組み合わせた段階焼成を行った試料につKishio, T. Nakashima, S. Kobayashi, K. Hayashi, IEEE Trans.

いても物性評価を行った。

Appl. Supercond. 23 (2013) 6400604― 151 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3B-p02

HTS 線材 作製・特性

銅酸化物超伝導材料における実際のキャリアドープ状態制御（２）－Bi2223 材料について－
Actual Control of Carrier Doping State of Cuprate Superconducting Materials(2)- Bi2223 materials下山淳一、岩見壮徒、佐藤海斗、元木貴則（青学大）
SHIMOYAMA Jun-ichi , IWAMI Taketo, SATO Kaito, MOTOKI Takanori (Aoyama Gakuin Univ.)
E-mail: shimo@phys.aoyama.ac.jp
1．はじめに銅酸化物超伝導体のなかで実用材料化が最も進んでいる REBa2Cu3O7- (RE123)や(Bi,Pb)2Sr2Ca2Cu3Oy(Bi2223)では、臨界電流特性など材料としての物性はよく理解されているが、基礎的な物性制御の知見が材料物性向上に十分に生かされているとは言えない。材料開発では実用的な臨界電流特性の再現性良い実現が最優先であり、実際の超伝導領域の化学組成やこれに直接かかわるキャリア
ドープ状態に遡っての物性改善が図られることは少ない。
RE123 材料では不定比酸素量と Ba サイトへの RE の部分
置換量が臨界電流特性に大きく影響する。前回の報告では Gd123 溶融凝固バルクにおける酸素拡散挙動を調べ、Ba サイトへの RE の部分置換を抑制する還元ポストアニ
ール過程の追加や、また直方晶－斜方晶転移を低い温度で起こすことで、酸素拡散が著しく速やかになり、材料全体にわたる酸素量制御が容易になることを報告した。一方、Bi2223 では RE123 と比較してかなり小さいが酸素不定比性があり、Sr サイトに Bi, Ca が固溶でき、さらに Bi
サイトへの Pb 固溶量もキャリアドープ状態に大きく影響する。加えて Pb3221 相が高酸素分圧下で生成しやすく、これが Pb 固溶量の低下を伴うだけでなく粒間結合を劣化させることから、最終的に Pb3221 相の析出が無いように熱処理を行う必要がある。RE123 では同じく高酸素分圧下で進行しやすい Ba サイトへの RE の部分置換が起こらない条件で酸素アニールを行う必要があるが、Bi2223 では Pb3221 の生成が起こらない条件で酸素量を調節する必要がある。今回は低温領域での精密な酸素不定比性のデータがほとんどない Bi2223 焼結体の平衡酸素量の変化を
高温微重量熱天秤を用いて調べ、さらに酸素量を調節した焼結体の超伝導特性を系統的に調べた結果を報告する。
2．実験
標準的な実用線材の出発組成に近い、金属組成比 Bi :Pb : Sr : Ca : Cu = 1.66 : 0.34 : 1.95 : 2 : 3 の仮焼粉末をペレット成型後、825°C, PO2 = 3 kPa 下で 12 h 焼成することにより
Bi2223 焼結体を得た。熱重量測定には高温微重量熱天秤(CAHN-1000)を用い、Bi2223 焼結体(6.867 g)の平衡重量の温度、酸素分圧依存性を Bi, Pb の飛散が起こらない条件下で調べた。熱重量測定の後、同じ焼結体から切り出した小片
試料を様々な条件でアニール後、急冷することにより酸素量を調節し、SQUID 磁束計を用いて超伝導特性を調べた。
3．結果と考察
Fig. 1 に Bi2223 焼結体の熱重量測定結果を重量増加で検知できる Pb3221 相の生成領域と合わせて示した。重量
変化 1 mg が酸素量として約 0.01 の変化に相当する。
Bi2223 焼結体の酸素量変化は RE123 より極めて小さく、
この測定範囲では 0.07 程度しか変化していない。200°C ま
で酸素を十分吸収させた試料と、空気中(PO2 = 21 kPa)、

Fig. 1 Equilibrium weight change of a Bi2223 sintered bulk
as functions of temperature and partial pressure of oxygen.

Fig. 2 M-H curves at 50 K of Bi2223 sintered bulks withdifferent oxygen content. ZFC magnetization curves
measured under 5 Oe are shown in inset.
450°C でアニール後急冷した試料の 50 K における磁化ヒ
ステリシス幅M の磁場依存性と Tc 近傍での ZFC 磁化の
温度依存性を Fig. 2 に示す。これらの試料はキャリアのオーバードープ状態にあり酸素量の差y は約 0.027 であるが、M の磁場依存性と Tc に大きな違いがある。注目すべ
きは Bi2223 として Tc が極端に低いことである。これは実用線材(Tc >108 K)よりも低温、低酸素分圧下で焼成したことで、実際の Pb 固溶量が多くなったためと考えているが、一層の磁場中臨界電流特性改善の可能性を示唆している。
講演では c 軸配向 Bi2223 焼結体におけるキャリアドープ
状態と臨界電流特性の関係についても報告する。

― 152 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3B-p03

HTS 線材 作製・特性

溶融成長を用いた YbBCO 丸線の組織観察
Microstructure of YbBCO round wire fabricated by melt growth method
小澤 優一朗， 小島 寛航, 小黒 英俊 （東海大）
OZAWA Yuichiro， KOJIMA Hirokazu, OGURO Hidetoshi (Tokai Univ.)
E-mail: 9bajm@mail.u-tokai.ac.jp

Fig. 2 および Fig. 3 より、熱処理によって丸線材内部の組織が変化したことがわかる。これは、熱処理を行ったことで、
YbBCO 線材内部の YbBCO が溶融したと考えている。Fig.
2(b)から、線材中央部に大きな空隙が観察できる。この空隙は、粉末の隙間の小さな空隙が、結晶が溶融したことで 1 つに集まり大きな空隙を作ったのではないかと考えられる。

●

●

●

●

●

●
●

■

●

●

●Yb123■Yb211◆BaCuO2◆

1．はじめにREBCO（REBa2Cu3Oy RE: Y または希土類元素）超伝導線
材は coated conductor として作製されている。しかしながら、
coated conductor の問題点として、REBCO もしくは中間層が剥がれやすい[1]、磁場の方向によって電流の流れる大きさが変化する等の欠点がある。この問題点は、特に超伝導マグネ
ット作製にとって大きな障害となっている。このため、高温超伝導の丸線ができると、超伝導マグネット開発に大きなメリットがあると考えられる。
一方で、REBCO バルク体は部分溶融状態から、種結晶を用いて結晶を成長させる溶融結晶成長法で作製することで、非常に高い超伝導特性を持つことが知られている[2]。溶融結晶成長法によるバルク体作製では、融点の高い RE2BaCuO5（RE211）を含む大型の REBCO バルク体を用いて、REBCO
のみ部分溶融状態とし、徐冷によって種結晶と同じ結晶方向にバルク体を成長させることで、結晶軸の制御を行う。
我々は、溶融結晶成長法による REBCO 丸線材の作製を最終目的として研究を行なっている。溶融結晶成長法を丸線材作製に用いるためには、丸線のシースとなる銀の融点よりも、試料の REBCO の融点が低いことが条件となる。さらに、酸素分圧を下げることで YbBCO の融点が低くなることが報告されている[3]。本研究では、REBCO の中でも融点が低いとされる
YbBCO 粉末を用いて、Powder-in-Tube 法により YbBCO 丸
線材を作製し、内部組織観察を行ったので報告する。
2．実験方法
Yb2O3 （高純度化学、99.9%）、BaCO3 （和光純薬、99.9%）、
CuO（和光純薬、95.0%）を Yb:Ba:Cu=1:2:3 となるように混合し、油圧プレス機を用いてペレットを作製した。作製したペレットを、
大気中 920℃で 24 時間加熱した。熱処理を行ったペレットを粉砕し、再び油圧プレス機を用いてペレットを作製した。ペレットを大気中 900℃で 24 時間加熱し、室温まで 48 時間かけて冷却した。熱処理を行ったペレットを粉砕し、混合して YbBCO
粉末を作製した。その後、作製した粉末に対し X 線回折測定を行った。
続 い て YbBCO 丸 線 材 を 作 製 し た 。 こ の と き 、 GdBCO
coated conductor（フジクラ）を Ag 管内部の壁面に沿うように入れた。さらに、融点をより下げるため、Ag2O（和光純薬、
99.0%）を YbBCO の質量に対して 10wt%となるよう添加した
YbBCO 粉 末 を 作 製 し 、 Ag 添 加 YbBCO 丸 線 を
Powder-in-Tube 法により作製した。
作製した YbBCO 丸線材の一部を切り取り、大気中 920℃
で 24 時間加熱した。熱処理を行っていない丸線材と熱処理後の丸線材を光学顕微鏡及び走査型電子顕微鏡により内部観察を行った。
3．結果および考察
Fig. 1 に、YbBCO 粉末の X 線回折測定の結果を示す。測定されたパターンより、Yb123、Yb211、BaCuO2 が確認された。
Fig. 2 に、熱処理を行っていない YbBCO 丸線材と、熱処理
後の YbBCO 丸線材の、光学顕微鏡による断面観察画像を示した。さらに Fig. 3 に、熱処理を行っていない YbBCO 丸線材と、熱処理後の YbBCO 丸線材の、走査型電子顕微鏡による断面観察画像を示す。

Fig. 1 X-ray diffraction pattern of the YbBCO powder.

Fig. 2 OM images of cross sections of the parallel to thewire axis for YbBCO round wire (a) before heat treatmentand (b) after heat treatment.

Fig. 3 SEM images of cross sections of the parallel to thewire axis for YbBCO round wire (a) before heat treatmentand (b) after heat treatment.
謝辞
本研究の一部は東海大学高度物性評価施設および、東海大学イメージング研究センターの支援を受け、実施したものである。
参考文献[1] T. Takematsu et al., Physica C, 470 （2010） p. 674[2] D. A. Cardwell, Mat. Sci. Eng., B53 (1998) p. 1[3] Z. Zhang et al., Cryst. Eng. Comm., (2019), 21 p.1371― 153 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3B-p04

HTS 線材 作製・特性

Coated Conductor を利用した YBCO 丸線の組織観察
Microstructure of YBCO Round Wire Using Coated Conductor
小島 寛航，小澤 優一朗，小黒 英俊(東海大)
KOJIMA Hirokazu，OZAWA Yuichiro，OGURO Hidetoshi (Tokai Univ.)
E-mail:9BAJM015@cc.u-tokai.ac.jp
1．はじめにYBa２ Cu ３ O7-δ(YBCO､Y123)は、臨界温度が液体窒素温度(77.3 K)以上であり、磁界中での特性も高いことから、高温応用や強磁場応用が期待されている。しかし、結晶構造が有す
る異方性から、通電方向が制限されてしまう。そのため、薄膜技術を利用した Coated Conductor が開発され､研究が進められている。しかし、超伝導層が薄膜であることから物理的に弱く、基板上からの剥離が生じてしまうといった課題があり、YBCO 線材の丸線化が求められている。実際に、アメリカでは銀管内で REBCO を溶解させる研究が進められている[1]。
このため、YBCO 線材の丸線化を可能にする線材作製方法の確立を目指し、Coated Conductor 利用した溶融凝固法、及び、Powder In Tube 法(PIT 法)を用いて YBCO 丸線の作製を目的として実験を行った。本報では、線材作成時に Coated
Conductor を利用し、低酸素分圧下で熱処理を行った線材の組織について報告する。
2．実験方法
Fig.1 に PIT 法による線材の作製方法を示す。原料は Y2O3
粉末(和光純薬、99.99%)、BaCO ３ 粉末(和光純薬、99.9%)、
CuO 粉末(和光純、95.0%)を使用した。これらを mol 比で
Y:Ba:Cu=1:2:3 になるように秤量し混合した後に、プレス機を用いて圧粉成形しペレット状にした。このペレットを大気中にて 900℃×24 h で熱処理を行った。熱処理後、バルク体を粉砕し、充分に細かくした粉末に Ag 粉末(和光純薬、99.9%)を
10wt%､Pt 粉末(高純度化学、99.9%)を 0.5wt%、Y2BaCuO5 粉末
を 30mol%添加した。この粉末をプレス機でペレット状に成形し、同条件で再度熱処理を行った。作製した試料を乳鉢、乳棒を用いて粉砕し、充分に細かくし、粉末状にした。Fujikura 社製
GdBCO Coated Conductor の超伝導層を保護層側から剥離させ、超伝導体が銀層側に付着していることを確認した。剥離させた超伝導層を保護層及び安定化銅層と共に、外径 5.0mm､内径 4.0 mm､長さ 50 mm の銀管の内壁に沿うようにして挿入し、作製した粉末を充填した。外径 4.0 mm､長さ 5.0 mmの Cu によって蓋をし、溝ロール機による線引き加工を行った。
加工後の線材をガラス管に挿入し、Ar ガスフロー雰囲気にて
925℃×24 h で熱処理を行った。
作製した線材をエポキシ樹脂に埋め込み、回転研磨機、耐水研磨紙を用いて研磨を行った。研磨した線材を光学顕微
鏡、透過型電子顕微鏡を用いて線材断面の観察を行った。
3．実験結果および考察
Fig.2 に熱処理前線材の長手方向に平行方向の断面写真を示す。Fig.3 に熱処理後線材の長手方向に平行方向の断面写真を示す。Fig.4 に熱処理後線材の長手方向に垂直方
向 の 断 面 写 真 を 示 す 。 熱 処 理 前 の 線 材 で は 、 Coated
Conductor が壁面に沿って圧延されていることが確認できた。
しかし、熱処理後の断面からは Coated Conductor は確認できず、内部に空洞が形成されていた。また、熱処理後のガラス
管内部に黒色の物質が付着していた。線材の充填率が 40%程度と低かったことから、内部の空隙が凝集したことや、内部で溶融した YBCO が流出したことで、空洞が形成されたのではないかと考えられる。熱処理後線材断面の光学顕微鏡の観察結果から、粒子同士の隙間が見られず、溶融後に凝固したような組織が観察された。以上のことから、Ar ガスフローに
よって雰囲気制御を行った結果、酸素分圧の低下に伴って銀管内における YBCO の融点を低下させることが出来たといえる。電子顕微鏡による詳細な組織観察は当日示す。
参考文献[1] Z. Zhang et al., Cryst. Eng. Comm., Vol. 21 (2019) 1369

Fig.1 Powder in tube process for YBCO round wire with
REBCO coated conductor.

Fig.2 Cross-section of the parallel to the axial direction of the
YBCO round wire before heat treatment.

Fig.3 Cross-section of the parallel to the axial direction of the
YBCO round wire with heat treatment in Ar gas flow.

Fig.4 Cross-section of the YBCO round wire with heat
treatment in Ar gas flow.

― 154 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3B-p05

HTS 線材 作製・特性

貼り合わせたRE系超電導線材の曲げ特性
Ic change due to bending of double stacked coated conductors
町 敬人，和泉輝郎（産総研）；中村美幸，Ivan Veshchunov,大倉大佑，蓮尾信也，Sergey Lee（SuperOx Japan）
Takato MACHI， Teruo Izumi (AIST); M. Nakamura, I. Veshchunov, D. Ohkura, S. Hasuo, S. Lee (SuperOx Japan)
E-mail: t.machi@aist.go.jp
1．はじめに
REBa2Cu3O7-d (REBCO)線材の臨界電流特性は年々向上しているが，数百 m の長尺にわたる薄膜プロセスで作製される
REBCO 線材に内在する欠陥を完全に排除することは困難である。金属基板由来の大きな欠陥以外で RE 系超電導線材に内在し Ic の低下を引き起こす 100µm 程度の大きさの欠陥は1m あたり数個から数十個であることが我々のこれまでの研究で明らかになっている。したがって２枚の線材の欠陥が同じ位置に重複する確率は低いため２枚の線材を貼り合わせる
FFDS(face to face double stacked)とよばれる構造[1]により極端な Ic 低下を緩和できると考えられる。２枚の線材は超電導層を内側にして貼り付けるため，曲げに対する中立線と超電導層が近く通常の REBCO 線材よりも曲げ特性が良好であると推察されるが，これまで系統だった報告はなかった。
そこで，我々は FFDS の曲率半径 25mm から 7.5mm までの I-V 測定に
より Ic の変化を導出した。

Fig.1 Cross-section SEM image of FFDS CC.

2．FFDS線材作製と曲げ特性評価
曲げ特性測定に用いた FFDS 線材は，厚さ 40µm のハステロ
イ C276 上にベッド層，IBAD 層，バッファ層，超電導層(PLD法)，銀安定化層，Cu メッキ層という構造の REBCO 線材を長尺に渡ってハンダで接合して作製した。ハンダ接合は，ハンダ浴を通した２本の線材を面に垂直に圧力を加えて貼り付けるという方法を用いた。ここで，２つの線材の REBCO 層が貼り付ける面に向くように（２枚の線材のハステロイ側が外側にくるように）配置した。
I-V は曲率半径 25,20,15,10,7.5mm で曲げた状態で液体窒素に浸漬して 77 K，自己磁場中で測定した。電流，電圧端
子はハンダ付けで形成した。曲げる前に平坦な状態での I-Vを測定し，次に曲率半径が大きい状態から小さい方へと測定を行った。
3．実験結果および考察
図１にFFDS 線材の断面SEM像を示した。SEM観察像からハンダの厚さは2.5µm から5µm程度まで分布があった。ただし，端部は 10µm 以上までハンダ厚が広がる傾向があった。
これは，今後の接合方法で改良が必要な部分であろう。
図２に，曲率半径を変化させた場合の I-E 測定結果を示す。
ここで Ic 値は電界値が 1µV/cm の場合の電流値と定義した。
曲げる前の Ic は 295.08 A であったが，最小の曲率半径である
7.5 mm においても 291.95 A であり，3 A 程度の低下にとどまった。ほとんど変化がないためこのスケールでそれぞれを区別することは難しい。
図３には，図２の I-E カーブから求めたIc 値を曲率半径に対してプロットしたものである。曲率半径が小さくなるにしたがって Ic 値が緩やかに低下している傾向が見て取れる。
超電導層が応力中心に近いFFDS 線材では，期待通り曲げ強度が高いという結果が得られた。講演では，FFDS でない
場合の曲げ特性および FFDS を接続した場合の曲げ特性などについても報告する。

Fig.2 I-E results with various radii of curvature.

Fig.3 Curvature radius dependence of Ic
謝辞
この成果は、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す。
参考文献[1] T. Kiss, et al., ‘Analysis and Modeling of Current Transport
Properties in Long Length Coated Conductors‘, ISS2017.

Fig.3― 155 ―

第100回

The

2020年度秋季低温工学・超電導学会
energydensitydepende3C-a01

超電導・低抵抗接合 (2)追加堆積膜を利用した GdBa2Cu3Oy 線材接合時の膜厚の影響
Precursor thickness dependence of joint property for GdBa2Cu3Oy coated conductors
prepared via crystallization of additionally deposited precursor layers
寺西 亮, 土井裕太郎, 佐藤幸生，金子賢治（九州大）； Valery Petrykin, Sergey Lee（SuperOx Japan）； 松本明善 （NIMS）；
岡田達典, 淡路 智 （東北大）
TERANISHI Ryo, DOI Yurato, SATO Yukio, KANEKO Kenji (Kyushu Univ.); PETRYKIN Valery, LEE Sergey (SuperOx Japan);
MATSUMOTO Akiyoshi (MINS); OKADA Tatsunori, AWAJI Satoshi (Tohoku Univ.)
E-mail: teranishi@zaiko.kyushu-u.ac.jp
1．はじめに
REBa2Cu3Oy （REBCO）線材の長尺化には、線材そのものの長尺開発のみならず線材同士を接合して長尺化することが有用であり、REBCO 層同士の超伝導接合に関していくつかの手法が報告されてきている[1-5]。接合体において高い Ic を得るには、低抵抗で広い面積にて接合することが重要となる。
我々は、これまで REBCO 線材上に前駆体を追加堆積してそれらを対向させて熱処理する手法により接合体を作製し[6]、接合面積に及ぼす因子として機械的圧力の影響を考察してきている[7]。本報告では、接合面積に及ぼす前駆体の膜厚および接合熱処理時の温度の影響を述べる。

Fig. 1

Cross-sectional TEM image of precursor film.

2．実験方法GdBCO 線材の GdBCO 層と、同層上にパルスレーザー蒸着法にて Gd、 Ba、Cu の酸化物微結晶から成る前駆体を追加堆積した層を、幅および長さが 6 mm および 5 mm の領域で対向させて重ね合わせ、重錘式電気炉内に設置して 40 MPaの機械的圧力を印加した。その後、酸素分圧 1 Pa のもと各温度にて 40 分間熱処理して接合体を得た。接合面積の前駆体
膜厚依存性は、温度を 800℃に固定して前駆体の膜厚を 50
nm から 200 nm の条件下で変化させて調査した。また、接合面積の熱処理温度依存性は、前駆体の膜厚を 200 nm に固定して温度を 700℃から 800℃に変化させて調査した。接合
面積は、熱処理後の接合体を剥がしたのち、試料表面を光学顕微鏡にて観察して算出した。
3．結果と考察
Fig. 1 は本プロセスにて GdBCO 線材の超伝導同層上に作製した前駆体膜の試料断面を透過型電子顕微鏡（TEM）
にて観察した結果である。図中の中段に左右方向へ記した点
線は線材の GdBCO 層と前駆体膜との境界位置を、曲線は前駆体膜中の粒の界面をそれぞれ示している。また、制限視野
回折図形像から各粒の構成要素を同定した結果を付記している。これらの結果から、前駆体中には c 軸配向した GdBCO
粒、c 軸とは異なる方位の GdBCO 粒、Gd, Ba,Cu の酸化物から成る非晶質が混在していた。
Fig.2 は、前駆体の膜厚と接合面積の関係を示している。
前駆体の膜厚が厚いほど接合面積が増加する傾向が示された。Fig.1 の前駆体組織では膜厚が大きくなるにつれて膜面当たりの非晶質の割合が増える傾向にあることから、膜厚が大きな試料では圧力印加した際にそれら非晶質領域が変形して対向する試料膜面により接触し、その状態で結晶化したことで大きな接合面積となったことが考えられる。
Fig. 3 は、接合面積の熱処理温度依存性を示す。温度の上昇とともに接合する面積の割合が増加する傾向が示された。
高い熱処理温度条件では対向部間での固相拡散が促進され、その結果高温ほど接合面積が大きくなったと考えられる。
謝辞
本研究は JSPS 科研費 1 9 K 2 2 1 5 7 の助成を受けて実施したものである。

Fig. 2

Precursor thickness dependence of joint area.

Fig.3

Heating temperature dependence of joint area.

参考文献[1] Y.J.Park etal., Supercond. Sci. Technol., 27 (2014) 85008.
[2] X.Jin etal., Supercond. Sci. Technol., 28 (2015) 75010.
[3] https://furukawa.co.jp/release/2016/kenkai_160427.html[4] K.Ohki etal., Supercond. Sci. Technol., 30 (2017) 11501.
[5] 舩木修平ら., 低温工学, 55, 4 (2020) 255.
[6] R. Teranishi etal., IEEE TAS, 29, 5 (2019) 6602904.
[7] T.Miyajima, R.Teranishi etal., JJAP 58 (2019) 050907.

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-a02

超電導・低抵抗接合 (2)パウダー・イン・チューブ(PIT)法による 7 芯 MgB2 線材の超電導接続 -2
Superconducting joints of power-in-tube processed 7-filamentary MgB2 wires -2
熊倉浩明, 瀧川博之, 松本明善, 北口 仁(物材機構)
KUMAKURA Hiroaki, TAKIGAWA Hiroyuki, MATSUMOTO Akiyoshi, KITAGUCHI Hitoshi (NIMS)
E-Mail: KUMAKURA.Hiroaki@nims.go.jp
1．はじめに
前回の春の低温工学では、向き合う 2 本の素線材のMg-B フィラメントの位置（位相）が一致するようにして接続を作製したが、これは実際に超電導接続を行う現場においては、かなり困難な作業となる。そこで今回は、向き合う素線材のフィラメント位置（位相）の食い違いが最大となる角度 30o のズレ（線材断面は 6 回回転対称）を有する接続を作製し、構造・組織と特性を評価した。
このフィラメント配置においても、接続部の臨界電流 Ic
は線材自身の Ic の 50%程度であった。これより、7 芯線材の接続を作製する場合は、2 本の線材のフィラメント位置のズレを気にしなくても、かなり良好な Ic 特性の得られることが判った。
2．実験方法
超電導接続は前回と同様な方法で作製した。超電導接続の作製法を Fig.1(a)に示す。未熱処理の 7 芯 MgB2/Cu 素線材（鉄バリア材、線材径 1.2mm) 2 本の端部を同じ角度（15o）で斜めに切断した。その際、2 本の線材をつき合せた時に、Mg-B フィラメントの位置（位相）の食い違い
が 30o となるように切断した。これらの線材を切断面が重なるようにステンレス管の両端から挿入し、接続部を一軸プレスで加圧して密着性を向上させた後、接続に用いた PIT 法 7 芯線材の最適熱処理条件である 600oC×1hr の熱処理を施した。得られた超電導接続の例を Fig. 1(b)に示す。
接続部に流れる臨界電流 Ic を、液体ヘリウム中において四端子抵抗法で評価した。Ic 測定装置の都合上、磁界は接続（線材）と平行に印加した。電圧リードは接続部に近い線材部
分にハンダ付けした。その際、前回と同様に Fig.1(b)に示した
ように、電流端子と電圧端子との間の一部分の線材周囲の安定化銅をマイクログラインダーで取り除いて超電導コアに電流が流れるようにした。Ic を 1µV の電圧が発生する電流で定義した。臨界電流を評価した後、接続部分の構造・組織を光学顕微鏡で観察した。
3．結果及び考察
作製した接続部の断面の光顕写真の例(右)を、前回作製したフィラメントの位相を合わせた断面(左)と比較して Fig.2 に示す。二本の線材の接続界面を点線（白）で示す。今回作製した接続においては、右側の部分のフィラメントと左側の部分のフィラメントでは位相が約 30o ずれているのが判る。一方、前回の接続では、ほぼ 6 回対称のフィラメントが認められる（どっちらもプレスによって歪んでいる）。また、前回の接続では Cu
安定化材への Mg の滲み出しがわずかに認められたが、今回の接続においても Mg の滲み出しが認められた。ただし、これらの Mg の滲み出しはどちらの接続においても局所的であり、Ic に及ぼす影響は小さいと考えられる。
Fig.3 に今回作製した超電導接続の 4.2K における Ic-B 特性を、前回の接続の特性と比較して示す。Ic 値にバラツキはあるものの、今回作製した接続の Ic は、線材の Ic の 50%程度で比較的良好な値が得られた。
謝辞: 本研究は、JST、未来社会創造事業、JPMJMI17A2 の支援を受けたものである。

(a)

(b)

Fig.1 (a)Fabrication method of a PIT 7-filamentary MgB2
superconducting joint. (b)Joint fabricated with SUS 316 tube.

Fig.2 Transverse cross section of PIT 7-filamentary MgB2
superconducting joints. Discrepancies of filaments between
two wires are ~0o(left, previous study) and ~30o(right, thisstudy).

Fig.3 Ic-B curves at 4.2K of superconducting joints of PIT
7-filamentary MgB2/Cu wire. Discrepancies of filaments
between two wires are ~30o(this study) and ~0o(previous
study). Magnetic field was applied parallel to the wire axes.

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-a03

超電導・低抵抗接合 (2)BSCCO 超伝導接合試料の磁場中接合抵抗評価
Joint resistance evaluation of BSCCO superconducting joint in magnetic field
小林 賢介(NIMS), 内田 公(NIMS), 西島 元(NIMS), 武田泰明(理研), 下山 淳一(青学大), 北口 仁（NIMS）
KOBAYASHI Kensuke(NIMS)，UCHIDA Akira(NIMS), NISHIJIMA Gen(NIMS), TAKEDA Yasuaki(RIKEN),
SHIMOYAMA Jun-ichi (Aogaku Univ.), and KITAGUCHI Hitoshi (NIMS)
E-mail: kobayashi.kensuke@nims.go.jp
1．はじめに
高温超伝導(HTS)線材の超伝導接合技術は、HTS 線材を用いた超伝導磁石開発において非常に重要であり、現在進められている永久電流運転 1.3 GHz NMR 開発においても必要不可欠な技術である[1]。
近年、Bi2223 線材においていくつかの超伝導接合手法が報告された[2, 3]。しかし、通常の 4 端子法では 10-9 以下の抵抗は測定が困難であり、接合抵抗の正確な評価は難しい。
我々は、電流減衰法を用いた超低抵抗・超伝導接合試料の評価に特化した装置の開発を行っており、この装置を用いる
ことで、3 K から 120 K 程度までの温度範囲で、10-9 以下の接合抵抗を評価可能である[4]。また、実機における接合部は磁場にさらされることが想定されるため、3 T までの磁場を接合部に印加可能な超伝導磁石も備えている。
本講演では、最近報告された Bi2223 超伝導接合試料[3]を用いて行った磁場中接合抵抗評価の結果について報告する。

Fig. 1 Persistent current measurements of Bi2223 SC joint at
various temperatures in self-field.

2．実験方法BSCCO 超 伝 導 接 合 試 料 は 、 住 友 電 工 製 DI-BSCCO
type-H 線材の両端を Bi2223 多結晶厚膜中間層によって拝み合わせ接合した 5 回巻きループ試料を用いた。
誘導コイルを用いて電流を試料へ誘導し、3 時間程度の電流減衰測定データに対して、VHall(t) = A + Bexp{-t/(L/R)}のフィッティングから接合抵抗(回路抵抗)R を評価した。ここで、A、B はフィッティングパラメーター、L は自己インダクタンスで、同型試料の室温の実測値 5.6 H を用いた。測定は、4.2 K から 100 K までの温度範囲で 3 T までの磁場中で行った。磁場は、接合部および線材表面に対して平行に印加した。
3．結果と考察
Figure 1 に 4.2 K から 100 K における自己磁場中での永久電流測定結果を示す。試料に誘導された電流は、接合部温度 100 K でも消失せず、5 A 程度の永久電流が観測された。
77 K では、初期に誘導電流の減衰が見られたが、これは誘導電流が接合部の Ic を超えたことが原因と考えられ、Ic まで減衰後はほぼ横ばいになった。4.2 K では、試料へ誘導できる
最大電流 140 A 程度でも減衰は見られず、3 時間程度の測定データから見積もった接合抵抗は、10-14 のオーダーだった。
一方で、100 K の 3 時間測定データから得られた接合抵抗は10-11 であり、負荷率が高い状態では、接合抵抗が大きく見積もられた。
Figure 2 に 77 K における磁場中の電流減衰測定結果を示す。全て同じ初期誘導電流値で、磁場を 0.1 から 1.5 T まで印加した。自己磁場中では見られなかった電流減衰が 0.1
T から明確に見られ、1.0 T ではわずかに永久電流が存在するが、1.5 T では 3 時間後の残留電流はほぼゼロであり、永久電流は観測されなかった。接合部への印加磁場の増加に伴って電流減衰の傾きが急増しており、磁場中での臨界電流の急減を示している。接合抵抗は、自己磁場中の 10-13 から磁場中では 10-10 と大きくなったが、誘導電流が概ね臨界電流に到達した後は減衰は緩やかになっており、接合抵抗自体の変化ではなく、負荷率の増加が原因と考えられる。

Fig. 2 Current decay measurements of Bi2223 SC joint undervarious magnetic fields at 77 K.
4.2 K では、最大印加磁場 3 T でも電流は消失せず、100A 以上の Ic が確認できた。得られた接合抵抗は、低負荷率では 10-12 のオーダーだった。講演では、4.2 K、20 K、100 K
での磁場中電流減衰測定結果と接合抵抗評価結果についても報告する予定である。
謝辞
本成果は， JST 未来社会創造事業[JPMJMI17A2]によって得られたものです。
参考文献[1] H. Maeda et al., IEEE TAS 29, 4602409 (2019).
[2] S. Kanazawa et al., J. Alloys Compd. 806, 897 (2019).
[3] Y. Takeda et al., APEX 12, 023003 (2019).
[4] K. Kobayashi et al., IEEE TAS 30, 9000204 (2020).

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第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-a04

超電導・低抵抗接合 (2)FEM を用いた超伝導線材のラップ長と接触抵抗の分布を考慮した臨界電流特性の評価
Evaluation of critical current characteristics by wrap length and contact resistance variation ofsuperconducting wire by using FEM
鍾 宇軒，小田部 荘司，赤坂 友幸，安谷 葵（九工大）; 石原 篤, 富田 優(鉄道総研)
Yuxuan Zhong , Edmund Soji Otabe, Tomoyuki Akasaka, Aoi Yasutani(Kyutech);, Atushi Ishihara, Masaru Tomita(RTRI)
E-mail: yuauxn.zhong603@mail.kyutech.jp
１ はじめに1987 年にYBa2 Cu3 O7−δ (YBCO)が発見されて以来、線材化の工夫がなされ、第二世代(2G)希土類バリウム銅酸化物被覆導体(CC)は実用的なレベルまで開発が進んだ。CC は高い臨界電流
𝐼𝐼c を持っており、また𝐼𝐼c の高磁場での劣化が低く、良好な機械的特性および妥当なコストのため、超高磁場 MRI への応用が期待されている[1]。これを実現するためには、これら CC の間の接合技術が必要である。このために超電導接続が研究されている[2]。また、超電導線材を用いた送電ケーブルを利用することで、電力を消費することなく送電が可能となる。超電導線材
は現在数百メートル単位でしか製造できないため、実際に実現するためには線材どうしを低抵抗で接合して長距離での送電に対応させる必要がある。このように接合することによって、通常の超電導線材とは異なる電流密度分布・磁界分布、また力を受けるときの応力分布などが表れると考えられる。
本研究では、超電導線材の接合部における電気特性を明らかにするため、有限要素法（FEM）(JMAG-Designer18.0)を用いて接合を数値シミュレーションし、臨界電流密度の変化を評価した。

Fig. 1: Models of superconducting wire

２ 解析方法
本研究では、電気特性に対する有限要素法計算のために、JSOL 社製 JMAG を使用した。線材を接合させたモデルを作成し、電流密度をシミュレーションした。超電導線材は幅 4 mm
厚さ 1 µm であり、5 枚をまず長さ方向に低抵抗金属を用いて接合した。そしてさらに電流を補強するために 1 枚から 5 枚の同じ特性の超電導線材を長さ方向と直角に接合した。1 枚から 5 枚の場合、電極間距離は 60 mm、56 mm、52 mm、48 mm、
44 mm であった。接合部は 5 µm の銀層、外側は 100 µm の銅層、横渡線は左側にずらした。電流を流し、有限要素法を用いて計算し、I-V 特性により、I-E 特性を計算して、臨界電流の変化を明らかにした。

Fig. 2: I-E curve of superconductor

３ 結果および考察
Fig. 2 に示すのは JMAG で解析した通電電流に対する電界の特性の結果である。電界はシミュレーションした結果の電圧を
電極間距離で割った結果である。電界は 100 µV/m の時の電流を臨界電流と定義した。左図は 1 枚から 5 枚の同じ特性の超電導線材を長さ方向と直角に接合したの I-E 特性曲線であり
右図は横渡線がない場合と横渡線 2 枚、3 枚、5 枚を左側にずらしたの I-E 特性曲線である。

Fig. 3: Critical current dependence on the number of CC

謝辞
本研究は、JST、未来社会創造事業、JPMJMI17A2 の支援を受けたものである。

Fig. 3 は接合部の線材の枚数による臨界電流の変化を示す。
参考文献
Fig. 3 に示されるように、電流を補強する線材枚数が 1 の枚か[1] Y. Park et al.: NPG Asia Materials 6 (2014) e98
ら 5 枚に増えるに従って単純に臨界電流は上がっている。この[2] X. Jin et al.: Supercond. Sci. Technol 28 (2015)
ように、シミュレーションを用いてラップ長と接触抵抗の分布
075010を考慮した臨界電流特性を評価することができた。
第100回 2020年度秋季低温工学・超電導学会― 159 ―

3C-a05

超電導・低抵抗接合 (3)PbBi を用いた REBCO 線材の超伝導接続とその問題点

Property and problem of the PbBi superconducting joint for an REBCO coatedconductor
武輪 裕之，小黒 英俊 (東海大) ; 淡路 智 (東北大)TAKEWA Hiroyuki, OGURO Hidetoshi (Tokai Univ.); AWAJI Satoshi (Tohoku Univ.)
E-mail: h-oguro@tsc.u-tokai.ac.jp
1．はじめに
高磁場 NMR 用超伝導マグネットでは、低温超伝導線材と高温超伝導線材の両方を利用することが考えられるが、永久電流モードでの運転のためには、それらをつなぐ超伝導接続技術が必須である。このため我々のグループでは、超伝導はんだとして知られている、PbBi はんだを用いた異種超伝導線材同士の超伝導接続を試みている。これまでに、NbTi、Nb3Sn、Bi2223 線材の超伝導接続は確認できたが、REBCO coated conductor だけはこれが確認できなかった[1]。
そこで、PbBi と REBCO との界面の様子を詳細に調べ、超伝導接続ができる可能性を検討した結果、超伝導接続が確認できたので報告する。さらに、この接続が時間とともに劣化していくことが分かったので、合わせて報告する。
2．実験方法
試料として、SuperOx 製 GdBCO coated conductor を使用した。線材は Cu が付いていないものを使用し、Agの保護層は、過酸化水素水とアンモニア水の混合液を用いてエッチングし、超伝導層を露出させた。
露出長さは 10mm とした。
PbBi は、Bi(平野清左衛門商店、99.99%、針状)と、Pb(平野清左衛門商店、99.99%、粒状)を共晶点である Bi44wt%Pb の組成になるように秤量し、350ºC x 6 h で加熱し、溶融拡散させた。その後、溶融した PbBi はんだを台に垂らし、厚さ 0.75 mm の薄板状に圧延加工した。
接続試料は、図 1 のように超伝導線材を挟み込むように PbBi はんだの薄板を設置し、油圧ポンプを用いて加圧し、圧着した。圧力印加の際に、はんだが伸び、線材からはみ出たはんだ同士が圧着されるため、超伝導接続表面が剥がれないようになっている。加えた荷重(圧力)は 500kg(122.5 MPa)、および 3000 kg(735 MPa)とした。
この試料に対して、4.2 K で電気抵抗測定を実施した。
さらに、走査型電子顕微鏡(SEM)を用いた接続面の組織観察と、電子線マイクロアナライザー(EPMA)を用いた接続面の組成分析を行った。
3．実験結果図 2 に、3000 kg の荷重を加えて圧着した接続試料の、4.2 K における電気抵抗の電流による変化を示した。電気抵抗ゼロを確認するため、電流反転し、数回の電流の増減を行い、ゼロ抵抗となったと結論づけた。ただし、臨界電流は 0.01 A と非常に低い。この原因を組織と組成から考察するため、SEM および EPMA による分析を行った。図3 に SEM 画像と EPMA で測定した組成分析結果の一部を示した。組成分析結果から、Ba が PbBi 側に、Pb と Bi
が REBCO 層側に検出されていることが分かった。この結果から、お互いの元素が拡散し、反応して別の物質ができていることが考えられる。そのため、上記試料とは別にPbBi と REBCO を反応させた塊を粉末にし、X 線回折測定を行ったところ、Ba(Bi, Pb)O3 と思われるピークが確認できた。これより、接続面にも同じ物質ができていると考えられる。さらに、Ba の拡散距離は、作成から 9 日では6.706 µm、38 日後には 7.670 µm と時間変化することがFig. 1 Schematic view of the PbBi-REBCO coatedconductor joint sample.

Fig. 2 The resistance of the PbBi-REBCO coatedconductor joint prepared under a load of 3000 kgf asa function of transport current.

Fig. 3 The backscatter electron image and theelemental mappings of the PbBi-REBCO coatedconductor joint sample.
分かった。これは、室温で拡散が進み、REBCO と PbBiが反応していくことを示しており、時間とともに超伝導特性が変化していくことが予想される結果である。
謝辞
本研究は、東海大学高度物性評価施設の支援を受け、実施したものである。
参考文献
1. H. Takewa, et al.: Abstract of CSSJ Conference, Vol.
97 (2018) p. 142― 160 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-a06

超電導・低抵抗接合 (3)高温超伝導線材のインジウム低熱処理機械的接合の改善
Improvement of mechanical joint of high-temperature superconducting tapes using indium
foil and low-temperature heat treatment
伊藤 悟，早坂 遼一路，結城 光平，阿竹 洋輔，橋爪 秀利（東北大学）；加藤 丈晴，横江 大作（JFCC）
ITO Satoshi, HAYASAKA Ryoichiro, YUKI Kohei, ATAKE Yosuke, HASHIZUME Hidetoshi (Tohoku Univ.);
KATO Takeharu, YOKOE Daisaku (JFCC)
E-mail: satoshi.ito@qse.tohoku.ac.jp
1．はじめに
著者らは高温超伝導線材の簡易接合法として，インジウム
箔を接合部に挿入し，120C 以下程度の熱処理でプレスして接合する低温熱処理機械的接合[1]の開発に取り組んできた。
既報[2]では，表面を#240 の研磨紙で研 磨 して接合した
BSCCO 線材（Bi-2223 線材）および REBCO 線材の接合部断面の SEM-EDX 分析を行った。その結果，接合界面には安定化材とインジウムの化合物が形成され，かつ，多くの空隙が存在することが確認された。そこで，本研究では，抵抗低減，空隙抑制のために線材表面の前処理方法を改善して接合サン
プルに対して，抵抗評価および SEM-EDX 分析を行った。
2．接合サンプル準備と抵抗評価
高温超伝導線材として，4 mm 幅の銅安定化層付 REBCO
線材（Superpower, SCS4050-AP, 臨界電流～100 A at 77 K,
self-field）および 4.3 mm 幅の BSCCO 線材（住友電工，
DI-BSCCO Type H，臨界電流 170–180 A at 77 K, self-field）
を用いた。本研究では，まず REBCO 線材接合で接合条件の最適化を行い，その後 BSCCO 線材接合を同様の条件で製作した。REBCO 線材接合に対しては，線材表面研磨（研磨紙番号），酸洗いの有無（In: 希塩酸，線材：フラックス／
NH3Cｌ＋ZnCl），接合温度 Th（常温(RT)–120C）を変化させて，複数のサンプルを製作した。また全てのサンプルに対し，接合部に 100 m 厚の In 箔を挿入し，100 MPa で接合した。
Fig. 1 に酸洗い条件と REBCO 線材接合の接合抵抗率（＝接合抵抗×接合面積）の関係[3]を示す。酸洗いをすることにより，接合抵抗率が 10 ncm2 程度低減した。また，酸洗い無の場合では，線材表面が粗い場合に接合抵抗率が低下したのに対して，酸洗い有の場合では，線材表面研磨の違いによる接合抵抗率に有意差は見られなかった。接合温度が上昇
すると，接合抵抗率は減少したが，接合抵抗率の内訳を分析
すると，これは In 箔の厚さの減少のみに影響される，すなわ
ち接合界面の状態は熱処理の有無によって変化しないことがわかった。BSCCO 線材接合に対しては，酸洗い有，線材表
面研磨を#1500，接合温度 120C で接合サンプルを製作した（BSCCO 線材は断面形状が平坦ではないため，真実接触面積を増やすには，接合時熱処理が有効である）。酸洗い無の接合[4]では接合抵抗率は 18–25 ncm2 だったが，酸洗い有の場合には 10–14 ncm2 に低減した。
3．接合部断面の SEM-EDX 分析
Fig. 2 に REBCO 線材接合の断面 SEM 写真を示す。(a),(b)が酸洗い無，(c), (d)が酸洗い有の場合，また(a), (c)が常温接合，(b), (d)が低温熱処理接合の場合の結果を示す。いずれの場合においても接合界面には In2Cu が形成されているが，酸洗い無の場合，In の拡散の阻害により，大きな空隙ができる傾向にある。一方で酸洗い有の場合には，均一に In2Cu が形成され，空隙のサイズ・量が小さくなった。酸洗い有の場合，常温接合でも低温熱処理接合でも界面の In2Cu の形成の状
況に違いは見られず，これは接合抵抗率評価の結果を支持するものとなっている。発表当日は BSCCO 線材接合のSEM-EDX 分析結果も報告する予定である。

4．まとめ
低温熱処理機械的接合において，線材および In 箔の酸洗い処理によって，接合界面の空隙発生を抑制し，接合抵抗率を低減できることがわかった。発表当日は，予稿で紹介した以外の線材を用いて製作した接合サンプルの評価結果についても併せて報告する。

Fig. 1 Relationships between the joint resistivity at 77 K andpickling conditions for REBCO-tape joint with Th=RT and#240 polishing [3].

Fig. 2 SEM image of a REBCO-tape joint: (a) Th=RT, #240
polishing, w/o pickling, (b) Th=100C, #240 polishing, w/opickling, (c) Th=RT, #1500 polishing, w/ pickling, and (d)Th=70C, #1500 polishing, w/ pickling.
謝辞
本研究は JST 未来社会創造事業 JPMJMI17A2 の支援を受けたものです。
参考文献
1. T. Nishio, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 27(2017) Art ID 4603305.
2. S. Ito, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 97 (2018)p.6.
3. R. Hayasaka, et al.: J. Phys.: Conf. Ser., Vol. 1559 (2020)
Art ID 012034.
4. S. Ito, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 29 (2019)
Art ID 6600405.

― 161 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-a07

超電導・低抵抗接合 (3)音波振動による高温超伝導 CC 線材の半田フリー低抵抗接合
Solder-free low-resistance joining of high-Tc superconducting coated conductors
by sound bonding
木須 隆暢， 楊 明旭, 呉 澤宇, 鈴木 賢次，東川 甲平 （九州大学）;
佐藤 茂 （ULTEX）
KISS Takanobu，YANG Ming Xu, WU Zeyu, SUZUKI Kenji, HIGASHIKAWA Kohei ( Kyushu University);
SATO Shigeru (ULTEX)
E-mail: kiss@sc.kyushu-u.ac.jp
1．はじめに
高温超伝導線材の応用において、作業性に優れ、再現性、信頼性の高い低抵抗接合技術の確立が不可欠となる。本研
究では、加圧した線材間に音波振動を加え、半田や中間金属を用いることなく REBCO コート線材同士を直接低抵抗に接合する技術について検討を行った。

3．実験結果および考察
接合時の入力エネルギーを接合面の単位面積当たり 35
J/cm2 の一定値に保った条件下において、印加圧力, P,に対する依存性を調べた結果を Fig. 1 に示す。圧力には最適値が存在し、40 MPa 近傍で接合抵抗率は最小値を取ることを見出した。この時、圧力依存性は、線材の振動方向（線幅方向、
線長方向）によらずほぼ同様の振る舞いを示した。このことは、
音波エネルギーを接合界面に効率よく伝えるために印加圧力が主要因子として作用することを示唆している。さらに、接合界面の劣化の有無と、接合時のピークパワー密度, Ppp,の関係を調べた結果を Fig. 2 に示す。接合の単位面積当たりのピークパワーによって超伝導層の劣化の有無が支配され、閾
値 700 W/cm2 以上において劣化が確認された。さらに、700
W/cm2 以下のピークパワー密度に抑制した状態で、投入エネ
ルギー密度, E, を増大したところ、劣化を回避した状態で、接合抵抗率を低減できることを明らかとした。Fig. 3 に示すように、エネルギー密度の増大に伴って接合抵抗率は徐々に低下し、約 450 J/cm2 以上の投入エネルギー密度で、ほぼ一定
値：30 ncm2 に飽和した。
以上により、音波接合プロセスにおいて接合時の加圧力やピーク電力密度、投入エネルギー密度に対する依存性を系
統的に調べ、プロセス条件の最適化によって、秒オーダーの
短時間の処理で接合抵抗率 30 ncm2 の低抵抗接合を再現性良く得ることに成功した。この接合抵抗率の値は、典型的な半田接合の半分以下の大きさである。本接合では、半田やフラックスはもちろん、中間材や加熱処理なども一切必要とせず、環境性や作業性の点で従来手法にない利点を有する。

Joint Resistivity, Rj （ｎΩ・㎝ 2）

300
250
200
150
100
Joining Energy = 35 J/cm2

50
0

0

20

30

40

50

60

70

Fig. 1 Pressure dependence of joint resistivity obtained by
the sound bonding process.

Fig. 2 Influence of peak power density on damage of the joint
during the sound bonding process.

200

P = 37.5 MPa
P = 43.8 MPa
150

100

50

0
0

謝辞
本研究は JSPS 科研費 JP19H05617 ならびに JST-未来プ
ログラム JPMJMI17A2 の助成を受けたものである。

10

Pressure, P （MPa）

Joint Resistivity, Rj （ｎΩ・㎝ 2 ）2．実験・解析方法
本研究で用いた音波接合では、接合する素線をホーンとアンビル間に積層して挟み、圧力を印加した状態でホーンより音波振動を印加することによって、接合界面の酸化物層な
どのコンタミ層を除去し、フレッシュな金属層間の拡散接合を実現する。この間、加熱等は行わず、エネルギーの投入は音波振動のみによって行った。音波の周波数は可聴域の 15
kHz を用いている。その他の主要なプロセス条件は、印加圧
力、音波のピークパワー、ならびにエネルギーである。試料には 40 m の Cu 安定化層を有する REBCO コート線材を用いた。得られた試料の特性は、四端子法によって接合抵抗率、臨界電流を評価するとともに、磁気顕微観察によってテープ
面内の超伝導層の劣化の有無を高解像度に観察した。

Oscillation in transverse direction
Oscillation in longitudinal direction

100

200

300

400

500

600

700

Joining Energy, E （J/㎝ 2 ）Fig. 3 Dependence of joint resistivity on joining energy
density during the sound bonding process.

― 162 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-a08

超電導・低抵抗接合 (3)コンパクトな LTS-HTS 低抵抗接続を実現するための接合構造の提案
A new concept of joint structure enabling compact low-resistance joint
between LTS and HTS wires

伴野信哉, 浅野稔久（物材機構）; 加藤丈晴（JFCC）; 前田秀明（JST, 理研）
BANNO Nobuya, ASANO Toshihisa (NIMS); KATO Takeharu (JFCC); MAEDA Hideaki (JST, RIKEN)
E-mail: banno.nobuya@nims.go.jp
1．緒言
現在 JST 未来社会創造事業「高温超電導線材接合技術の超高磁場ＮＭＲと鉄道き電線への社会実装」の中で、1.3GHz NMR システムの実現に向けて超伝導接続の開発が進められているが、NbTi などの低温超伝導線材（LTS）とが必要となる。
Fig. 3 には直接的な GdBCO 層とはんだとの接合界面のTEM 像を示した。REBCO 母層は規則的な格子縞を示しているのに対し、表面にはそれがほとんど観察されない。これは、REBCO 層が Sn に侵食され、表面において非常に微細な多結晶組織を形成していることを示している。

REBCO 線材（HTS）との超伝導接続の実現は今のところ目途が立っていない。現状で LTS-HTS の低抵抗化を実現す

1.

N. Banno, T. Asano, T. Kato, and H. Maeda, Supercond. Sci.
Technol., 2020, doi: 10.1088/1361-6668/abb789.

るためには、はんだ接続が有効であるが、1.3GHz NMR の減衰時定数の要求を満足するためには、1 接続当たり少な
くとも 0.1nΩ の接合抵抗値を満足する必要があり、そのためには 5 m 以上の長さの接続が必要となる。単純な貼り合わせの接続では、設置の観点から困難である。
本研究は、解決策の一つとして、REBCO テープ線のひずみ特性と、NbTi と超伝導はんだの超伝導接続技術を生かした、コンパクトな LTS-HTS 低抵抗接続を実現するボート型の接合構造の提案を行った。加えて、直接的な REBCO
層とはんだとの接合試料を作製し、その界面での反応を微細観察し、REBCO 層とはんだとの直接接合がいかに難し
いかを示した[1]。

Fig.1. Illustration of proposed boat-joint structure for REBCO-LTS.

2．実験方法

10-1

Fig. 1 に提案するボート型接合の概念図を示す。まず、濡REBCO-REBCO (one side)

れ性の確保のため、REBCO テープ表面をはんだでコーティ

10-2

NbTi-REBCO

Resistance ()ングする。次に、REBCO 層が内側になるようにボートに巻き入れていく。REBCO 層を内側にすることで、圧縮ひずみが加わるようになり、よりコンパクトに曲げることができるようになる。このボートの中に、超伝導はんだを流し込む。次に、先端においてフィラメントを超伝導はんだコーティングした NbTi 線を用意する。ボートの超伝導はんだ溶かして、これをその中に埋め

10-3

10-4

10-5

込み接合試料を完成させる。これにより、NbTi と超伝導はん4.2 K, 0.2 T
10-6
0.01

だは超伝導接続が実現され、接続抵抗は REBCO 線と超伝

0.1

導はんだとの接合抵抗によってのみ決まる（REBCO 線は Cu
被覆されているので超伝導接続にはならない）。巻き入れる
REBCO 線の長さを 15cm～2m とし、抵抗の長さ依存性を調べ

1

10

100

Length (m)Fig.2. Joint resistance of prepared joint specimens as a function ofembedded length of REBCO tape in the boat.

た。今回抵抗測定は、4 端子法で実施した。
これとは別に、REBCO 層とはんだの直接接合試料を、界面反応性の観察のため準備した。界面を HAADF-STEM、TEM で観察した。
3．実験結果と考察
Fig. 2 に接合抵抗に対する、REBCO 線の巻き入れ長さ依存性を示す。巻き入れ長さを増大させることで、それに比例して接合抵抗が減少していることがわかる。ただし、巻き入れ長
さ 2m とすると、接合抵抗が 1nΩ以下となり、4 端子法のほぼ限界精度となる。それ以下の測定には、電流減衰法での測定― 163 ―

Fig.3. TEM image of the GdBCO surface corroded by Sn.

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-p01

バルク 作製・着磁

均質で形状の自由度に優れた単一結晶成長領域からなる
REBCO 溶融凝固バルクの作製
Fabrication of homogeneous and flexible
REBCO melt-textured bulks with single grain-growth region
元木 貴則, 布川 航太, 笹田 廉陛, 富久 琢磨, 下山 淳一 (青学大)
MOTOKI Takanori, NUNOKAWA Kota, SASADA Rempei, TOMIHISA Takuma, SHIMOYAMA Jun-ichi (Aoyama Gakuin Univ.)

E-mail: motoki@phys.aoyama.ac.jp

1. はじめにREBCO 溶融凝固バルクは、強磁場を捕捉できるため強力超伝導磁石としての応用が期待されている。溶融凝固バ
ルクは通常、Top-Seeded Melt Growth (TSMG) 法や TopSeeded Infiltration Growth (TSIG)法などに代表されるバルク上面に設置した種結晶を起点とする溶融成長で育成するため、種結晶から鉛直方向に成長する c-growth 領域と動径方向に成長する a-growth 領域からなる。バルクの成長方向によって RE2BaCuO5(RE211)析出物の体積分率や結晶性に違いが生じ、それを反映して捕捉磁場特性の均一性に影響する。バルクの大部分が c-growth 領域からなる溶
融凝固バルク育成の試みとして、縦に長い円柱状の前駆体
ペレットの使用や、バッファーペレットの導入が報告されている[1][2]。これに対し我々は全体が単一結晶成長領域からなる溶融凝固バルクの作製が可能な Single-Direction
Melt Growth (SDMG)法を開発し、報告してきた[3]。本手法は、希土類元素の異なる REBCO の包晶温度(Tp)の差を利用して、底面に設置した Seed plate からバルクを鉛直方向に結晶成長させる手法である。
2. 実験方法
日本製鉄社製 GdBCO 溶融凝固バルク(Gd-QMG®)を[001]方位が鉛直方向になるよう板状に切り出し Seed plateとし、その上に YBCO 焼結体ペレットを設置し、最高保持温度を YBCO の Tp 以上かつ GdBCO の Tp 以下とし溶融成長させることでバルク全体が c-growth 領域からなる
SDMG 法 YBCO 溶融凝固バルクを作製した。なお、YBCO
ペレットには、TEP 社製混合粉(YBCO:Y211 = 7:3)に Tp を低下させるため 10 wt%の Ag2O を、Y211 の微細化のため
0.1 wt%の Pt をそれぞれ混合したものを用いている。
SDMG 法では Top-seed 法と異なり鉛直方向のみに成長するため、様々な形状のバルクの直接育成が可能である。そこで、今回は Fig.1 (a) に示す対辺が 16 mm の正六角形および一辺が 16 mm の正方形の金型を用いて 100 MPa で一軸プレスによりペレット成型しバルクを作製した。すべてのバルクについて、Seed plate から切り離した後、400°C で長時間の酸素アニールを行った後、捕捉磁場特性は液体窒
素浸漬下(77 K)、1 T 下で着磁後にバルクの下面(Seed plate側) ~0.5 mm 上方を評価した。
3. 結果と考察
Fig.1 (b)に SDMG 法で育成したバルクの外観をそれぞれ示す。正六角形や正方形状のバルクであっても形状を維持しており、SDMG 法を用いて直接育成が可能であることが示された。側面からみると、バルク上方から下方にかけてやや台形状に膨らんでおり、溶融成長時に生じる液相に伴う変形と考えている。Fig. 2 に、作製したバルクを Seed
plate から切り離し、長時間酸素アニールした後の 77 K における捕捉磁場特性を示す。正六角形、正方形状バルクともに形状を反映した捕捉磁場分布であり、形状に依らず、バルク全体に一様に結晶成長している傍証である。
本手法は鉛直方向のみに結晶成長が進行するため、結晶成長時間がバルクの形状や動径方向のサイズに依らず、短時間での大型バルク育成に有望である。また、Top-seed 法
では不可能なリング状バルクの直接育成も期待できる。当日は、正方形状バルクを連結した大型バルクの捕捉磁場特性についても報告する。

(a)

(b)

Fig. 1. Photographs of dies for preparation of hexagonal andsquare-shaped pellets (a) and SDMG YBCO melt-textured bulks with hexagonal and square shapes grown on
the GdBCO seed plate (b).

(a)

(b)

Fig. 2. Trapped field distributions of SDMG-processed YBCO
melt-textured bulks with hexagonal (a) and squareshapes (b) at 77 K after magnetized under 1 T.
参考文献
[1] T. Nakashima, J. Shimoyama, M. Honzumi, Y. Tazaki,
S. Horii, K. Kishio, Physica C 426–431, 720 (2005).
[2] N. D. Kumar, Y. Shi, W. Zhai, A. R. Dennis, J. H. Durrell,
D. A. Cardwell, Cryst. Growth Des. 15, 1472 (2015).
[3] T. Motoki, Y. Yanai, K. Nunokawa, J. Shimoyama, Appl.
Phys. Express 13, 093002 (2020).

― 164 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-p02

バルク 作製・着磁

放電プラズマ焼結法による Co ドープ Ba122 多結晶バルクの作製と超伝導特性の評価
Fabrication and Evaluation of Superconducting Properties of Co-doped BaFe2As2
Polycrystalline Bulks by Spark Plasma Sintering
長谷川 友大，德田 進之介, 藤井 陸太, 山本 明保(東京農工大)
HASEGAWA Yuta，TOKUTA Shinnosuke, FUJII Rikuta, YAMAMOTO Akiyasu (Tokyo Univ. of Agri. and Tech.)E-mail: s173753u@st.go.tuat.ac.jp
1．はじめに鉄系超伝導体の一種である BaFe2As2 は臨界温度 Tc と上部
臨界磁場 Hc2 が高く強磁場応用が期待されている。また、比較的大きい臨界傾角（c = 5–9°[1]）を持つため多結晶材料の作製に適している。一方で臨界電流密度 Jc の向上が課題である。SPS（Spark Plasma Sintering, 放電プラズマ焼結）は
試料に圧力を印加しながらパルス電流を流し、それによって生じるジュール熱を用いて加熱、焼結を行う手法である。本研究では、Co ドープ Ba122 多結晶バルクの Jc を向上させることを目的に、SPS 法を用いて試料を作製し、密度、構成相、超伝導特性を評価した。
2．実験方法
BaFe1.84Co0.16As2 の化学組成となるように秤量した単体金属
粉末をボールミル混合し、グラファイト製の SPS 型に充填した。
50 MPa の一軸圧力下において+50℃/min の速度で昇温し、600, 700, 800, 900℃で 5 min 保持することで、直径 10 mm、
厚み約 1.3 mm の多結晶バルク試料を作製した。作製した試料の構成相を、試料表面の X 線回折（XRD）により評価した。
試料の寸法と質量から焼結密度を求め、Co8%ドープ Ba122
単結晶の格子定数を用いて計算した理論密度から相対密度を評価した。SQUID VSM で磁化測定を行い、磁気ヒステリシ
スループから Jc を計算した。PPMS を用いて四端子法により電気抵抗率 ρ の温度依存性を測定し、超伝導転移の 90%となる温度を Tc と定義した。

Fig.1 XRD patterns of the samples normalized by theintensity of (103) peak of 122.

3．結果・考察
全ての焼結温度で、黒色円盤状のバルク試料が得られた。
試料の相対密度はいずれも約 90%以上の高い値を示した。試料の XRD パターンを図 1 に示す。全ての試料において Ba122
相が主相として得られた。焼結温度の増加とともにメインピー
クである(103)ピークの半値幅が狭まったことから、結晶性が改善したと考えられる。電気抵抗率の温度依存性から、全ての試料が超伝導転移し、ゼロ抵抗を示すことが分かった。Tc は600℃で 24.9 K であるのに対し、700–900℃では 27 K 以上の高い値を示した。Ba122 相の結晶性の改善により Tc が向上したと考えられる。5 K における Jc の外部磁場依存性を図 2 に示す。焼結温度の増加とともに自己磁場下の Jc は減少した。
FeAs の増加により Jc が減少したと考えられる。本研究で得られた最高の Jc は、600℃で焼結させた試料の Jc = 2.3×104
A/cm2 であり、常圧合成で作製した試料(1.7×104 A/cm2 [2])の値を上回った。
4. まとめ本研究では Jc を向上させるため、SPS 法を用いて Co ドープ
BaFe2Aｓ2 多結晶バルクを作製した。SPS 法により高密度かつBa122 を主相としたバルクが作製できた。600℃, 5 min で焼結させた試料で 2 ×104 A/cm2 を超える Jc が得られた。

Fig.2 External field dependence of the critical current
density at 5 K
参考文献
1. T. Katase, et al.: Nature Communications, Vol.2 (2011) 409
2. S. Tokuta, et al.: Superconductor Science and Technology,
Vol. 33 (2020) 094010― 165 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-p03

バルク 作製・着磁

放電プラズマ焼結法による CaKFe4As4 超電導バルクの作製
Synthesis of CaKFe4As4 bulk superconductors using spark plasma sintering technique
石田 茂之，Sugali Pavan Kumar Naik，土屋 佳則，馬渡 康徳，吉田 良行，伊豫 彰，永崎 洋，荻野 拓 （産総研）；
神谷 良久，川島 健司 （イムラ材研）
Ishida Shigeyuki，Sugali Pavan Kumer Naik，TSUCHIYA Yoshinori，MAWARAEI Yasunori，YOSHIDA Yoshiyuki，IYO Akira，
EISAKI Hiroshi，OGINO Hiraku (AIST); KAMIYA Yoshihisa，KAWASHIMA Kenji (IMRA MATERIAL R&D)
E-mail: s.ishida@aist.go.jp
1．はじめに高磁場応用が期待される鉄系高温超電導体では、短尺線
材の臨界電流密度は実用水準に迫りつつあり[1]、近年ではそのコイル化も試みられている[2]。一方で、コイル電磁石と比べて作製プロセスが簡便な、超電導バルク磁石への応用も検討されている[3]。大型化・低コスト化が可能な多結晶バルクで
MgB2 バルク以上の高磁場発生が実現すれば、応用への道が拓ける。現状、鉄系バルクの捕捉磁場は 1 T 程度であり[3]、
大幅な特性向上が望まれる。鉄系バルクの特性向上に向けて、まずは臨界電流密度 Jc の向上が必須である。本研究では、材料の選択とバルク作製方法に着目し、鉄系バルクの作製と特性評価を行った[4]。

図 2 に、バルク表面の SEM 画像を示す。組成分析により、不純物として、FeAs の他、Ca 酸化物や KFe2As2 等が析出していることがわかった。また、粒界には細かなクラックが生じていた。これらは粒間 Jc を大きく下げる要素であり、本バルク試料の Jc が単結晶より 1 桁以上低いことの原因と考えられる。
4．まとめ
SPS 法の利用により高密度、高 Jc の CaKFe4As4 バルクが得られた。一方で、不純物析出やクラックといった Jc 特性の律速要因も明らかになった。これらの解消に向け SPS プロセスを改善することが今後の課題である。

2．実験方法鉄系バルクの材料としては CaKFe4As4[5]を用いた。我々は本物質が特有の欠陥構造を有し、優れた粒内臨界電流特性を示すことを報告し[6,7]、高い応用ポテンシャルがあると見込んでいる。CaKFe4As4 多結晶粉末は前駆体 CaAs、KAs、
Fe2As を用いて合成した。熱処理中にロスしやすい K と As を
やや過剰に、CaAs : KAs : Fe2As = 1 : 1.05 : 1 の比率で混合し、ステンレス製の反応容器に封入した。900℃で 3 時間焼成した後、試料を再粉砕・混合し、920℃で 3 時間再焼成した。
続いて、多結晶粉末を放電プラズマ焼結（Spark Plasm
Sintering (SPS)）法を用いてバルク化した。SPS 法は、簡便かつ短時間で高密度焼結体が得られるという利点がある。約 1 gの粉末を内径 10 mm のカーボン型に充填し、50 MPa を印加した状態で通電加熱した（昇温レートは約 50℃/min）。500～
600℃で焼結が始まり、700～800℃で完了した。
SPS 法により作製した CaKFe4As4 バルクについて、密度、表面 X 線回折パターン、ビッカース硬度を評価した。またバル
クを数 mm 角の小片に切出し、磁化測定により臨界温度 Tc を決め、Bean モデルを用いて Jc を評価した。また走査型電子顕微鏡（SEM）による組織観察を行った。
3．結果・考察
図 1 のインセットに作製したφ10mm の CaKFe4As4 バルク
試料の写真を示す。バルクの密度は 5.02 g/cm3 であり、CaKFe4As4 の理論密度（5.22 g/cm3）の約 96%に相当することがわかった。X 線回折パターンは、元の粉末と比較して FeAs
等の不純物の析出が見られるものの、主相は CaKFe4As4 のままであった。SPS 法の利用により、高密度かつ比較的不純物の少ない CaKFe4As4 バルクを作製することができた。
超電導特性については、バルク試料の Tc は 35 K であり、単結晶の Tc（～36 K）と同等であった。図 1 に、4.2 K, 10 K,
20 K における Jc の磁場依存性を示す。Jc の値は、4.2 K、ゼロ
磁場では 80 kA/cm2、5 T の磁場中で 18 kA/cm2 であった。これは鉄系バルクとしては高い値であるが、CaKFe4As4 単結晶の Jc から 1～2 桁低い。また単結晶の Jc は特徴的な温度依存性を示す（20 K 付近にピークを持つ）[6,7]が、本バルク試料
ではそのような振る舞いは見られなかった。これらの結果は、粒界特性が Jc を律速していることを示唆している。

Fig. 1 Magnetic field dependence of Jc for SPS bulk.

Fig. 2 SEM image of SPS bulk surface.
謝辞
本研究は JSPS 科研費（16H06439、19H02179）および日立
財団倉田奨励金の助成を受けたものである。
参考文献
1. C. Yao and Y. Ma: SuST 32 (2019) 023002
2. D. Wang, et al.: SuST 32 (2019) 04LT01
3. J. D. Weiss, et al.: SuST 28 (2015) 112001
4. S. Ishida, et al.: SuST 33 (2020) 094005
5. A. Iyo, et al.: J. Am. Chem. Soc. 138 (2016) 3410
6. S. Ishida, et al.: npj Quantum Mater. 4 (2019) 27
7. S. Pyon, et al.: Phys. Rev. B 99 (2019) 104506― 166 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-p04

バルク 作製・着磁

機械学習を活用した K ドープ Ba122 多結晶バルクの合成プロセスの検討
Optimization of synthesis processes for K-doped BaFe2As2 polycrystalline bulks
using machine learning德田 進之介，長谷川 友大, 藤井 陸太, 岡田 雄輝, 石井 秋光, 山中 晃徳（東京農工大）;嶋田 雄介（東北大）; 波多 聰（九大）; 山本 明保（東京農工大）TOKUTA Shinnosuke，HASEGAWA Yuta, FUJII Rikuta, OKADA Yuki, ISHII Akimitsu, YAMANAKA Akinori (TUAT);SHIMADA Yusuke (Tohoku Univ.); HATA Satoshi (Kyushu Univ.); YAMAMOTO Akiyasu (TUAT)
E-mail: s195941r@st.go.tuat.ac.jp

1. はじめに
鉄系超伝導体の一種である BaFe2As2（Ba122）は、Tcと Hc2 が高く、銅酸化物系超伝導体と比べて粒界特性に優れるため[1]、強力磁石用の多結晶材料としての応用が期待されており、2015 年には 1 T を捕捉する直径 1cm の K ドープ Ba122 バルク磁石[2]が報告されている。
これまで我々のグループでは、Co ドープ Ba122 多結晶
バルクの構造特性・超伝導特性に対する高エネルギー
混合の効果[3, 4]や、K ドープ Ba122 多結晶バルクの放電プラズマ焼結法による合成[5]について報告してきた。
一方、材料科学の分野において、データベースや機械学習を利用して新材料や合成条件の探索効率化などを目指す、マテリアルズ・インフォマティクスが注目されている。本研究では、K ドープ Ba122 多結晶バルクの臨界電流特性 Jc を向上させるため、機械学習手法の一つであるベイズ最適化による合成プロセスの検討を行Fig. 1 Flowchart of Bayesian optimization

った。
のデータを事前情報として用いた。事前情報を用いて獲得関数を計算し、獲得関数が最大となる合成パラメ

2．実験方法直径 10 mm、厚み約 1.3 mm の K ドープ Ba122 多結晶バルク試料は、50 MPa の一軸圧力下での放電プラータ（次の一手）を得た。講演では、これまでのベイズ最適化の進捗を報告する。

ズマ焼結により作製された。前駆体粉末として、ボール
ミル混合で作製したメカニカルアロイング Ba122 粉末（仕込組成：K40%ドープ）を使用した。ベイズ最適化では、未知関数 f(x)がガウス過程に従うと仮定して、x にお謝辞
本研究はJST-CREST、JSPS科研費、文部科学省元素戦略プロジェクトの支援を受けて行ったものである。

ける平均関数 (x)と標準偏差 (x)を計算し、獲得関数
a(x)に従って次の条件を決定しながら f(x)を同定していく。本研究では、f(x) = Jc(5 K, 3 T), x = （昇温速度, 焼結温度, 焼結時間）として、図 1 のフローチャートにした

参考文献
1. H. Hosono, et al.: Mat. Today, Vol. 21 (2013) 278
2. J. D. Weiss, et al.: Supercond. Sci. Technol., Vol. 28 (2015)
112001がって、プロセス条件の最適化を進めた。

3. S. Tokuta and A. Yamamoto: APL Mater., Vol. 7 (2019)111107

3．実験結果ベイズ最適化を始めるにあたり、昇温速度、焼結温
度、焼結時間の探索範囲を設定し、これまで作製してきた試料、および、幾つかの条件で新規に作製した試料

4. S. Tokuta, Y. Shimada and A. Yamamoto: Supercond. Sci.
Technol., Vol. 33 (2020) 094010
5. S. Tokuta, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 99(2020) p.120― 167 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-p05

バルク 作製・着磁

低温磁場配向法による c 軸配向 Bi2223 多結晶材料の作製と物性
Synthesis of c-axis oriented Bi2223 polycrystalline materials through magnetic grainalignment process at low temperature and their physical properties
岩見 壮徒 （青学大）； 武田 泰明 （理研）； 元木 貴則, 下山 淳一 （青学大）
IWAMI Taketo (Aoyama Gakuin Univ.); TAKEDA Yasuaki (RIKEN); MOTOKI Takanori,
SHIMOYAMA Jun-ichi (Aoyama Gakuin Univ.)
E-mail: c5619040@aoyama.jp
1. はじめに
これまで我々は(Bi,Pb)2Sr2Ca2Cu3Oy[Bi2223]多結晶材料における臨界電流特性の改善に向けた粒間結合強化手法を報告してきた[1]。最近は永久磁石を用いた簡便な静磁場配向法に注目しており、試料全体にわたり高度 c 軸配向組織を形成することで、厚膜試料においても高い粒間 Jc の実現を期待している。これまでに新手法として開発した低温磁場配向を中心に、0.22 T の弱磁場で作製した試料においても試料内部まで高度 c 軸配向組織の形成に成功したことを報告した[2]。前回は、高度 c 軸配向試料に対して高圧プレスを施した後に、
PO2 = 3 kPa 下、様々な焼成温度で焼結を行ったところ、800°C
以下の焼成で 20 K での粒間 Jc が 30 kA cm-2 を上回るバルクが再現性良く得られることを報告した[3]。
今回は、高圧プレス後に PO2 = 3 kPa 以外の酸素分圧下での焼成を行い、粒間 Jc の改善を試みた結果を報告する。
2. 実験方法
原料にはティーイーピー社製の高濃度 Pb 組成 Bi2223
仮焼成粉末(仕込組成 Bi1.6Pb0.45Sr2Ca2Cu3Oy)を用い、所定量のエタノールとボールミル混合を 24 時間行うことによりスラリーを調製した。磁場配向は液体窒素で凍らせたスラ
リーを、表面磁場 0.22 T のネオジム磁石上に置き徐々に温度を上げることにより行った。乾燥後の試料を 3%O2/Ar
気流中で焼成し、Ag 箔で包み一軸プレス・焼成を繰り返した。プレス圧力は 100-200 Pa、最後に~2 GPa までの高圧
プレスを段階的に行った。再焼成条件は 785°C, 24 h として、様々な酸素分圧下で行った。
試料の微細組織は SEM により観察し、超伝導特性は
SQUID 磁束計を用いプレス面に垂直に印加した磁場下での磁化測定により評価した。
3. 実験結果
Fig. 1 に作製した Bi2223 厚膜試料の磁化率の温度依存性を示す。いずれの試料も緻密化と良好な粒間結合を反映したシャープな超伝導転移を示した。Fig. 2 に作製した試料の残留磁化法により測定した Jc の温度依存性を示す。いずれの条件で作製した試料においても 20 K で 35 kA cm-2 を超えており、785°C, 24 h, PO2 = 2 kPa で焼成した試料は、Bi2223 厚
膜として最高の粒間 Jc~52 kA cm-2(20 K)を記録した。これにはPO2 = 3 kPa よりも低酸素雰囲気での焼成により、Pb 固溶量が増大、つまり異方性が低下し、粒界における超伝導特性が向上したことが寄与していると考えられる。一方、PO2 = 1 kPa 焼
成試料の粒間 Jc に大幅な改善が見られなかった。785°C、PO2= 1 kPa は部分溶融条件に近く、PO2 = 1 kPa 下での最適焼成温度はより低いことが考えられる。

講演では上記の結果に加え、各酸素分圧下で様々な温度、時間で焼結した試料の物性についても報告する。

Fig. 1 Temperature dependence of normalized ZFC
magnetization for Bi2223 thick films sintered at
785°C for 24 h under various PO2.

Fig. 2 Temperature dependence of Jc(intergrain) evaluated byremanent magnetization measurement for Bi2223
thick films sintered at 785°C for 24 h under various
PO2.
謝辞
本研究は、JST 未来社会創造事業 JPMJMI17A2 およびJSPS 科研費 17H03235 の支援を受けて実施したものである。
参考文献[1] Y. Takeda, et al., Physica C 534 (2017) 9-12.
[2] T. Iwami et al., Abstract of 10th ACASC-2nd Asian ICMCCSSJ (2020) 11.
[3] T. Iwami et al., Abstract of CSSJ Conference 99 (2020) 122.

― 168 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-p06

バルク 作製・着磁

Nb-Sn 化合物を前駆体とした Cu 添加 Nb3Sn バルク超伝導体の作製と磁束ピン止め特性
Fabrication and vortex pinning characteristics of Cu-doped Nb3Sn superconducting bulks usinga Nb-Sn compound precursor

2．実験方法
原料粉末には Nb 粉末(純度 99.9%、粒径 43µm 以下)、Sn粉末(純度 99.9％、粒径 38µm 以下)、
Cu 粉末(純度 99.9％、粒径 1µm 以下)を用いた。前駆体として NbSn2 を Nb と Sn
を 1 : 2 で秤量・混合した後真空中で 800℃×100 時間の熱処理をして作製した。その後、前駆体 NbSn2 と Nb を 1 :
5 で秤量、混合し、Cu(0.5, 1, 20 wt%)を添加し混合した
後、一軸プレスを行いφ20 ㎜のペレットとした。熱処理
は真空中で 800℃×100 時間行った。作製した Nb3Sn バル
ク体は X 線回折(XRD)によって結晶相を同定した。小片試料の磁化ヒステリシス曲線を SQUID 磁束計で測定し、臨界電流密度 Jc を拡張型 Bean モデルにより算出した。
3．実験結果Fig.1 に Cu 添加した Nb3Sn バルク体の XRD パターンを示す。すべてのバルク体で Nb3Sn 単相であることが確認された。以前報告した同じ熱処理条件の無添加バルク体では Nb と Nb6Sn5 の不純物ピークがあったのに対し、Cu 添加の場合、Nb3Sn の生成温度の低下により単一の組成になった。しかし、20 wt%Cu においてブロンズの不純物ピークが確認された。
Fig.2 に 10 K における無添加および Cu 添加した Nb3Sn
バルク体の臨界電流密度 Jc の磁場依存性を示す。Cu の添
加量の 0.5 wt%から 1 wt%への増加に従い Jc が向上する
が、20 wt％では低下した。1 wt%Cu 添加バルク体の自己磁場 Jc で 3.4×105 A/cm2 であり、以前報告した無添加バ
ルク体と比較すると約 2 倍の Jc の向上が示された。これは、Nb3Sn の生成割合の向上のためであると考える。
講演では捕捉磁場特性についても報告する予定である。

▲

Nb

20 wt%Cu

Intensity (a.u.)●321

bronzeNb6Sn5

320

●
■

222

211

200

●

1 wt%Cu

0.5 wt%Cu

■

■■

▲

■

Non-dope

■

■

■

■

30

35

40

45

50

▲

55

▲

■

60

65

70

2 (deg.)
Fig.1 XRD patterns of the Cu-doped Nb3Sn bulks
10

6
Non-dope
0.5 wt%Cu
1 wt%Cu
20 wt%Cu

Jc (A/cm2)

1．はじめに
Nb3Sn 超伝導線材は 10 T を超える超伝導マグネットに応用されている。一方、Nb3Sn テープ線材を螺旋状シリン
ダー形状としたもので 4.2 K において 2.24 T の捕捉磁場が報告されている[1]。Nb3Sn は 10 K において約 15 T の
比較的高い上部臨界磁場を持つため、10 K で動作するバルク磁石として高いポテンシャルを持っているといえる。
前回の学会において Nb-Sn 化合物を前駆体としたバルク体を作製し、10 K において 2.14 T の捕捉磁場を報告した[2]。しかしながら、結晶粒粗大化を抑制するため Nb3Snの生成温度(～930℃)以下の 800℃で熱処理したため Nb や
Nb6Sn5 といった不純物も生成し、Nb3Sn の体積分率が少なかった。これを解決するため、線材の製造方法として確立しているブロンズ法を応用することにより、Nb3Sn の分率の向上を見込んだ。ブロンズ法は、Cu を添加することにより、生成温度を 700℃以下に低下させる効果がある[3]。
従って、本研究は Nb-Sn 前駆体を使用した Cu 添加の Nb3Sn
バルク体を作製し、その磁束ピン止め特性を明らかにすることを目的とした。

210

天瀬 洸太，内藤 智之（岩手大）；菊池 章弘（NIMS）
AMASE Kota， NAITO Tomoyuki (Iwate Univ.); KIKUCHI Akihiro (NIMS)
E-mail: g0319010@iwate-u.ac.jp

10

5

10

4

10

3

T = 10 K

0

1

2

3

4

0H (T)

5

6

7

Fig.2 Magnetic field dependence of thecritical current density Jc at 10 K for thepristine and Cu-doped Nb3Sn bulks
参考文献
1. M. Rabinowitz et al.: Appl. Phys. Lett. 30, 607(1977)
2. K. Amase et al.: Abstract of CSSJ Conference,
Vol.99 (2020) 3C-p03
3. G. Lefanc et al.: J. Less Common Metals 45 (1976)
339-342― 169 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-p07

バルク 作製・着磁

MgB2 バルク磁石の FCM および PFM 法による捕捉磁場特性の最近の進展
Recent progress of the trapped ﬁeld characteristics for MgB2 bulk magnets
magnetized by FCM and PFM methods
内藤 智之，高橋 裕平，平野 達也，難波 空，藤代 博之 (岩手大)；淡路 智 (東北大)NAITO Tomoyuki, TAKAHASHI Yuhei, HIRANO Tatsuya, NAMBA Sora,
FUJISHIRO Hiroyuki (Iwate Univ.); AWAJI Satoshi (Tohoku Univ.)
Email: tnaito@iwate-u.ac.jp

はじめに

磁場中冷却着磁 (FCM) 法を適用すると 17 T 級磁場を捕捉する RE-Ba-Cu-O バルク (RE は希土類元素) [1,

4
2
0
0

して高くないが，弱結合問題が無いという最大の利点

が応用展開に有利に働く。我々は MgB2 バルク磁石の磁気共鳴装置の磁極への応用を目指して，バルクの大型化や高捕捉磁場化に取り組んでいる。今回，MgB2バルク磁石の捕捉磁場の最高値を FCM 法および PFM法の両方において更新できたので報告する。
2.

実験方法

円板状 MgB2 /TiB2 バルク (Mg : Ti = (1-x) : x, x

= 0.05, 0.1, 0.2) は熱間等方圧加圧 (HIP) 法，リング
状 MgB2 バルクは浸透法でそれぞれ作製された。FCM
実験では円板状 MgB2 /TiB2 バルクを 3 個積層したユニットを用いた。一方，PFM 実験ではリング状 MgB2
バルクの中空部分に軟鉄ヨークを挿入し，その上下面を Cu 薄板で挟んだ複合体を用いた。FCM 実験は東北
大金研強磁場センターの 18T 超伝導マグネットで行った。その際 MgB2 /TiB2 バルクユニットはガスもしくは液体ヘリウムで冷却した。PFM 実験は岩手大学で行い，GM 冷凍機で冷却したリング状 MgB2 バルク複合体に 2 段階パルス磁場印加法を適用した。
3.

実験結果および考察

Bex =6 T, Ts=11.3 K

Bex2=1.26 T (Bex1=1.32 T)
Ts=20 K

B T (HP#2)
2
Hall probe(HP) #1
HP#2
HP#3

Bex
2

2

Mg90%
Ti10%
Mg80%
Ti20%

2

Mg95%
Ti5%

200

Time (min.)BTHP

Cu plate

1

MgB2

Yoke

Thermometer

MgB /TiB(b) PFM

3

max

6

B (T)

2] に対して MgB2 バルクの捕捉磁場は最大で 5.4T である [3]。また，パルス着磁 (PFM) 法はその場着磁に不可欠な技術であるが，磁束の激しい運動によりその捕捉磁場は FCM 法より低く，RE-Ba-Cu-O(RE=Gd)
バルクは 5.2 T [4]，MgB2 バルクは 1.1 T [5] が最高値である。このように MgB2 バルク磁石の捕捉磁場は決(a) FCM

8

B (T)

1.

400

0

Bex2

0

200

400

Time (ms)Fig. 1: Time dependence of the trapped ﬁeld of (a)the MgB2 /TiB2 stacking during the FCM process
and (b) the MgB2 ring bulk composite during the
PFM process at the second stage.
が捕捉された状態に 2 発目のパルス磁場 1.26 T を印加したところ，これまでの最高値 1.1 T を超える 1.61 Tの捕捉磁場を得た。軟鉄ヨークの磁束収束の効果と Cu

薄板の渦電流によるパルス磁場波形の変化が捕捉磁場の向上をもたらしたと考えられる。
謝辞

日本製鉄 (株) 手嶋英一氏には HIP 法によるバルク作製に多大なご協力を頂きました。感謝申し上げます。
また，本研究は JSPS 科研費 JP18K04920 の助成を受けたものです。
参考文献[1] M. Tomita and M. Murakami, Nature 421 (2003)

Fig. 1(a) に MgB2 /TiB2 バルクユニットの FCM 過程を示す。初期印加磁場は 6T，着磁温度は 11.3K であった。上部 2 個 (Mg90%Ti10% および Mg80%Ti20%)のバルク間中心で捕捉磁場 5.58 T を得た。わずか
0.18 T であるがこれまでの世界記録 5.4 T [3] を更新し

517.
[2] J.H. Durrel et al., Supercond. Sci. Technol. 27

冷却したことが記録更新の一つの要因と考えている。

[5] H. Fujishiro et al., Supercond. Sci. Technol. 29(2016) 084001.

た。ガスヘリウムによって積層した複数バルクを均一

Fig. 1(b) にリング型 MgB2 バルク複合体の PFM 過程を示す。パルス磁場 1 発目 (1.32 T) により約 0.6 T(2014) 082001.
[3] G. Fuchs et al., Supercond. Sci. Technol. 26(2013) 122002.
[4] H. Fujishiro et al., Physica C 445-448 (2006) 334.

― 170 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

3C-p08

バルク 作製・着磁

Gd123 超電導線材を曲げ積層した界磁磁石の着磁特性評価
Evaluation of Magnetizing Characteristics for Bending Stacked-Magnet by Using Gd123 Tapes
岩月 峻大，都築 啓太，神戸 紀人，及川 大，塚本 武彦, 安藤 浩哉（豊田高専）
IWATSUKI Takahiro, TSUZUKI Keita, KAMBE Norihito, OIKAWA Dai, TSUKAMOTO Takehiko, ANDOH Hiroya (NITTC)
E-mail : j1901@toyota.kosen-ac.jp
1．背景
超電導材料は外部から強力な磁場をかけることで、磁束を超電導体内部で捕捉することができる。この特性を着磁と呼び、超電導状態を保持する間、強力な磁場を発生する超電導磁石を形成することが可能である。
超電導回転機の界磁極には、バルク超電導体を用いた超電導磁石が適用される[1,2]。バルク超電導体は着磁特性に優れているものの、セラミック塊であるため曲げに弱く、曲面への活用が難しいという問題点がある。そのため、ラジアルギ
ャップ型モータのロータ表面のような曲面へ沿うような形状での活用は困難である。
この課題に対して我々のグループでは、従来のバルク超電導体に置き換わるものとして、超電導線材を積層した界磁磁石についての研究を進めている。これまでの研究成果により、超電導線材の材料や幅、積層方法などを変更することで、積層型界磁磁石の捕捉磁束密度分布を制御可能であると確認した。超電導線材を積層した塊でも着磁を施すことで、バルク
超電導体と同様に超電導磁石を形成し回転機に適用可能であることが確認されている[3]。
そこで本研究では、超電導線材を曲げた状態で積層した界磁磁石モデルに対して着磁を施した際の磁場分布を計測し、従来までの結果との比較を行う。これにより、超電導線材の特性を明らかにし、界磁極としての能力を検証する。

Fig.2 に着磁試験システムの大まかなフロー図を示す。永久磁石(<0.2 T)を用いた着磁後、液体窒素内にて固定したホールセンサの下で曲げ積層モデルを回転させることで、積層モデ
ルとホールセンサ間の距離を一定にしたまま、一定間隔での捕捉磁束密度の計測を可能にした。ホールセンサと曲げ積層モデル間の Gap は 1 mm とした。

2．方法
本研究では、超電導線材を Fig.1 のように積層したモデルを作製し、着磁試験を実施する。曲げ積層モデルについては
縦 25 mm, 横 25 mm, 厚さ 5 mm とし、曲げの大きさについて
は半径 R を 5 mm 間隔で設定して作製する。積層に使用する超電導線材の性能は Table.1 に示す。着磁方法は静磁場着磁とし、液体窒素内にて着磁を行う。5 分間の着磁後、ホールセンサを用いて、曲げ積層モデルの捕捉磁束密度分布を計測する。この結果を比較し、曲げた状態の超電導線材の捕捉
磁束密度およびその分布について検証する。

Fig.2 Measurement Flow

Fig.1 Bending Stacked-Magnet model

Table.1 Specs of HTS TapeSuperconducting Material
GdBCO
Distributer
SuperOX
Thickness [mm]0.05
Width [mm]12
Critical Current Ic [A] (77 K)
300

3．成果と考察
当日は、曲げ積層モデルと昨年度の積層モデルの捕捉磁束密度分布の比較と曲げ半径を変更した場合における捕捉
磁束密度分布の比較について報告する。
今後は本研究にて得られた成果より、ラジアルギャップ型モータにおけるロータ界磁磁石への活用が期待できる。また、外部からの着磁によって、曲げた状態の界磁磁石の形成が可能となることは、適用範囲を広げられる可能性がある。今後
は磁石の大型化やさらなる形状変更の影響を検証し、様々な応用機器への活用を視野に入れる予定である。
参考文献
1. Zhen Huang and T.A.Coombs: “Pulsed field magnetization
strategies and the field poles composition in a bulk-type
superconducting motor”, Phisica C: Superconductivity andits Applications, Vol 534 (2017) pp.73-81
2. John R. Hull and Michael Strasik: “Concepts for using
trapped-flux HTS in motors and generators”, Phisica C:
Superconductivity and its Applications, Vol 484 (2013)
pp.104-107
3. Fernando Jorge Monteiro Dias, et Al., “Development of aSuperconducting Machine With Stacks of Second
Generation HTS Tapes”, IEEE Transactions on Applied
Superconductivity, Vol 29, Issue 5 (2019)― 171 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

著者索引

第 100 回低温工学・超電導学会

2020 / 12 京都大学
（太字の頁番号は講演 / ポスター発表 ）※ 所属は講演申し込み時のものです。

A

E

阿部 徹

（東北大）

6, 8

江口 諒

（三菱電機） 91, 92

安部 勇汰

（東工大）

106

栄元 雄山

（埼玉大）

36

AHMAD Doa

（東大）

122

永崎 洋

（産総研）

166

赤坂 友幸

（九工大）

159

遠藤 夏実

（東北大）

141

江藤 大登

（福岡工大） 61

天瀬 洸太

（岩手大）

169

雨宮 尚之

（京大）

12, 19, 74, 113, 114

安藤 真次（量研機構） 25

安藤 浩哉（豊田高専） 2, 171

淵野 修一郎

（東大）

青木 裕治

（昭和電線） 119

藤井 陸太（東京農工大）165, 167

荒井 孝介

（青学大）

145

藤澤 玲志

（福井工大） 22

荒木 快生

（東工大）

105

藤代 博之

（岩手大）

有本 靖

（KEK）

71, 76

藤田 真司（フジクラ） 6, 7, 8, 15, 16, 72, 73, 71

有吉 誠一郎（豊橋技科大）40

藤田 貴紀

（山梨大）

浅田 峻汰

（横浜国大） 42

藤原 英弘（三菱重工） 24

浅見 大亮（古河電工） 88

福田 響

（岡山大）

89

浅野 稔久

（NIMS）

163

福田 光宏

（阪大）

33, 125

旦尾 一樹

（東北大）

93

福原 大貴

（福岡工大） 62

阿竹 洋輔

（東北大）

161

福井 良磨

（量研機構） 29, 30

淡路 智

（東北大）

6, 7, 8, 18, 64, 88, 100,

福本 祥一

（山本電機製作所）48

101, 150, 156, 160, 170

福島 弘之（古河電工） 88

AYALA Christopher（横浜国大）39

F
112

170
41

船木 一幸

（JAXA）

船越 湧（鹿児島大） 111

1

B
馬場 智澄

（NIFS）H

31

BADEL Arnaud （東北大）

6, 8

裵 相哲

（サンデン AT）105, 106

伴野 信哉（NIMS）

85, 87, 163

BAPTISTA de CASTRO Pedro （NIMS）103, 104, 109
C

萩原 政幸

（阪大）

17, 49濱田 一弥（量研機構） 29, 30

濱田 衞（JASTEC）

96, 97, 117

濱口 真司（NIFS）

3, 31, 32, 52, 124

濵中 麻衣

（早大）

129, 130, 132

花井 哲（東芝エネルギーシステムズ）6

陳 妙鑫

（京大）

19

原 真太郎

（京大）

3, 51

力石 浩孝

（NIFS）

124

原田 工夢

（成蹊大）

99

筑本 知子

（中部大）

31, 142

泊瀬川 晋

（東北大）

14

79, 80, 82, 83

長谷川 友大（東京農工大）165, 167

橋爪 秀利

（東北大）

蓮尾 信也

（SuperOX Japan）155

COLLE Alexandre（京大）
D

14, 32, 139, 161

大保 雅載（フジクラ） 6, 7, 8

波多 聰

（九大）

土井 俊哉

（京大）

20

服部 泰佑

（三菱電機） 91, 92, 94

土井 裕太郎（九大）

156

早坂 遼一路

（東北大）

林 幹二

（豊橋技科大）40― 172 ―

第100回

167
161

2020年度秋季低温工学・超電導学会

日比野 拓（名大）148, 149

岩本 晃史（NIFS）

3, 31

東川 甲平

（九大）

58, 59, 162

岩佐 太陽

（神戸大）

47

肥村 康治

（東海大）

86

岩佐 崇

（東工大）

67

平野 直樹

（NIFS）

31, 32, 70, 108, 135

岩崎 秀

（北大）

103

平野 達也

（岩手大）

170

岩田 遥介

（東大）

112

平田 渉

（フジクラ） 7

岩田 暢祐

（中部大）

140

平塚 善勝

（住重）

岩谷 祐

（東芝）

135

平山 斉

（鹿児島大） 111

岩月 峻大（豊田高専） 2, 171

飛沢 健（豊橋技科大）40

伊豫 彰

（産総研）

166

堀越 篤

（日立）

和泉 充

（海洋大）

77

細谷 岳哉

（横浜国大） 43

和泉 輝郎

（産総研）

59, 121, 147, 155

107

75

HOU Zhefeng （中国科学院）103
黄河K（中国科学院）100
I

柁川 一弘

（山口東京理科大） 6

梶谷 秀樹（量研機構） 24, 25, 26

衣斐 顕

（産総研）

59, 147

神戸 紀人（豊田高専） 2, 171

一野 祐亮

（愛工大）

55, 63, 64, 128, 148

神谷 良久（イムラ材研）166

一瀬 中

（電中研）

15, 16, 71, 90

金尾 憲一

（住重）

77

107

井田 徹哉

（海洋大）

神田 昌枝

（中部大）

110, 140

井口 将秀（量研機構） 25, 26, 27

金子 賢治

（九大）

156

飯島 康裕

（フジクラ） 6, 7, 8

金丸 凌大

（鹿児島大） 121

飯嶋 安男（NIMS）

90, 89

假屋 強

（筑波大）

池田 博

（KEK）

75, 76

柏 好敏（量研機構） 29

池本 由希子（KEK）75, 76

片山 伸彦

（東大）

122

今川 信作

（NIFS）

3加藤 丈晴（JFCC）

147, 161, 163

今村 寿郎

（日立）

53

川畑 秋馬

（鹿児島大） 111

稲谷 芳史（JAXA）

51

川畑 唯一

（九工大）

井上 和朗

（NIMS）

115, 116

川越 明史（鹿児島大） 31, 121

井上 昌睦（福岡工大） 60, 61, 62

川井 正徳

（KEK）

71

井上 良太

（岡山大）

5, 10, 56, 57, 89, 136

川合 修平

（中部大）

140

井上 靖也

（京大）

20

川又 弘志

（KEK）

75, 76

井上 達也（三菱電機） 91, 92

河村 浩一（中部電力ミライズ）135

井上 雄太

（岡山大）

5

川並 良造

（川並鉄工） 31

井岡 茂（東芝エネルギーシステムズ）6

河野 勝己（量研機構） 29, 30

122

53

66

石田 裕亮

（東大）

河野 雅俊

（明興双葉） 90

石井 秋光（東京農工大）167

川崎 理香子

（京大）

石井 祐介

（東芝）

135

川島 健司

（イムラ材研）166

石山 敦士

（早大）

33, 125, 129, 130, 131,

川山 巌

（京大）

20

132, 134

木田 孝則

（阪大）

17

木戸 修一

（日立）

53

3

石原 篤

（鉄道総研） 159

板橋 幸也

（東北大）

95

木戸 勇志

（京大）

94

伊藤 悟

（東北大）

14, 32, 139, 161

菊池 章弘（NIMS）

15, 16, 71, 89, 90, 169

伊藤 佳孝（イムラ材研）78, 80

金 錫範

（岡山大）

4, 5, 9, 10, 57, 89, 90, 125,

岩熊 成卓

（九大）

121

岩見 壮徒

（青学大）

97, 117, 152, 168

木村 基良（明興双葉） 90

岩見 佳紀

（京大）

51

木村 誠宏

（KEK）

136, 56― 173 ―

第100回

75
2020年度秋季低温工学・超電導学会

木村 諒

（岡山大）

89

松竹 優一

（上智大）

97, 117

金道 浩一

（東大）

17

松浦 潤

（京大）

80, 84

木須 隆暢

（九大）

58, 59, 162

松山 友樹（大阪府大） 49

北口 仁（NIMS）

90, 96, 115, 116, 157, 158

松坂 陣

（名大）

64

北村 真由

（早大）

129, 130, 132

松田 竜之介

（神戸大）

47

木内 勝

（九工大）

99, 119, 148, 149

馬渡 康徳

（産総研）

34, 66, 166

小林 大地

（東北大）

150

三上 光瑠

（豊橋技科大）40

小林 弘明（JAXA）

3, 51

三村 僚太郎

（東大）

120

小林 大剛

（岡山大）

56, 57

南 龍太郎

（筑波大）

53

小林 賢介

（NIMS）

115, 116, 158

美齊津 英典

（東北大）

18

児玉 一宗

（日立）

143

三島 史人

（福井工大） 21, 22

古閑 康則

（日立）

53

三戸 利行

（NIFS）

小池 亘

（青学大）

144, 145

三浦 英明（三菱電機） 91, 92, 93, 94, 95

小泉 徳潔（量研機構） 23, 24, 25, 26, 27

三浦 正志

（成蹊大）

99, 146, 147

小島 寛航

（東海大）

153, 154

三浦 峻

（九大）

121

久保 毅幸

（KEK）

68

宮城 大輔

（千葉大）

141

熊倉 浩明

（NIMS）

48, 157

三宅 雄大

（岡山大）

125

久野 和雄

（三菱電機） 24

宮本 康平

（岡山大）

56, 57

黒木 篤也

（九工大）

31, 32, 70

宮本 祐

（早大）

131

宮田 健司

（成蹊大）

147

L

宮﨑 寛史

（東芝エネルギーシステムズ）6

LEE Sergey（SuperOX Japan）155, 156

宮澤 順一（NIFS）

李陽

（京大）

113

水野 克俊

（鉄道総研） 11, 13

羅 珺怡

（東北大）

100, 101

森田 太郎

（上智大）

羅 煕捷

（京大）

12

森田 友輔

（三菱電機） 91, 92

森脇 怜也（福岡工大） 62

元木 貴則

（青学大）

149

M
马 衍伟

（中国科学院）58, 100, 101

町 敬人

（産総研）

前田 秀明

15, 59, 71, 155

32, 6585, 8797, 117, 144, 145, 151,
152, 164, 168

向山 晋一（古河電工） 119（科学技術振興機構）96, 133, 163

村上 陽之（量研機構） 29

前川 一真

（神戸大）

47, 48, 69

村上 将吾

（早大）

134

丸山 真輝

（東北大）

1

村本 周平

（京大）

20

増田 孝人

（住友電工） 119

MUSSO Andrea（CERN）

75

増山 新二

（大島商船高専）45, 46

武藤 翔吾（フジクラ） 6, 7, 72, 73

明連 広昭

（埼玉大）

71

36

増澤 美佳

（KEK）

松田 哲也

（三菱電機） 91, 92, 94

松井 邦浩（量研機構） 24, 25, 26

松木 健次郎（京大）

79, 80, 82

永廣 衛

（神戸大）

47

松本 明善

（NIMS）

143, 156, 157

永井 せつら（東工大）

70, 108

松本 一昭（栃木カネカ）110

永石 竜起（住友電工） 96

松本 凌（NIMS）

115, 116

永松 純（由紀精密） 90

松村 知岳

（東大）

122

長崎 陽

（東北大）

95, 1, 93, 141, 3

松永 信之介（総研大）32, 65

永澤 諒紀

（東海大）

86

松野 哲也

（有明高専） 66

長屋 重夫（中部電力） 33, 125, 135

松下 直也

（京大）

138

内藤 敬介

（岡山大）

4, 9, 10

松下 照男

（九工大）

99, 119

内藤 智之

（岩手大）

169, 170

N― 174 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

中川 豪（大阪府大） 49

荻野 拓

（産総研）

166

中平 昌隆

（量研機構） 24, 25, 26, 27

荻津 透

（KEK）

12, 75中井 昭暢

（日本電線工業会）102, 119

小黒 英俊

（東海大）

86, 88, 153, 154, 160, 102

中井 優亨

（青学大）

97, 117

大木 康太郎（住友電工） 96

仲井 悠貴

（岡山大）

125

大倉 大佑

（SuperOX Japan）155

中島 健介

（山形大）

40

大崎 博之

（東大）

54, 112, 120, 122

中本 美緒（量研機構） 24, 26, 28

大嶋 重利

（山形大）

98

中本 建志

（KEK）

太田 順也

（成蹊大）

146

中村 美幸

（SuperOX Japan） 155

大内 徳人

（KEK）

71, 90中村 亘（中部電力ミライズ）135

及川 大（豊田高専） 2, 171

中村 武恒

（京大）

78, 79, 80, 81, 82, 83, 84,

大石 竣介（鹿児島大） 121

90, 94

岡 徹雄（芝浦工大） 123

75, 76

中村 祐介

（名大）

63

岡田 尚起

（KEK）

75, 76中島 隆芳（住友電工） 151

岡田 達典

（東北大）

6, 7, 8, 18, 64, 100, 101,

中山 郁夢

（神戸大）

47

難波 空

（岩手大）

170

岡田 雄輝

（東京農工大）167

七戸 希（岡山理科大）118

岡村 崇弘

（KEK）

52

楢崎 勝弘

（住重）

岡村 哲至

（東工大）

67, 70, 105, 106, 108

150, 156

107

鳴海 康雄

（阪大）

17, 49

岡崎 陽大

（東工大）

70

成尾 芳博

（JAXA）

51

桶田 将弘

（山梨大）

137

成瀬 雅人

（埼玉大）

36

沖津 茂樹

（日立）

53

成嶋 吉朗

（NIFS）

32, 65

奥野 誠也

（京大）

78, 79, 81

夏目 恭平（量研機構） 29, 30

大牟礼 将人

（早大）

131

根本 羽衣

（早大）

129, 130

大西 祥広（量研機構） 30

二森 茂樹（NIMS）

90

鬼塚 雄大

（九大）

59

西島 元

（NIMS）

14, 90, 96, 115, 116, 119,小野寺 優太（NIFS）

31, 32, 70

143, 158

尾上 雄海

（東大）

122

西嶋 茂宏

（福井工大） 21, 22

長村 光造（応用科学研）102

西川 大亮

（岡山大）

56, 57

大澤 慶博

（岡山大）

5

西山 花名子

（東北大）

93

大嶋 重利

（山形大）

41

野田 礼華

（横浜国大） 37

太田 圭佑

（京大）

20

野口 正純

（東工大）

108

太田 真揮人（福岡工大） 62

野口 悟（大阪府大） 49

小田部 荘司

（九工大）

野口 聡

（北大）

大竹 俊輔

（三菱電機） 91, 92

大坪 正人（由紀精密） 90

野元 一宏（三菱電機） 24

大辻 槙

（東大）

31, 70野村 直希（福井工大） 21, 22

大塚 清見

（住重）

107

野中 聡

（JAXA）

51

大内 徳人

（KEK）

76

沼澤 健則

（NIMS）

46, 104, 109

小澤 優一朗（東海大）

153, 154

布川 航太

（青学大）

164

33, 56, 125, 129, 130,132, 134

66, 159POPETRYKIN Valery（SuperOx Japan）156

尾花 哲浩（NIFS）

32, 118, 124

小田 翔平

（山形大）

67

小笠 卓郎

（京大）

80, 84

緒方 隆充

（早大）

33

朴 任中

（理研）

96, 97, 117
Q

銭 可楨― 175 ―

（東大）
第100回

54
2020年度秋季低温工学・超電導学会

S
齊藤 敦

（山形大）

67

鈴木 賢次

（九大）

162

鈴木 研人

（KEK）

75, 76

斉藤 一功（JASTEC）

96, 97, 117

鈴木 孝明

（日立）

143

齋藤 優大

（成蹊大）

146

鈴木 匠

（東北大）

88, 100, 101

齋藤 明子（NIMS）

109

齋藤 嘉人（NIMS）

35

坂口 香織

（東芝）

24

酒井 秀哉

T
田口 春華

（東工大）

67

（福岡工大） 60, 61

田橋 正浩

（中部大）

148, 149

坂本 瑞樹

（筑波大）

53

田井野 徹

（埼玉大）

36

作間 啓太

（成蹊大）

146

高田 卓

（NIFS）

31, 52

櫻井 武尊（量研機構） 27, 126

高田 芳宏（山本電機製作所）48

桜井 雄基

（東大）

122

高橋 大地

（横浜国大） 38

笹田 廉陛

（青学大）

164

高橋 佳佑

（上智大）

133

佐々木 哲史

（東北大）

95

高橋 洸

（成蹊大）

147

佐々木 優一（福井工大） 22

髙橋 弘紀

（東北大）

6, 7

篠倉 大輝

（福岡工大） 61

高橋 誠

（中部大）

148, 149

佐藤 海斗

（青学大）

151, 152

高橋 雅人

（理研）

67

佐藤 更

（神戸大）

69

高橋 良和

（量研機構） 24

162

佐藤 茂

（ULTEX）

高橋 裕平

（岩手大）

佐藤 伸治

（三菱電機） 91, 92

高橋 和彦（トヨタ自動車）47

佐藤 航

（名大）

63

高畑 一也

（NIFS）

佐藤 幸生

（九大）

156

高野 克敏

（量研機構） 25, 27

関 秀一（量研機構） 29

高野 義彦（NIMS）

関光 正輝（大島商船高専）45, 46

關谷 尚人

（山梨大）

170
31, 32, 50
35, 103, 104, 109, 115,
116

41, 137

高尾 智明

（上智大）

133

SHAANIKA Erasmus（海洋大）77

高安 眞

（MIT）

124

SHEN Tengming（LBNL）

12

武田 実

（神戸大）

47, 48, 69

渋谷 直哉（NIMS）

115, 116

武田 泰明

（理研）

96, 97, 117, 158, 168

重政 茉於

（京大）

19

武井 慎治

（海洋大）

77

石田 茂之

（産総研）

166

竹塚 幸輝

（大島商船高専）45, 46

嶋田 雄介

（東北大）

167

竹内 正基

（RIMTEC）

下山 淳一

（青学大）

96, 97, 117, 144, 145,

竹内 尚輝

（横浜国大） 38

151, 152, 158, 164, 168

武輪 裕之

（東海大）

160

3, 51, 138

竹屋 浩幸（NIMS）

103, 104, 109, 115, 116

塩津 正博

（京大）

11

白井 航大

（早大）

33

瀧川 博幸

（NIMS）

90, 157

白井 康之

（京大）

3, 51, 138

田村 仁（NIFS）

32

SHISHKIN Oleg（ハリコフ大）142

田邉 肇（三菱電機） 91, 92

荘林 純一（山本電機製作所）48

田中 秀樹

（日立）

曾我部 友輔（京大）

19, 74, 113, 114

田中 良二（JEOL RESONANCE）41

須藤 将太朗（青学大）

144, 145

田中 智之（横浜国大） 39

末富 佑

（千葉大）

96, 97, 117, 133

田中 祥貴（福岡工大） 60, 61

多和田 正文

（KEK）

71

寺井 誠

（埼玉大）

36

SUGALI Pavan Kumar Naik（産総研）166
75, 76143

菅野 未知央

（KEK）

杉本 昌弘

（古河電工） 88

寺西 亮

（九大）

60, 62, 156

諏訪 友音（量研機構） 24, 26

寺尾 悠

（東大）

54, 112, 120, 122

鈴木 秀雄（横浜国大） 38

寺島 昭男

（KEK）

16, 71, 72, 75― 176 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

19

寺嶋 健成

（NIMS）

103, 104, 109

王寧

寺﨑 義朗

（NIFS）

32, 124

WANG Xiaorong（LBNL）

寺澤 俊久（イムラ材研）78, 80

15, 16, 71, 72, 73

（京大）

12

王 旭東

（KEK）

TODESCO Ezio （CERN）

75

渡部 智則

（中部電力） 33, 125, 135

徳永 佳祐

（岡山大）

4, 9, 10

魏 亮亮

（京大）

德田 進之介（東京農工大）165, 167

WEISS Jeremy

富久 琢磨

（青学大）

164

（Advanced Conductor Technologies LLC）12

富岡 和貴

（東北大）

141

呉 澤宇

富田 優

（鉄道総研） 159

殿岡 俊（三菱電機） 91, 92

豊島 克幸（JEOL RESONANCE）41

豊本 竜希

（京大）

94

162, 58, 59

（九大）
X

徐 中堂

（中国科学院）58

113
Y

TRITRAKARN Techit（東工大）67
坪内 宏和（古河電工） 88

谷貝 剛

（上智大）

3, 85, 87, 97, 117

土田 稜（大阪府大） 49

山田 寛之

（名大）

55, 128

土谷 悦子（NIMS）

90

山田 和彦

（高知大）

67

土屋 豪

（成蹊大）

99

山田 喬平

（上智大）

16

土屋 勝彦

（量研機構） 29

山田 祥子

（京大）

94

土屋 清澄

（KEK）

15, 16, 71, 72, 73, 90

山田 雄一（住友電工） 102（住友電工） 151

土屋 光揮（フジクラ） 7, 8, 72, 73

山出 哲

土屋 佳則

（産総研）

166

山口 康太

（海洋大）

77

土屋 雄司

（名大）

17, 55, 63, 64, 128, 148,

山口 作太郎（中部大）

110, 140, 142

149

山口 高史

（住友電工） 96

1, 3, 93, 95, 136, 141

山本 明保（東京農工大）165, 167

津田 理

（東北大）

塚本 武彦

（豊田高専） 2, 171

山本 貴史（NIMS）

恒松 正二

（住重）

107

山本 博和

（山本電機製作所）48

津吉 杏佳

（早大）

129, 130, 132

山本 優（明興双葉） 90

都築 啓太（豊田高専） 2, 171

山中 晃徳（東京農工大）167

山梨 裕希（横浜国大） 38, 42, 43, 44

山岡 広

（KEK）

71

U

103, 104, 109

内田 公（NIMS）

115, 116, 158

山崎 俊夫

（理研）

96

植田 浩史

（岡山大）

4, 5, 9, 10, 33, 56, 57, 89,

閻洪

（九工大）

66

96, 125, 134, 136

柳 長門（NIFS）

31, 32, 124

柳澤 吉紀

（理研）

96, 97, 117, 133

上田 聡美

（早大）

134

植木 竜一

（KEK）

71, 76

柳井 創太

（京大）

138

（九大）

162

梅野 高裕

（大陽日酸） 121

楊 明旭

宇野 康弘

（量研機構） 24, 25

姚超（中国科学院）101

薄井 勝富（量研機構） 29

安谷 葵（鉄道総研） 159

山梨 裕希（横浜国大） 37

横江 大作（JFCC）

147, 161

VAN DER LAAN Danko

横山 大貴

（九大）

6

（Advanced Conductor Technologies LLC）12

横山 和哉

（足利大）

123

米塚 里奈

（九工大）

66

吉田 大佐

（上智大）

133

V

W
和田 洋明

（横浜国大） 44

吉田 良行

（産総研）

166

若林 洸希

（京大）

吉田 隆

（名大）

17, 55, 63, 64, 128, 148,

74, 114― 177 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

Z

149
吉原 優花

（早大）

129, 130, 132张 现平（中国科学院）100

吉川 雅章（イムラ材研）78, 80

趙 一帆

（京大）

12

吉川 信行

（横浜国大） 37, 38, 39, 42, 43, 44

鍾 宇軒

（九工大）

159

吉澤 一美

（量研機構） 24

宗 占国

（KEK）

71

吉澤 裕一

（東芝）

24

結城 光平

（東北大）

139, 161― 178 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

所属別貢献論文数の推移

所属別発表件数の推移
京大
東北大
NIMS
NIFS
量研機構
岡山大
KEK
横浜国大
青学大
早大
名大
東大
東海大
九大
東工大
九工大
中部大
上智大
福岡工大
産総研
成蹊大
岩手大
神戸大
福井工大
東京農工大
鹿児島大
鉄道総研
フジクラ
三菱電機
大島商船高専
日立
理研
埼玉大
応用科学研
足利大
住重
古河電工
山形大
宇都宮大
東芝
阪大
北大
近畿大
同済大
島根大
日本製鉄
芝浦工大
室工大
大陽日酸
前川
総研大
明治大
住友電工
神戸製鋼
新潟大
原子力機構
金沢大
明星大
千葉大

NIMS
東北大
京大
岡山大
NIFS
KEK
青学大
九大
量研機構
産総研
北大
フジクラ
上智大
名大
早大
理研
横浜国大
東大
東海大
九工大
中部大
三菱電機
東工大
千葉大
阪大
住友電工
神戸大
電中研
東芝
鹿児島大
鉄道総研
中部電力
JAXA
JFCC
成蹊大
JASTEC
日立
イムラ材研
福井工大
岩手大
東京農工大
総研大
芝浦工大
足利大
住重
古河電工
大陽日酸
応用科学研
筑波大
宇都宮大
前川
新潟大
ミラプロ
岩谷産業
放医研
明治大
東京電力
原子力機構
SRL
富士電機

2015春
2015秋
2016春
2017春
2017秋
2018春
2018秋
2019春
2020春

2020秋

0

20

40

60
80
発表論文数

100

120

140

2015春
2015秋
2016春
2017春
2017秋
2018春
2018秋
2019春
2020春

2020秋

0

50

100

150

200

250

貢献論文数

― 179 ―

第100回

2020年度秋季低温工学・超電導学会

複

写

を

さ

れ

る

方

に

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一般社団法人 学術著作権協会
TEL 03-3475-5618〒 107 - 0052 東京都港区赤坂 9 - 6 - 41 乃木坂ビル

FAX 03-3475-5619 E-mail: info@jaacc.jp

著作物の転載・翻訳のような，複写以外の許諾は，直接本学会へご連絡下さい。

本誌に掲載された講演概要の著作権は低温工学・超電導学会が所有しています。
発行／公益社団法人

低温工学・超電導学会〒 113 - 0033 東京都文京区本郷 6 - 12 - 8 パレドール本郷 302 号

第 100 回 2020 年度春季
低温工学・超電導学会講演概要集
2020 年 12 月 8 日

発行

電話 03 - 3818 - 4539

FAX 03 - 3818 - 4573

E-mail: cssj@csj.or.jp URL: http://csj.or.jp/
銀行口座 みずほ銀行 本郷支店
普通 1012705 公益社団法人 低温工学・超電導学会
郵便振替口座 00140 - 8 - 192430 公益社団法人 低温工学・超電導学会
印刷／松枝印刷株式会社〒 303 - 0034 茨城県常総市水海道天満町 2438 番地

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蒸発量大幅削減 !

従来品と比べ、液化窒素の蒸発量を 40%〜60% 削減（当社比）することが出来ました。また、軽量化も実現しました。
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外側は金属絞りのアルミニュームを使用し、ステンレス製の内槽とは異種
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で接合していることから、 軽量・小型で強度もあり取扱いが容易です。
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クライオジェット
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※高低差が1.5mくらいまでならご使用いただけます。
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スーパーインシュレーションと真空断熱の併用で、高い断熱性能を実現しています。

シーベル

シーベル

20

●非磁性
磁場環境でもご使用いただけます。

シーベル

50

シーベル

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5

内深

空重量

26

内：1.9／外：2.3

47

3.4

39

内：1.9／外：2.3

60

8.0

高さ

外径

5

51

L

10

10

30

30

シーベル100S

口径

容量

cm
56

20

64

50

94

100

cm
33

69

46

112*

61

46

cm（約）

cm

内：1.9／外：2.3

53

内：2.3／外：3.0
内：2.8／外：3.0
内：2.8／外：3.0

%/day

4.8

2.1

59

15.8

83

68

83

蒸発量

kg

21.0

台車

4.0

別売

1.2

別売

別売

1.5

付属

1.1

付属

0.6

固定式

セルファー
SELFER

外部から加圧することなく、
簡単なバルブ操作で液の取出しができます。
特徴●液取出しは簡単なバルブ操作のみ●液取出用フレキシブルホースが付属されています。

●ストッパー付きキャスターが本体に組み込まれており、安全・容易に移動できます。

●SP-120型、
SP-250型には、フロート液面計が付属されています。

鉄製
（左）
、
ステンレス製（右）●SP-120型、SP-250型は、液面計をはずし、仕切栓（仕切プラグ）に変えて使用可能です。

●SP-50型には、オプションにてフロート液面計を取り付けられます。
※ストッパー付キャスター付属ステンレス製の型番はSP-50S型、SP-120S型、SP-250S型になります。
標準付属品:液取出用フレキシブルホース、
スパナ、
取扱説明書

内

充

容

填

積（L）

量（L）

SP-50型

SP-120型

42

100

50

120

SP-250型
250
210

標準使用圧力
（MPa）

0.05

0.05

0.05

外

径（mm）

455

505

656

量（kg）

46

最高充填圧力
（MPa）
高

空

重

さ（mm）

LN2充填時重量（kg）

0.3

840

1.350

1.525

80

157

303

3.0

1.7

LN2蒸発損失 （L /day）（%/day）

1.5

フレキシブルホース

1,200

液供給量（L/min）

0.3

0.3

10

76

2.1
10

1,200

〒350-0833 埼玉県川越市芳野台 2-8-52 Tel.049-225-7555
ホームページ http://www.jecctorisha.co.jp

133
2.5
1.0
10

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ヘリウム液化装置
Helium LiquefierMgB2 超電導線・超伝導コイル
米国Hyper Tech社は、アプリケ－ションや研究用途に合わせ様々なMgB2線をご提供いたします。
またMgB2 マルチフィラメント線を使用したソレノイドコイルを設計及び製作も可能です。NbTi、Nb3Sn、MgB2、BSCCO、（RE）BCO超電導体を用いた伝導冷却超電導コイルもご提供できます。

DC & AC MgB2 wireHigh Jc Nb3Sn wire

MgB2 rotor coil for 2 MW high speed, 15000 rpm motor

スタ－リング式冷凍機
SUNPOWERはGe検出器・IR検出器・電波望遠鏡・人工衛星・国際宇宙
ステーション・レーザーダイオード冷却等の最先端研究分野で活躍しています。
米国 SUNPOWER 社は、フリーピストン スターリング技術の世界的リーダーです。 信頼性の高い効率的なスターリングエンジン及び冷凍機を製造しています。サンパワーのエンジニアリングサービスは、フリー
ピストンスターリングエンジンの試作品の設計、開発及び、製造まで対応します。CryoTel ®冷凍機は優れた性能、製造精度、品質を持ってい
ます。
一体型

分離型
DS Mini

MT

CT

GT

Nominal Lift @77K

1.8W

5W

11W

16W

Nominal Cooler
input power

45W

80W

160W

240W

重量

1.2Kg

2.1kg

最低到達温度
平均故障時間（時間）

日本代理店

3.1kg
40K

120,000(goal)

200,000

URL http://www.nikiglass.co.jp

仁木工芸株株式会社
東京支社 〒140-0011 東京都品川区東大井5-26-22
大阪営業所 〒592-0002 大阪市高石市羽衣5-16-8

TEL : 03-4218-4700

FAX : 03-4212-3423

TEL : 072-242-7611

FAX : 072-242-7622

6Tesla 無冷媒超電導マグネット式 振動試料型磁⼒計

Vibrating Sample Magnetometer with 6Tesla Cryogen-free Superconducting Magnet

ネオジム磁石 5mmcube 測定例✔⾦属系超電導線（NbTi）の超電導マグネットですが、冷却系統の工夫により磁界の高速な掃引が可能となりました。Hmax5 テスラのヒステリシスループ測定において、最大 φ10mm×21mmL のネオジム磁石を、最速 1 ループ 8 分（0T→5T 80 秒）で測定することができます。また、1 ループ 15 分（0T→5T 2.5 分）の測定で、例えば 2mmCube のネオジム磁石の正確な飽和磁気モーメント、残留磁気モーメント、保磁⼒の算出を⾏います。

6T ソレノイドコイル型
超電導マグネット※最速 0T→5T 80 秒で掃引可能✔超電導マグネットが測定機用として磁界の均一性が高くなるように設計されているため、
φ10mm×21mmL ネオジム磁石のような大きなサンプルも正確に測定できます。
✔高感度検出コイルと、強⼒かつ振幅可変の加振器との組み合わせで、6T の高磁場でサンプ
ルを磁気的に完全に飽和させつつ、微小な磁気モーメントから 1000emu を超える磁気モーメントまで、これ 1 台で広範囲にわたって精度よく測定することが可能です。
✔冷凍機冷却型の超電導マグネットですので、取扱いは極めて簡単です。スイッチを入れるだけで冷却を開始し、一定時間経過超電導コイルは約 4K まで冷却されます。

玉川製作所の無冷媒超電導マグネットシリーズ

TAMAKAWA Superconducting Magnets
10T Nb3Sn ソレノイドコイル

H590mm

5T ソレノイドコイル

300mmφW280mm

D200mm

5T ソレノイドコイル

7T ヘルムホルツコイル

超電導マグネット製作実績
コイルタイプ最大磁界5T

ソレノイドコイル

ヘルムホルツコイル

室温ボア径50.8mm200mm■当社の無冷媒超電導マグネットは設計から製作まですべて⾃社で⾏っていますので、ご希望に応じた磁場強度・ボア径や、各種装置との組み合
わせなどの対応が短納期で可能です。お気軽にご相談ください。

300mm
6T

50.8mm
70mm

7.5T

70mm

10T

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50mm

7T

50mm

■⾃社製ですのでアフターメンテも万全です。

〒982-0014

宮城県仙台市太白区大野田三丁目 10-19

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幅広い温度領域に応じて様々な種類の冷凍機の中からお選びいただけます

4KGM
冷凍機

HE05

UHE10

UHE15
全自動無冷媒
希釈冷凍機

極低温冷凍機

77K
20K

液体窒素ジェネレーター

10K

4K

<10mK

クライオポンプ

冷凍機を応用したクライオポンプ及び低温機器製品の設計・製造・販売・サービスまで一貫体制で提供します
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本社・工場 神奈川県茅ケ崎市矢畑1222-1
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DI-BSCCO

Type H

Type G

Type HT-SS

High current
density wire

Low thermal
conductivity wire

Average Width
Average Thickness
Tensile Strength *77K, 95% Ic retention

Double Bending Diameter *RT, 95% Ic retention

MagnetPower cable
Copper alloy(0.05mmt)
4.5+/0.1mm
0.35+/0.02mm

High fieldmagnetNickel alloy(0.03mmt)
4.5+/0.2mm
0.31+/0.03mm－－

4.2+/0.2mm
0.23+/0.01mm

4.2+/0.2mm
0.23+/0.01mm

Stainless steel(0.02mmt)
4.5+/0.1mm
0.29+/0.02mm

130 MPa *130 MPa *270 MPa *250 MPa *400 MPa *80mm *

80mm *

60mm *

60mm *

40mm *

Reinforcement tapeThickness

Type HT-NXHigh mechanical strength wirewith different reinforcement material

Current Lead

Typical Application

Type HT-CA

Critical Current, Ic

170A, 180A, 190A, 200A

77K, Self Field* Typical value

Cross Section images of DI-BSCCO wires
Type H, Type G

cross sectional images of DI-BSCCO Type H

Type HT-SS, HT-CA
cross sectional images of DI-BSCCO Type HT-SS

Type HT-NX
cross sectional images of DI-BSCCO Type HT-NX

e-mail : superconductor@sumitomo.com

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低温工学・超電導学会 発行誌
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省エネの決め手となる超電導機器の普及推進のため、長期間メンテナンス不要な冷却システムを提供しています。
■冷媒にネオンガスを使用することで、回転機器の効率と信頼性を向上。
■回転機器に磁気軸受を採用し、メンテナンスフリーを実現。
■ターボ圧縮機の回転数で冷凍能力を調整し、運転効率を大幅に改善。
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