J. Plasma Fusion Res. Vol.93, No.5 (2017)２
１３‐２２１

研究・技術ノート

LHD 閉構造ダイバータ用
真空容器内蔵型クライオ吸着ポンプの開発
Development of In-Vessel Cryo-Sorption Pump for LHD Closed Helical Divertor
村 瀬 尊 則１），本 島

厳１，２）， 田 中 宏 彦３）， 森 崎 友 宏１，２）

MURASE Takanori１）, MOTOJIMA Gen１，２）, TANAKA Hirohiko３）and MORISAKI Tomohiro１，２）１）

核融合科学研究所，２）総合研究大学院大学，３）名古屋大学（原稿受付：２
０
１
７年１月３
０日）

大型ヘリカル装置（以下，LHD）の閉構造ダイバータ内に設置することを目的としたクライオ吸着ポンプを開発した．真空容器内を汚損しない無機接着法を新たに開発することに加え，活性炭の細孔特性とクライオポン
プの排気性能の因果関係を実験により定量的に明らかにし，クライオ吸着ポンプに適した高性能活性炭を選定した．さらに 3D-CAD による構造設計に有限要素法による輻射熱・伝熱シミュレーションを連携することで，高い輻射熱環境下においても熱的に堅牢で，かつ吸着パネルを許容温度以下に維持する熱構造設計を行った．複数の技術課題を解決し，LHDに実装することで閉構造ダイバータ１セクションあたり約15〜20 m3/sの排気速度，13,640
Pa m3 の排気容量を達成した．
Keywords:
in-vessel cryo-sorption pump, inorganic adhesion, activated carbon, finite element method, closed helical divertor, LHD

１．はじめにながら，いずれのクライオ吸着ポンプもゲートバルブ等を

定常核融合炉に向けて能動的粒子制御手法の確立が課題

介して真空容器と接続するのが基本であり，真空容器内にとなっている．大型ヘリカル装置（以下，LHD）では，外直接設置することは避けられてきた．その理由のひとつに部コイルのみで磁気面を形成するその特長から，高性能プ

有機接着剤使用に伴う問題がある．従来のクライオ吸着ポラズマの定常保持に関する研究が先行して進められていンプにおいて，活性炭を冷却基板上に貼り付ける際，エポる．しかし，放電時間が長くなると，壁からのリサイクリ

キシ系の有機接着材が使用されてきた．しかし有機接着材

ング粒子の増加に伴う密度上昇が生じ，放電が阻害される

は，運転停止中（非冷却中）に有機ガスを放出して真空容ことが観測されている．長時間放電における粒子バランス

器を汚損する，また有機接着剤の経年劣化により活性炭がを考えた場合，密度の制御性を向上させるためには，壁か剥離するなどの問題があった．

らのリサイクリングに影響されない粒子バランスが担保可

これまで，LHD のダイバータ部は開いた形状から閉じた能な真空ポンプの整備が必要である．特に，真空容器内で構造（起立したダイバータ板とドーム構造により構成）へ

相対的に中性粒子密度が高くなるダイバータ板近傍に設置と改造することで，ダイバータ部の中性粒子密度を高めらできれば，より効果的な排気効果が期待できる．

れることを実験により観測している．さらに，上記の結果

トーラスプラズマ実験装置における，これまでのダイ

は EIRENE コードを用いた解析によっても確認され，ダイ

バータ排気用真空ポンプには，極低温の固体表面に気体分バータ部に排気ポンプを直接設置した場合，効果的な真空子が凝縮または吸着する性質を利用して真空容器内の気体排気が可能となることが示された［４］．

を排気するクライオポンプが採用され，DIII-D や EASTLHD のダイバータ部にクライオ吸着ポンプを直接設置に見られるように，液体 He（〜4 K）を用いるクライオ凝するためには，大きく３つの技術課題がある．第一の課題

縮ポンプが主流であった［１，２］．しかし，クライオ凝縮ポン

は上述の有機ガスによる真空容器の汚損である．また経年

プは He 液化機を必要とし，システムが巨大かつ高コスト

劣化による活性炭の剥離はメンテナンス頻度の増加を招くとなる．一方，活性炭を用いるクライオ吸着ポンプは液化ため，これまでの有機接着剤に代わる超高真空仕様かつメ機が不要で，凝縮型と比べて，より高温（〜20 K）での運

ンテナンスフリーな接着技術を確立する必要がある．第二用が可能という利点がある．そのため吸着型のクライオポの課題は活性炭の選定である．後述のとおり，限られたポンプは，LHD においても主排気装置や NBI 等で，広く利用

ンプ体積で最大限の吸着性能を得るためには，高い吸着能されている．最近では ITER においてもダイバータ排気に力を有する活性炭を選定することが必須である．複数種類

クライオ吸着ポンプが採用される予定である［３］．しかしの活性炭から最適なものを選定する上で，排気性能との強National Institute for Fusion Science, Toki, GIFU 509-5292, Japanauthor’s e-mail: murase.takanori@LHD.nifs.ac.jp

２１３!2017 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion Research

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.5 May 2017

い相関が予想される細孔径特性を詳細に分析し，実験的にパネルが実現し，ゲートバルブ等を介さず真空容器内にク比較検証することが極めて重要である．最後の課題は設置

ライオ吸着ポンプを設置することが可能となった．
開発したクライオ吸着パネルに対し，実運用を想定した領域である．LHD のダイバータ部は真空容器とプラズマにのように湾曲した細長い空間

耐ヒートサイクル性についても検証を行った．冷熱衝撃試であるため，ポンプの設置可能領域が著しく制限される．

験（約−１９０℃の液体窒素による冷却と約８０℃のヒートガ

さらにプラズマやダイバータ受熱板からの強い輻射熱に曝ンによる加熱を１０分毎に計１０回実施）を行い，十分な強度されるため，コンパクト，かつ高い熱遮蔽性能を有し，熱の接着層が形成されていることを確認した．

挟まれた

ねじれたバナナ

シールドや吸着パネルを許容温度以下に抑える熱構造設計

３．高性能活性炭の選定が求められる．
本稿では，LHD の閉構造ダイバータ内に設置することをクライオ吸着ポンプにおいて，吸着剤である活性炭の特目的としたクライオ吸着ポンプについて，その開発要素な性は排気性能に直結するため，その選定は極めて重要であらびに実機における排気能力試験の結果を述べる．

る．一般に，活性炭の特性は，主に比表面積（m2/g）と平均
細孔径（nm）で評価される．

２．無機接着法の開発

UPAC（国際純正および応用化学連合）の基準によると，筆者らは国内メーカーと共同で，有機ガス放出の無いイ

孔の大きさは便宜的に，直径＜2 nm がミクロ孔，2 nm〜ンジウムによる無機接着法を新たに開発した［５，６］．

50 nmがメソ孔，＞50 nmがマクロ孔と分類されており，活クライオ吸着ポンプの用途に限らない一般的な無機接着

性炭の特性を測る上で重要な要素となっている．クライオ法としては，銀ロウなどの活性ろう材を用いる方法がよく吸着ポンプに採用する活性炭を選定する際，物理ガス吸着知られている．これをそのまま適用する場合，活性炭と純は，ミクロ孔領域の細孔で行われるため，2 nm 以下の細孔

銅製の冷却基板を接着させる際に，真空熱雰囲気で７００〜

容量を評価することが重要である．一方，メソ孔〜マクロ

８００℃まで加熱する必要がある．熱伝導度の高い純銅製冷孔領域の細孔は，吸着物質をミクロ孔へと導く運搬通路の却基板は，およそ６００℃で再結晶組織に変化するため，冷間役割を担うため，この領域の細孔容積がポンプの排気速度

圧延によって導入された加工歪が完全に消滅し，著しい降に影響を及ぼすと考えられることから，メソ孔〜マクロ孔

伏強度の低下を引き起こすこととなる．この降伏強度の低領域の細孔にも着目した．

下は，場合によっては 50 MPa 以下にまで達する恐れが十一般的なクライオ吸着ポンプでは，ヤシの実の殻を原料分に考えられる．このような場合，自重による変形が生じ，としたヤシ殻活性炭が使用される．本研究では，市販化さクライオ吸着パネルの構造自体を維持できなくなる．

れている活性炭のうち，クライオポンプに採用実績がある

そこで筆者らは，ろう材として低融点金属のひとつであ

活性炭を含む，入手可能かつ賦活度（ミクロ孔を発達させるインジウム（融点１５６℃）を採用した．ろう材による十分る処理の度合い）の高いヤシ殻活性炭（１２種類）の細孔径

な接着強度を得るには，活性炭の多孔質構造にろう材が良分布を評価・比較した．

く馴染み，侵入する必要がある．しかしながら活性炭はろ

表１に，比較したうちの３種類のヤシ殻活性炭（A〜C）

う材への濡れ性が極めて低く，接触だけでろう材の十分なの平均細孔直径，全細孔容積，および比表面積の測定結果

侵入を得ることは困難である．既存技術による解決策としを示す．図２には，活性炭 A〜C のミクロ孔およびメソ孔て，活性炭をろう材に深く埋め込み，接着強度を確保する，領域の細孔径分布を示す．ここで細孔径分布の評価には，

あるいは，活性炭にフラックスを塗布することで濡れ性を改善させる，などの方法が挙げられる．しかしながら，前者の場合には活性炭の有効吸着面積の減少をもたらし，また後者の場合にはフラックスからの望まれないガス放出を招くため，本開発ではどちらも採用できない．
上記の問題を解決するため，活性炭の冷却基板側（接着面）の表面上に，スパッタ成膜処理を施し，原子レベルの膜粒子と，活性炭の多孔質ナノ構造とが強固にかみ合う強力なアンカー効果を生み出す金属層（Ti，Ni，Ag）を形成させた．この金属層は，活性炭へのアンカー効果を担うチタンの密着層，インジウムが密着層まで浸透しないよう遮蔽するニッケルのバリア層，およびインジウムとの馴染みの良い銀の接着層の３層で構成される（図１）．これにより，活性炭をろう材に深く埋め込むまでもなく，十分な接着強度が得られることを見出した．また，冷却基板の溝に沿って直径の揃ったペレット型活性炭を並べることで，活図１

性炭冷却面積の最大化と活性炭の高密度化を図っている．
この無機接着技術によって，真空容器内を汚損しない吸着２１４

無機接着法の概略図．活性炭と銅製冷却基板はインジウムによって接着する．また活性炭の接着面には３層の金属層をスパッタ蒸着により成膜する．

Research and Technology Note

Development of In-Vessel Cryo-Sorption Pump for LHD Closed Helical Divertor

表１．活性炭の平均細孔直径，全細孔容積，比表面積．
A

B

T. Murase et al.

こで圧力を変化させたときの吸着量を測定し，横軸に相対圧（＝吸着平衡状態の圧力と飽和蒸気圧の比）
，縦軸に吸

C

着量をとってプロットを行う．これにより得られた吸着等
温線を用いて，一般的な細孔特性や細孔径分布が算出でき

外観る．
平均細孔直径（nm）
全細孔容積（cc/g）
比表面積（m2/g)

ミクロ孔の細孔径分布を求める DFT 法は，分子動力学
2.13

2.52

2.44

1.08

0.897

0.754

2027

1422

1233

シミュレーション法とも呼ばれるもので，吸着現象を分子統計理論，熱力学的理論から解析する手法である．細孔が全て均一な形状であると仮定して解析する．吸着ガス分子は細孔内の表面付近で分散力もしくは分子間力が強く働き，吸着ガス分子が存在するひとつの密度分布（密度関数）を形成する．吸着ガス種，温度，細孔形状を決定すれば，複数の細孔サイズに対してそれぞれ密度関数から求まる理論
上の吸着等温線が求まり，上記の実測した吸着等温線と各理論等温線を重ね合わせて，実測された吸着等温線を最も正しく再現できる細孔径分布を特定する．
またメソ孔およびマクロ孔の細孔径分布を求める BJH
法は，まず細孔が全て均一なシリンダー形状であると仮定して解析する．メソ孔では吸着ガスの圧力の増加に伴い，物理吸着（多分子層吸着）から毛管凝縮による液相吸着へと移行する．この場合，ある相対圧（"!
"!）において，&)
より小さな細孔半径で毛管凝縮が起きており，そのとき細孔の壁面に厚さ 'の多分子層吸着が起きていると仮定すると，毛管凝縮が起こっている細孔の液面屈曲半径 &%は Kelvin の毛管凝縮理論から次式で与えられる．
$
%#
(*#
&
# !"
)!'
%#&
#$&
"!
"!&
'%

（１）

ここで，$は表面張力，#は接触角である．細孔半径 &と&"$&の間の細孔半径を持つ細孔を全てまとめて，１本の長い円筒に置き換え，その円筒の長さを !%&&とすると，ある相対圧における吸着量の収支は次式のようになる．
$"%*!%#! "%
!%
&
&!'
$&
&
&
)
&

（２）

ここで %*は全細孔容積であり，%はある相対圧における吸着量（多分子層吸着量と毛管凝縮量の総和）である．（２）
図２

活性炭の細孔径分布．（a）
DFT 法から求めたミクロ孔容積，（b）
BJH 法から求めたメソ孔〜マクロ孔容積．A〜C は表１
における活性炭 A〜C を示す．ミクロ孔が最も発達している活性炭 A は高い排気容量が期待できる一方，10 nm 以上のメソ孔が極端に少ない活性炭 C では，吸着ガスが活性炭内部で拡散しづらく，高い排気速度は期待できない．

式の左辺は全吸着量から多分子層吸着量と毛管凝縮量を引いた空の細孔容積を表し，右辺は細孔半径 &)から∞までの細孔について多分子層吸着厚さを除いた微小容積を積分することで全ての空の細孔容積を表している．%*および %は吸着等温線から得られる測定値であるので，相対圧と 'の関係式を用いることによって細孔径分布が求まる．

全自動ガス吸着量測定装置（Quantachrome Instruments

本研究では分子の吸着サイトであるミクロ孔だけでな製 AS-iQ）により得られるガス吸着脱離等温線（吸着等温

く，活性炭内の分子拡散に寄与するメソ孔〜マクロ孔の容線）に対して，ミクロ孔領域の細孔径分布解析には，Den-量を測定する必要があることから，吸着ガスにミクロ孔かsity Functional Theory（DFT法）［７］のスリット細孔モデル

らマクロ孔までの細孔領域（0.4 nm〜500 nm）について分を，メソ孔領域の細孔径分布解析 に は，Barrett-Joyner-析可能な希ガスのアルゴンガスを採用した．ミクロ細孔のHalenda の方法（BJH 法）［８］を適用することで求めた．

分布を表す図２（a）から，活性炭 A はミクロ細孔が発達しここで細孔径分布の計算手法について述べる．物理吸着ており，ガス吸着の場が活性炭B，Cと比較して豊富に存在は分子間力による吸着であり，温度一定という条件の下ですると考えられる．すなわち，活性炭 A に最も高い排気容は，吸着する分子の数は圧力の上昇とともに増加する．そ

量を期待できる．また図２（b）から，活性炭Aおよび活性炭
２１５

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.5 May 2017

B は，活性炭 C と比べてメソ孔領域（2 nm〜50 nm）の細アルメル）を用いて計測した．ガス流量を 2.5〜160 sccm

孔が発達していることがわかる．10 nm 以上の細孔が極端（S t a n d a r d C u b i c C e n t i m e t e r s p e r M i n u t e，に少ない活性炭 C では，吸着ガスが活性炭内部で拡散しづ

1 sccm = 1.667×10−8 m3/s）の範囲で調整し，各流量にてらく，高い排気速度は期待できない．

１５分経過後に真空容器内圧力を計測した．その結果，活性

上記の活性炭の細孔特性評価に加えて，後述のテストス

炭 A を使用した吸着パネルでは，3.5±0.3 m3/s の安定したタンドにおける排気能力試験の結果から，活性炭の細孔特

排気速度が得られた（図４）．また，定常流量 60 sccm で計性とクライオポンプの排気性能の関連性を明らかにした上測した排気容量は，2,720 Pa m3 であった（図５）．排気速度

で，高排気性能を示した活性炭 A を採用した．

は時間の経過とともに減少傾向が見られ，活性炭 C では減少率が特に大きい．さらに活性炭 C の排気容量は活性炭 A

４．テストスタンドにおける排気能力の検証の 1/3 程度であった．

クライオ吸着ポンプの排気速度を評価するため，テスト

テストスタンドで得られた排気速度は，クライオ吸着パ

スタンドにおいて排気性能試験を実施した．クライオ吸着

ネル（活性炭）の排気速度と，LN2 および水冷シールドのコ

ポンプは，ステンレス鋼製の水冷シールドと無酸素銅製のンダクタンスとの合成により決定される．これに対して排液体窒素（LN2）シールド，および活性炭を冷却基板に接着

気容量は活性炭の性能にそのまま比例すると考えられる．

して製作した吸着パネルで構成される．LN2 シールドは，

ここでは，本章で得られた排気速度（図４）と前章で求め水冷シールドの内側に設置され，LN2 シールドと接触するた細孔特性（表１）ならびに細孔径分布（図２）を比較す

冷媒配管からの熱伝導により，100 K 以下にまで冷却される．テストスタンドで測定した活性炭 A〜C の排気容量はる．真空容器内上部には，LN2 用のバッファタンクがあり，それぞれ，2720 Pa m3，1880 Pa m3，935 Pa m3 であり，活試験中，真空容器外部のデュアーから常時液体窒素を供給

性炭 C を基準にした比で表すと，2.9：2.0：1 となる．表１のし，下部に設置された LN2 シールドを冷却する．LN2 シー

比 表 面 積 に つ い て 比 較 す る と，そ れ ぞ れ 2027 m2/g，ルドの内側には，図３に示す６枚の無酸素銅製冷却基板（80 mm×92 mm）から成る吸着パネルを設置した．吸着パネルは，前述の無機接着法を用いて活性炭が貼り付けられている．各吸着パネルは，真空容器上部の冷凍機（住友重機械工業製と RDK-408D2）コールドヘッドに設置した無酸素銅製のロッドとボルト固定され，10 K 以下まで冷却される．
真空容器側面ポートから流量を調整した水素ガスを導入
し，水素ガスの流量（Pa m3/s）と平衡圧力（Pa）から排気速度（m3/s）を求めた．ここで流量はマスフローコント
ローラで調整した．真空容器内圧力は熱陰極電離真空計，
吸着パネルの温度は Lake Shore Cryotronics， Inc．製セルノックス，LN2 シールド温度は K 型熱電対（クロメル・

図４

テストスタンドにおけるクライオ吸着ポンプの排気速度．
A〜C は表１における活性炭 A〜C を示す．活性炭 A を使用した吸着パネルでは，3.5±0.3 m3/s の安定した排気速度が得られた．また活性炭 C を使用した吸着パネルでは，活性炭 A および B と比べて低い排気速度となった．

図３

図５

テストスタンドにおけるクライオ吸着ポンプの排気容量．
A〜C は表１における活性炭 A〜C を示す．活性炭 A を使用した吸着パネルでは，定常流量 60 sccm で計測した排気容
量は，2,720 Pa m3 であった．

クライオ吸着ポンプのテストスタンド．吸着パネルは，
LN2 シールドおよび水冷シールドで覆われている．排気速
度は，マスフローコントローラで調整した水素ガスの流量と，排気とつり合う平衡圧力から求める．

２１６

Research and Technology Note

Development of In-Vessel Cryo-Sorption Pump for LHD Closed Helical Divertor

T. Murase et al.

1422 m2/g，1233 m2/g であり，同様に比で表すと 1.6：1.2：1

要な設計ポイントであり，そのためには，熱シールドの耐となり，定性的な傾向は一致するものの値は乖離してい

熱性・熱遮蔽性を高め許容温度を超えない構造とするこる．これは比表面積の値には分子の吸着に寄与するミクロと，さらに吸着パネルへの入熱（放射熱・気体伝熱・固体

孔だけでなく，メソ孔およびマクロ孔の表面積も含まれて伝熱）を抑制することが重要である．吸着パネルへの熱負いるためと考えられる．そこで図２のミクロ孔分布を積分

荷が冷凍機の冷却性能を超えている場合には，冷凍機の増することにより 2 nm 以下のミクロ孔容積の比を求めると，設等，対策する必要がある．この設計条件をクリアする範2.83：1.95：1 となり，排気容量の比と定量的に近いことがわ

囲内において，排気性能を高める構造設計が可能となる．

かる．これを利用して，排気容量が既知の活性炭と 2 nm

構造設計におけるポイントは，ダイバータ部の狭小領域に以下のミクロ孔容積を比較することで，おおよその排気容も収まるコンパクトな設計で，さらにその領域の中で吸着量の推定に使用できる可能性がある．

（排気）面積を最大に，かつ排気コンダクタンスを大きくすること（ポンプの排気口や真空容器とのギャップを大きく

５．LHD に実装するクライオ吸着ポンプの熱設計する等）である．本章では熱シールドおよび吸着パネル温LHD 閉構造ダイバータ用に設計したクライオ吸着ポン度を許容温度以下に抑えるための熱構造設計について述べ

プの模式図を図６に示す．クライオ吸着ポンプは炭素繊維

る．

複合材で保護されたステンレス鋼製の水冷シールドと無酸

５．
１ ダイバータ受熱板から熱シールドへの熱負荷

素銅製のルーバー型の LN2 シールド，および 10 K のガスヘ

水冷シールドおよび LN2 シールドの耐熱性能・熱遮蔽性

リウム（GHe）により冷却された吸着パネルで構成されて能は，プラズマおよびダイバータ受熱板との位置関係や熱いる．排気ポンプとしての役割から，熱シールドは，気体シールドの材料および板厚，そして各熱シールド間のの通り道を十分確保した上で光や熱の侵入を効果的に防ギャップで評価が大きく変わる．そのため実際の設計活動

ぎ，吸着パネルへの入熱を許容値以下まで低減させる必要

では，3D-CAD を用いた構造設計を進めつつ，ダイバータがある．そのため水冷シールドは，LN2 シールドがダイ

受熱板−クライオ吸着ポンプ間の輻射熱を含めたシミュ

バータ受熱板の高温部を見込まない構造とした．またルー

レーションを並行して行い，その結果を受け，さらに設計

バー型 LN2 シールドでは，吸着パネルが常温部を直接見込の改良をするという試行錯誤を繰り返して設計を進めた．

まないよう，ルーバーの傾斜角と個々の間隔を調整した．

以下に解析の一例について示す．

また水冷シールドの材質であるステンレス鋼（SUS316）はトロイダル非対称な LHD において，標準磁場配位で熱５００℃を超えると機械的強度が低下する．そのため多少裕負荷の最も厳しくなる位置（赤道面近傍）のクライオユ

度を持たせて許容温度を 450℃ とした．LN2 シールドの温ニットおよびダイバータ受熱板を対象とした．図７に有限度は，吸着パネルへの輻射熱量に関わるため，可能な限り要素法による輻射伝熱解析モデルを示す．ダイバータ受熱低く抑えることが理想であるが，本設計では LN2 シールド

板端部に，LHD の定常プラズマ実験に相当する定常熱流束の許容温度を 100 K とした．

（2 MW/m2）を加えた．ダイバータ受熱板の冷却水配管部

また LHD におけるクライオ吸着ポンプは，ダイバータ

およびクライオポンプ上部の冷却水流路を２５℃，液体窒素

受熱板やプラズマからの高い輻射熱にさらされる．万が配管内壁を 80 K とした．ダイバータ受熱板の表面，水冷

一，吸着パネルに除熱能力以上の熱負荷が加わり，パネル

シールド，および LN2 シールド表面上の輻射面間に対し温度が 20 K を超えると，活性炭に溜め込まれたガスが一気て，ラジオシティ法［９］を用いた面‐面間の輻射設定を適用に放出し始め，排気ポンプとしての機能を喪失する．よっした．ダイバータ受熱板は等方性黒鉛，水冷シールドはスて，吸着パネルの温度を 20 K 以内に抑えることが，最も重

図７

図６

クライオ吸着ポンプの断面模式図．熱シールドは，ダイ
バータ受熱板からの輻射熱の侵入を効果的に防ぎ，かつ気体の通り道を十分確保する構造となっている．

２１７

有限要素解析モデル．赤道面近傍のユニットおよびダイ
バータ受熱板を想定し解析した．ダイバータ受熱板の冷却
水配管および水冷シールド冷却水路を２５℃に，LN2 配管内を 80 K に設定した．ダイバータ受熱板の端部にダイバータ
レグに相当する熱流束2 MW/m2 を与え，ダイバータレグ受
熱面および熱シールド表面を輻射面として設定した．

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.5 May 2017

テンレス鋼（SUS３１６），LN2 シールドは無酸素銅製であり，各材質の物性値（熱伝導率，比熱，輻射率）に応じて設定"'$(#!"%$&*&#)$##"#%#!%&*

した．ただし，LN2 シールドの輻射率は，外部の光を吸着パ

ここで輻射率 "は同軸円筒の輻射率の式

ネルへ導かないよう黒化処理が施されているため，0.9とし（５）ける最大温度は１０００℃を超えるものの，水冷シールドの最

"
'(#
%&*"
（６）
!'(#
"
"
"!"
%
'(#"
'(#&
%&*
!%&*
を用いる．また !'(#，!%&*はそれぞれ LN2 シールドおよび大温度は１９０℃程度に抑制することができ，また LN2 シー

GHe 配管の表面積（0.235 m2，0.0772 m2）である．ユニット

ルドの温度は最大でも 100 K 以下に抑えることができた．

間の GHe 配管は SUS316 製，LN2 シールドは銅製であるた"$

た．図８に計算結果を示す．熱解析の結果を設計にフィードバックし設計を重ねた結果，ダイバータ受熱板表面にお!
!
$，""と し て 計 算 す る と，め，そ れ ぞ れ "
'(#$!
%&*$!

５．
２ 輻射による吸着パネルへの熱負荷
前項の設計検討では水シールドおよび LN2 シールドへの（５）式より輻射熱 #)は，6.82×10−3 W と求まる．これは，熱負荷を抑制する検討を行った．実際の設計では LN2 シー（３）式から求めたユニット本体における輻射熱と比べて無ルドから吸着パネルならびに GHe 配管への輻射熱を評価視できるほど小さい．

し，熱仕様を満たさなければ，さらにシールド温度を下げ

５．
３ 支持体からの伝導による吸着パネルへの熱負荷るための設計変更を行う．本項では吸着パネルへの輻射熱

吸着パネルは，LN2 シールドに設置した断熱支持体によの評価方法について述べる．LN2 シールドから活性炭へのり固定される．そのため吸着パネルは断熱支持体から熱伝（W）は，ステファンボルツマン定数 #，輻射率 "，輻射熱 #)導による熱負荷を受ける．通常，断熱支持体の設計では熱および吸着パネルの受熱面積 !（0.568 m2）を用いて以下パスを出来るだけ細く，長くする設計が採用されるが，本の式で試算できる．

クライオ吸着ポンプでは，もともと設置できるポンプ断面#)$##$#%"'$(#!"+$&#!

が小さく，断熱に効果的な長さの熱パスを確保できない．

（３）

さらに熱パスを無理に長くすると，自重で歪み，周りの熱"'(#，"+はそれぞれ LN2 シールドと吸着パネルの温度でシールドと干渉する恐れもあることから，伝熱解析を通しある．そ し て５．
１項 の 結 果 を 基に，LN2 シ ー ル ド の 温 度て，シンプルな T 型構造の支持体を採用した（図１０）．支持"'(#を 100 K とし，また吸着パネルの温度 "+を 10 K とす

体はステンレス鋼（SUS316）製で LN2 シールドにボルトでると，（３）式を用いて 2.63 W を得る．輻射率 "は並行平面固定される．クライオ吸着ポンプ１基あたり２４個の支持体の輻射率の式を用いる．最終的な支持体の設計については，吸着パネル

"
+"
'(#
"$
"
"
"!"
"%
+
'(#
'(#&

全体の熱負荷および製作性を勘案して決定する．
ここでは支持体１個あたりの伝導熱を，有限要素法によ（４）り計算した例について述べる．LN2 シールドとの接触部より求める．吸着パネルの輻射率 "+は，吸着パネル上に活（ボルト固定部）を 100 K とし，GHe 配管との接触部を 10 K

性炭が隙間なく敷き詰められていると仮定し，１とした．

に設定した．実際には完全接触ではないため，接触熱抵抗

また LN2 シールドの輻射率 "'(#は 0.9 とした．

を考慮する必要があるが，多少過大な境界条件とした．伝

ここでクライオ吸着ポンプは１基６ユニットで構成さ熱解析による温度分布の結果を図１１に示す．GHe 配管とのれ，各ユニット間では，GHe 配管は LN2 シールドからの輻

接触部を通る熱流束は，4.58×10−3 W/mm2 となる．GHe

射熱を受ける（図９）．この輻射熱の評価には（３）式と同配管との接触面積は 57.5 mm2 であることから支持体１個

様に下記の式を用いる．

あたりの伝熱量は 0.26 W となり，よって１基あたりの支持

図８

ダイバータ受熱板，水冷シールドおよび LN2 シールドの温度分布．ダイバータ受熱板の受熱面（最大１１６０℃）からの
輻射熱により，水冷シールドの温度は最大１９０℃にまで上昇し，さらに水冷シールドからの輻射熱により，LN2 シー
ルドの温度は最大 99 K となることが分かる．

図９

２１８

ク ラ イ オ 吸 着 ポ ン プ ユ ニ ッ ト 間 を 繋 ぐ GHe 配 管（TGHe ＝ 100 K，"GHe ＝ 0.4）および GHe 配管を覆う円筒形の LN2 シールド（TLN2 ＝ 100 K，"LN2 ＝ 0.1）．

Research and Technology Note

Development of In-Vessel Cryo-Sorption Pump for LHD Closed Helical Divertor

T. Murase et al.

（i）定常状態
クライオポンプの冷却が完了すると，吸着パネルへ出入
りする熱の収支がつり合い，吸着パネル温度が一定となる．この時，吸着パネルは真空容器内に残るごく僅かなガスを吸着するのみで流量 %$は無視できるほど小さい．
よって (("$!と考えることができる．
（ii）プラズマ実験時
閉構造ダイバータ用クライオ吸着ポンプの設計において，LHD 真空容器内に入射される固体水素ペレット（直径2.5 mm，長さ 2.5 mm）を 10 Hz で入射したときのガス流量（10 Pa m3/s）を連続排気できることが目標として設定されている［４］．本稿では，現状のパイプガンペレットで用い
図１
０ GHe 配管支持体構造および有限要素解析における境界温度
設定．クライオ吸着ポンプユニットの端部には，GHe 配管を固定する T 字型の支持体があり，支持体から吸着パネル
へ伝導による熱負荷がかかる．支持体と GHe 配管の接触面を 10 K とし，LN2 シールドと支持体を固定するボルト部で100 K とした．

られているより大きな固体水素ペレット（直径 3 mm，長さ 3 mm）［１０］を反映して吸着熱の見積もりを行った．固体
水素ペレット１個あたりの水素は 2 Pa m3 で あ る の で，10 Hz（１秒間に１０個）で入射された水素ペレットの水素ガ
ス流量 %$は 2×104 PaL/s と考えられる．よって，このときの吸着パネルへの吸着熱は（７）式より 70 W と求まる．
５．
５ 気体の熱伝導による吸着パネルへの熱負荷
LN2 シールドと吸着パネルの間にある水素ガスを介して，LN2 シールドから吸着パネルへの気体の伝導熱が存在する．この場合の熱負荷の計算は圧力が低い時の真空壁間の残留ガスによる熱伝導の式が適用できる．この伝導熱量
を ((#&''とすると，

図１
１ GHe 配管支持体の温度分布．GHe 配管との接触部を通る熱流束は，4.58×10−3 W/mm2 であった．これに GHe 配管との接触面積をかけると，熱量は 0.26 W となる．またクライ
オ吸着ポンプ１基あたり，２４個の支持体があるため，熱負荷は 6.24 W となる．

#""
((#$!
!
&(!&)'# $ #! （８）
#%$#
#' #&
#!" !
(#&
と表すことができる［１１］．ここで #は気体の比熱比，#は分子量，$は水素ガスの圧力（Pa）そして !は受熱面積（m2）である．また熱適応係数 '!は以下の式で与えられる．
'!$

体から入る熱負荷は，6.24 W となる．
５．
４ ガス吸着による吸着パネルへの熱負荷

'"'#
!#
'#" &
'"
"!'#'
!"

（９）

ガス吸着による熱負荷は，排気するガスの仕様によって決定するため，構造設計による大きな制御は出来ないもの

なお '"，'#はそれぞれ吸着パネル，LN2 シールドの熱適応の，吸着パネル全体の熱負荷を議論する上で欠かせない評

!
!
&，!#"
#&
係数であり，'"$"，'#$!
!"%$とすると，'!$!

価項目である．活 性 炭 が 水 素 を 吸 着 す る 際 に 発 生 するを得る．& は平均温度であり，以下の式で与えられる．

吸 着 熱 (("&・L/s）/K），吸 着 熱''は，比 熱 "（W/Pa)(&("(&)(& $#（W/（Pa・L/s）），クライオポンプの排気速度 %（L/s），お$よび圧力 $（Pa）を用いて，(("$")&&(!&)'
%$"$
%$

（１０）

&($100 K，&)$10 K のとき，&$43 K を得る．ここで，こ（７）の熱負荷は水素ガスの圧力によって値が異なるため，定常と表される．ここで，吸着パネルに到達する水素分子は，状態とプラズマ実験時とで場合分けを行う．

LN2 シールドを通過する過程でルーバーブラインド型の冷（i）定常状態

却面（100 K）と衝突・反射を繰り返すため，速度が十分に

LHD における高密度プラズマ実験において，ベース圧力低下している．パネル周辺の水素ガスの温度は LN2 シール

は最大 1×10−3 Pa 程度である．このとき（８）式より，熱負

ド温度と同一であると仮定し，&($100 Kとした．なお，排荷 ((#は 1.35×10−3 W となる．よって定常状態における残気速度 %と圧力 $の積，つまりクライオポンプが排気する

留水素ガスによる熱伝導は無視できるほど小さい．

水素の流量 %$（Pa L/s）は吸着パネルの冷却が完了した定（ii）プラズマ実験時
LHD ダイバータ部を閉構造化すると，中性粒子が凝集さ常状態と，プラズマ実験時とで計算条件が異なるため，これ圧力が最大1 Pa程度に上昇することが実験により観測さこでは場合分けして考える．

れている
［４］
．よって
（８）式より熱負荷((#は，1.35 Wとなる．
２１９

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.5 May 2017５．
６ 吸着パネルの熱的健全性評価

タレグと真空容器壁に囲まれた狭小領域を塞ぐように，サイズの異なる３種類，１セクションあたり計６台のクライ

５．
１項から５．
５項までの設計検討により吸着パネルへの最大熱負荷は 80.2 W まで抑制することができた．このときの

オ吸着ポンプユニットを吸着パネルへの熱負荷を表２にまとめる．吸着パネルへのて構成している．また，吸着パネルの冷媒である GHe は循

ねじれたバナナのように繋げ熱負荷は，定常状態では支持体からの伝導熱が支配的とな環方式を採用しており，３台の GM 冷凍機（住友重機械工る．一方，プラズマ実験時では，水素ガスの吸着熱が支配

業製 RDK‐４１５D）で冷却された GHe は，トランスファー

的となる．

チューブにより，真空容器上部ポートを経由してクライオ

熱設計の最終目標は，熱負荷が最も厳しくなる条件にお吸着ポンプに供給される．そしてポンプ内を通過した GHe

いて吸着パネルの表面温度が局所的でも 20 K を超えないは，再び真空容器上部ポートよりトランスファーチューブことである．そのため設計変更の都度，有限要素法によるを通って冷凍機に戻る．LN2 は圧送方式を採用しており，

熱計算を行い，最大熱負荷時における吸着パネルの表面温真空容器下部ポートからクライオ吸着ポンプに供給され，度分布を求め，許容範囲内であるか確かめた．満足してい上部ポートから排出される（図１４）．
表３に，LHD 真空容器内に設置したクライオ吸着ポンプ

ない場合は，構造を改良して満足できる結果が得られるまで繰り返した．以下に吸着パネルの熱解析について述べる．GHe 配管内壁の温度を 10 K とし，吸着パネルに入る熱負荷（80.2 W）をパネル面積（0.568 m2）で除算した熱流束（141 W/m2）を吸着パネル表面（両面）に与えた．図１２に吸着パネルの温度分布を示す．吸着パネルの表面温度は，GHe 配管から最も離れた活性炭位置で最大 17.8 K であることがわかる．このように熱解析を利用しながら，ポンプ機能を維持する目安温度である 20 K 以下を維持可能な熱構造設計を行った．

６．クライオ吸着ポンプの排気能力試験
本稿で概説したクライオ吸着ポンプは，平成２８年度までの真空容器内改造作業において，LHD トーラス内側，トロ
図１
３ クライオ吸着ポンプの配置と形状．クライオ吸着ポンプ
は，LHD トーラス内側，トロイダル１
０セクション中，５セ
クションに配置されている．また各クライオ吸着ポンプ
は，長さの異なる６台のユニットから成り全体で ねじれたバナナ のような形状となっている．

イダ ル１０セ ク シ ョ ン の内，５セ ク シ ョ ン に 配 置 さ れ た（図１３）．より大きなポンプ体積を確保するため，ダイバー
表２．吸着パネルへの熱負荷．

Thermal radiation (W)solid heat conduction (W)Adsorption enthalpy (W)Gaseous heat conduction (W)Heat load to cryo panels (W)Steady
State
2.6
6.2
0
0.00135
8.8

PlasmaOperation
2.6
6.2
70
1.35
80.2

図１
２ 吸着パネルの温度分布．表２より，吸着パネルが受ける全熱負荷は 80.2 W であるため，これを吸着パネルの表面積0.568 m2 で割った熱流束（141 W/m2）を活性炭表面に設定して計算した．また GHe 配管内壁温度を 10 K とした．吸着
パネル表面の最大温度は 17.8 K であり，ポンプとして機能
する目安温度（20 K）以下となった．

図１
４ クライオ吸着ポンプの冷却システム．クライオ吸着ポンプの冷媒である，GHe は循環方式，LN2 は圧送方式を採用している．GHe は３台の冷凍機で冷却し，トランスファー
チューブにより真空容器内に供給する．LN2 は下部ポートより供給され，上部ポートから排出する．

２２０

Research and Technology Note

Development of In-Vessel Cryo-Sorption Pump for LHD Closed Helical Divertor

T. Murase et al.

表３．クライオ吸着ポンプの性能諸元（１基あたり）．

１基あたりの主な性能諸元を示す．LHD 真空容器（体積：3250 m ）を主排気装置で排気した後，開発した真空容器内

Pumping area
Ultimate pressure
Pumping speed
Pumping capacity

蔵型クライオ 吸 着ポ ン プ 単 独 で 排 気 し た 結 果，およそ1×10−5 Pa（水素換算）の真空度に達した．また LHD ガス
パフ用マスフローコントローラで水素ガスの流量を調整

0.568 m2
1×10−5 Pa
15−20 m3/s for hydrogen
13,640 Pa m3

し，クライオ吸着ポンプの排気とつり合う平衡圧力から排気速度を求めた．ここで，現状のペレットを 10 Hz で入射した際のガス流量（20 Pa m3/s）を想定した場合には，クライオ吸着ポンプ１基あたりのガス流量（2 Pa m3/s）で排気試験を行う必要がある．しかしながら本試験ではマスフ
ローコントローラの制約上，1.5×10−2〜0.37 Pa m3/s の流量範囲で試験を行った．排気速度は約 15〜20 m3/s（水素換算）を示し（図１５），ガス圧の増加に対して減少の傾向は見られなかった．より高いガス流量での熱的健全性の確認
は，プラズマ放電時に行うこととなった．また排気容量は，13,640 Pa m3 となった．この結果は４章のテストスタンド
における排気試験の結果から予想される排気容量と一致しており，排気容量の比（13,640 Pa m3/2,720 Pa m3=5.01）は，吸着パネルの面積比（0.568 m2/0.1148 m2=4.95）とほぼ一

図１
５ 真空容器内蔵型クライオ吸着ポンプの排気速度．LHD ガス
パフ用マスフローコントローラで調整した水素ガスの流量と，平衡圧力から求めた排気速度は，１基（トロイダル１
セクション）あたり約 15〜20 m3/s を示した．

致した．

７．まとめ
本研究では，LHD の閉構造ダイバータ内に設置すること

ンプの見通しを得た．

を目的として，核融合実験装置の真空容器内に設置可能な本稿で開発したクライオポンプを LHD トーラス内側，

吸着型のクライオポンプを開発した．特に，吸着材に無機

トロイダル１０セクション中，５セクションに配置し，その接着材を用いることにより，従来の有機接着材を用いたク

排気能力試験を行った．その結果，１基あたりの排気速度

ライオ吸着ポンプに比べて，運転停止中に有機ガスを放出

は，設計目標の約 1.5〜2 倍の排気性能［４］となり，さらに排して真空容器内を汚染することが無いだけでなく，ヒート

気容量は，LHD の高密度実験において使用する約１週間分

サイクルによる活性炭の剥離も抑制できるため，運用上優の粒子数に相当し，十分な排気容量を有することが示されれたクライオ吸着ポンプとなっている．

た．

また，本稿で開発したクライオ吸着ポンプでは，吸着性能が極めて高い活性炭を選定した．この過程で活性炭のナ

参考文献

ノスケールの細孔径分布と排気性能の密接な因果関係につ［１］K.M. Schaubel et al., Advances in Cryogenic Engineering
39, 1583 (1994).
［２］Q.S. Hu et al., Fusion Eng. Des. 85, 1508 (2010).
［３］R.J. Pearce et al., Fusion Eng. Des. 88, 809 (2013).
［４］S. Masuzaki et al., Fusion Eng. Des. 85, 940 (2010).

いて明らかにし，クライオ吸着ポンプに適する活性炭の特性を見出した．この関連性の知見は，今後のクライオ吸着ポンプの開発活動にも適用可能であり，開発期間の短縮やコスト削減にも貢献できる．

［５］村瀬尊則 他：クライオ吸着パネル及びその製造方法，
並びにそれを用いた真空装置．特許第６
０
２
１
２
７
６号，２
０
１
６．
［６］T. Murase et al., Plasma Fusion Res. 11, 1205030 (2016).
［７］P.A. Webb et al., Analytical Methods in Fine Particle
Technology (Micromeritics, 1997).
［８］E.P. Barrett et al., Chem. Soc. 73, 373 (1951).
［９］E.M. Sparrow et al., Radiation Heat Transfer (Hemisphere
Publishing Corporation, 1978).
［１０］R. Sakamoto et al., Rev. Sci. Instrum. 84, 083504 (2013).
［１１］熊谷寛夫，富永五郎 編：真空の物理と応用（裳華房，
１
９
７
０）
．

さらに，ダイバータ部の熱的・空間的に厳しい制約の中で，クライオ吸着ポンプを実装するため，３D-CAD による構造設計と輻射熱解析を相互に補完しながら設計検討を行った．その結果，ダイバータ受熱板やプラズマからの高い熱負荷を受けても十分な耐熱性・熱遮蔽性能を有する構造とすることができた．また同時に，熱解析を活用しながら，吸着パネルへの輻射・気体／固体伝熱による熱負荷
を，許容温度以下に抑制した構造とすることができた．この熱構造設計を通して，LHD ダイバータ部の高熱負荷環境下においても，真空ポンプとして成立するクライオ吸着ポ

２２１