JP2009224054A

JP2009224054A - ＮｂＴｉ系超電導線材及びその製造方法

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Publication number: JP2009224054A
Application number: JP2008064549A
Authority: JP
Inventors: Takashi Zaitsu; 享司財津; Takashi Hase; 隆司長谷; Hiroyuki Kato; 弘之加藤; Tomokoto Kizaki; 智思木崎
Original assignee: Kobe Steel Ltd; Japan Superconductor Technology Inc
Current assignee: Kobe Steel Ltd; Japan Superconductor Technology Inc
Priority date: 2008-03-13
Filing date: 2008-03-13
Publication date: 2009-10-01
Anticipated expiration: 2028-03-13
Also published as: JP5100459B2

Abstract

【課題】高ｎ値を確保することができる太径のＮｂＴｉ系合金フィラメントを備えたもので、しかも高いＪｃを有するＮｂＴｉ系超電導線材およびその製造方法を提供する。
【解決手段】ＮｂＴｉ系超電導線材は、銅マトリクス中に複数のＮｂＴｉ合金フィラメントが埋設されたものである。その銅比（銅マトリクスの横断面積／全てのＮｂＴｉ合金フィラメントの総断面積）は０．７〜３．５であり、前記ＮｂＴｉ合金フィラメントの平均直径ｄは１００〜１５０μmである。さらに、前記ＮｂＴｉ合金フィラメントの横断面における層状のα−Ｔｉ相の面積率が１５〜２５％で、かつ前記横断面のｄ／４部のα−Ｔｉ相の層間隔の平均が１０〜２０ｎｍである。
【選択図】図１

Description

本発明は、多数のＮｂＴｉ合金のフィラメントを銅マトリクス中に埋設したＮｂＴｉ系超電導線材に関し、特に高磁場領域で大電流を通電することができる超電導線材に係るものである。

ＭＲＩ装置やＮＭＲ装置などに用いられる超電導マグネットは、超電導現象を利用して電気抵抗を可及的にゼロとした超電導線材に大電流を通電して、高磁場を発生させるものであり、永久電流モードすなわち電流を通電したままで長時間運転される。こうした永久電流モード運転を行う場合、例えば磁場減衰率が年０．０１％程度以下の高い磁場安定性が求められる。

超電導マグネットの素材として実用化されている金属系超電導線材としては、ＮｂＴｉ系超電導線材がよく知られており、例えば、特開平２−１０６１２号公報（特許文献１）には、多数のＮｂＴｉ合金フィラメントを銅マトリクス中に対称的に配置し、銅比（銅マトリクスの横断面積／ＮｂＴｉ合金フィラメントの総横断面積）を３以上と大きくすることによって、高度な磁場の均一性を達成する技術が提案されている。また特開２００２-３０４９２４号公報（特許文献２）には、ＮｂＴｉ合金フィラメントの直径を３〜２０μｍとし、銅比を６〜８の範囲とし、線材横断面積内におけるフィラメントの存在領域を中央部の外周に、例えばドーナツ状に選択的に配置することによって、押出、伸線等の縮径加工の際にフィラメントに異常変形が生じるこを防止して、フィラメントの健全性、ひいては臨界電流密度の低下を抑制した技術が提案されている。

これらのＮｂＴｉ系超電導線材は、通常、銅ケースにＮｂＴｉ系合金ロッドを挿入して熱間押出、伸線を行い単芯線を製造し、次に多数の単芯線を銅心の外側に並べて銅製パイプに挿入し、熱間押出した後、冷間伸線にて縮径加工し、冷間伸線の際にα−Ｔｉ相の析出熱処理を施すことによって製造される。
特開平２-１０６１２号公報特開２００２-３０４９２４号公報

近年、ＭＲＩ装置やＮＭＲ装置などの超電導マグネットにおいては、マグネットの高磁場化、コンパクト化に伴い、これに用いられるＮｂＴｉ系超電導線材が７〜１０Ｔ程度の高磁場領域で使用される傾向にある。このため、高い運転電流を流すことができるよう、超電導線材の臨界電流（Ｉｃ）も運転電流に応じて高いことが要望される。Ｉｃはフィラメントの直径（以下、「直径」は単に「径」ということがある。）に大きく依存するため、ヒステリシス損を考慮する必要がない永久電流モードでの使用では、超電導線材のフィラメント径は後述するｎ値の考え方もあり、大きい方が有利である。

また、線材の加工上も、フィラメント径が太い方が加工量が少なくて済み、長さ方向における横断面の面積変化が小さくなるので、超電導線材の健全性が確保され易い利点がある。超電導線材の健全性はＩｃに大きく影響するため、健全性が確保され易いことは、高Ｉｃを確保する上でも有利である。超電導線材の健全性は、永久電流モード運転中に超電導線材自身が発生する抵抗に係わる下記(1) 式における指数ｎ（「ｎ値」という。）で表され、ｎ値は長さ方向におけるフィラメント径（横断面の面積）の均一性が高いほど、高い値を採ることが知られている。
Ｖ＝Ｖｃ（Ｉｏｐ／Ｉｃ）ⁿ …（１）
但し、Ｖは超電導線材に運転電流を通電したときに発生する電圧であり、Ｉｏｐは超電導線材の運転電流密度、Ｉｃは超電導線材の臨界電流密度、Ｖｃは基準電圧である。

ＮｂＴｉ系超電導線材は、上記のとおり、冷間伸線の過程でＮｂＴｉ合金フィラメントにα−Ｔｉ相を析出させるための熱処理が施される。フィラメント中に析出したα−Ｔｉ相は、超電導線体の内部に導入された量子化された磁束をピン止めし、磁束を動けなくして、臨界電流密度Ｊｃの低下を抑制する作用を有する。

ところが、フィラメント径を太径にすると、フィラメントの健全性が低下するおそれはないものの、加工量が制限されるために、α−Ｔｉ相の生成量、生成したα−Ｔｉ相に対する加工度が低下し、十分な磁束のピン止め作用を得ることがでない。特に、高磁場領域でＮｂＴｉ系超電導線材を使用する場合、使用される磁場の下での磁束間隔が非常に狭くなるため、それに応じたα−Ｔｉ相の間隔を確保する必要があるが、フィラメントに対して冷間で強加工することができないため、磁束の拘束が不十分となり、高電流、高磁場で使用するのに適した十分高いＪｃが得られない。実際、従来のＮｂＴｉ系超電導線材では、フィラメント径が制限され、特許文献１の超電導線材では線材外径が１mm、銅比が６．６、フィラメント径が７３μm 程度が実現されているにすぎない。なお、特許文献２に記載のＮｂＴｉ系超電導線材は、核融合装置用線材であり、ヒステリシス損失を低減させるためにフィラメント径は３０μm 以下の小径に抑えられている。

本発明はかかる問題に鑑みなされたもので、高ｎ値を確保することができる太径のＮｂＴｉ系合金フィラメントを備え、しかも磁束のピン止め効果が低下することなく、高いＪｃを有するＮｂＴｉ系超電導線材およびその製造方法を提供することを目的とする。

本発明のＮｂＴｉ系超電導線材は、銅マトリクス中に複数のＮｂＴｉ合金フィラメントが埋設されたＮｂＴｉ系超電導線材であって、銅比（銅マトリクスの横断面積／全てのＮｂＴｉ合金フィラメントの総横断面積）が０．７〜３．５、前記ＮｂＴｉ合金フィラメントの平均直径ｄが１００〜１５０μm であり、前記ＮｂＴｉ合金フィラメント中に層状のα−Ｔｉ相を有し、フィラメントの横断面における前記α−Ｔｉ相の面積率が１５〜２５％で、かつフィラメントの横断面の中心を中心として半径ｄ／４の円周上において等間隔に配置された４部位で測定した前記α−Ｔｉ相の層間隔の平均が１０〜２０ｎｍとされたものである。前記超電導線材は、その線径（平均直径）を１〜３mmとすることができる。

上記本発明のＮｂＴｉ系超電導線材によると、０．７〜３．５の銅比の下で、ＮｂＴｉ合金フィラメントを１００〜１５０μm と太径にするので、線材の線径を１〜３mm程度の比較的太径としても、線材の健全性を確保しながら高い臨界電流密度Ｊｃを得ることができる。しかも、フィラメントの横断面における面積率が１５〜２５％で、かつ横断面の所定部位のα−Ｔｉ相の層間隔の平均が１０〜２０ｎｍと狭くされた層状のα−Ｔｉ相を有するので、７〜９Ｔ程度の高磁場領域で使用した場合でも、フィラメント内での磁束ピン止め効果を有効に発揮させることができ、フィラメント内での磁束の運動に起因したＪｃの低下を抑制することができる。このため、高磁場領域での使用においても優れた超電導特性を発揮できることから、運転電流を大きくすることができる。

また、本発明の製造方法は、銅マトリクス中に複数のＮｂＴｉ合金フィラメントが埋設された多芯伸線材からなるＮｂＴｉ系超電導線材の製造方法であって、筒状銅ケースにＮｂＴｉ合金ロッドを挿入して組み立てた単芯組立体を熱間押出して単芯押出材を得て、加工率ＲをＲ＝ｌｎ（加工前の線材の横断面積／加工後の線材の横断面積）とするとき、前記単芯押出材を加工率４．０〜６．０で冷間伸線した後、α−Ｔｉ相析出熱処理を施して単芯伸線材を製作し、前記単芯伸線材の複数本を、銅比が０．７〜３．５となるように銅パイプに挿入して組み立てた多芯組立体を加工率０．５〜１．２で冷間伸線した後、α−Ｔｉ相析出熱処理を施す加工熱処理を２回以上行い、最後のα−Ｔｉ相析出熱処理後に加工率４．０〜６．０で冷間伸線して、前記ＮｂＴｉ合金フィラメントの平均直径ｄを１００〜１５０μm とするＮｂＴｉ系超電導線材を製造する方法である。上記製造方法において、超電導線材の線径（平均直径）を１〜３mmとすることができる。また、前記α−Ｔｉ相析出熱処理として、伸線材を３８０〜４２０℃の温度範囲内で、５０〜１００ｈｒ保持することができる。

上記本発明の製造方法によれば、単芯押出材に対して所定加工率での冷間伸線後にα−Ｔｉ相析出熱処理を施し、多芯組立体については熱間押出を行うことなく、その冷間伸線の際に所定加工率で冷間伸線した後にα−Ｔｉ相析出熱処理を施す加工熱処理を２回以上行い、最後の熱処理後に強力な冷間伸線を施すので、ＮｂＴｉ合金フィラメントの横断面における面積率が１５〜２５％で、横断面の所定部位における層間隔の平均が１０〜２０ｎｍの層状のα−Ｔｉ相を容易に形成することができ、所期のＮｂＴｉ系超電導線材を特殊な設備を用いることなく、容易に製造することができる。

本発明のＮｂＴｉ系超電導線材によれば、銅比が低く、ＮｂＴｉ合金フィラメントが太径であり、しかもα−Ｔｉ相の面積率、平均層間隔が高磁場領域下での磁束ピン止め作用に適したものであるので、比較的太い線径であっても、高ｎ値、高臨界電流密度を実現することができ、高磁場領域、永久電流モード下での使用に好適であり、ＭＲＩ装置やＮＭＲ装置などで用いる超電導マグネットの超電導線材として好適に使用される。また、本発明の製造方法によれば、上記ＮｂＴｉ系超電導線材を特殊な設備を用いることなく容易に製造することができる。

本発明の実施形態に係るＮｂＴｉ系超電導線材における銅比、ＮｂＴｉ合金フィラメント径、ＮｂＴｉ合金フィラメントにおけるα−Ｔｉ相の量、平均相間隔について順次説明する。

実施形態のＮｂＴｉ系超電導線材における銅比は０．７〜３．５に設定される。７〜１０Ｔ程度の高磁場領域で使用する超電導線材では、１００〜３００Ａ程度の通電が求められるため、これに応じて、特に線径が１〜３mm程度の線材では、線材の臨界電流Ｉｃを高める必要がある。前記１〜３mm程度の線材は、装置の小型化等の要求から求められるサイズである。また、高い磁場安定度を確保する必要もある。これらの要求を満たすには、銅比を３．５以下にする必要がある。一方、銅比が０．７未満になると、伸線中にＮｂＴｉ合金フィラメントの周囲に配置される安定化銅層に割れが生じ易くなり、健全な冷間伸線加工が困難になる。このため、健全な加工性を確保するため、銅比の下限を０．７とする。

図１は、銅比が０．７及び３．５のＮｂＴｉ系超電導線材（線径１mm）について磁場の強さと臨界電流Ｉｃとの関係を調査した結果を示すグラフであり、銅比が０．７のものでは１０Ｔまで、銅比３．５のものでも９Ｔまで、Ｉｃが１００Ａ以上であることを示している。なお、この実験に使用したＮｂＴｉ系超電導線材は、フィラメント材質がＮｂ−４７mass％Ｔｉ合金、フィラメント径（平均直径）が１０８μm 、後述するα−Ｔｉ相の面積率は１９％、α−Ｔｉ相の平均層間隔は１５ｎｍである。銅比はＮｂＴｉ合金フィラメントの本数によって調整した。

また、本発明の実施形態に係るＮｂＴｉ系超電導線材におけるＮｂＴｉ合金フィラメント径（平均直径）は１００〜１５０μm に設定される。製造過程で線材に強加工を施すと、フィラメント径が小さくなるとともに、フィラメントの断面形状が不均一変形する可能性が高くなり、フィラメントの健全性（ｎ値）が低下し、引いては臨界電流密度Ｊｃが低下するようになる。これらの観点からフィラメントは太径の方が好ましく、本実施形態ではフィラメント径の下限を１００μm 、好ましくは１２０μm とする。一方、フィラメント径が必要以上に大きくなると、冷間伸線の際の加工率が必然的に減少するため、高磁場下で必要とされる小さい層間隔の層状α−Ｔｉ相が形成されず、ひいてはＪｃが低下するようになる。また、フィラメント径が１５０μm 超になると、磁場中に置かれた超電導線材に電流を通電していくと、太径フィラメントに起因する磁束ジャンプが頻繁に生じるようになる。このような超電導線材でマグネットを製作すると、励磁や消磁中に頻繁にクエンチが発生し、実用的でない。このため、フィラメント径の上限を１５０μm とする。なお、フィラメントの横断面形状が円形でない場合、例えば六角形の場合、その断面積が等しい円を想定し、その円の直径（相当円直径）をフィラメント径（平均直径）とすればよい。

前記ＮｂＴｉ合金フィラメントを形成するＮｂＴｉ合金としては、通常、Ｔｉ：４０〜６０mass％（好ましくは４５〜５０mass％）、残部ＮｂからなるＮｂＴｉ合金、あるいはＮｂの一部に代えて、Ｔａ、Ｈｆ等の元素を５mass％程度以下含有するＮｂＴｉ合金が用いられる。

次に、前記ＮｂＴｉ合金フィラメント中の層状のα−Ｔｉ相の量および層間隔について説明する。磁場中に置かれた超電導導体の内部には量子化された磁束が導入される。この磁束が自由に動き回ると、超電導導体が発熱するようになり、著しくなると超電導状態が破壊される。この磁束をピン止めし、動けないようにするため、超電導導体となるＮｂＴｉ合金フィラメント中にα−Ｔｉ相を導入する。フィラメント中に磁束をピン止めするα−Ｔｉ相を導入するには、後述するように、超電導線材の製造過程で、冷間伸線後にα−Ｔｉ相析出熱処理を施す加工熱処理を所定回数行う。これにより、フィラメント中に析出した粒状のα−Ｔｉ相が長さ方向に引き伸ばされ、α−Ｔｉ相とβーＴｉ相とが不定形に屈曲した層状形態（このような形態を「リボン状」ということがある。）の組織を形成するようになる。

前記α−Ｔｉ相による磁束ピン止め作用は、ＮｂＴｉ合金フィラメントの横断面におけるα−Ｔｉ相の面積率と、その層間隔の平均によって評価することができる。この実施形態では、α−Ｔｉ相の層間隔の平均として、フィラメントの横断面を電子顕微鏡を用いて２万倍で観察し、フィラメントの平均直径をｄとするとき、フィラメントの横断面の中心を中心として半径ｄ／４の円周上において等間隔に配置された４部位でα−Ｔｉ相の層間隔を測定し、その平均値を用いることとした。本発明者の実験によれば、７〜１０Ｔの高磁場で超電導線材を使用する場合、高Ｊｃを確保するにはα−Ｔｉ相の層間隔平均を１０〜２０ｎｍにすることが必要であり、またこのような層間隔平均を確保する場合、伸線加工後のＮｂＴｉ合金フィラメントの横断面におけるα−Ｔｉ相が１５〜２５面積％となっていることが見出された。このため、本実施形態では、フィラメント横断面におけるα−Ｔｉ相の量を１５〜２５面積％とし、前記規定による層間隔の平均値を１０〜２０ｎｍとした。

上記ＮｂＴｉ系超電導線材は以下のようにして製造される。まず、筒状銅ケースにＮｂＴｉ合金ロッドを挿入して単芯組立体を製作し、この単芯組立体を熱間押出してＮｂＴｉ合金の単芯押出材を製作する。前記単芯押出材の銅比は、円滑に熱間押出できればよく、通常、０．２〜０．８、好ましくは０．２〜０．６程度に設定される。前記単芯押出材は、加工率を４．０以上、６．０以下として冷間伸線した後、α−Ｔｉ相析出熱処理を施す。前記単芯押出材に歪エネルギーを導入してα−Ｔｉ相の析出を促進するため、加工率は４．０以上にすることが必要である。加工率を６．０超とすると、線径が１〜３mm程度の超電導線材を製造する場合、超電導線材中のフィラメント径を１００μm 以上にする際の最終加工率が小さくなるため、加工率の上限を６．０とする。前記α−Ｔｉ相析出熱処理としては、通常、３８０〜４２０℃程度で、５０〜１００ｈｒ程度保持する。

前記α−Ｔｉ相析出熱処理後の単芯伸線材は、必要に応じて冷間伸線を施し、最終伸線として六角穴形のダイスに通して横断面を六角形に整形してもよい。線材断面形状を六角形断面とすることにより、単芯伸線材を密に束ね易くなる。単芯伸線材のα−Ｔｉ相析出熱処理後の加工率は制限されないが、通常２．０程度以下でよく、最終単芯伸線材の平均径は、通常４〜８mm程度、銅比は０．２〜０．８程度とされる。なお、加工率Ｒとは、下記式で表される値である。
Ｒ＝ｌｎ（加工前の線材の横断面積／加工後の線材の横断面積）

次に、前記単芯伸線材の複数本を銅パイプに挿入して多芯組立体を組み立てる。多芯組立体の銅比は、単芯伸線材の挿入本数を調整して、目的の超電導線材の銅比が得られるように０．７〜３．５とする。このようにして組み立てた多芯組立体に対して、加工率を０．５〜１．２として冷間伸線した後、α−Ｔｉ相析出熱処理を行う加工熱処理を少なくとも２回行い、最後の熱処理後に加工率４．０以上、６．０以下の丸形断面の最終伸線を施し、所定のα−Ｔｉ相の量と層間隔平均を有するＮｂＴｉ合金フィラメントが銅マトリクス中に埋設された超電導線材を得る。加工熱処理の最後のα−Ｔｉ相析出熱処理は、α−Ｔｉ相の析出を促進し、高加工度の最終伸線によって所定のα−Ｔｉ相量および層間隔を確保できるように加熱温度を４００〜４２０℃、及び／又は保持時間を８０〜１００ｈｒと高い目に設定することが好ましい。

次に、本発明のＮｂＴｉ系超電導線材について具体的実施例を挙げて説明するが、本発明はかかる実施例によって限定的に解釈されるものではない。

［実施例１］
Ｎｂ−４７mass％Ｔｉ合金のロッド（外径１００mm）を純銅製の筒状ケース（外径１２５mm）に密に挿入し、先端部および後端部を銅製蓋材で封止し、押出ビレット（単芯組立体）を製作した。図２の製造工程図に示すように、この押出ビレットを熱間押出して単芯押出材（外径６０mm）を製作した。この単芯押出材を加工率Ｒ＝４．５で冷間伸線した後、４００℃で６０ｈｒ保持するα−Ｔｉ相析出熱処理を施した。その後、さらに冷間伸線して丸形断面の単芯伸線材を得て、さらに最終伸線として六角穴形のダイスに通して横断面径状を六角形に整形した最終単芯伸線材を得た。最終単芯伸線材の平均径は６．３mm、銅比は０．４であった。

次に、前記単芯伸線材を５５本束ねて、純銅製の銅パイプ（外径６０mm、内径５０mm）に挿入して多芯組立体を製作し、この多芯組立体を丸断面のダイスに通して冷間伸線した。この伸線加工中に、図２に示すように、加工率１．０で伸線した後、４００℃で６０ｈｒ保持するα−Ｔｉ相析出熱処理を２回行った。２回目（最後）の熱処理後、さらに５．０で冷間伸線を行って最終多芯伸線材（超電導線材）を得た。この最終線材の平均径は１．５mmであり、銅比は１．０、ＮｂＴｉ合金フィラメント平均径は１５０μm であった。

また、ＮｂＴｉ合金フィラメントの横断面を電子顕微鏡を用いて６０００倍で観察し、観察画像を画像処理し、視野１０μm ×１０μm におけるα−Ｔｉ相の面積率を測定した。画像処理に際して、画像にコントラストを付けるとα−Ｔｉ相は黒色、マトリックス（ＮｂＴｉ）は白色となるので、黒色領域の割合からα−Ｔｉ相の面積率を求めた。その結果、α−Ｔｉ相は２１面積％であった。

また、ＮｂＴｉ合金フィラメント（平均直径ｄ）の横断面を電子顕微鏡を用いて２万倍で観察し、フィラメントの中心を中心として半径ｄ／４の円周上において等間隔に配置された４部位で層間隔を測定し、その平均を取ってα−Ｔｉ相の層間隔平均とした。その結果、層間隔平均は２０ｎｍであった。

さらに、上記超電導線材を用いてｎ値、外部磁場９Ｔにおける臨界電流Ｉｃおよび臨界電流密度Ｊｃ、ｎ値を以下の要領により求めた。超電導線材を温度４．２Ｋ、外部磁場９Ｔの条件で通電し、４端子法によって発生電圧を測定し、この値が０．１μＶ／ｃｍの電界が発生した電流値（臨界電流Ｉｃ）を測定し、線材の非銅部（フィラメント部）の横断面積で除してＪｃを求めた。また、Ｉｃと電圧の関係曲線において０．１μＶ／ｃｍと１．０μＶ／ｃｍの間のデータを両対数表示し、その傾きとしてｎ値を求めた。その結果、ｎ値＝３１、Ｊｃ＝６３５Ａ／ｍｍ²であった。

［実施例２］
Ｎｂ−４７mass％Ｔｉ合金のロッド（外径１００mm）を純銅製の筒状ケース（外径１２５mm）に密に挿入し、先端部および後端部を銅製蓋材で封止し、押出ビレット（単芯組立体）を製作した。この押出ビレットを熱間押出して単芯押出材（外径６０mm）を製作した。この単芯押出材を加工率Ｒ＝４．９で冷間伸線した後、４００℃で６０ｈｒ保持するα−Ｔｉ相析出熱処理を施した。その後、さらに冷間伸線して丸形断面の単芯伸線材を得て、さらに最終伸線として六角穴形のダイスに通して横断面径状を六角形に整形した最終単芯伸線材を得た。最終単芯伸線材の平均径は５．０mm、銅比は０．４であった。

この六角形断面の最終単芯伸線材を８５本束ねて銅パイプに挿入し、組み立てた多芯組立体を、実施例１と同様にして、加工熱処理を施し、加工率５で最終冷間伸線を行った。但し、最後のα−Ｔｉ相析出熱処理の保持温度は８０ｈｒとした。その結果、最終線材の平均径が１．５mm、銅比が１．０、ＮｂＴｉ合金フィラメント平均径が１００μm の超電導線材が得られた。この超電導線材のフィラメント横断面におけるα−Ｔｉ相の面積率、層間隔平均を上記実施例１と同様にして調べたところ、面積率は２０％、層間隔平均は１６ｎｍであった。また、この超電導線材のｎ値、９ＴでのＪｃを実施例１と同様にして調べたところ、ｎ値は２６、Ｊｃは６５８Ａ／ｍｍ²であった。

［従来例１］
Ｎｂ−４７mass％Ｔｉ合金のロッド（直径１００mm）を純銅製の筒状ケース（内径１０２mm、外径１２５mm）に挿入し、先端部および後端部を銅製蓋材で封止し、押出ビレット（単芯組立体）を製作した。図３の工程図に示すように、この押出ビレットを熱間押出して単芯押出材（外径６０mm）を得た後、この単芯押出材を冷間伸線し、丸形断面の単芯伸線材を得て、さらに六角穴形のダイスに前記丸形断面の単芯伸線材を通して横断面が六角形の最終単芯伸線材を得た。最終単芯伸線材の平均径は６．３mm、銅比は０．４であった。

得られた最終単芯伸線材の５５本を銅パイプに挿入して多芯組立体を組み立てて、熱間押出し、さらに冷間伸線を行った。冷間伸線中に、図３に示す加工率Ｒで伸線後、４００℃で６０ｈｒ保持するα−Ｔｉ相析出熱処理を３回施し、また最後の熱処理から最終線径（１．５mm）まで加工率３．０で冷間伸線した。このようにして製造された最終多芯伸線材（超電導線材）の銅比は１．０、ＮｂＴｉ合金フィラメント平均径は１５０μm であった。この超電導線材のフィラメント横断面におけるα−Ｔｉ相の面積率、層間隔平均を上記実施例１と同様にして調べたところ、面積率は１２％、平均間隔は７１ｎｍであった。また、この超電導線材のｎ値、９ＴでのＪｃを調べたところ、ｎ値は２５、Ｊｃは５５６Ａ／ｍｍ²であった。

［従来例２］
従来例１と同様にして六角形断面の最終単芯伸線材を製作し、この単芯伸線材の５５本を銅パイプに挿入して多芯組立体を組み立てて、熱間押出後、冷間伸線を行った。冷間伸線中に、図４で示す加工率Ｒで伸線後、４００℃で６０ｈｒ保持するα−Ｔｉ相析出熱処理を２回施し、また最後の熱処理から最終線材径（１．５mm）まで加工率４．０で冷間伸線した。このようにして製造された最終多芯伸線材（超電導線材）の銅比は１．０、ＮｂＴｉ合金フィラメント平均径は１５０μm であった。この超電導線材のフィラメント横断面におけるα−Ｔｉ相の面積率、層間隔平均を上記実施例１と同様にして調べたところ、面積率は８％、層間隔平均は５２ｎｍであった。また、この超電導線材のｎ値、９ＴでのＪｃを調べたところ、ｎ値は２５、Ｊｃは４８２Ａ／ｍｍ²であった。

本発明の実施形態に係るＮｂＴｉ系超電導線材（線形１mm）の磁場の強さと臨界電流Ｉｃとの関係を示すグラフである。実施例１に係る超電導線材の製造工程を示すブロック図である。従来例１に係る超電導線材の製造工程を示すブロック図である。従来例２に係る超電導線材の製造工程を示すブロック図である。

Claims

銅マトリクス中に複数のＮｂＴｉ合金フィラメントが埋設されたＮｂＴｉ系超電導線材であって、
銅比（銅マトリクスの横断面積／全てのＮｂＴｉ合金フィラメントの総横断面積）が０．７〜３．５、前記ＮｂＴｉ合金フィラメントの平均直径ｄが１００〜１５０μm であり、前記ＮｂＴｉ合金フィラメント中に層状のα−Ｔｉ相を有し、フィラメントの横断面における前記α−Ｔｉ相の面積率が１５〜２５％で、かつフィラメントの横断面の中心を中心として半径ｄ／４の円周上において等間隔に配置された４部位で測定した前記α−Ｔｉ相の層間隔の平均が１０〜２０ｎｍである、ＮｂＴｉ系超電導線材。
超電導線材の平均直径が１〜３mmである、請求項１に記載したＮｂＴｉ系超電導線材。
銅マトリクス中に複数のＮｂＴｉ合金フィラメントが埋設された多芯伸線材からなるＮｂＴｉ系超電導線材の製造方法であって、
筒状銅ケースにＮｂＴｉ合金ロッドを挿入して組み立てた単芯組立体を熱間押出して単芯押出材を得て、加工率ＲをＲ＝ｌｎ（加工前の線材の横断面積／加工後の線材の横断面積）とするとき、前記単芯押出材を加工率４．０〜６．０で冷間伸線した後、α−Ｔｉ相析出熱処理を施して単芯伸線材を製作し、
前記単芯伸線材の複数本を、銅比が０．７〜３．５となるように銅パイプに挿入して組み立てた多芯組立体を加工率０．５〜１．２で冷間伸線した後、α−Ｔｉ相析出熱処理を施す加工熱処理を２回以上行い、最後のα−Ｔｉ相析出熱処理後に加工率４．０〜６．０で冷間伸線して、前記ＮｂＴｉ合金フィラメントの平均直径ｄを１００〜１５０μm とする、ＮｂＴｉ系超電導線材の製造方法。
最終冷間伸線後の線材の平均直径を１〜３mmとする、請求項３に記載した製造方法。
前記α−Ｔｉ相析出熱処理は、伸線材を３８０〜４２０℃の温度範囲内で、５０〜１００ｈｒ保持する、請求項３又は４に記載した製造方法。