JP2005228701A

JP2005228701A - Ｎｂ−Ｔｉ超電導線

Info

Publication number: JP2005228701A
Application number: JP2004038632A
Authority: JP
Inventors: Katsumi Miyashita; 克己宮下; Shuji Sakai; 修二酒井; Genzo Iwaki; 源三岩城; Junichi Sato; 淳一佐藤
Original assignee: Hitachi Cable Ltd
Current assignee: Hitachi Cable Ltd
Priority date: 2004-02-16
Filing date: 2004-02-16
Publication date: 2005-08-25
Anticipated expiration: 2024-02-16
Also published as: JP4258397B2

Abstract

【課題】交流損失を低減させると共に安定性も確保可能で、パルス超電導マグネット用途に適したＮｂ−Ｔｉ超電導線を提供する。
【解決手段】安定化銅からなる中央部１の外周に、順に、Ｃｕ−２ｗｔ％Ｎｉからなる第１の被覆層２３、フィラメント領域２５、Ｃｕ−２ｗｔ％Ｎｉからなる第２の被覆層２７、及び安定化銅からなる外皮９を被覆し、フィラメント領域２５は、Ｎｂ−Ｔｉからなるフィラメント５１の周囲をりん脱酸銅からなる第３の被覆層６３で被覆したものを複数、安定化銅からなるマトリックス層６５内に配した構造とした。
【選択図】図１

Description

本発明は、変動磁界を発生させるパルス磁界発生用超電導マグネットに好適に使用できるＮｂ−Ｔｉ超電導線に関するものである。

通常の超電導マグネットは医療用ＭＲＩ、分析用ＮＭＲ(核磁気共鳴装置)に代表されるように直流磁界(静磁界)で使用されるため、超電導線から発生する損失はほとんどゼロで無視できる。このような直流用超電導マグネットに要求されるのは、マグネット小型化のための高い電流密度と安定にマグネットを運転できる安定性である。よって、使用される超電導線には高純度の銅やアルミが安定化材として複合化されており、超電導フィラメント部に対する安定化銅部の比率(銅比)は要求される電流密度や安定性により決定される。

一方、実用化が期待されているＳＭＥＳ(超電導電力貯蔵)は充・放電を繰り返すので変動磁界を発生させる。このようなパルス磁界発生用超電導マグネットでは超電導線から交流損失が発生し、損失は熱となって冷媒である液体ヘリウムが蒸発する。蒸発したヘリウムガスを再度液化するためには液化機が必要となるが、液化機の構造上、液化効率が０．２％と非常に低いため、例えば１Ｗの熱量で蒸発したヘリウムガスを再度液化するには液化機で５００Ｗを消費することになり、液化機を含めた超電導マグネットシステム全体の効率が大幅に低下してしまうため、超電導線には交流損失低減対策が必要となる。

また、あまりに交流損失が大きい場合やエポキシ含浸等で冷却性が悪い場合には、損失発生による熱により超電導状態が破れてしまう(クエンチ)可能性もある。

超電導線から発生する交流損失は以下の３つに大別される。
（１）超電導フィラメントの磁化に起因するヒステリシス損失；Ｗｈ(Ｗ／ｍ^３)
（２）有限の抵抗を有するマトリックスを介して超電導フィラメント間を流れる結合電流により発生する結合損失；Ｗｃ(Ｗ／ｍ^３)
（３）銅などの低抵抗金属から発生する渦電流損失；Ｗｅ(ｗ／ｍ^３)

上記３つの損失のなかで、まず（１）のヒステリシス損失(Ｗｈ)は磁界変動率(磁界周波数ｆ)とフィラメント径(ｄ)に比例して増加するため(Ｗｈ∝ｆ・ｄ)、その低減対策としてフィラメント径を小さくすることが必要となる。

（２）の結合損失Ｗｃは磁界変動率(磁界周波数)と超電導線のツイストピッチ(Ｌｐ)の２乗に比例して増加し、超電導線に複合化している安定化銅等の等価電気抵抗率ρに反比例して(等価電気伝導率σに比例して)増加する(Ｗｃ∝(ｆ・Ｌｐ)^２／ρ)。そのため、低減対策としてツイストピッチを短くし、複合化するマトリックス金属に安定化銅の他にＣｕＮｉ合金等の高抵抗金属を用いて結合電流を速やかに減衰させて損失を低減させる。

（３）の渦電流損失Ｗｅは磁界変動率(磁界周波数)と超電導線に複合化された安定化銅等の寸法(ｒ)の２乗に比例して増加し、安定化銅等の電気抵抗率ρに反比例して増加する(Ｗｅ∝(f・r)^２／ρ)。そのため、低減対策として安定化銅の寸法ｒをＣｕＮｉ等で分割して小さくすることが必要となる。

このように、パルス用途のＮｂ−Ｔｉ超電導線では、交流損失を低減させるためにＮｂ−Ｔｉフィラメント径を細くし、ツイストピッチを短くし、複合金属として安定化銅の他にＣｕＮｉ合金を使用するのが一般的である。かかる交流損失低減対策を施したＮｂ−Ｔｉ超電導線において、上記３つの交流損失のなかで最も高い比率を占めるのは一般的に（２）の結合損失である。このため、最終的に結合損失を低減することが重要課題となるケースが多い。

前述のように結合損失低減のポイントは、ツイストピッチの短縮とＣｕＮｉ等の高抵抗金属の使用の２点であり、一般的に使用される高抵抗金属としてはＣｕ−１０ｗｔ％Ｎｉがある（例えば、特許文献１参照）。その抵抗率ρは液体ヘリウム中(４．２Ｋ)において安定化銅のρに比較して約３桁高い。

図７（ａ）に、一般的なパルス用Ｎｂ−Ｔｉ超電導線の断面構成図を示す。
このＮｂ−Ｔｉ超電導線は、安定化銅からなる中央部１の外周に、順に、Ｃｕ−１０ｗｔ％Ｎｉからなる第１の被覆層３、フィラメント領域５、Ｃｕ−１０ｗｔ％Ｎｉからなる第２の被覆層７、及び安定化銅からなる外皮９が被覆されている。また、フィラメント領域５は、Ｎｂ−Ｔｉからなるフィラメント５１の周囲を安定化銅からなる第３の被覆層５３で被覆したものが、Ｃｕ−１０ｗｔ％Ｎｉからなる複数マトリックス層５５内に配された構造となっている。結合損失の原因となる結合電流の経路は図７（ｂ）に示すように、フィラメント領域５内部（Ａ）、中央部１の安定化銅部（Ｂ）、外皮９の安定化銅部（Ｃ）の３つである。
特開平０５−２９０６４７号公報

しかしながら、Ｃｕ−１０ｗｔ％Ｎｉは、上述のように液体ヘリウム中(４．２Ｋ)での抵抗率ρが安定化銅(高純度銅)に比較して約３桁高く、安定性の観点からは不利となる。結局、交流損失低減と安定性向上は二律背反の関係にあり、運転条件(磁界変動率やマグネットの負荷率等)に応じて両者のバランスをとることが要求される。

一般的に超電導マグネットの運転電流は、超電導線の限界性能である臨界電流特性とマグネットの負荷特性の関係から決定される。一般に超電導マグネットは負荷率５０〜７０％付近で使用されることが多く、負荷率が高くなるほど安定性が低下する。このため、図７に示すＮｂ−Ｔｉ超電導線において、線材のマトリックス比(安定化銅：Ｃｕ−Ｎｉ:Ｎｂ−Ｔｉ)や断面構成が安定性確保の重要な因子となる。

パルス用途のＮｂ−Ｔｉ超電導線は、使用されるマグネットの運転条件によっては交流損失低減よりも安定性やマグネットの小型化(高電流密度化)が重視されるケースがある。例えば瞬時電圧低下対策用ＳＭＥＳの場合、落雷等による電力系統の瞬時電圧低下は、年に数回程度であり、１回の充放電が数秒間だけで使用頻度が低い。普段は直流磁界を発生しているだけの待機状態であり、長期的に見た場合交流損失によるシステム効率低下は無視でき、交流損失により発生する熱により超電導が破れる(クエンチする)ほど大きな交流損失でない限り、ある程度までの交流損失は許容できる。損失低減よりも高負荷率運転によりマグネットを小型化することが重要になる場合である。

このような一部のパルス用途Ｎｂ−Ｔｉ超電導線にＣｕ−１０ｗｔ％Ｎｉのような高抵抗金属を必要以上に使用すると過剰な交流損失低減対策が原因でマグネットの安定性が低下し、特に高負荷率運転が要求されるマグネットほど安定性に注意が必要となる。例えば、あるパルス用超電導線材の場合、要求される交流損失許容値を満足するには図７中の第２の被服層７に配置するＣｕ−１０ｗｔ％Ｎｉ層の厚さが１μｍ以下の薄い高抵抗層で十分な場合でも製造上の制約から層の厚さが１０μｍ以上となってしまう場合もある。その結果、Ｃｕ−１０ｗｔ％Ｎｉの比率が増加する分だけ安定化銅の比率が低下していき、安定性が低くなってしまう。

従って、本発明の目的は、交流損失を低減させると共に安定性も確保可能で、パルス超電導マグネット用途に適したＮｂ−Ｔｉ超電導線を提供することにある。

上記目的を達成するため、本発明のＮｂ−Ｔｉ超電導線は、安定化銅からなる中央部の外周に、順に、第１の被覆層、フィラメント領域、第２の被覆層、及び安定化銅からなる外皮が被覆され、前記フィラメント領域は第３の被覆層が形成された複数のＮｂ−Ｔｉフィラメントとこれらを覆うように形成されたマトリックス層とを有するＮｂ−Ｔｉ超電導線において、前記マトリックス層が安定化銅からなり、前記第３の被覆層が、温度１０Ｋ以下における電気抵抗率が１×１０^−９〜３×１０^−８Ω・ｍの範囲の抵抗を有する銅あるいは銅合金からなることを特徴とする。

前記第１及び第２の被覆層も温度１０Ｋ以下における電気抵抗率が１×１０^−９〜３×１０^−８Ω・ｍの範囲の抵抗を有する銅あるいは銅合金とすることが好ましい。

前記第３の被覆層の厚さｘと前記Ｎｂ−Ｔｉフィラメントの半径ｙとの比率（ｘ／ｙ）は０．１以下であることが好ましい。

前記Ｎｂ−Ｔｉフィラメント径は３０μｍ以下であることが好ましい。

超電導線の断面形状において、前記Ｎｂ−Ｔｉフィラメントに対する前記第３の被覆層の占有率比Ｘが０．１〜０．８、前記安定化銅の占有比Ｙが１．５〜３であることが好ましい。

本発明のＮｂ−Ｔｉ超電導線は交流損失と安定性のバランスが優れているため、本発明のＮｂ−Ｔｉ超電導線を用いたパルス磁界発生用超電導マグネットは、交流損失を低く抑えた状態で高い安定性を確保でき、高負荷率のパルス運転が可能となる。

以下、本発明に係るＮｂ−Ｔｉ超電導線の実施の形態を図面を参照しながら説明する。

図１は、本発明の一実施形態に係るＮｂ−Ｔｉ超電導線の断面構成図を示すものである。

このＮｂ−Ｔｉ超電導線は、安定化銅からなる中央部１の外周に、順に、Ｃｕ−２ｗｔ％Ｎｉからなる第１の被覆層２３、フィラメント領域２５、Ｃｕ−２ｗｔ％Ｎｉからなり２０μｍの厚さを有する第２の被覆層２７、及び安定化銅からなる外皮９が被覆され、全体として直径１ｍｍに形成されている。

フィラメント領域２５は、直径１６μｍのＮｂ−Ｔｉからなるフィラメント５１の周囲を厚さ０．５μｍのりん脱酸銅からなる第３の被覆層６３で被覆したものが複数、安定化銅からなるマトリックス層６５内に配された構造となっている。

第１の被覆層２３及び第２の被覆層２７を構成するＣｕ−２ｗｔ％Ｎｉの導電率は、従来用いられているＣｕ−１０ｗｔ％Ｎｉの約５倍に相当する。また、第３の被覆層６３の形成材料であるりん脱酸銅は、温度１０Ｋ以下における電気抵抗率が１×１０^−９〜３×１０^−８Ω・ｍの範囲の抵抗を有するものである。なお、Ｎｂ−Ｔｉに対する高純度安定化銅の比率（銅比）は２．２５に形成されている。

第３の被覆層６３は、上記りん脱酸銅の他に、りん入り無酸素銅（Ｐ２０−ＯＦＣ）、Ｃｕ−２ｗｔ％Ｎｉ、Ｃｕ−Ｓｉ合金、Ｃｕ−Ｆｅ合金、Ｃｕ−Ｚｒ合金等の温度１０Ｋ以下における電気抵抗率が１×１０^−９〜３×１０^−８Ω・ｍの範囲の抵抗を有する銅あるいは銅合金とすることができる。この理由については後述する。

次に、Ｎｂ−Ｔｉからなるフィラメント５１の周囲に配置した第３の被覆層６３の厚さｘとＮｂ−Ｔｉフィラメント５１の半径ｙの比率(ｘ／ｙ)は０．１以下であることが好ましい。これは、０．１を超えると、抵抗層としての第３の被覆層６３の占有率がフィラメント面積に対して２２％に到達し、フィラメント領域２５全体に対する超電導フィラメント５１と第３の被覆層６３の占積率をλ_０とすると、λ_０＝０．６(６０％)の場合、Ｎｂ−Ｔｉ占積率が３８％まで低下してしまい、電流密度が低下するからである。また、フィラメント周囲の安定化銅の占積率が減少するため安定性が低下するからである。

また、超電導線の断面形状において、Ｎｂ−Ｔｉからなるフィラメント５１に対する第３の被覆層６３の占有比Ｘが０．１〜０．８、安定化銅（本明細書では１０Ｋ以下の温度における電気抵抗率が５×１０^−１０Ω・ｍ以下の高純度銅を指す）の占有比Ｙが１．５〜３であること（銅あるいは銅合金：安定化銅：Ｎｂ−Ｔｉ＝Ｘ：Ｙ：１、Ｘ＝０．１〜０．８、Ｙ＝１．５〜３）が好ましい。これは、超電導線の安定化銅比は使用される条件によって大きく異なるが、パルスマグネット用として使用する場合、マグネットを安定に運転するためには概ね安定化銅比１．５以上は必要となる。一方、安定化銅比を高くし過ぎると安定性は向上するが、Ｎｂ−Ｔｉの占有率が低下して電流密度が減少し、マグネットが大型化してしまう。加えて、交流損失も増加するため安定化銅比の上限は３．０とする。また、交流損失を低減するために用いる第３の被覆層６３の占有比Ｘについては、Ｎｂ−Ｔｉに対して０．１未満の場合、その損失低減効果は小さく、従来の直流用Ｎｂ−Ｔｉ線材（安定化銅とＮｂ−Ｔｉのみから構成される線）の交流損失に対して２０％以下の低減効果しか期待できない。一方、占有率を０．８が超えると交流損失は直流用線材に比較して９０％以上の大幅な低減効果が期待できるが、Ｎｂ−Ｔｉ占有率が低下するため、電流密度が低下してしまう。加えて、安定性の低下も無視できなくなる。

更に、個々のＮｂ−Ｔｉからなるフィラメント５１の径は３０μｍ以下とすることが望ましい。これは、磁界条件等により変化するが、フィラメント径が３０μｍを超えると、交流損失の主成分は結合損失成分からヒステリシス損失成分に変わり、パルス用として無視できないほど交流損失が大きくなってしまうからである。

次に、前述した、第３の被覆層として電気抵抗率が１×１０^−９Ω・ｍ以上、３×１０^−８Ω・ｍ以下の抵抗を有する銅あるいは銅合金を使用する理由について詳述する。

図２に示すような断面構造のモデルの超電導線の結合損失Ｗｃ（Ｊ／ｍ^３）は次式で示される。

但し、Ａ^＊；超電導線の形状因子に起因する係数、ｒ_ｓ；超電導線の半径、ｒ_ｂ；フィラメント領域外周部の半径、Ｈ_ｍ；磁界振幅、ω；２πｆ
ここで、τ_ｅｆｆは結合等価時定数で以下の式で示される。

但し、Ｌ_ｓ；線のツイストピッチ、σ_ｅｆｆ;マトリックスの等価導電率で以下の式で示される。

但し、σ_ｉ；フィラメント領域の等価導電率、σ_ｏ１〜σ_ｃ２；図２中の各部分の導電率、ｍ，ｎ，ｏ，ｐ；超電導断面構造の幾何学的寸法に依存する定数。
ここで、σ_ｉはフィラメント領域が図３のようにＮｂ−Ｔｉフィラメント１５１の周囲に導電率の異なる金属ｂ層１５２とｃ層１５４の２層構造となっている場合、以下の式で表される。

但し、λ_０;フィラメント領域全体に対する超電導フィラメント部とｂ層部の占積率でｃ層の等価半径をｃとするとλ_０＝（ｂ／ｃ）^２となる。
σ_ｍ；ｃ層部の導電率。σ_２；ｂ層部の導電率。αｆ;ｂ層の厚さｔをａで表現した場合の係数でｔ＝ｂ−ａ＝αｆａ、よってαｆ＝（ｂ−ａ）／ａとなり、ｔがフィラメント半径ａに比較して薄い場合はαｆ＜＜１となる。
以下にｂ層とｃ層の導電率が異なる２つのケースについて示す。

ｉ）ｂ層が安定化銅（高導電率層）、ｃ層がＣｕ−Ｎｉ等の低導電率層の場合
（４）式中のσ_ｍはＣｕＮｉ合金の導電率σ_ＣｕＮｉとなり、σ_２が安定化銅の導電率σ_Ｃｕとなる。よって（σ_２／αｆ）＞＞σ_ｍが成り立つため、（４）式は近似的に、

ｉｉ）ｂ層がＣｕ−Ｎｉ等の低導電率層、ｃ層が安定化銅(高導電率層)の場合
(４)式中のσ_ｍは安定化銅の導電率σ_ｃｕとなり、σ_２がＣｕ−Ｎｉの導電率σ_ＣｕＮｉとなる。よって（σ_２／αｆ）＜＜σ_ｍが成り立つため、(４)式は近似的に、

また、通常の直流用Ｎｂ−Ｔｉ線材のように安定化銅とＮｂ−Ｔｉのみで構成されている場合は（４）式にあてはめるとσ_ｍ＝σ_２＝σ_Ｃｕとなり、λ_０はＮｂ−Ｔｉの占積率λとすると（５）式と同じ形になり、αｆ＜＜１より、

ここで（６）式と（７）式を比較すると、λ_０＝λ＝０．６の場合、（６）式ではσ_ｉ＝０．２５σ_Ｃｕ、（７）式ではσ_ｉ＝４σ_Ｃｕとなり、マトリックスのほとんどが安定化銅にもかかわらず、分母と分子が逆になることでσ_ｉが１６倍も異なることがわかる。よって、Ｎｂ−Ｔｉフィラメント周囲に薄い高抵抗層を配置することで、（６）式に示すように等価的な導電率σ_ｉが減少し、結果的に交流損失が低減可能となる。ただし高抵抗層としてＣｕ−１０ｗｔ％Ｎｉ合金を選択した場合、確かにσ_ｉは低減可能であるが、安定化銅より３桁も高い金属を超電導フィラメントの外周に直接配置するのは安定性を低下させる原因となる。

そこで、安定化銅とＣｕ−１０ｗｔ％Ｎｉの中間の電気抵抗率を有する金属あるいは合金をＮｂ−Ｔｉフィラメント周囲に薄く被覆した構造とすることで、σ_ｉは（６）式と（７）式の中間の値をとることになり、交流損失と安定性のバランスの取れたＮｂ−Ｔｉ線材を実現可能になる。

σ_ｉは（６）式と（７）式の中間の値とするためには（４）式中のσ_２とαｆを調整することが重要となる。
いま、λ_０＝０．６、σ_ｍ＝σ_Ｃｕ＝７×１０^９（１／Ω・ｍ）、σ_２＝１０^９（１／Ω・ｍ）としてαｆを０．０１〜０．２まで変化させた場合（ケース１）、σ_２＝５×１０^８（１／Ω・ｍ）としてαｆを０．０１〜０．２まで変化させた場合（ケース２）、σ_２＝３．３×１０^７（１／Ω・ｍ）としてαｆを０．０１〜０．２まで変化させた場合（ケース３）のσ_ｉの変化を図４に示す。

図４において、高抵抗層がない全て安定化銅の場合、σ_ｉ＝２．８×１０^１０（１／Ω・ｍ）となるが、ケース１よりσ_２＝１０^９（１／Ω・ｍ）、αｆ＝０．０３の場合でもσ_ｉ＝１．６×１０^１０（１／Ω・ｍ）となり、安定化銅より７倍高い抵抗層をＮｂ−Ｔｉフィラメント半径に対して３％の厚さだけフィラメント外周に配置しただけでσ_ｉは約４３％低減させることができる。

ケース２のσ_２＝５×１０^８（１／Ω・ｍ）は一般的にエアコン用の銅管等に使用されている工業用純銅（りん脱酸銅）の４．２Ｋにおける導電率に相当する値で、超電導安定化材用の高純度無酸素銅に比較すると４．２Ｋの極低温では１／１０以下の導電率である。このように、Ｎｂ−Ｔｉフィラメント周囲に薄いりん脱酸銅の層を設けることで半分以下にσ_ｉを低減可能なことがわかる。

ケース３のσ_２＝３．３×１０^７（１／Ω・ｍ）はＣｕ−２．５ｗｔ％Ｎｉの４．２Ｋにおける導電率に相当する値で、Ｎｂ−Ｔｉフィラメント周囲にフィラメント半径の１／１００程度の薄いＣｕ−２．５ｗｔ％Ｎｉの層を設けることでσ_ｉを約１／６まで低減可能なことがわかる。

以上の理由により交流損失と安定性のバランスの観点からσ_ｉをコントロールするために、Ｎｂ−Ｔｉフィラメント周囲に配置する金属の導電率σは１０^９〜３．３×１０^７(１／Ω・ｍ)が妥当な値であり、導電率σを抵抗率ρに変換するとρ＝１０^−９〜３×１０^−８Ω・ｍの範囲となる。

実施例として図１に示した構造を有するＮｂ−Ｔｉ超電導線、比較例として図５及び図６に示したＮｂ−Ｔｉ超電導線を用意した。これら３種類のＮｂ−Ｔｉ超電導線の線材の諸元を表１に示す。

各線材に複合化した高抵抗金属と交流損失および安定性の関連性を調査するため、線径、フィラメント径、ツイストピッチ、およびＮｂ−Ｔｉの占積率は統一した。

実施例の超電導線は、図１に示すように、安定化銅からなる中央部１の外周に、順に、Ｃｕ−２ｗｔ％Ｎｉからなる第１の被覆層２３、フィラメント領域２５、Ｃｕ−２ｗｔ％Ｎｉからなり２０μｍの厚さを有する第２の被覆層２７、及び安定化銅からなる外皮９が被覆されている。また、フィラメント領域２５は、直径１６μｍのＮｂ−Ｔｉからなるフィラメント５１の周囲を厚さ０．５μｍのりん脱酸銅からなる第３の被覆層６３で被覆したものが１３９４本、安定化銅からなるマトリックス層６５内に配された構造となっている。なお、Ｎｂ−Ｔｉに対する高純度安定化銅（りん脱酸銅を含む）の比率（銅比）は２．２５に形成されている。

比較例１の超電導線は、図５に示すように、安定化銅からなる中央部１の外周に、順に、Ｃｕ−１０ｗｔ％Ｎｉからなる第１の被覆層３３、フィラメント領域３５、Ｃｕ−１０ｗｔ％Ｎｉからなり２０μｍの厚さを有する第２の被覆層３７、及び安定化銅からなる外皮９が被覆されている。また、フィラメント領域３５は、直径１６μｍのＮｂ−Ｔｉからなるフィラメント５１の周囲を厚さ０．５μｍの安定化銅からなる第３の被覆層７３で被覆したものが１３９４本、Ｃｕ−１０ｗｔ％Ｎｉからなるマトリックス層７５内に配された構造となっている。なお、Ｎｂ−Ｔｉに対する安定化銅の比率（銅比）は２．１に形成されている。

比較例２の超電導線は、ＣｕＮｉ等を含まない直流用のＣｕ／Ｎｂ−Ｔｉ構造であり、図６に示すように、安定化銅からなる中央部１の外周に、順に、フィラメント領域４５、及び安定化銅からなる外皮９が被覆されている。フィラメント領域４５は、直径１６μｍのＮｂ−Ｔｉからなる１３９４本のフィラメント５１が、安定化銅からなるマトリックス層８５内に配された構造となっている。なお、Ｎｂ−Ｔｉに対する安定化銅の比率（銅比）は２．５に形成されている。

３種類の線材の外部磁界５Ｔにおける臨界電流を４端子法により測定した。測定は長さ約１ｍの短尺サンプルをＦＲＰ製の円筒状ホルダーに張力をかけて巻線し、両端を電流端子へ半田付けし、電圧端子間距離４００ｍｍとしてホルダーを超電導マグネット内にセットし、外部から５Ｔの磁界を加えて測定した。臨界電流の定義は電圧基準０．１μＶ／ｃｍとした。

交流損失は、表面をカプトンテープで電気絶縁した線材を、内径７５ｍｍ、高さ７０ｍｍの５５ターン・１層コイル状サンプルとし、そのコイル状サンプルを磁化測定用ピックアップコイルにセットし、外部からＢ＝２±０．５Ｔの３角波交流磁界（直流バイアス磁界２Ｔ、３角波交流磁界振幅０．５Ｔ、ｆ＝１Ｈｚ）を加えてコイル状サンプルの磁化を測定し、得られた磁化曲線から交流損失を求めた。

安定性を定量的に評価する試験としてＭＱＥ（最小クエンチエネルギー；超電導線をクエンチさせるのに必要な最小熱エネルギー量で、ＭＱＥが大きいほど熱的安定性が高い）の測定を行った。長さ１ｍの短尺超電導線の中心部に直径０．２ｍｍの絶縁皮膜付きマンガニン線ヒーターを長さ１０ｍｍにわたって巻線し、その上からエポキシ樹脂を塗布してヒーターの熱の大半が超電導線に伝わるようにした。上述の臨界電流測定用円筒状ホルダーに超電導線を巻き付け、外部から５Ｔの磁界を加えた状態で線材に臨界電流値の約５５％に相当する一定電流（３５０Ａ）を通電保持し、マンガニン線ヒーターに幅２０ｍｓのパルス電流を通電して線材を加熱した。線材がクエンチするまでパルス電流波高値を徐々に高くしていき、クエンチが発生したときの電流値とヒーター抵抗値から入熱量を計算し、その値をＭＱＥ（最小クエンチエネルギー）とした。

表２に前述の３種類（実施例、比較例１，２）のＮｂ−Ｔｉ線材の臨界電流、交流損失、ＭＱＥの値を示す。

臨界電流値は３つのサンプルともほぼ同じ値となった。
交流損失は比較例１、実施例、比較例２のサンプルの順で小さく、安定化銅に比較して３桁電気抵抗率の高いＣｕ−１０ｗｔ％Ｎｉを複合化した線材が最も低かった。高抵抗層を含まない直流用である比較例２のサンプルは他の２つのサンプルに比較して極端に交流損失が大きくなった。比較例２のサンプルの大きな交流損失の９０％以上は結合損失成分である。ＭＱＥ値は、比較例２、実施例、比較例１のサンプルの順で大きく、Ｃｕ／Ｎｂ−Ｔｉ構成の比較例２が最も高く、実施例のサンプルも比較例２のサンプルに近い安定性を示した。

以上の結果から、交流損失を極力低減したい場合には、比較例１のサンプルが最適であるが、交流損失が低い一方で安定性が低く（ＭＱＥ値が低く）、高い負荷率で運転するマグネット用としては不向きであることがわかる。一方、実施例のサンプルは交流損失が比較例１のサンプルの１．９４倍と高いものの、ＭＱＥ値はＣｕ／Ｎｂ−Ｔｉ構造の比較例２のサンプルに近い値を示し、比較例１のサンプルの２．３５倍の安定性があることがわかる。以上より、実施例のサンプルは交流損失を低減しつつ安定性を保持していることが確認できた。

本発明の一実施形態に係るＮｂ−Ｔｉ超電導線の断面図である。一般的なパルス用Ｎｂ−Ｔｉ超電導線の構成と寸法を示す断面図である。Ｎｂ−Ｔｉフィラメント周囲が２層構造(ｂ層とｃ層)になっている場合の断面図である。等価導電率σ_ｉとαｆ(高抵抗層の厚さ／Ｎｂ−Ｔｉフィラメント半径)の関係を示すグラフである。比較例１のＮｂ−Ｔｉ超電導線の断面図である。比較例２のＮｂ−Ｔｉ超電導線の断面図である。一般的なパルス用Ｎｂ−Ｔｉ超電導線の断面図である。

符号の説明

１中央部
３，２３，３３第１の被覆層
５，２５，３５，４５フィラメント領域
７，２７，３７第２の被覆層
９外皮
５１フィラメント
５３，６３，７３第３の被覆層
５５，６５，７５，８５マトリックス層

Claims

安定化銅からなる中央部の外周に、順に、第１の被覆層、フィラメント領域、第２の被覆層、及び安定化銅からなる外皮が被覆され、前記フィラメント領域は第３の被覆層が形成された複数のＮｂ−Ｔｉフィラメントとこれらを覆うように形成されたマトリックス層とを有するＮｂ−Ｔｉ超電導線において、前記マトリックス層が安定化銅からなり、前記第３の被覆層が、温度１０Ｋ以下における電気抵抗率が１×１０^−９〜３×１０^−８Ω・ｍの範囲の抵抗を有する銅あるいは銅合金からなることを特徴とするＮｂ−Ｔｉ超電導線。
前記第１及び第２の被覆層も温度１０Ｋ以下における電気抵抗率が１×１０^−９〜３×１０^−８Ω・ｍの範囲の抵抗を有する銅あるいは銅合金からなることを特徴とする請求項１記載のＮｂ−Ｔｉ超電導線。
前記第３の被覆層の厚さｘと前記Ｎｂ−Ｔｉフィラメントの半径ｙとの比率（ｘ／ｙ）が０．１以下であることを特徴とする請求項１又は２記載のＮｂ−Ｔｉ超電導線。
前記Ｎｂ−Ｔｉフィラメント径が３０μｍ以下であることを特徴とする請求項１乃至３のいずれか１項記載のＮｂ−Ｔｉ超電導線。
超電導線の断面形状において、前記Ｎｂ−Ｔｉフィラメントに対する前記第３の被覆層の占有率比Ｘが０．１〜０．８、前記安定化銅の占有比Ｙが１．５〜３であることを特徴とする請求項１乃至４のいずれか１項記載のＮｂ−Ｔｉ超電導線。