JAEA-Research

核融合原型炉 SlimCS の概念設計
Conceptual Design of the SlimCS Fusion DEMO Reactor
飛田 健次

榎枝 幹男

濱松 清隆

井上 多加志

谷川 博康

西尾 敏

劉 常樂

西谷 健夫

川島 寿人
谷川 尚

礒野 高明

江里 幸一郎

坂本 宜照

芝間 祐介

清水 勝宏

角舘 聡

鶴 大悟

鈴木 隆博

河村 繕範

本多 充

中村 博文

中道 勝

林巧

朝倉 伸幸

宇藤 裕康

櫻井 真治

栗田 源一

林 孝夫

小泉 徳潔

坂本 慶司

安堂 正己

小関 隆久
武智 学

山西 敏彦
西宏

佐藤 正泰
高橋 幸司

星野 毅

関 洋治

中村 幸治
廣瀬 貴規

落合 謙太郎

吉田 徹

大山 直幸

宋 云涛

鈴木 哲

土谷 邦彦

佐藤 聡

井手 俊介

野澤 貴史
相羽 信行

Kenji TOBITA, Satoshi NISHIO, Mikio ENOEDA, Hirofumi NAKAMURA
Takumi HAYASHI, Nobuyuki ASAKURA, Hiroyasu UTOH, Hiroyasu TANIGAWA
Takeo NISHITANI, Takaaki ISONO, Shinji SAKURAI, Genichi KURITA
Takao HAYASHI, Naoyuki OYAMA, Changle LIU, Kiyotaka HAMAMATSU
Takashi INOUE, Takahisa OZEKI, Masayasu SATO, Yukiharu NAKAMURA
Satoshi SUZUKI, Hisato KAWASHIMA, Koichiro EZATO, Daigo TSURU
Norikiyo KOIZUMI, Keiji SAKAMOTO, Masami ANDO, Kunihiko TSUCHIYA
Yoshiteru SAKAMOTO, Yusuke SHIBAMA, Takahiro SUZUKI, Manabu TAKECHI
Koji TAKAHASHI, Takanori HIROSE, Satoru SATO, Takashi NOZAWA
Hisashi TANIGAWA, Satoshi KAKUDATE, Yoshinori KAWAMURA
Toshihiko YAMANISHI, Tsuyoshi HOSHINO, Kentaro OCHIAI, Shunsuke IDE
Nobuyuki AIBA, Katsuhiro SHIMIZU, Mitsuru HONDA, Masaru NAKAMICHI
Hiroshi NISHI, Yoji SEKI, Tohru YOSHIDA and Yuntao SONG

核融合研究開発部門
Fusion Research and Development Directorate

August 2010
Japan Atomic Energy Agency

日本原子力研究開発機構

JAEA-Research

2010-019

i

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JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

iii

iii

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目

JAEA-Research 2010-019

次	
 

目

次	
 

１．はじめに1

１．はじめに

1

２．設計の基本方針

3

２．設計の基本方針

3

2.1

背景

3

2.1

背景

3

2.2

SSTR 以降の炉設計研究の流れ

4

2.2

SSTR 以降の炉設計研究の流れ

42.3

原型炉の設計指針

92.3

原型炉の設計指針

9

2.4

運転計画

10

2.4

運転計画

10

11

参考文献

参考文献
３．システム設計

13

11

３．システム設計

13

3.1

概要

13

3.1

概要

13

3.2

計算条件

14

3.2

計算条件

14

3.3

システム計算の結果

19

3.3

システム計算の結果

19

3.4

SlimCS の設計パラメータ

22

3.4

SlimCS の設計パラメータ

22

28

参考文献

参考文献
４．プラズマ物理設計

29

28

４．プラズマ物理設計

29

4.1

MHD 平衡29

4.1

MHD 平衡294.2

熱粒子制御の考え方

34

4.2

熱粒子制御の考え方

34

4.3

電流駆動

37

4.3

電流駆動

37

4.4

アルファ粒子損失45

4.4

アルファ粒子損失

45

4.5

ベータ限界

46

4.5

ベータ限界

46

4.6

プラズマ回転49

4.6

プラズマ回転49

4.7

ELM に対する考え方

50

4.7

ELM に対する考え方

50

4.8

ダイバータ

51

4.8

ダイバータ

51

4.9

運転モード

56

4.9

運転モード

56

4.10

対向材およびプラズマ壁相互作用

58

4.10

対向材およびプラズマ壁相互作用

58

4.11

ディスラプションの考え方

60

4.11

ディスラプションの考え方

60

参考文献

63

参考文献

63

５．炉構造

67

５．炉構造

67

5.1

概要

67

5.1

概要

67

5.2

ラジアルビルド

69

5.2

ラジアルビルド

69

5.3

電磁構造解析

70

5.3

電磁構造解析

70

5.4

導体シェル

77

5.4

導体シェル

77

5.5

高温遮蔽

79

5.5

高温遮蔽

79

v

v

v

v

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

5.6

ブランケット85

5.6

ブランケット

85

5.7

低温遮蔽

89

5.7

低温遮蔽

89

5.8

クライオスタット

92

5.8

クライオスタット

92

93

参考文献

参考文献
６．ブランケット94

93

６．ブランケット94

6.1

ブランケットの設計要件

94

6.1

ブランケットの設計要件

94

6.2

ブランケットの構造概念

100

6.2

ブランケットの構造概念

100

6.3

ブランケットの核熱設計

102

6.3

ブランケットの核熱設計

102

6.4

TBR 制御113

6.4

TBR 制御113

6.5

発電系システムの概念

114

6.5

発電系システムの概念

114

6.6

ブランケット設計の課題

117

6.6

ブランケット設計の課題

117

119

参考文献

参考文献
７．トロイダル磁場コイル

120

119

７．トロイダル磁場コイル

120

7.1

概要

120

7.1

概要

120

7.2

コイル線材の評価

1207.2

コイル線材の評価

120

7.3

コイル設計コードの開発

123

7.3

コイル設計コードの開発

123

7.4

トロイダル磁場コイルの設計

131

7.4

トロイダル磁場コイルの設計

131

141

参考文献

参考文献
８．メンテナンス

143

141

８．メンテナンス

143

8.1

はじめに

143

8.1

はじめに

143

8.2

SlimCS のメンテナンス

146

8.2

SlimCS のメンテナンス

146

8.3

メンテナンス所要時間の見積り

157

8.3

メンテナンス所要時間の見積り

157

165

参考文献

参考文献

165

９．建屋

166

９．建屋

166

9.1

原型炉建屋の特徴

166

9.1

原型炉建屋の特徴

166

9.2

安全性から見た建屋設計の考え方

166

9.2

安全性から見た建屋設計の考え方

166

9.3

炉本体建屋の概念

171

9.3

炉本体建屋の概念

171

9.4

建屋設計に影響を及ぼす本体設計項目

172

9.4

建屋設計に影響を及ぼす本体設計項目

172

参考文献

173

参考文献

173

１０．まとめ189

１０．まとめ

189

謝辞

191

謝辞

191

付録１

SlimCS 設計に関連する研究発表

192

付録１

SlimCS 設計に関連する研究発表

192

付録２

原型炉設計チームの構成

194

付録２

原型炉設計チームの構成

194

v

v

vi

vi

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

Content

Content

1． Preface

1

1． Preface

1

2． Design Principle

3

2． Design Principle

3

2.1

Background3

2.1

Background3

2.2

Fusion Reactor Study after SSTR

4

2.2

Fusion Reactor Study after SSTR

4

2.3

Design Guideline9

2.3

Design Guideline

9

2.4

Assumed Operation Plan

10

2.4

Assumed Operation Plan

10

References

11

References

11

3．System Design

13

3．System Design

13

3.1

Outline13

3.1

Outline13

3.2

Conditions

14

3.2

Conditions

14

3.3

Result of systems code analysis

19

3.3

Result of systems code analysis

19

3.4

Design Parameters of SlimCS

22

3.4

Design Parameters of SlimCS

22

References

28

References

28

4．Physics Design29

4．Physics Design

29

4.1

MHD Equilibrium

29

4.1

MHD Equilibrium

29

4.2

Concept for Heat and Particle Control

34

4.2

Concept for Heat and Particle Control

34

4.3

Current Drive

37

4.3

Current Drive

37

4.4

Alpha Particle Loss

45

4.4

Alpha Particle Loss

45

4.5

Beta Limit

46

4.5

Beta Limit

46

4.6

Plasma Rotation

49

4.6

Plasma Rotation

49

4.7

Considerations on ELM

50

4.7

Considerations on ELM

50

4.8

Divertor

51

4.8

Divertor

51

4.9

Operation Mode

56

4.9

Operation Mode

56

4.10

Issues Related with Plasma Facing Materials

58

4.10

Issues Related with Plasma Facing Materials

58

4.11

Considerations on Disruption

60

4.11

Considerations on Disruption

60

63

References

References
5．Torus Configuration

67

63

5．Torus Configuration

67

5.1

Outline67

5.1

Outline67

5.2

Radial Build

69

5.2

Radial Build

69

5.3

Electromagnetic Analysis

70

5.3

Electromagnetic Analysis

70

5.4

Conducting Shell

77

5.4

Conducting Shell

77

5.5

High Temperature Shield

79

5.5

High Temperature Shield

79

vii
vii

vii
vii

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

5.6

Blanket85

5.6

Blanket85

5.7

Low Temperature Shield

89

5.7

Low Temperature Shield

89

5.8

Cryostat92

5.8

Cryostat92

93

References

References

93

6．Blanket

94

6．Blanket

94

6.1

Requirements for blanket

94

6.1

Requirements for blanket

94

6.2

Structural Concept of Blanket

100

6.2

Structural Concept of Blanket

100

6.3

Neutronic and Thermal Design

102

6.3

Neutronic and Thermal Design

102

6.4

TBR Control

113

6.4

TBR Control

113

6.5

Concept of Power-Generating Plant

114

6.5

Concept of Power-Generating Plant

114

6.6

Design Issues on Blanket

117

6.6

Design Issues on Blanket

117

119

References

References
7．Toroidal Field Coil

120

119

7．Toroidal Field Coil

120

7.1

Introduction

120

7.1

Introduction

120

7.2

Choice of Superconductor

120

7.2

Choice of Superconductor

120

7.3

Development of TF Coil Design Code

123

7.3

Development of TF Coil Design Code

123

7.4

Design of Toroidal Field Coil

131

7.4

Design of Toroidal Field Coil

131

References

141

References141

8．Maintenance

143

8．Maintenance

143

8.1

Introduction

143

8.1

Introduction

143

8.2

Maintenance Scheme of SlimCS

146

8.2

Maintenance Scheme of SlimCS

146

8.3

Time Required for Maintenance

157

8.3

Time Required for Maintenance

157

165

References

References
9．Building

166

165

9．Building

166

9.1

Characteristics of Building for Fusion DEMO Plant

166

9.1

Characteristics of Building for Fusion DEMO Plant

166

9.2

Building Design from A Safety Point of View

166

9.2

Building Design from A Safety Point of View

166

9.3

Building Concept

171

9.3

Building Concept

171

9.4

Building Design Issues Related with Reactor

172

9.4

Building Design Issues Related with Reactor

172

References

173

References

173

10．Summary

189

10．Summary

189

Acknowledgement

191

Acknowledgement

191

Appendix 1

Publication List Regarding SlimCS

192

Appendix 1

Publication List Regarding SlimCS

192

Appendix 2

Members of DEMO Design Team

194

Appendix 2

Members of DEMO Design Team

194

vii

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viii

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JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

１．はじめに１．はじめに科学技術では、既定の独立したプロジェクトとして研究開発を進められる時代は終焉を告げ、科学技術では、既定の独立したプロジェクトとして研究開発を進められる時代は終焉を告げ、その必要性や便益について社会の十分な理解と支持が得られなければプロジェクトの継続的な

その必要性や便益について社会の十分な理解と支持が得られなければプロジェクトの継続的な推進が困難になってきてる。ITER 国内誘致に際して国から求められた核融合の実現可能性や長推進が困難になってきてる。ITER 国内誘致に際して国から求められた核融合の実現可能性や長期エネルギー需給計画の中での将来展望等に関する調査･研究（核融合会議開発戦略検討分科会

期エネルギー需給計画の中での将来展望等に関する調査･研究（核融合会議開発戦略検討分科会「核融合エネルギーの技術的実現性：計画の拡がりと裾野としての基礎研究に関する報告書」「核融合エネルギーの技術的実現性：計画の拡がりと裾野としての基礎研究に関する報告書」（平成 12 年 5 月）はこの一例であり、政府の意志決定の根底にはその技術の役割について社会（平成 12 年 5 月）はこの一例であり、政府の意志決定の根底にはその技術の役割について社会を十分納得させるだけの根拠がなければならない。この戦略検討の時期と重なるように核融合を十分納得させるだけの根拠がなければならない。この戦略検討の時期と重なるように核融合の社会経済性に関する研究は大きな進展を見せ、超長期エネルギー需給評価、その需給予測のの社会経済性に関する研究は大きな進展を見せ、超長期エネルギー需給評価、その需給予測の中での核融合の市場導入条件などの評価によって、核融合には温室効果ガス削減という環境側

中での核融合の市場導入条件などの評価によって、核融合には温室効果ガス削減という環境側面及び核拡散抵抗性の観点で大きな特長があり、発電コストの低減と早期導入が可能であれば、

面及び核拡散抵抗性の観点で大きな特長があり、発電コストの低減と早期導入が可能であれば、核融合は将来のエネルギー市場おいて有意なシェアを確保しうることが明らかになってきた。

核融合は将来のエネルギー市場おいて有意なシェアを確保しうることが明らかになってきた。

このような要因に加え、ITER 以降の核融合炉では技術との整合性を見据えながら、有望な新エこのような要因に加え、ITER 以降の核融合炉では技術との整合性を見据えながら、有望な新エネルギーの選択肢とすべく、1）早期実用化、2) 経済性、3) 環境適合性、4) 安全性、5) 建設コ

ネルギーの選択肢とすべく、1）早期実用化、2) 経済性、3) 環境適合性、4) 安全性、5) 建設コ

スト削減、6) 電源以外のエネルギー利用など多くの評価軸の中で的確な着地点を見出すことがスト削減、6) 電源以外のエネルギー利用など多くの評価軸の中で的確な着地点を見出すことが必要になってきている。

必要になってきている。

ここに述べるのはこのような背景の中で 2003 年に開始された原型炉概念検討活動であり、炉ここに述べるのはこのような背景の中で 2003 年に開始された原型炉概念検討活動であり、炉心プラズマから炉工学まで幅広い研究開発を進めている総合的研究機関のポテンシャルを活か

心プラズマから炉工学まで幅広い研究開発を進めている総合的研究機関のポテンシャルを活かすため、研究グループやユニットの枠を越えた組織横断的な体制で設計活動を実施してきた。

すため、研究グループやユニットの枠を越えた組織横断的な体制で設計活動を実施してきた。

この間、独立行政法人化、ITER やブローダーアプローチ（BA）活動の始動など大きな変革があ

この間、独立行政法人化、ITER やブローダーアプローチ（BA）活動の始動など大きな変革があり、幾たびか設計チームメンバーや作業の進め方を見直さざるをえなかったが、低アスペクト

り、幾たびか設計チームメンバーや作業の進め方を見直さざるをえなかったが、低アスペクト比を持つ小型原型炉概念という基本路線に変更は加えずに検討を進めてきた。1990 年に提案さ比を持つ小型原型炉概念という基本路線に変更は加えずに検討を進めてきた。1990 年に提案された SSTR は ITER の延長上に構想しうる炉概念であり、既にその特性や課題は理解されている。

れた SSTR は ITER の延長上に構想しうる炉概念であり、既にその特性や課題は理解されている。

SSTR と同様の領域で原型炉概念を再構築するよりは、小型化への展望を開きうる低アスペクト

SSTR と同様の領域で原型炉概念を再構築するよりは、小型化への展望を開きうる低アスペクト比に重点を置く方が研究の幅を広げ、将来の原型炉およびそれ以降の動力炉の概念選定におい比に重点を置く方が研究の幅を広げ、将来の原型炉およびそれ以降の動力炉の概念選定において俯瞰的な眺望を提供しうると考えたからである。低アスペクト比を選択した際の懸念は、通て俯瞰的な眺望を提供しうると考えたからである。低アスペクト比を選択した際の懸念は、通常のトカマク（アスペクト比 A  3）と球状トカマク（A < 2）の狭間にあって、その炉心プラズ

常のトカマク（アスペクト比 A  3）と球状トカマク（A < 2）の狭間にあって、その炉心プラズ

マ特性は両者の実験データの内外挿によってしか予測できないことであったが、BA 活動を構成

マ特性は両者の実験データの内外挿によってしか予測できないことであったが、BA 活動を構成するプロジェクト一つである JT-60SA（A = 2.5-2.7 ）がこの原型炉概念の設計領域をカバーすするプロジェクト一つである JT-60SA（A = 2.5-2.7 ）がこの原型炉概念の設計領域をカバーするようになったことでこの問題は解消されると考えられる。

るようになったことでこの問題は解消されると考えられる。

設計とは多くの選択肢を絞り込んで一つを選び出す作業である。そこには合理的な理由がな

設計とは多くの選択肢を絞り込んで一つを選び出す作業である。そこには合理的な理由がなければならないが、合理性を問う前に敢えて一つのものを決めないと次段階の検討が進まない

ければならないが、合理性を問う前に敢えて一つのものを決めないと次段階の検討が進まない

1

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JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

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2.1

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

２．設計の基本方針

２．設計の基本方針

背景

2.1

背景

この原型炉設計では、初期の小規模な発電から運転信頼性の確認、最終的には経済性までを

この原型炉設計では、初期の小規模な発電から運転信頼性の確認、最終的には経済性までを一段階で見通しうる「発電実証プラント」概念の構築を目指した。本設計の出発点は「第三段一段階で見通しうる「発電実証プラント」概念の構築を目指した。本設計の出発点は「第三段階核融合研究開発基本計画における今後の核融合研究開発の推進方策について」[2.1]（原子力階核融合研究開発基本計画における今後の核融合研究開発の推進方策について」[2.1]（原子力委員会、平成 17 年 11 月． 以下、「推進方策について」とする）であり、実用化までに「原型委員会、平成 17 年 11 月． 以下、「推進方策について」とする）であり、実用化までに「原型炉」、「実証炉」の二段階を踏む従前の開発計画に対し、「原型炉」に「実証炉」の部分的な役割

炉」、「実証炉」の二段階を踏む従前の開発計画に対し、「原型炉」に「実証炉」の部分的な役割を課し、２１世紀中葉までに一段階で核融合実用化の準備を整えるというという要請に応えうを課し、２１世紀中葉までに一段階で核融合実用化の準備を整えるというという要請に応えうる原型炉1の概念を模索することになった。この原型炉のアウトラインが固まりつつある頃、核る原型炉1の概念を模索することになった。この原型炉のアウトラインが固まりつつある頃、核融合エネルギーフォーラム・ロードマップ等ワーキンググループにより「核融合エネルギー実

融合エネルギーフォーラム・ロードマップ等ワーキンググループにより「核融合エネルギー実用化に向けたロードマップと技術戦略」[2.2]（平成 20 年６月、ITER・BA 技術推進委員会）が用化に向けたロードマップと技術戦略」[2.2]（平成 20 年６月、ITER・BA 技術推進委員会）がまとめられたが、この報告書では「推進方策について」を踏襲した原型炉を想定しており、原まとめられたが、この報告書では「推進方策について」を踏襲した原型炉を想定しており、原型炉に対するこれまでの基本的考え方に変更を迫るものではない。

型炉に対するこれまでの基本的考え方に変更を迫るものではない。

本原型炉検討の拠り所とした「推進方策について」に記載されている原型炉の要件は表 2.1

本原型炉検討の拠り所とした「推進方策について」に記載されている原型炉の要件は表 2.1のとおりである。

のとおりである。

表 2.1 原子力委員会「今後の核融合研究開発の推進方策について」による原型炉の定義

表 2.1 原子力委員会「今後の核融合研究開発の推進方策について」による原型炉の定義

基本的要件

基本的要件

1) ITER 程度の炉心寸法、百万 kW レベルの発電能力
2) 1 年程度の連続運転
3) 高いプラント効率や送電端での高い出力安定性
4) １を超える総合的なトリチウム増殖率5) 実用化につながる一定の経済性見通し、安全性・環境適合性

1) ITER 程度の炉心寸法、百万 kW レベルの発電能力
2) 1 年程度の連続運転
3) 高いプラント効率や送電端での高い出力安定性
4) １を超える総合的なトリチウム増殖率5) 実用化につながる一定の経済性見通し、安全性・環境適合性

技術仕様

技術仕様

炉心プラズマ・核融合出力密度を実現する高プラズマ圧力運転・年レベルの連続運転と熱・粒子制御

炉心プラズマ・核融合出力密度を実現する高プラズマ圧力運転・年レベルの連続運転と熱・粒子制御

ブランケット第一
壁構造材

・中性子フルエンス 10-20 MWa/m2 程度, 熱流束 1 MW/m2 程度に耐えること

ブランケット第一
壁構造材

・中性子フルエンス 10-20 MWa/m2 程度, 熱流束 1 MW/m2 程度に耐えること

増殖・発電
ブランケット・ディスラプションに対する耐性
・トリチウム増殖・回収の信頼性

増殖・発電
ブランケット・ディスラプションに対する耐性
・トリチウム増殖・回収の信頼性

ダイバータ機器・数年レベルでの中性子照射への耐性、耐粒子束性能を持った高熱流束機器

ダイバータ機器・数年レベルでの中性子照射への耐性、耐粒子束性能を持った高熱流束機器

定期交換・第一壁、ダイバータ板の交換頻度は数年に一度・プラント稼働率を低下させないよう短期間での保守定期交換・第一壁、ダイバータ板の交換頻度は数年に一度・プラント稼働率を低下させないよう短期間での保守

加熱・電流駆動・年レベルの連続運転信頼性

加熱・電流駆動・年レベルの連続運転信頼性

建設費・将来の実用化を視野に入れて許容できる範囲に抑制

建設費・将来の実用化を視野に入れて許容できる範囲に抑制「推進方策について」の策定にあたっては当初、ITER の次の炉は「発電実証プラント」とされたが、最終段階において「原型炉」と名称変更されたため、ITER の次段階を担うのは「原型炉」とするのが公式見解となっている。しかし、これによって求められるミッションが後退したわけではない。

1「推進方策について」の策定にあたっては当初、ITER の次の炉は「発電実証プラント」とされたが、最終段階において「原型炉」と名称変更されたため、ITER の次段階を担うのは「原型炉」とするのが公式見解となっている。しかし、これによって求められるミッションが後退したわけではない。

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JAEA-Research 2010-019

－4－

－4－

JAEA-Research 2010-019

(m)
(m)
(T)
(T)
(MA)
N (total)n/nGW
HH98y2

(GW)

SSTR*
7.0
1.7
4.0
16.5
9
12
3.5
1.2
1.14
0.75
3.0

A-SSTR2
6.2
1.5
4.1
23
11
12
4.0
1.6
1.2
0.83
4.0

JAEA-Research 2010-019

ARIES-RS
5.52
1.38
4.0
16
7.98
11.32
5
1.1

CREST
5.4
1.6
3.4
12.5
5.6
12
5.5
1.4

0.88
2.17

0.83
2.97

PPCS(D)
6.1
2.0
3.0
13.4
5.6
14.1
4.5
1.5
1.2
0.71
2.53

ARIES-AT
5.2
1.3
4.0
11.5
5.8
13
5.4
0.96
1.4
0.91
1.755

(m)
(m)
(T)
(T)
(MA)
N (total)n/nGW
HH98y2

(GW)

SSTR*
7.0
1.7
4.0
16.5
9
12
3.5
1.2
1.14
0.75
3.0

A-SSTR2
6.2
1.5
4.1
23
11
12
4.0
1.6
1.2
0.83
4.0

ARIES-RS
5.52
1.38
4.0
16
7.98
11.32
5
1.1

CREST
5.4
1.6
3.4
12.5
5.6
12
5.5
1.4

0.88
2.17

0.83
2.97

5

5

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－5－

PPCS(D)
6.1
2.0
3.0
13.4
5.6
14.1
4.5
1.5
1.2
0.71
2.53

ARIES-AT
5.2
1.3
4.0
11.5
5.8
13
5.4
0.96
1.4
0.91
1.755

JAEA-Research 2010-019

TF

SSTR
7.0
9
16.5
136
790
480
310
11,200Rp (m)BT (T)
Bmax (T)Ws (GJ)
tot(MPa)R (MPa)Z (MPa)(ton)

JAEA-Research 2010-019

A-SSTR2
6.2
11
23
181
1,066
635
431
14,640

TF

SSTR
7.0
9
16.5
136
790
480
310
11,200Rp (m)BT (T)
Bmax (T)Ws (GJ)
tot(MPa)R (MPa)Z (MPa)
(ton)

6

6

－6－

－6－

A-SSTR2
6.2
11
23
181
1,066
635
431
14,640JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

ランケットおよび遮蔽を排除して A = 1.6-1.8 の極低 A をとる「球状トカマク炉（ST 炉）」に二ランケットおよび遮蔽を排除して A = 1.6-1.8 の極低 A をとる「球状トカマク炉（ST 炉）」に二極化していた。ST 炉では常伝導コイルのジュール損失パワーが莫大であるため経済性に難があ極化していた。ST 炉では常伝導コイルのジュール損失パワーが莫大であるため経済性に難があり、コンポーネント試験炉（CTF）として提案されることが多い。他方、極低 A を持つ ST 炉でり、コンポーネント試験炉（CTF）として提案されることが多い。他方、極低 A を持つ ST 炉では高い楕円度およびベータ限界が期待できるため、プラズマ物理の視点からは興味深い。しかは高い楕円度およびベータ限界が期待できるため、プラズマ物理の視点からは興味深い。しかし、低磁場及び R の小ささを補って所定のエネルギー閉じ込め時間を確保するためには高プラ

し、低磁場及び R の小ささを補って所定のエネルギー閉じ込め時間を確保するためには高プラズマ電流での定常運転が求められ、これを現実的な CD パワーで実現するために BS 電流割合をズマ電流での定常運転が求められ、これを現実的な CD パワーで実現するために BS 電流割合を100%に近くまで高めねばならないところに ST 炉の難しさがある。

100%に近くまで高めねばならないところに ST 炉の難しさがある。

VECTOR は、極低 A 領域から多少離れることを許せば ST 炉と超伝導コイルを組み合わせた新VECTOR は、極低 A 領域から多少離れることを許せば ST 炉と超伝導コイルを組み合わせた新

しい動力炉概念を構想可能ではないかという着想から生まれた炉概念であり、主な設計方針は

しい動力炉概念を構想可能ではないかという着想から生まれた炉概念であり、主な設計方針は次のとおりである。

次のとおりである。

１） CS を排除する

１） CS を排除する

・ トロイダルコイルの磁気エネルギーが低減できるだけでなく、その内脚集合体が中実構造となるため構造的に強度が高い
・ プラズマ電流立ち上げについては A-SSTR2 と同じシナリオが適用可能
２） インボード側には増殖ブランケットを置かない
・ 低 A では、第一壁に占めるインボード壁の割合が非常に小さくなるのでインボード
側で燃料増殖を行わなくとも燃料自給が可能
３） 経済性の高い小型炉概念を目指す・ トロイダルコイルの磁気エネルギーが低減できるだけでなく、その内脚集合体が中実構造となるため構造的に強度が高い
・ プラズマ電流立ち上げについては A-SSTR2 と同じシナリオが適用可能
２） インボード側には増殖ブランケットを置かない
・ 低 A では、第一壁に占めるインボード壁の割合が非常に小さくなるのでインボード
側で燃料増殖を行わなくとも燃料自給が可能
３） 経済性の高い小型炉概念を目指す

システムコード解析によって最適化（炉本体重量の最小化）された VECTOR の概念図を図 2.3

システムコード解析によって最適化（炉本体重量の最小化）された VECTOR の概念図を図 2.3に示す。設計諸元は表 2.4 のとおりである。低アスペクト比領域では高い楕円度 κ で設計が可に示す。設計諸元は表 2.4 のとおりである。低アスペクト比領域では高い楕円度 κ で設計が可能であることから高プラズマ電流、さらには高グリーンワルド密度 nGW となり、n/nGW<1 で設計能であることから高プラズマ電流、さらには高グリーンワルド密度 nGW となり、n/nGW<1 で設計可能になる点が大きなメリットである。また、ブートストラップ電流割合は 0.78 であり、通常可能になる点が大きなメリットである。また、ブートストラップ電流割合は 0.78 であり、通常のトカマク炉並みの値である。図 2.1 と同様のパラメータ空間で見ると、図 2.4(a)のように、のトカマク炉並みの値である。図 2.1 と同様のパラメータ空間で見ると、図 2.4(a)のように、

VECTOR は高βアプローチの領域に位置する。しかし、低 A 領域ではβ限界が向上するので、VECTOR は高βアプローチの領域に位置する。しかし、低 A 領域ではβ限界が向上するので、従来の高βアプローチほど限界値近傍で設計しているわけではない。図 2.4(b)は BT の代わりに

従来の高βアプローチほど限界値近傍で設計しているわけではない。図 2.4(b)は BT の代わりに

Bmax としたものであり、この図のような整理をすると VECTOR は高βアプローチからは離れて、

Bmax としたものであり、この図のような整理をすると VECTOR は高βアプローチからは離れて、むしろ高βと高磁場の中間領域に位置する概念ということになる。

むしろ高βと高磁場の中間領域に位置する概念ということになる。

7

7

－7－

－7－

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

－8－

－8－

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JAEA-Research 2010-019

－9－

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JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019－ 10 －－ 10 －

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JAEA-Research 2010-019－ 11 －－ 11 －

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JAEA-Research 2010-019－ 13 －－ 13 －

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14

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JAEA-Research 2010-019

図 3.3

RCS 及び RTF の定義（ただし、RTF は巻き線外周半径）

図 3.4

3.2.2

JAEA-Research 2010-019

図 3.3

TF コイルの最大磁場 Bmax と内脚半径 RTF の関係

CS

RCS 及び RTF の定義（ただし、RTF は巻き線外周半径）

図 3.4

3.2.2

TF コイルの最大磁場 Bmax と内脚半径 RTF の関係

CS

CS の最も重要な機能は磁束供給、すなわちプラズマ電流の誘導であるが、非誘導電流駆動に

CS の最も重要な機能は磁束供給、すなわちプラズマ電流の誘導であるが、非誘導電流駆動によってプラズマ電流を定格まで立ち上げることにすれば磁束供給という機能は省略可能である。

よってプラズマ電流を定格まで立ち上げることにすれば磁束供給という機能は省略可能である。

しかし、CS の機能は磁束供給だけはなく、図 3.5 に示すように、プラズマ形状・位置の制御性

しかし、CS の機能は磁束供給だけはなく、図 3.5 に示すように、プラズマ形状・位置の制御性

1515－ 15 －－ 15 －

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019という観点で重要な役割を担う。実のところ、A = 2.6 程度のアスペクト比の場合、ST トカマクという観点で重要な役割を担う。実のところ、A = 2.6 程度のアスペクト比の場合、ST トカマクと違って CS コイルがないと三角度の確保が難しい。

と違って CS コイルがないと三角度の確保が難しい。

図 3.5

中心ソレノイド（CS）の主な機能

図 3.5

中心ソレノイド（CS）の主な機能

MHD 平衡計算によれば、Ip = 15-20 MA のプラズマに対して三角度 δ = 0.3-0.4 の形状制御を

MHD 平衡計算によれば、Ip = 15-20 MA のプラズマに対して三角度 δ = 0.3-0.4 の形状制御を可能にするためには 10 MAT/m 程度の CS 電流が必要になる[3.3]。RCS = 0.5, 0.7, 1.0, 2.0 m に可能にするためには 10 MAT/m 程度の CS 電流が必要になる[3.3]。RCS = 0.5, 0.7, 1.0, 2.0 m に対して～10 MAT/m が可能かどうかを評価した。評価条件は以下のとおり。

対して～10 MAT/m が可能かどうかを評価した。評価条件は以下のとおり。

・最大磁場：13 T（Nb3Sn を想定）

・最大磁場：13 T（Nb3Sn を想定）

ITER と同等の磁場変化率（7 T/s）で交流損失が問題ならないよう Nb3Sn とする。

ITER と同等の磁場変化率（7 T/s）で交流損失が問題ならないよう Nb3Sn とする。

Nb3Al を使用して 16 T とする可能性もある。

Nb3Al を使用して 16 T とする可能性もある。

・ 電流密度：以下により概算

・ 電流密度：以下により概算

原型炉では定常運転が主と仮定し、繰り返し疲労は重要でないと見なし応力が電流密度を

原型炉では定常運転が主と仮定し、繰り返し疲労は重要でないと見なし応力が電流密度を決めると仮定する。

決めると仮定する。

フープ応力 σθ(peak) = Bp,peak J RCS, in / f

フープ応力 σθ(peak) = Bp,peak J RCS, in / f
16

16－ 16 －－ 16 －

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

ここで、圧縮応力 σz ‒ここで、Bp,peak : CS の作る最大磁場（= 13 T）

Bp,peak : CS の作る最大磁場（= 13 T）

J

J: 超伝導線のグロス電流密度: 超伝導線のグロス電流密度

RCS, in : CS 内半径

RCS, in : CS 内半径ｆｆ: ジャケット面積比（RZ 面、 = 0.5-0.6 程度）
圧縮応力 σz ‒MHD 平衡に依存するがグロス上下圧縮応力は 130-150 MPa 程度。

（ジャケット面積比（R-θ 面）を 0.3-0.5 とすると、σz ~ 300-400 MPa）

0.5
0.18
10
13
660
240
420
32.3
10
19

0.7
0.35
10
13
700
320
380
29.6
10
38

1.0
0.55
10
13
640
340
300
23.5
10
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MHD 平衡に依存するがグロス上下圧縮応力は 130-150 MPa 程度。

（ジャケット面積比（R-θ 面）を 0.3-0.5 とすると、σz ~ 300-400 MPa）

表 3.1 10 MAT/m となる CS 寸法とその供給磁束CS 外径 RCS (m)CS 内径 RCS, in (m)CS 高さ HCS (m)最大磁場 Bp,peak (T)合計応力 σθ + σz (MPa)フープ応力 σθ (MPa)
上下圧縮応力 σz (MPa)2グロス電流密度 J (A/mm )CS の ampere-turn (MAT/m)
CS 供給磁束(Wb): ジャケット面積比（RZ 面、 = 0.5-0.6 程度）

表 3.1 10 MAT/m となる CS 寸法とその供給磁束CS 外径 RCS (m)CS 内径 RCS, in (m)CS 高さ HCS (m)最大磁場 Bp,peak (T)合計応力 σθ + σz (MPa)フープ応力 σθ (MPa)
上下圧縮応力 σz (MPa)2グロス電流密度 J (A/mm )CS の ampere-turn (MAT/m)
CS 供給磁束
(Wb)

1.5
1.0
10
13
620
360
260
17.2
10
180

0.5
0.18
10
13
660
240
420
32.3
10
19

CS 電源は両極性として供給磁束を評価

設計応力を 700 MPa とすると、

0.7
0.35
10
13
700
320
380
29.6
10
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1.0
0.55
10
13
640
340
300
23.5
10
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1.5
1.0
10
13
620
360
260
17.2
10
180

CS 電源は両極性として供給磁束を評価

設計応力を 700 MPa とすると、

σθ(peak) + σz 700 [MPa]σθ(peak) + σz 700 [MPa]から、導体グロス電流密度の概算値は、から、導体グロス電流密度の概算値は、

J ～ 11.5 /RCS, in [A/mm2]

J ～ 11.5 /RCS, in [A/mm2]となる。より詳しい計算を行った結果を表 3.1 に示す。このように、プラズマにある程度の三となる。より詳しい計算を行った結果を表 3.1 に示す。このように、プラズマにある程度の三角度を持たせるのに必要な電流値（～10 MAT/m）は CS 寸法とは無関係に実現可能と考えられ角度を持たせるのに必要な電流値（～10 MAT/m）は CS 寸法とは無関係に実現可能と考えられるので、CS 寸法は炉本体重量および供給磁束に留意して決定することになる。

るので、CS 寸法は炉本体重量および供給磁束に留意して決定することになる。

【参考】ITER の CS の設計値

3.2.3

【参考】ITER の CS の設計値

RCS = 約 2 m．グロス電流密度 14.7 A/mm2．

RCS = 約 2 m．グロス電流密度 14.7 A/mm2．

フープ力による繰り返し疲労（12 万回）を想定し、応力 410MPa で設計．

フープ力による繰り返し疲労（12 万回）を想定し、応力 410MPa で設計．

コイル‒プラズマ間距離

3.2.3

コイル‒プラズマ間距離以下の見積りによりにより、コイル‒プラズマ間距離 ΔTF を 1.4m とした。なお、TF コイルケ

以下の見積りによりにより、コイル‒プラズマ間距離 ΔTF を 1.4m とした。なお、TF コイルケ

ース厚を含めて ΔTF を定義した（コイルケース厚を含めないで、コイルケース表面までの距離をース厚を含めて ΔTF を定義した（コイルケース厚を含めないで、コイルケース表面までの距離を

17

17－ 17 －－ 17 －

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

ΔTF とすることも多いので注意）。中性子遮蔽厚は、ITER と同じ設計基準（超伝導コイルの巻線

ΔTF とすることも多いので注意）。中性子遮蔽厚は、ITER と同じ設計基準（超伝導コイルの巻線

部および絶縁部で高速中性子フルエンス(>0.1 MeV)が 1×1022 /m2 未満）[3.4]により決定した。

部および絶縁部で高速中性子フルエンス(>0.1 MeV)が 1×1022 /m2 未満）[3.4]により決定した。

インボード側プラズマ表面‒FW 間
インボード側ブランケット厚さ
バックプレート厚さ
中性子遮蔽厚真空容器厚さ
熱遮蔽
TF コイルケース
計
3.2.4

0.2 m
0.3 m
0.15 m0.3 m
0.1 m
0.15 m
0.1 m
1.4 m

楕円度

インボード側プラズマ表面‒FW 間
インボード側ブランケット厚さ
バックプレート厚さ
中性子遮蔽厚真空容器厚さ
熱遮蔽
TF コイルケース
計
3.2.4

0.2 m
0.3 m
0.15 m0.3 m
0.1 m
0.15 m
0.1 m
1.4 m

楕円度

楕円度 κ はプラズマ電流 Ip（∝ (1+κ ) ）および到達密度の決定因子であり、κ を高くすると楕円度 κ はプラズマ電流 Ip（∝ (1+κ ) ）および到達密度の決定因子であり、κ を高くするとグリーンワルド密度限界 nGW ( = Ip /πa2, ただし、諸量の単位は nGW [1019 m-3], Ip[MA], a [m])が向グリーンワルド密度限界 nGW ( = Ip /πa2, ただし、諸量の単位は nGW [1019 m-3], Ip[MA], a [m])が向上するため高密度化が可能になり炉心の高出力化の点で有利である。κ の設計値はプラズマ上下上するため高密度化が可能になり炉心の高出力化の点で有利である。κ の設計値はプラズマ上下

位置不安定性を抑制する安定化板の特性と位置制御コイルの応答特性によって決定される。図位置不安定性を抑制する安定化板の特性と位置制御コイルの応答特性によって決定される。図3.6 に様々なトカマク炉概念の設計楕円度を示す．プラズマリングの平衡に関わる垂直磁場の曲

3.6 に様々なトカマク炉概念の設計楕円度を示す．プラズマリングの平衡に関わる垂直磁場の曲率（n-index）の変化により，低 A になるほど高 κ での上下位置安定性が見込まれる．トカマク率（n-index）の変化により，低 A になるほど高 κ での上下位置安定性が見込まれる．トカマク

容器内に制御コイルを設置すれば制御系の応答速度が改善されてより高 κ での垂直位置安定性

容器内に制御コイルを設置すれば制御系の応答速度が改善されてより高 κ での垂直位置安定性が期待されるが，保守が難しいという問題がある．

が期待されるが，保守が難しいという問題がある．

2

図 3.6

核融合炉の κ 設計値．κdesign は(3.1)式の値による．

システムコード解析では、これまでの垂直安定性解析の経験から、安定化シェル（容器内コ
イル無し）で実現可能な設計値 κdesign として以下の式で与えた。

2

図 3.6

核融合炉の κ 設計値．κdesign は(3.1)式の値による．

システムコード解析では、これまでの垂直安定性解析の経験から、安定化シェル（容器内コ
イル無し）で実現可能な設計値 κdesign として以下の式で与えた。

18

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JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019－ 19 －－ 19 －

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019－ 20 －－ 20 －

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019ては、1) CS 無し（CS-free, RCS = 0 m）、2) 小規模 CS（Slim CS, RCS = 0.7 m）、3) フルサイズ CSては、1) CS 無し（CS-free, RCS = 0 m）、2) 小規模 CS（Slim CS, RCS = 0.7 m）、3) フルサイズ CS（RCS = 1.5 m）が考え得る。CS-free は VECTOR と同様の炉概念であり、非誘導方式でプラズマ（RCS = 1.5 m）が考え得る。CS-free は VECTOR と同様の炉概念であり、非誘導方式でプラズマ

電流駆動を行わなければならない1だけでなく三角度が 0.2 程度に留まる2ため、原型炉段階では電流駆動を行わなければならない1だけでなく三角度が 0.2 程度に留まる2ため、原型炉段階では困難な課題が多い。フルサイズ CS は SSTR と同一路線上の概念であり、定格プラズマ電流分の困難な課題が多い。フルサイズ CS は SSTR と同一路線上の概念であり、定格プラズマ電流分の磁束供給が可能な CS を指しておりここでは仮に RCS = 1.5 m とした。表 3.2 の炉本体重量から磁束供給が可能な CS を指しておりここでは仮に RCS = 1.5 m とした。表 3.2 の炉本体重量からわかるように、RCS の増大につれて炉本体重量は増し、建設コストの低減という目標から離れてわかるように、RCS の増大につれて炉本体重量は増し、建設コストの低減という目標から離れていくことがわかる。この理由から、小規模な CS を持つ原型炉の可能性を検討することとした。

いくことがわかる。この理由から、小規模な CS を持つ原型炉の可能性を検討することとした。

SSTR のようなフルサイズ CS との違いを明確にするため、敢えて比較的小規模な CS 寸法（RCS =SSTR のようなフルサイズ CS との違いを明確にするため、敢えて比較的小規模な CS 寸法（RCS =0.7 m）を採用した。

0.7 m）を採用した。

図 3.8 は、RCS = 0.7 m の定常トカマク炉に関する代表的な設計パラメータの等高線図を RTF-Rp

図 3.8 は、RCS = 0.7 m の定常トカマク炉に関する代表的な設計パラメータの等高線図を RTF-Rp

平面上で示したものである。RCS = 0.7 m と限定しても、RTF 及び Rp の選び方次第で低 A から中平面上で示したものである。RCS = 0.7 m と限定しても、RTF 及び Rp の選び方次第で低 A から中程度の A まで広い範囲で Pfus = 3GW を持つ原型炉を構想可能であるが、A ~ 2 の低 A 領域では程度の A まで広い範囲で Pfus = 3GW を持つ原型炉を構想可能であるが、A ~ 2 の低 A 領域では

現在の ITER の目標や現在の炉心プラズマ技術に照らして極めて高い κ と βN が求められ技術的

現在の ITER の目標や現在の炉心プラズマ技術に照らして極めて高い κ と βN が求められ技術的ハードルの高さが危惧されることから、A = 2.6 を設計点とした。図 3.8 図では A=2.６は重量極ハードルの高さが危惧されることから、A = 2.6 を設計点とした。図 3.8 図では A=2.６は重量極

小点にはなっていないが、検討初期の重量計算のモデリングでは RCS = 0.7 m に対する炉本体重

小点にはなっていないが、検討初期の重量計算のモデリングでは RCS = 0.7 m に対する炉本体重量の極小値が A = 2.6 にあったたため、これを設計点とした。

量の極小値が A = 2.6 にあったたため、これを設計点とした。

図 3.8

RCS = 0.7 m の場合の各種設計パラメータの等高線図

図 3.8

RCS = 0.7 m の場合の各種設計パラメータの等高線図

平衡磁場からのポロイダル磁束(Bv の鎖交分)によってプラズマ電流を誘導できることもあるが、動力炉のようにプラズマから離れた位置にコイルを配置してダイバータ配位を形成する場合には、BD の鎖交分と垂直磁場コイルによる BV の鎖交分が打ち消し合うため、平衡磁場によるプラズマ電流の誘導はあまり期待できない。
2
A < 2 の ST 領域では、トーラス反対側を流れるプラズマ電流が相対的に近い距離にあるため、CS が無くても高三角度が得られる。A > 2.3 では、この対向プラズマ電流によるシェーピング効果がほとんど期待できないので、形状制御のために CS が不可欠である。

平衡磁場からのポロイダル磁束(Bv の鎖交分)によってプラズマ電流を誘導できることもあるが、動力炉のようにプラズマから離れた位置にコイルを配置してダイバータ配位を形成する場合には、BD の鎖交分と垂直磁場コイルによる BV の鎖交分が打ち消し合うため、平衡磁場によるプラズマ電流の誘導はあまり期待できない。
2
A < 2 の ST 領域では、トーラス反対側を流れるプラズマ電流が相対的に近い距離にあるため、CS が無くても高三角度が得られる。A > 2.3 では、この対向プラズマ電流によるシェーピング効果がほとんど期待できないので、形状制御のために CS が不可欠である。

21

21－ 21 －－ 21 －

1

1

JAEA-Research 2010-019

3.4

JAEA-Research 2010-019

SlimCS の設計パラメータ

3.4

SlimCS の設計パラメータ

以上のようにして決定した原型炉のパラメータを表 3.3 にまとめる。表 2.1 を参照すればわか以上のようにして決定した原型炉のパラメータを表 3.3 にまとめる。表 2.1 を参照すればわかるように、通常のアスペクト比を持つトカマク炉では n/nGW > 1 を必要とするが、SlimCS ではるように、通常のアスペクト比を持つトカマク炉では n/nGW > 1 を必要とするが、SlimCS では

低 A のため比較的小さい n/nGW（~1）で Pfus = 3 GW となる点が特長である。Rp = 5.5m と小さ

低 A のため比較的小さい n/nGW（~1）で Pfus = 3 GW となる点が特長である。Rp = 5.5m と小さ

いが、高 κ のため SSTR と同程度の第一壁表面積があり、この結果、中性子壁負荷は SSTR と同

いが、高 κ のため SSTR と同程度の第一壁表面積があり、この結果、中性子壁負荷は SSTR と同

じ 3 MW/m2 に留まる。ブートストラップ電流割合 fBS はプラズマ圧力分布および安全係数分布

じ 3 MW/m2 に留まる。ブートストラップ電流割合 fBS はプラズマ圧力分布および安全係数分布に強い依存性があるので、ここに示す設計値 fBS ~ 0.75 は概算値とみるべきである。また、電流に強い依存性があるので、ここに示す設計値 fBS ~ 0.75 は概算値とみるべきである。また、電流駆動（CD）パワーPCD は、fBS に依存することは勿論であるが、CD 方式、CD 装置のパラメータ、駆動（CD）パワーPCD は、fBS に依存することは勿論であるが、CD 方式、CD 装置のパラメータ、

入射方向（電流駆動位置）にも依存する（ここでは 1.0-1.5 MeV の NBI による CD を仮定した）。

入射方向（電流駆動位置）にも依存する（ここでは 1.0-1.5 MeV の NBI による CD を仮定した）。

このため、Q (= Pfus/PCD) ~ 30 もまた概算値と見るべきである。図 3.9 は SlimCS とこれまでの動このため、Q (= Pfus/PCD) ~ 30 もまた概算値と見るべきである。図 3.9 は SlimCS とこれまでの動力炉設計の βN と A を示したもので、A = 2.6 という設計は ST 炉と通常のトカマク炉の中間領域力炉設計の βN と A を示したもので、A = 2.6 という設計は ST 炉と通常のトカマク炉の中間領域にあり、文献[3.6]の βN 限界の A 依存性を考慮すると SlimCS の設計値は比較的穏やかである。

にあり、文献[3.6]の βN 限界の A 依存性を考慮すると SlimCS の設計値は比較的穏やかである。

なお、βN 限界はプラズマ電流分布、圧力分布、導体壁位置に強い依存性があるので（図 4.18，

なお、βN 限界はプラズマ電流分布、圧力分布、導体壁位置に強い依存性があるので（図 4.18，

6.5 参照）、βN 設計値の決定までには多くの安定性解析に基づいた妥当性の評価が必要である。

6.5 参照）、βN 設計値の決定までには多くの安定性解析に基づいた妥当性の評価が必要である。

表 3.4 には、炉工学的な特徴も含めて SlimCS を VECTOR および SSTR と比較した。中性子壁

表 3.4 には、炉工学的な特徴も含めて SlimCS を VECTOR および SSTR と比較した。中性子壁

負荷、最大磁場、ブランケット概念など、SlimCS は VECTOR の提案した炉寸法の小型化の方向

負荷、最大磁場、ブランケット概念など、SlimCS は VECTOR の提案した炉寸法の小型化の方向

性と SSTR で選択した炉工学技術を踏まえた概念になっている。

性と SSTR で選択した炉工学技術を踏まえた概念になっている。

表 3.3
プラズマ大半径, Rp (m)プラズマ小半径, a (m)アスペクト比, A
楕円度, κ95
三角度, δ95
3
プラズマ体積, Vp (m )2
プラズマ表面積, Sp (m )プラズマ電流, Ip (MA)
トロイダル磁場, BT (T)
最大磁場, Bmax (T)
安全係数, q95
平均温度, <T> (keV)
中心温度, T(0) (keV)20-3平均電子密度, <ne> (10 m )20-3中心電子密度, ne(0) (10 m )20-3
平均イオン密度, <ni> (10 m )20-3
中心イオン密度,ni(0) (10 m )原型炉 SlimCS の設計パラメータ
5.5
2.1
2.6
2.0
~0.35
941
700
16.7
6.0
16.4
5.4
17
28
1.15
1.7
0.97
1.43

実効電荷数, Zeff
燃料純度
蓄積ｴﾈﾙｷﾞｰ（熱化成分）, Wth (MJ)
蓄積ｴﾈﾙｷﾞｰ（高速粒子分）, Wh (MJ)
ｴﾈﾙｷﾞｰ閉じ込め時間（ﾄｰﾀﾙ）, τE (s)閉じ込め改善度 HHy2
閉じ込め改善度 H89P
規格化ベータ値, βN
トロイダルベータ, βt (%)
高速イオンベータ, βh (%)
ポロイダルベータ, βp
ﾌﾞｰﾄｽﾄﾗｯﾌﾟ電流割合, fBS
規格化密度, n / nGW
核融合出力, Pfus (MW)
電流駆動パワー, PCD (MW)-2
中性子壁負荷, Pn (MWm )ｴﾈﾙｷﾞｰ増倍率, Q

表 3.3
1.8
0.86
942
299
1.8
1.3
2.59
4.3
5.7
1.25
1.56
~0.75
0.98
2,950
60-100~3
30

プラズマ大半径, Rp (m)プラズマ小半径, a (m)アスペクト比, A
楕円度, κ95
三角度, δ95
3
プラズマ体積, Vp (m )2
プラズマ表面積, Sp (m )プラズマ電流, Ip (MA)
トロイダル磁場, BT (T)
最大磁場, Bmax (T)
安全係数, q95
平均温度, <T> (keV)
中心温度, T(0) (keV)20-3平均電子密度, <ne> (10 m )20-3中心電子密度, ne(0) (10 m )20-3
平均イオン密度, <ni> (10 m )20-3
中心イオン密度,ni(0) (10 m )原型炉 SlimCS の設計パラメータ
5.5
2.1
2.6
2.0
~0.35
941
700
16.7
6.0
16.4
5.4
17
28
1.15
1.7
0.97
1.43

実効電荷数, Zeff
燃料純度
蓄積ｴﾈﾙｷﾞｰ（熱化成分）, Wth (MJ)
蓄積ｴﾈﾙｷﾞｰ（高速粒子分）, Wh (MJ)
ｴﾈﾙｷﾞｰ閉じ込め時間（ﾄｰﾀﾙ）, τE (s)閉じ込め改善度 HHy2
閉じ込め改善度 H89P
規格化ベータ値, βN
トロイダルベータ, βt (%)
高速イオンベータ, βh (%)
ポロイダルベータ, βp
ﾌﾞｰﾄｽﾄﾗｯﾌﾟ電流割合, fBS
規格化密度, n / nGW
核融合出力, Pfus (MW)
電流駆動パワー, PCD (MW)-2
中性子壁負荷, Pn (MWm )ｴﾈﾙｷﾞｰ増倍率, Q22

22－ 22 －－ 22 －

1.8
0.86
942
299
1.8
1.3
2.59
4.3
5.7
1.25
1.56
~0.75
0.98
2,950
60-100~3
30

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

23

23－ 23 －－ 23 －

JAEA-Research 2010-019

F82H

SS

Cryo.steel

Li4SiO4Be

JAEA-Research 2010-019

W

SC (CIC)

Insulat.

Subtotal

F82H

SS

Cryo.steel

Li4SiO4BeW

SC (CIC)

Insulat.

Subtotal

TF coils

5,000

1,100

80

6,180

TF coils

5,000

1,100

80

6,180

PF & CS

950

1,600

40

2,540

PF & CS

950

1,600

40

2,540

10

850

R-Blk

300

230

680

Divertor

450

3,950

P-Blk/HTSld

2,700

R-Blk

300

Divertor

450

P-Blk/HTSld

2,700

240

300

540

710

240

300

540

10

850

230

680

710

3,950

Port/LTSld

900

900

Port/LTSld

900

900

Cryostat

4,200

4,200

Cryostat

4,200

4,200

Support

4,300

4,300

Support

4,300

4,300

23,650Subtotal

Subtotal

3,450

9,400

5,950

780

1,010

240

2,700

120

R-Blk:Replaceable blanket, P-Blk:Permanent blanket, HTSld: High temp. shield, LTSld: Low temp. shield
SS: stainless steel, Cryo.steel: cryogenic steel, SC:superconductor, CIC: cable-in-conduit, Inslat: insulator

3,450

9,400

5,950

780

1,010

240

2,700

120

23,650R-Blk:Replaceable blanket, P-Blk:Permanent blanket, HTSld: High temp. shield, LTSld: Low temp. shield
SS: stainless steel, Cryo.steel: cryogenic steel, SC:superconductor, CIC: cable-in-conduit, Inslat: insulator

24

24－ 24 －－ 24 －

JAEA-Research 2010-019

材料の構成については以下の点を考慮した。

JAEA-Research 2010-019

材料の構成については以下の点を考慮した。

・ 廃炉後の廃棄物の処理処分を考慮すると低放射化フェライト鋼（F82H）[3.10]を多用す

・ 廃炉後の廃棄物の処理処分を考慮すると低放射化フェライト鋼（F82H）[3.10]を多用するのが望ましい3が、比較的短期間での材料調達に限界があるので、F82H の使用はブラるのが望ましい3が、比較的短期間での材料調達に限界があるので、F82H の使用はブランケット、ダイバータなどの炉内機器にとどめる。F82H 総量は 3,400 ton。

ンケット、ダイバータなどの炉内機器にとどめる。F82H 総量は 3,400 ton。

・ 溶接性を考慮し大型構造物はステンレス鋼とする。

・ 溶接性を考慮し大型構造物はステンレス鋼とする。

・ ブランケット表面には物理スパッタリングによる損耗抑制のため 0.5mm のタングステ

・ ブランケット表面には物理スパッタリングによる損耗抑制のため 0.5mm のタングステ

ン・コーティングを施す。コーティングのためのタングステン使用量は約 10ton。

ン・コーティングを施す。コーティングのためのタングステン使用量は約 10ton。

小規模な CS を採用した効用により、TF コイル重量（6,180 トン）が SSTR のそれより（11,200

小規模な CS を採用した効用により、TF コイル重量（6,180 トン）が SSTR のそれより（11,200

トン）大幅に低減されていることは特筆すべき点である。一方、SlimCS ではセクター一括保守トン）大幅に低減されていることは特筆すべき点である。一方、SlimCS ではセクター一括保守方式を採用したためクライオスタット及び支持構造材の重量が増え、全体重量で見ると TF コイ方式を採用したためクライオスタット及び支持構造材の重量が増え、全体重量で見ると TF コイ

ル重量の差ほどには SSTR との重量差が生じていない。

ル重量の差ほどには SSTR との重量差が生じていない。

2.4 節の 「運転計画」で述べたように、原型炉の出力上昇は機器の健全性を確認しながら段階

2.4 節の 「運転計画」で述べたように、原型炉の出力上昇は機器の健全性を確認しながら段階的に実施するのが妥当である。図 3.11 は βN 向上に伴う Pfus、正味の電気出力 Pe、n/nGW 及び fBS的に実施するのが妥当である。図 3.11 は βN 向上に伴う Pfus、正味の電気出力 Pe、n/nGW 及び fBSの上昇を示す。βN ~ 2 でゼロ出力（Pe ~ 0 GWe）となり、ITER の Q = 5 定常運転シナリオ[3.12]の上昇を示す。βN ~ 2 でゼロ出力（Pe ~ 0 GWe）となり、ITER の Q = 5 定常運転シナリオ[3.12]と同等条件（βN = 2.56, n/nGW = 0.8, fBS = 0.48）を仮定すれば Pe ~ 0.13 GWe が見込まれる。しと同等条件（βN = 2.56, n/nGW = 0.8, fBS = 0.48）を仮定すれば Pe ~ 0.13 GWe が見込まれる。しかし、プラント規模の発電実証としてはあまりに小規模であり、JT-60SA [3.13, 3.14]等のサテ

かし、プラント規模の発電実証としてはあまりに小規模であり、JT-60SA [3.13, 3.14]等のサテ

ライトトカマク実験により高β運転技術の確立が不可欠である。

ライトトカマク実験により高β運転技術の確立が不可欠である。

SlimCS の概念図を図 3.12 に示す。セクター水平引き抜きと干渉しないよう、赤道面付近へのSlimCS の概念図を図 3.12 に示す。セクター水平引き抜きと干渉しないよう、赤道面付近へのポロイダルコイルの配置を避けた（図 4.2, 4.3 参照）。TF コイル転倒力は建屋中間床またはクラポロイダルコイルの配置を避けた（図 4.2, 4.3 参照）。TF コイル転倒力は建屋中間床またはクライオスタット外部の支持リングで行う。この支持方式については 7.4.3 節で詳述する。また、セイオスタット外部の支持リングで行う。この支持方式については 7.4.3 節で詳述する。また、セクターの引出しに必要な外側構造物には、水を満たし中性子遮蔽の機能を持たせる。炉本体のクターの引出しに必要な外側構造物には、水を満たし中性子遮蔽の機能を持たせる。炉本体の断面図を図 3.13 に示す。

断面図を図 3.13 に示す。

 &> F82H %C90-D$ 16=)(54#"?=$:FNb < 1 ppm, Mo < 100 ppmG*.< N  15N @3B1;2 50 / 8,-D'(+A [3.11]

 &> F82H %C90-D$ 16=)(54#"?=$:FNb < 1 ppm, Mo < 100 ppmG*.< N  15N @3B1;2 50 / 8,-D'(+A [3.11]

25

25－ 25 －－ 25 －

3 !7E5

3 !7E5

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019－ 26 －－ 26 －

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019－ 27 －－ 27 －

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019－ 28 －－ 28 －

4.1

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

４．プラズマ物理設計

４．プラズマ物理設計

MHD 平衡4.1

まず、コイル配置を決定するため TOSCA コードにより MHD 平衡解析を行った。MHD 平衡の解析において考慮した点は次のとおりである。

MHD 平衡まず、コイル配置を決定するため TOSCA コードにより MHD 平衡解析を行った。MHD 平衡の解析において考慮した点は次のとおりである。

1) プラズマ形状因子の目標値：κ95 ~ 2.0, δ95 ~ 0.3-0.4

1) プラズマ形状因子の目標値：κ95 ~ 2.0, δ95 ~ 0.3-0.4

高 δ は高β化などプラズマの高性能化の点では好ましいが、δ95 > 0.5 程度まで高く

高 δ は高β化などプラズマの高性能化の点では好ましいが、δ95 > 0.5 程度まで高くなるとダイバータ内足のセパラットリックスが水平に傾くため、ダイバータ付近のなるとダイバータ内足のセパラットリックスが水平に傾くため、ダイバータ付近のTF コイルの遮蔽が困難。この問題を避けるために、δ95 ~ 0.3-0.4 程度にとどめる。

TF コイルの遮蔽が困難。この問題を避けるために、δ95 ~ 0.3-0.4 程度にとどめる。

2) 下側シングルヌル配位

2) 下側シングルヌル配位

将来的にシングルヌル（SN）、ダブルヌル（DN）のどちらが将来性があるのか未解

将来的にシングルヌル（SN）、ダブルヌル（DN）のどちらが将来性があるのか未解決の問題。DN にすることでダイバータ外側の熱流束を低減できる可能性はあるが、決の問題。DN にすることでダイバータ外側の熱流束を低減できる可能性はあるが、平衡配位は DN であってもダイバータ熱流束を上下対称にすることは困難である。微平衡配位は DN であってもダイバータ熱流束を上下対称にすることは困難である。微妙な位置制御の揺らぎによって上側または下側ダイバータへ熱流束が偏る可能性が妙な位置制御の揺らぎによって上側または下側ダイバータへ熱流束が偏る可能性が高く[4.1]、熱流束の上下非対称性が過渡変動を伴う場合には放射冷却の制御が難し

高く[4.1]、熱流束の上下非対称性が過渡変動を伴う場合には放射冷却の制御が難し

い。

い。

トリチウム増倍比（TBR）の観点から見ると、DN はブランケットの占積率を減らす

トリチウム増倍比（TBR）の観点から見ると、DN はブランケットの占積率を減らす問題がある。実際に TBR を見積もったところ、DN ではトリチウムの自給が難しいと問題がある。実際に TBR を見積もったところ、DN ではトリチウムの自給が難しいという結論に達したため、DN 配位を検討から外した。

いう結論に達したため、DN 配位を検討から外した。

3) CS 電流値 10 MA/m

3) CS 電流値 10 MA/m

CS 設計条件との整合のため。

CS 設計条件との整合のため。

4) 第 1 セパラトリックスと第 2 セパラトリックスの分離

4) 第 1 セパラトリックスと第 2 セパラトリックスの分離

図 4.1 に示すように、SN ダイバータ配位の場合には、プラズマ表面を決定するセパ

図 4.1 に示すように、SN ダイバータ配位の場合には、プラズマ表面を決定するセパ

ラトリックス（ここでは、第 1 セパラトリックスと定義する）の他に、その外側にラトリックス（ここでは、第 1 セパラトリックスと定義する）の他に、その外側にもセパラトリックス（第２セパラトリックスと定義する）が存在する。ダイバータ板

もセパラトリックス（第２セパラトリックスと定義する）が存在する。ダイバータ板

以外の第一壁への過大な熱負荷を避けるためには、これらのセパラトリックス間隔が、以外の第一壁への過大な熱負荷を避けるためには、これらのセパラトリックス間隔が、

スクレイプオフ層（SOL）の幅もしくは周辺局在モード（ELM）で吐き出される熱流

スクレイプオフ層（SOL）の幅もしくは周辺局在モード（ELM）で吐き出される熱流幅よりも広くなるような平衡配位にする必要がある。4.7 節で述べるように、原型炉幅よりも広くなるような平衡配位にする必要がある。4.7 節で述べるように、原型炉では ELM の抑制が必要であるが、ここでは安全を見て次の ELMy H モードの熱流幅では ELM の抑制が必要であるが、ここでは安全を見て次の ELMy H モードの熱流幅の比例則[4.2]の比例則[4.2]

H −2

  λq0.3(m) = 5.3 × 10−3 Ptot ( MW )0.38 BT (T )−0.71 q95

(4.1)

H −2

  λq0.3(m) = 5.3 × 10−3 Ptot ( MW )0.38 BT (T )−0.71 q95

29

29－ 29 －－ 29 －(4.1)

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019－ 30 －－ 30 －

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

は CS 内半径が小さいため、分割数を減らして電流フィーダを設置しやすくすることが重要）。

は CS 内半径が小さいため、分割数を減らして電流フィーダを設置しやすくすることが重要）。

本設計ではこれを標準的な平衡配位とした。ただし、この平衡では、低磁場側における赤道

本設計ではこれを標準的な平衡配位とした。ただし、この平衡では、低磁場側における赤道面セパラトリックス間隔が 1 cm であり、目標の 3 cm に達していないという問題があり、今面セパラトリックス間隔が 1 cm であり、目標の 3 cm に達していないという問題があり、今後の設計見直しの際に再検討する必要がある。図 4.5 に示すように、セパラトリックス間隔

後の設計見直しの際に再検討する必要がある。図 4.5 に示すように、セパラトリックス間隔は κ または δ の低下と共に拡大することがわかっており、シェーピングを抑制することがこは κ または δ の低下と共に拡大することがわかっており、シェーピングを抑制することがこの問題を解決する一方策である。また、EF5 と EF6 の作る磁場が打ち消し合って、それぞれの問題を解決する一方策である。また、EF5 と EF6 の作る磁場が打ち消し合って、それぞれの電流値が大きくなっている問題も解決を図る必要がある。最終的な EF コイルの配置を図の電流値が大きくなっている問題も解決を図る必要がある。最終的な EF コイルの配置を図4.6 に示す。

4.6 に示す。

図 4.2

概念設計初期の MHD 平衡配位（赤道面に EF コイルを配置）[4.4]図 4.2

概念設計初期の MHD 平衡配位（赤道面に EF コイルを配置）[4.4]31

31－ 31 －－ 31 －

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019－ 32 －－ 32 －

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JAEA-Research 2010-019－ 33 －－ 33 －

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JAEA-Research 2010-019－ 34 －－ 34 －

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JAEA-Research 2010-019－ 35 －－ 35 －

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JAEA-Research 2010-019－ 36 －－ 36 －

JAEA-Research 2010-019（２）ダイバータプラズマへの不純物注入による放射冷却

JAEA-Research 2010-019（２）ダイバータプラズマへの不純物注入による放射冷却・ 非接触ダイバータによる熱流束低減、Td < 5 eV （ 4.8 節に詳述）

・ 非接触ダイバータによる熱流束低減、Td < 5 eV （ 4.8 節に詳述）

・ または、高リサイクリング接触プラズマにより、Td < 10 eV・ または、高リサイクリング接触プラズマにより、Td < 10 eV

ダイバータ２点モデル[4.10]での評価では、粒子増倍率 R ~ 150 で Td = 5-10 eV（３）磁束管（magnetic flux tube）の拡張

ダイバータ２点モデル[4.10]での評価では、粒子増倍率 R ~ 150 で Td = 5-10 eV（３）磁束管（magnetic flux tube）の拡張

・ コイル配置の制約のため flux expansion の自由度はあまりない

・ コイル配置の制約のため flux expansion の自由度はあまりない

・ 標準的な平衡配位での赤道面に対する flux expansion

・ 標準的な平衡配位での赤道面に対する flux expansion

インボード側：×9、アウトボード側：×5（４）ダイバータ板の傾斜による受熱面の拡大

インボード側：×9、アウトボード側：×5（４）ダイバータ板の傾斜による受熱面の拡大・磁力線に対するダイバータ板面の設置角度

・磁力線に対するダイバータ板面の設置角度

インボード側：30°、アウトボード側：15°

図 4.104.3

インボード側：30°、アウトボード側：15°

不純物注入量と放射パワーの関係

電流駆動

図 4.104.3

不純物注入量と放射パワーの関係

電流駆動

小規模な CS しか持たない SlimCS では、非誘導電流によるプラズマ電流立ち上げが必須で小規模な CS しか持たない SlimCS では、非誘導電流によるプラズマ電流立ち上げが必須である。プラズマ電流の立ち上げは基本的には定常運転技術と同じであり、違いは非誘導方式ある。プラズマ電流の立ち上げは基本的には定常運転技術と同じであり、違いは非誘導方式

による外部駆動電流と BS 電流の和が「＞１（over-drive）」か「＝１」かという程度である。

による外部駆動電流と BS 電流の和が「＞１（over-drive）」か「＝１」かという程度である。

その意味で、ITER または JT-60SA で定常運転技術が確立されれば、非誘導方式によるプラズ

その意味で、ITER または JT-60SA で定常運転技術が確立されれば、非誘導方式によるプラズ

37

37－ 37 －－ 37 －

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

マ電流立ち上げに関連する技術的課題は概ね解決されると考えてよい。この節では、電流立

マ電流立ち上げに関連する技術的課題は概ね解決されると考えてよい。この節では、電流立

ち上げシナリオ、定格運転時の電流分布、および CD 方式にまつわる検討結果を説明する。

ち上げシナリオ、定格運転時の電流分布、および CD 方式にまつわる検討結果を説明する。

CD 方式は、中性粒子ビーム入射（NBI）と電子サイクロトロン帯域波入射（ECRF）とする。

CD 方式は、中性粒子ビーム入射（NBI）と電子サイクロトロン帯域波入射（ECRF）とする。

4.3.1

4.3.1

電流立ち上げシナリオ

電流立ち上げシナリオ

1) ECRF 補助による着火（PEC ～3 MW）

1) ECRF 補助による着火（PEC ～3 MW）

2) CS によりプラズマ電流誘導

2) CS によりプラズマ電流誘導

・ Ip = 0  1 MA （0.25 MA/s で立ち上げ）

・ Ip = 0  1 MA （0.25 MA/s で立ち上げ）

・Ip = 1  3.4 MA （0.1 MA/s で立ち上げ）

・Ip = 1  3.4 MA （0.1 MA/s で立ち上げ）

3) Ip = 3.4 MA で H モードへ遷移させる

3) Ip = 3.4 MA で H モードへ遷移させる

遷移前の密度を ne = 0.6 nGW = 0.13×1020 m-3 とすれば、遷移閾パワーPth = 17 MW

遷移前の密度を ne = 0.6 nGW = 0.13×1020 m-3 とすれば、遷移閾パワーPth = 17 MW

約 30MW の ECRF を入射して H モード遷移（突抜けが問題になる NBI は避ける）

約 30MW の ECRF を入射して H モード遷移（突抜けが問題になる NBI は避ける）

4) H モード遷移後に ne がある程度上昇してからは、ECRF から NBI に切り替えて電流駆動

4) H モード遷移後に ne がある程度上昇してからは、ECRF から NBI に切り替えて電流駆動

・電流駆動効率の観点から NBI を主とする・電流駆動効率の観点から NBI を主とする・NBI の入射エネルギーENB を突き抜けパワーに留意しながら段階的に上昇

・NBI の入射エネルギーENB を突き抜けパワーに留意しながら段階的に上昇

図 4.11 に 3.4 MA 以降の NBI による Ip 立ち上げの計算例を示す。非誘導 CD で Ip を立ち上げ

図 4.11 に 3.4 MA 以降の NBI による Ip 立ち上げの計算例を示す。非誘導 CD で Ip を立ち上げる場合には、リターン電流の妨げのため Ip 立ち上げ速度が比較的遅くなり、3.4 MA から定格る場合には、リターン電流の妨げのため Ip 立ち上げ速度が比較的遅くなり、3.4 MA から定格の 16.7 MA に達するまでに 8,300 秒（2.3 時間）を要する。途中、突き抜けに留意しながらの 16.7 MA に達するまでに 8,300 秒（2.3 時間）を要する。途中、突き抜けに留意しながら

ENB を上昇させることになるが、このような NBI の運転に際しては、ビーム引出電圧が低い

ENB を上昇させることになるが、このような NBI の運転に際しては、ビーム引出電圧が低い場合でも著しい入射パワーの低下を招かないようにするために CCVV（Constant Current

場合でも著しい入射パワーの低下を招かないようにするために CCVV（Constant Current

Variable Voltage）技術が必要である2。

Variable Voltage）技術が必要である2。

最適パービアンス（ビーム発散角が最も小さい）条件で運転する場合、同一電極でビームエネルギーを切り替えると、入射パワーPʼ = P0(E/E0)5/2 となる。ここで、P0, E0 は NBI の定格パワーおよび電圧。

22最適パービアンス（ビーム発散角が最も小さい）条件で運転する場合、同一電極でビームエネルギーを切り替えると、入射パワーPʼ = P0(E/E0)5/2 となる。ここで、P0, E0 は NBI の定格パワーおよび電圧。

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38－ 38 －－ 38 －

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図 4.11

4.3.2

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プラズマ電流立ち上げの計算例

定格運転時の電流分布

図 4.114.3.2

プラズマ電流立ち上げの計算例

定格運転時の電流分布

システムコード（ポイントモデル）によって決定される SlimCS の設計パラメータは、電流システムコード（ポイントモデル）によって決定される SlimCS の設計パラメータは、電流駆動など分布形に支配される諸量の信頼性が低いので、分布形を考慮した詳しい１次元解析

駆動など分布形に支配される諸量の信頼性が低いので、分布形を考慮した詳しい１次元解析を行って設計パラメータの妥当性を検証する必要がある。実際のところ、ポイントモデルにを行って設計パラメータの妥当性を検証する必要がある。実際のところ、ポイントモデルによる設計パラメータを満足する１次元解析の解は多くの場合存在し、むしろ、この作業の意

よる設計パラメータを満足する１次元解析の解は多くの場合存在し、むしろ、この作業の意

味は設計パラメータを満足する電流、密度、温度の分布形を決めることと考えればよい。

味は設計パラメータを満足する電流、密度、温度の分布形を決めることと考えればよい。

ACCOME コード[4.11]による定格運転時の解析例（ECCD 主体）を図 4.12 に示す。これはポACCOME コード[4.11]による定格運転時の解析例（ECCD 主体）を図 4.12 に示す。これはポイントモデルによる設計パラメータ、Pfus ~ 2.95 GW, βN ~ 4.3, n/nGW ~ 1, HHy2 ~ 1.3 を守る

イントモデルによる設計パラメータ、Pfus ~ 2.95 GW, βN ~ 4.3, n/nGW ~ 1, HHy2 ~ 1.3 を守るようにプラズマ分布、ECCD の位置を調整して得たもので、弱い負磁気シアが解になっていようにプラズマ分布、ECCD の位置を調整して得たもので、弱い負磁気シアが解になっている[4.12]。qmin ~ 1.5 であるが、Ip 立ち上げフェーズの低ベータ時に qmin = 2 を横切って qmin <る[4.12]。qmin ~ 1.5 であるが、Ip 立ち上げフェーズの低ベータ時に qmin = 2 を横切って qmin <2 の領域に入ることでディスラプションを回避可能である[4.13]。このような高 BS 電流割合

2 の領域に入ることでディスラプションを回避可能である[4.13]。このような高 BS 電流割合を持つ電流駆動で重要なのは、周辺 CD と中心 CD のバランスである。高 BS 電流割合にするを持つ電流駆動で重要なのは、周辺 CD と中心 CD のバランスである。高 BS 電流割合にする

ためには内部輸送障壁（ITB）付近の q を高く保つ必要があり、このためある程度の周辺電流ためには内部輸送障壁（ITB）付近の q を高く保つ必要があり、このためある程度の周辺電流駆動が求められる。しかし、Te の低い周辺部は外部駆動による CD 効率が低いので、比較的駆動が求められる。しかし、Te の低い周辺部は外部駆動による CD 効率が低いので、比較的高めの周辺ペデスタルを形成させて周辺 BS 電流を流したいところである（しかし、ダイバ

高めの周辺ペデスタルを形成させて周辺 BS 電流を流したいところである（しかし、ダイバ

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4.6

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プラズマ回転4.6

プラズマ回転RWM 安定化のためには、プラズマ回転または外部コイルの二つの方法が考えられる。数年前

RWM 安定化のためには、プラズマ回転または外部コイルの二つの方法が考えられる。数年前まで、十分な回転トルクをプラズマに与えて RWM を抑制することは核融合炉では困難と考えまで、十分な回転トルクをプラズマに与えて RWM を抑制することは核融合炉では困難と考えられてきた。しかし、近年 JT-60U および DIII-D において観測された比較的低速回転（JT-60U

られてきた。しかし、近年 JT-60U および DIII-D において観測された比較的低速回転（JT-60Uの場合 0.003vA 程度[4.25]、ここで vA はアルフベン速度）での RWM 抑制の実験結果を受けて、の場合 0.003vA 程度[4.25]、ここで vA はアルフベン速度）での RWM 抑制の実験結果を受けて、プラズマ回転による RWM 安定化を見直す必要が出てきた。炉構造に対する要求が少なく、制プラズマ回転による RWM 安定化を見直す必要が出てきた。炉構造に対する要求が少なく、制御が易しいプラズマ回転による RWM 抑制は有望な安定化手法と考えられるからである。

御が易しいプラズマ回転による RWM 抑制は有望な安定化手法と考えられるからである。

概算ではあるが、D ビームを DT プラズマに入射したときのプラズマ回転速度は以下の式で評価できる[4.26]。

概算ではあるが、D ビームを DT プラズマに入射したときのプラズマ回転速度は以下の式で評価できる[4.26]。

fφ ≈ 6.3 × 104 Pbτ φ Rtan V p ni Eb R

      (4.6)

fφ ≈ 6.3 × 104 Pbτ φ Rtan V p ni Eb R

      (4.6)

ここで、Pb：NBI パワー（MW）、τf：モーメント閉じ込め時間（= τE を仮定）、Rtan：NBI 中心軸

ここで、Pb：NBI パワー（MW）、τf：モーメント閉じ込め時間（= τE を仮定）、Rtan：NBI 中心軸の接線半径、Vp：プラズマ体積、ni：イオン密度(1020 m-3)、Eb：ビームエネルギー(MeV)、R：の接線半径、Vp：プラズマ体積、ni：イオン密度(1020 m-3)、Eb：ビームエネルギー(MeV)、R：

プラズマ主半径である。この式を用いると、SlimCS の場合、0.5 MeV, 30 MW の NBI を入射す

プラズマ主半径である。この式を用いると、SlimCS の場合、0.5 MeV, 30 MW の NBI を入射す

れば RWM 抑制の可能なトロイダル回転 4×104 m/s (= 0.005vA)が期待できる。1 MeV で同じ入れば RWM 抑制の可能なトロイダル回転 4×104 m/s (= 0.005vA)が期待できる。1 MeV で同じ入射パワーの場合には、2.8×104 m/s (= 0.0035vA)が得られる。

射パワーの場合には、2.8×104 m/s (= 0.0035vA)が得られる。

TASK/TX コード[4.27]による詳しい解析によれば、0.5 MeV, 30 MW の NBI の場合の回転速

TASK/TX コード[4.27]による詳しい解析によれば、0.5 MeV, 30 MW の NBI の場合の回転速。ここで、度は 3×104 m/s（= 0.0038 vA）であり、上の概算値に近い結果が得られた（図 4.20）。ここで、度は 3×104 m/s（= 0.0038 vA）であり、上の概算値に近い結果が得られた（図 4.20）

垂直粘性係数は μ(0) = 0.33 m2/s, μ(0.9) = 1.13 m2/s と仮定した。この計算結果は、RWM 安定

垂直粘性係数は μ(0) = 0.33 m2/s, μ(0.9) = 1.13 m2/s と仮定した。この計算結果は、RWM 安定化に必要な回転速度が現実的なアクチュエータで得られることを示しており、プラズマ回転に化に必要な回転速度が現実的なアクチュエータで得られることを示しており、プラズマ回転に

よる RWM 抑制に明るい見通しを与える。ただし、RWM 抑制は回転速度でなく回転分布（回転よる RWM 抑制に明るい見通しを与える。ただし、RWM 抑制は回転速度でなく回転分布（回転シア）で決まるとする説もあり[4.28]、今後の研究の進展を待つ必要がある。

シア）で決まるとする説もあり[4.28]、今後の研究の進展を待つ必要がある。

49

49－ 49 －－ 49 －

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JAEA-Research 2010-019－ 50 －－ 50 －

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図 4.22

外側ダイバータ付近での放射パワー分布：(a)ダイバータ底部から排気（ケース１）、(b) V 字型コーナー・ダイバータで nAr/ni = 2%（ケース２）、(c)V 字型で nAr/ni = 5%（ケース３）

図 4.23

V 字型コーナーを持つダイバータにおけるダイバータ板への熱負荷の内訳：

JAEA-Research 2010-019

図 4.22

外側ダイバータ付近での放射パワー分布：(a)ダイバータ底部から排気（ケース１）、(b) V 字型コーナー・ダイバータで nAr/ni = 2%（ケース２）、(c)V 字型で nAr/ni = 5%（ケース３）

図 4.23

V 字型コーナーを持つダイバータにおけるダイバータ板への熱負荷の内訳：(a) nAr/ni = 2%（ケース２）、(c)V 字型で nAr/ni = 5%（ケース３）(a) nAr/ni = 2%（ケース２）、(c)V 字型で nAr/ni = 5%（ケース３）

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が重要である。

が重要である。

4.8.2

4.8.2

周辺プラズマでの放射損失の課題

周辺プラズマでの放射損失の課題

前述のように SlimCS では、ITER で考えられている放射損失（Prad= 50 MW 程度）より一桁大

前述のように SlimCS では、ITER で考えられている放射損失（Prad= 50 MW 程度）より一桁大

きな値（Prad = 460 MW 程度）が求められ、同時にプラズマ対向材への放射パワーの集中を低減

きな値（Prad = 460 MW 程度）が求められ、同時にプラズマ対向材への放射パワーの集中を低減する必要もある。現状のトカマクで行われている高放射損失(frad > 60%)と高エネルギー閉じ込めする必要もある。現状のトカマクで行われている高放射損失(frad > 60%)と高エネルギー閉じ込め性能を両立させる実験では、異なる不純物ガス (N2、Ne、Ar) 入射が行われているが、このうち性能を両立させる実験では、異なる不純物ガス (N2、Ne、Ar) 入射が行われているが、このうち高電荷イオンの Ar を用いる場合にメイン・プラズマ周辺部での最も大きい放射損失割合を得ら

高電荷イオンの Ar を用いる場合にメイン・プラズマ周辺部での最も大きい放射損失割合を得られる。例えば、JT-60U の不純物ガス入射[4.40]実験（frad = 70-90%）では、Ne 入射（fradedge ~ 20%れる。例えば、JT-60U の不純物ガス入射[4.40]実験（frad = 70-90%）では、Ne 入射（fradedge ~ 20%

および fraddiv = 50-70%）と比較して、Ar 入射（fradedge = 30-40% および fraddiv = 40-50%）の方がおよび fraddiv = 50-70%）と比較して、Ar 入射（fradedge = 30-40% および fraddiv = 40-50%）の方がメイン･プラズマ周辺部での放射損失がダイバータ部でのそれに近くなっている（Pradedge/Praddiv=

メイン･プラズマ周辺部での放射損失がダイバータ部でのそれに近くなっている（Pradedge/Praddiv=

0.7-0.8）。ガス入射位置よりも不純物イオン種による輸送と放射損失特性の違いが関与すると考0.7-0.8）。ガス入射位置よりも不純物イオン種による輸送と放射損失特性の違いが関与すると考えられ、この結果に基づいて、高 Z と低 Z 不純物ガスとの複合入射による放射損失の分布制御

えられ、この結果に基づいて、高 Z と低 Z 不純物ガスとの複合入射による放射損失の分布制御が提案されている。ITER のプラズマエッジおよび SOL 領域（ペデスタルで Teped ~ Tiped = 3-4 keV、が提案されている。ITER のプラズマエッジおよび SOL 領域（ペデスタルで Teped ~ Tiped = 3-4 keV、

セパラトリクスで Tesep = 160-180 eV, Tisep = 250-320 eV）[4.41, 4.42]より高温条件（セパセパラトリクスで Tesep = 160-180 eV, Tisep = 250-320 eV）[4.41, 4.42]より高温条件（セパラトリクスで Tesep ~ 370 eV, Tisep ~ 800 eV）で放射損失を高めるため、Kr 等のさらに高 Z の不ラトリクスで Tesep ~ 370 eV, Tisep ~ 800 eV）で放射損失を高めるため、Kr 等のさらに高 Z の不純物ガス入射との比較、また、原型炉へ向けてペレットによるメインプラズマへの不純物注入

純物ガス入射との比較、また、原型炉へ向けてペレットによるメインプラズマへの不純物注入の検討も必要である。

の検討も必要である。

一方、メイン･プラズマ周辺部での放射損失パワーが制限される要因として、閉じ込め性能の一方、メイン･プラズマ周辺部での放射損失パワーが制限される要因として、閉じ込め性能の劣化が挙げられる。境界領域プラズマにおける放射損失の増加により、温度や密度分布に見ら劣化が挙げられる。境界領域プラズマにおける放射損失の増加により、温度や密度分布に見られる周辺閉じ込め輸送障壁（Edge Transport Barrier）は変化し、ついには閉じこめ性能の劣化れる周辺閉じ込め輸送障壁（Edge Transport Barrier）は変化し、ついには閉じこめ性能の劣化に至る。例えば JT-60U[4.43]では、fradedge > 35%でペデスタルでのプラズマ圧力の低下が始まるに至る。例えば JT-60U[4.43]では、fradedge > 35%でペデスタルでのプラズマ圧力の低下が始まると同時に、ELM 振幅の低下や熱プラズマの閉じこめ性能も劣化する。原型炉の運転領域を検討と同時に、ELM 振幅の低下や熱プラズマの閉じこめ性能も劣化する。原型炉の運転領域を検討するため、このような物理データベースを整理、構築することも重要である。

するため、このような物理データベースを整理、構築することも重要である。

4.9

4.9

運転モード

原型炉での運転モードを考える前に、ITER と原型炉に要求されるプラズマ性能の差異を明確

運転モード

原型炉での運転モードを考える前に、ITER と原型炉に要求されるプラズマ性能の差異を明確にしておきたい。

にしておきたい。

1) 運転時間（原型炉：定常運転１日～1 年、ITER：～７分）

1) 運転時間（原型炉：定常運転１日～1 年、ITER：～７分）

・ 原型炉では、NBCD と ECCD に要する循環電力を低減させるため、高 BS 電流割合の運転モードが必須

・ 原型炉では、NBCD と ECCD に要する循環電力を低減させるため、高 BS 電流割合の運転モードが必須

2) 核融合出力（原型炉：～３GW、ITER：～0.5GW）2) 核融合出力（原型炉：～３GW、ITER：～0.5GW）

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点、熱伝導、熱応力因子など）、耐中性子照射性能に優れ最有力候補である。SlimCS などの原型

点、熱伝導、熱応力因子など）、耐中性子照射性能に優れ最有力候補である。SlimCS などの原型

炉と ITER とのダイバータ対向材の運転環境の比較を表 4.7 に示す。原型炉のダイバータでは、

炉と ITER とのダイバータ対向材の運転環境の比較を表 4.7 に示す。原型炉のダイバータでは、冷却配管の材料に制約が大きく（耐中性子照射性の観点から F82H 等の低放射化フェライト鋼

冷却配管の材料に制約が大きく（耐中性子照射性の観点から F82H 等の低放射化フェライト鋼に限定される）、また冷却水あるいはヘリウムガスのベース温度が高く設定される。一方、対向に限定される）、また冷却水あるいはヘリウムガスのベース温度が高く設定される。一方、対向材の最高温度は ITER と同様に再結晶温度（1200-1400℃）以下に維持する必要があり、現在の材の最高温度は ITER と同様に再結晶温度（1200-1400℃）以下に維持する必要があり、現在の設計案では熱除去性能は ITER の設計よりも低く（5-7 MWm-2）ならざるを得ない。さらに、原設計案では熱除去性能は ITER の設計よりも低く（5-7 MWm-2）ならざるを得ない。さらに、原型炉では連続運転を行うため、水素同位体イオンのフルエンスは年間 1030-1031 m-2 に達し、ITER

型炉では連続運転を行うため、水素同位体イオンのフルエンスは年間 1030-1031 m-2 に達し、ITER（年間 500 ショット程度）の数 10-数 100 倍となり、また現状の PWI 研究の照射量(<1027 m-2)

（年間 500 ショット程度）の数 10-数 100 倍となり、また現状の PWI 研究の照射量(<1027 m-2)の 1000 倍以上となる。比較的ベース温度が低温の ITER では懸念される水素同位体照射によるの 1000 倍以上となる。比較的ベース温度が低温の ITER では懸念される水素同位体照射によるタングステン材のブリスタリング拡大の可能性は、高温の環境下の原型炉では少ないと思われタングステン材のブリスタリング拡大の可能性は、高温の環境下の原型炉では少ないと思われるが、以下３点が最も PWI の問題点として懸念される。

るが、以下３点が最も PWI の問題点として懸念される。

（i）高温の環境下（TW> 700℃）でのヘリウムイオン照射による「バブル」「ホール」「ナノ構（i）高温の環境下（TW> 700℃）でのヘリウムイオン照射による「バブル」「ホール」「ナノ構造」などの表面脆化（現在の実験では 1025 m-2 程度のフルエンスで発生）する可能性が高造」などの表面脆化（現在の実験では 1025 m-2 程度のフルエンスで発生）する可能性が高い。

い。

（ii）中性子照射の影響を受け、原型炉環境（20-100 dpa）では確実に格子欠陥が進行し､延性（ii）中性子照射の影響を受け、原型炉環境（20-100 dpa）では確実に格子欠陥が進行し､延性

脆性遷移温度(通常の DBTT は 300-500℃)の上昇、ヘリウムイオンによる表面脆化の進行、脆性遷移温度(通常の DBTT は 300-500℃)の上昇、ヘリウムイオンによる表面脆化の進行、

トリチウム蓄積の（0.5-1 dpa 程度で数倍から１０倍に）増加が相乗的に進行する可能性

トリチウム蓄積の（0.5-1 dpa 程度で数倍から１０倍に）増加が相乗的に進行する可能性

が高い。

が高い。

（iii）溶融したタングステンによる対向材（モノブロック）構造の変形やブリッジングの発生、および熱除去性能の劣化や破断が懸念される。

表 4.7

および熱除去性能の劣化や破断が懸念される。

ITER および原型炉のダイバータにおけるタングステンの使用環境
ITER (1 shot)

DEMO (continuous)

Tw at SS (°C) water-cool~1000 [base 100-200]<1200 [base 290]

Te near strike-point (eV)

1-30

1-20

-2

（iii）溶融したタングステンによる対向材（モノブロック）構造の変形やブリッジングの発生、

30

31

表 4.7

ITER および原型炉のダイバータにおけるタングステンの使用環境
ITER (1 shot)

DEMO (continuous)

Tw at SS (°C) water-cool~1000 [base 100-200]<1200 [base 290]

Te near strike-point (eV)

1-30

-2

1-20
30

Fuel ion fluence (m )5×1025- 5×1026 (400s)

10 -10 (~year)

Fuel ion fluence (m )5×1025- 5×1026 (400s)

10 -1031 (~year)

He ion fluence (m-2)

1024 - 1025 (400s)

1029-1030 (~year)

He ion fluence (m-2)

1024 - 1025 (400s)

1029-1030 (~year)

Neutron fluence (dpa)~0.5 (~5 year)

20-100 (~year)

Neutron fluence (dpa)~0.5 (~5 year)

20-100 (~year)

4.8 節に示したダイバータ形状と放射冷却に関する物理設計を進展すると同時に、水冷却にせ4.8 節に示したダイバータ形状と放射冷却に関する物理設計を進展すると同時に、水冷却にせ59

59－ 59 －－ 59 －

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

よヘリウム冷却にせよ、現実的な対向材(タングステン)と構造材の組み合わせによるダイバータ

よヘリウム冷却にせよ、現実的な対向材(タングステン)と構造材の組み合わせによるダイバータの熱構造設計を改善することが炉工学研究の最重要課題である。一方、DBTT 特性に関しては核の熱構造設計を改善することが炉工学研究の最重要課題である。一方、DBTT 特性に関しては核分裂炉での中性子照射データが存在するが、タングステン材の製造方法、照射時の温度、不純分裂炉での中性子照射データが存在するが、タングステン材の製造方法、照射時の温度、不純物量などを含めたデータで現在利用できるものは限定的である。ダイバータ受熱機器の概念設

物量などを含めたデータで現在利用できるものは限定的である。ダイバータ受熱機器の概念設計と合わせて、熱除去・構造設計に必要な核融合中性子照射環境での材料データベースの構築

計と合わせて、熱除去・構造設計に必要な核融合中性子照射環境での材料データベースの構築が必要である。さらに、上述の原型炉レベルの重照射条件における PWI データ、特にイオンおが必要である。さらに、上述の原型炉レベルの重照射条件における PWI データ、特にイオンおよび中性子照射を同時に受ける環境での材料データベースの構築が必要である。原型炉のプラ

よび中性子照射を同時に受ける環境での材料データベースの構築が必要である。原型炉のプラ

ズマ対向材や熱除去設計の基盤データは ITER で得られるものと期待される一方、知見が得られズマ対向材や熱除去設計の基盤データは ITER で得られるものと期待される一方、知見が得られる前に原型炉は建設段階に移行するため、ITER 以外の研究施設を利用してタングステンおよびる前に原型炉は建設段階に移行するため、ITER 以外の研究施設を利用してタングステンおよび材料開発戦略についても検討する必要がある。

材料開発戦略についても検討する必要がある。

4.11

4.11

ディスラプションの考え方

ディスラプションの考え方

原型炉におけるディスラプションは炉内機器の健全性を脅かす難題の一つである。これまで

原型炉におけるディスラプションは炉内機器の健全性を脅かす難題の一つである。これまでのトカマク装置や ITER では、電磁力や熱衝撃に関して様々なタイプのディスラプションを受容のトカマク装置や ITER では、電磁力や熱衝撃に関して様々なタイプのディスラプションを受容する設計を行っているが、原型炉ではそうできない理由がある。

する設計を行っているが、原型炉ではそうできない理由がある。

１）効率的なトリチウム生産のため、ブランケットにはある程度の大きさが必要

１）効率的なトリチウム生産のため、ブランケットにはある程度の大きさが必要

その結果、鎖交磁束が大きくなるので耐電磁力設計が厳しい

その結果、鎖交磁束が大きくなるので耐電磁力設計が厳しい

２）プラズマの蓄積エネルギーが大きい（SlimCS の場合、1.24 GJ）

２）プラズマの蓄積エネルギーが大きい（SlimCS の場合、1.24 GJ）

その一部が排出されただけでプラズマ対向材料は損傷を受ける

その一部が排出されただけでプラズマ対向材料は損傷を受ける

このように、ディスラプションの検討においては、誘導電流による「電磁力」および「熱衝撃」

このように、ディスラプションの検討においては、誘導電流による「電磁力」および「熱衝撃」の二つについて理解することが重要である。

の二つについて理解することが重要である。

4.11.1

4.11.1電磁力

電磁力

炉内機器に働く電磁力は、1) プラズマ電流の消滅による誘導電流、2) プラズマの移動に伴う炉内機器に働く電磁力は、1) プラズマ電流の消滅による誘導電流、2) プラズマの移動に伴う誘導電流、3) VDE (Vertical Displacement Event)によってプラズマが炉内構造物に接触した時に誘導電流、3) VDE (Vertical Displacement Event)によってプラズマが炉内構造物に接触した時にスクレイプオフ層から構造物に流れ込む電流、３つによって生ずる。これらによる電磁力を低スクレイプオフ層から構造物に流れ込む電流、３つによって生ずる。これらによる電磁力を低減するために ITER で講じられた方策は、炉内機器を刻んで鎖交磁束を小さくしたり、電流パス減するために ITER で講じられた方策は、炉内機器を刻んで鎖交磁束を小さくしたり、電流パスを長くして電流値を低下させることである。このため、図 4.27 に示す ITER の遮蔽ブランケッを長くして電流値を低下させることである。このため、図 4.27 に示す ITER の遮蔽ブランケッ

トの場合、第一壁のパネルに多数のポロイダルスロットを設けて電磁力の低減を図っている。

トの場合、第一壁のパネルに多数のポロイダルスロットを設けて電磁力の低減を図っている。

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JAEA-Research 2010-019

も重要な因子なので、核融合開発者が留意すべき視点をここで述べておく。

も重要な因子なので、核融合開発者が留意すべき視点をここで述べておく。

プラズマ研究では将来的な経済性と関連づけて高ベータ化研究の重要性が語られることが多プラズマ研究では将来的な経済性と関連づけて高ベータ化研究の重要性が語られることが多

いが、経済性について語るならば高ベータ化の前に、「ディスラプションを発生させないで連続

いが、経済性について語るならば高ベータ化の前に、「ディスラプションを発生させないで連続運 転 を 続 け る こ と 」 の 重 要 性 を 認 識 す る 必 要 が あ る 。 文 献 [4.54] に 従 え ば 発 電 原 価 COE

運 転 を 続 け る こ と 」 の 重 要 性 を 認 識 す る 必 要 が あ る 。 文 献 [4.54] に 従 え ば 発 電 原 価 COE（Cost-Of-Electricity）は以下のように表記できる。

（Cost-Of-Electricity）は以下のように表記できる。

(4.7)

(4.7)

ここで、CCFCR は年間資本費、CSR, CF および COM は、それぞれ、ブランケットやダイバータの定

ここで、CCFCR は年間資本費、CSR, CF および COM は、それぞれ、ブランケットやダイバータの定期交換のための年間経費、燃料の年間経費、運転および保守の年間経費を示す。また、Pnet は送期交換のための年間経費、燃料の年間経費、運転および保守の年間経費を示す。また、Pnet は送電端電気出力、fav はプラント稼働率である。この式に示されるように、COE を下げるためには

電端電気出力、fav はプラント稼働率である。この式に示されるように、COE を下げるためには稼働率が重要になる。ディスラプションあるいはその回避のためのソフトランディングで核融稼働率が重要になる。ディスラプションあるいはその回避のためのソフトランディングで核融合炉が緊急停止すると稼働率の著しい低下を招く。核融合炉のディスラプションは紛れもなく合炉が緊急停止すると稼働率の著しい低下を招く。核融合炉のディスラプションは紛れもなく「計画外停止」であり、計画外停止後の運転再開までには（軽水炉の場合と同じ手続きが必要「計画外停止」であり、計画外停止後の運転再開までには（軽水炉の場合と同じ手続きが必要と仮定すれば）、自治体による検証作業ののち国が判断するという時間を要する手順を踏まなけと仮定すれば）、自治体による検証作業ののち国が判断するという時間を要する手順を踏まなければならないからである。実際、既存の電源での計画外停止の頻度は極めて少ない。日本国内

ればならないからである。実際、既存の電源での計画外停止の頻度は極めて少ない。日本国内の軽水炉は１基当たり年 1.2-1.7 回停止しているが（ʼ93-ʼ07 年の実績）[4.55]その大部分は事前の軽水炉は１基当たり年 1.2-1.7 回停止しているが（ʼ93-ʼ07 年の実績）[4.55]その大部分は事前に判明したトラブルに対処するための「計画停止」である。落雷、地震など不測の事象によるに判明したトラブルに対処するための「計画停止」である。落雷、地震など不測の事象による「計画外停止」はわずか 0.2-0.7 回／年に過ぎない。その意味で、核融合戦略検討分科会による「計画外停止」はわずか 0.2-0.7 回／年に過ぎない。その意味で、核融合戦略検討分科会による報告書[4.56]の「0.5 回／年程度」という原型炉におけるディスラプション頻度は、核融合の経報告書[4.56]の「0.5 回／年程度」という原型炉におけるディスラプション頻度は、核融合の経済性および社会受容性の観点からみて妥当な指針を示したと言える。

済性および社会受容性の観点からみて妥当な指針を示したと言える。

核融合が信頼のおける電源として受容されるためには、原型炉段階でディスラプションを回核融合が信頼のおける電源として受容されるためには、原型炉段階でディスラプションを回避して炉内機器の健全性確保を実証するだけでは不足であり、最終的にはソフトランディング

避して炉内機器の健全性確保を実証するだけでは不足であり、最終的にはソフトランディング頻度も含めて 0.5 回／年程度にできることを実証する必要がある。炉心プラズマの研究では、高頻度も含めて 0.5 回／年程度にできることを実証する必要がある。炉心プラズマの研究では、高ベータ研究と同等の比重でディスラプション研究が推進されねばならない。

ベータ研究と同等の比重でディスラプション研究が推進されねばならない。

参考文献

参考文献

[4.1] T.W. Petrie, S.L. Allen, M.E. Fenstermacher et al., The effect of divertor magnetic balance on[4.1] T.W. Petrie, S.L. Allen, M.E. Fenstermacher et al., The effect of divertor magnetic balance on

H-mode performance in DIII-D, General Atomics Rep. No. GA-A23398 (2000).
[4.2] A. Laorte, S. Bosch, A. Chankin et al., Multi-machine scaling of divertor peak heat flux and widthfor L-mode and H-mode discharges, J. Nucl. Mater. 266-269 (1999) 587.

H-mode performance in DIII-D, General Atomics Rep. No. GA-A23398 (2000).
[4.2] A. Laorte, S. Bosch, A. Chankin et al., Multi-machine scaling of divertor peak heat flux and widthfor L-mode and H-mode discharges, J. Nucl. Mater. 266-269 (1999) 587.

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5.2

ラジアルビルド

JAEA-Research 2010-019

5.2

ラジアルビルドを図 5.4 に示す。ラジアルビルドの決定においては次の点に留意した。

ラジアルビルド

ラジアルビルドを図 5.4 に示す。ラジアルビルドの決定においては次の点に留意した。

１） インボード側には薄い「交換ブランケット」を設置（固定ブランケットは設置しない）

１） インボード側には薄い「交換ブランケット」を設置（固定ブランケットは設置しない）

２） アウトボード側には「交換ブランケット」と「固定ブランケット」を設置

２） アウトボード側には「交換ブランケット」と「固定ブランケット」を設置

３） 交換ブランケットと固定ブランケット間に「導体シェル」を挟み込む

３） 交換ブランケットと固定ブランケット間に「導体シェル」を挟み込む

４） 遮蔽はブランケットに直付けの「高温遮蔽」とその外側の「低温遮蔽」とに分ける

４） 遮蔽はブランケットに直付けの「高温遮蔽」とその外側の「低温遮蔽」とに分ける

図 5.4 ラジアルビルド：TF コイル直下（φ= 0º）および中間部（φ= 15º）

図 5.4 ラジアルビルド：TF コイル直下（φ= 0º）および中間部（φ= 15º）

低 A 炉では、通常 A のトカマク炉と比べると、アウトボード側表面積に対するインボード側

低 A 炉では、通常 A のトカマク炉と比べると、アウトボード側表面積に対するインボード側

表面積の比が相対的に小さい（インボード側 27%、アウトボード側 73%）。これは TBR に対す表面積の比が相対的に小さい（インボード側 27%、アウトボード側 73%）。これは TBR に対す

るインボード側の寄与は比較的小さいことを意味し、インボード側ブランケットを薄くしてもるインボード側の寄与は比較的小さいことを意味し、インボード側ブランケットを薄くしてもトリチウム自給が成立する可能性が十分にあり、むしろ電磁力に耐える強固なブランケット支

トリチウム自給が成立する可能性が十分にあり、むしろ電磁力に耐える強固なブランケット支持のため積極的に薄い構造にすることに設計合理性がある。

持のため積極的に薄い構造にすることに設計合理性がある。

プラズマを取り囲むブランケットは、ディスラプション時に働く電磁力が過大にならぬようプラズマを取り囲むブランケットは、ディスラプション時に働く電磁力が過大にならぬよう

1m 前後の寸法に抑えるのが適当である。このような寸法のブランケット筐体における渦電流の1m 前後の寸法に抑えるのが適当である。このような寸法のブランケット筐体における渦電流の減衰時定数は τW = L/R ～ 1 ms 程度と短いので導体壁の機能は期待できない。導体壁には、外減衰時定数は τW = L/R ～ 1 ms 程度と短いので導体壁の機能は期待できない。導体壁には、外部コイル系が応答できる数 10ms 程度まで渦電流が持続することが求められ、このような渦電部コイル系が応答できる数 10ms 程度まで渦電流が持続することが求められ、このような渦電流を実現するにはセクター大の導体シェル（導体壁）が必要になる。EU が提案する PCCS-Model流を実現するにはセクター大の導体シェル（導体壁）が必要になる。EU が提案する PCCS-Model

A [5.1]のような大型炉（Rp = 9.55 m, a = 3.2 m）の場合には、a が大きいのでブランケット後方

A [5.1]のような大型炉（Rp = 9.55 m, a = 3.2 m）の場合には、a が大きいのでブランケット後方

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JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019のバックプレートを導体壁とみなすことも可能であるが、中・小型炉にはこの考え方を適用でのバックプレートを導体壁とみなすことも可能であるが、中・小型炉にはこの考え方を適用できない。実際、SlimCS の設計パラメータを用いてバックプレートに対する rw/a を概算すると、きない。実際、SlimCS の設計パラメータを用いてバックプレートに対する rw/a を概算すると、

小半径 a = 2.1 m

小半径 a = 2.1 m

プラズマ‒壁間距離 = 0.2 m

プラズマ‒壁間距離 = 0.2 m

ブランケット厚さ = 0.7 m

ブランケット厚さ = 0.7 m

rw/a = (2.1+0.2+0.7)/2.1 = 1.43

rw/a = (2.1+0.2+0.7)/2.1 = 1.43となり、安定化壁の位置がプラズマから遠すぎる[5.2]。壁無しのβ限界を越えて高β領域に到となり、安定化壁の位置がプラズマから遠すぎる[5.2]。壁無しのβ限界を越えて高β領域に到達するためには、rw/a  1.35 程度の距離に導体壁を設置する必要がある。この問題の解決のた達するためには、rw/a  1.35 程度の距離に導体壁を設置する必要がある。この問題の解決のた

め SlimCS では、アウトボード側ブランケットを前段と後段に 2 分割しその間に導体シェルを配め SlimCS では、アウトボード側ブランケットを前段と後段に 2 分割しその間に導体シェルを配置することとした（図 5.4 のグレーの領域）。この導体シェルを挟んで、前方は２，３年毎に交置することとした（図 5.4 のグレーの領域）。この導体シェルを挟んで、前方は２，３年毎に交換を行う「交換ブランケット」、後方は炉が寿命を迎えるまで連続して使用する「固定ブランケ

換を行う「交換ブランケット」、後方は炉が寿命を迎えるまで連続して使用する「固定ブランケット」とする。この具体的な構造概念は、6.1.3 節で詳しく述べる。

ット」とする。この具体的な構造概念は、6.1.3 節で詳しく述べる。

遮蔽を高温遮蔽と低温遮蔽に分ける理由は、遮蔽前方での核発熱（1 W/cm3 を越える）を回

遮蔽を高温遮蔽と低温遮蔽に分ける理由は、遮蔽前方での核発熱（1 W/cm3 を越える）を回収して有効に熱利用するためである。断熱の必要はないが、高温遮蔽と低温遮蔽の接触熱抵抗

収して有効に熱利用するためである。断熱の必要はないが、高温遮蔽と低温遮蔽の接触熱抵抗が大きくなるように設計する必要がある。高温遮蔽の想定温度は、ブランケット冷却水温程度が大きくなるように設計する必要がある。高温遮蔽の想定温度は、ブランケット冷却水温程度（300-350℃）とする。

（300-350℃）とする。

5.3

5.3

電磁構造解析

電磁構造解析

電磁力耐性の見地から炉内機器の概略構造を決定するため、ブランケットおよびそれを支持

電磁力耐性の見地から炉内機器の概略構造を決定するため、ブランケットおよびそれを支持するポロイダルリング構造（固定ブランケット・高温遮蔽）の単純なモデルを作成し、ディスするポロイダルリング構造（固定ブランケット・高温遮蔽）の単純なモデルを作成し、ディスラプション時に働く渦電流解析を行った[5.3]。

ラプション時に働く渦電流解析を行った[5.3]。

5.3.1

5.3.1

ブランケットに働く電磁力

ブランケットに働く電磁力（１）解析モデル（１）解析モデル

メッシュ構造

メッシュ構造・トロイダル方向１セクター分（30°）をモデル化

・トロイダル方向１セクター分（30°）をモデル化

・ 交換ブランケットモジュールは箱形中空（各モジュール間にギャップ 20mm を確保）

・ 交換ブランケットモジュールは箱形中空（各モジュール間にギャップ 20mm を確保）

・固定ブランケット／高温遮蔽は、前面のみをリング状の一枚板として有限要素データ

・固定ブランケット／高温遮蔽は、前面のみをリング状の一枚板として有限要素データを作成（図 5.5）を作成（図 5.5）

・ 交換ブランケットの寸法をスキャン（縦= 0.3-2 m, 横= 0.3-2 m の範囲で数点）

・ 交換ブランケットの寸法をスキャン（縦= 0.3-2 m, 横= 0.3-2 m の範囲で数点）

70

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JAEA-Research 2010-019－ 71 －－ 71 －

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JAEA-Research 2010-019

図 5.6 渦電流の解析結果（アウトボードおよびインボードから見た図）

図 5.6 渦電流の解析結果（アウトボードおよびインボードから見た図）

回転モーメント

回転モーメント・ブランケット筐体に働く回転モーメント（図 5.7 参照）

・ブランケット筐体に働く回転モーメント（図 5.7 参照）

インボード赤道面付近：Mp 成分が支配的（Mp ~ 0.45 MNm）

インボード赤道面付近：Mp 成分が支配的（Mp ~ 0.45 MNm）

上部および下部ブランケット：Mｒ成分が支配的（Mr ~ 0.1 MNm）

上部および下部ブランケット：Mｒ成分が支配的（Mr ~ 0.1 MNm）

図 5.7 ブランケット筐体に流れる渦電流と回転モーメント Mr と Mp の関係

図 5.7 ブランケット筐体に流れる渦電流と回転モーメント Mr と Mp の関係

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72－ 72 －－ 72 －

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クライオ隔壁 クライオ外壁

 接続フランジ面

 低温遮蔽 （水タンク）側面

JAEA-Research 2010-019

クライオ隔壁 同前面  折り返し クライオ外壁

 接続フランジ面

 低温遮蔽 （水タンク）側面

 同前面  折り返し・ 同図に、これらの機器に働く電磁力の向きを示す。低温遮蔽の側面には面内力が働き、・ 同図に、これらの機器に働く電磁力の向きを示す。低温遮蔽の側面には面内力が働き、最終的には転倒力になる。一方、固定ブランケット／高温遮蔽には面内･面外力が働最終的には転倒力になる。一方、固定ブランケット／高温遮蔽には面内･面外力が働くが、主に構造体を変形しようとする力になる。

くが、主に構造体を変形しようとする力になる。

・ 図 5.12 には、クライオスタット隣接部における渦電流の時間変化を示す。クライオ

・ 図 5.12 には、クライオスタット隣接部における渦電流の時間変化を示す。クライオ

スタット隔壁断面にはディスラプション時の Ip 減少分を補う渦電流が流れる。このスタット隔壁断面にはディスラプション時の Ip 減少分を補う渦電流が流れる。このうち、大部分の渦電流はクライオスタット隔壁のインボード側（区間 a）を流れる。

うち、大部分の渦電流はクライオスタット隔壁のインボード側（区間 a）を流れる。

・ 図 5.12 の渦電流の時間変化を表 5.1 に数値で示す。渦電流は先ずクライオスタット

・ 図 5.12 の渦電流の時間変化を表 5.1 に数値で示す。渦電流は先ずクライオスタット

隔壁（インボードとアウトボード）に流れる。隔壁（経路 a 及び c）における渦電流

隔壁（インボードとアウトボード）に流れる。隔壁（経路 a 及び c）における渦電流の減少に対応して、隔壁上部（経路 b）及び下部（経路 d）に誘導電流が生じ、Ip 消の減少に対応して、隔壁上部（経路 b）及び下部（経路 d）に誘導電流が生じ、Ip 消滅後も渦電流は増大し続ける。クライオスタット隔壁（インボードとアウトボード）

滅後も渦電流は増大し続ける。クライオスタット隔壁（インボードとアウトボード）における渦電流減少に対応し、Ip 消滅後に、クライオスタット外壁には誘導電流が流における渦電流減少に対応し、Ip 消滅後に、クライオスタット外壁には誘導電流が流

れ始める。

れ始める。

図 5.10 (a)セクターに流れる渦電流と(b)アウトボード側の渦電流経路

図 5.10 (a)セクターに流れる渦電流と(b)アウトボード側の渦電流経路75

75－ 75 －－ 75 －

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JAEA-Research 2010-019

図 5.11 低温遮蔽、固定ブランケット（左図）／高温遮蔽（右図）に流れる渦電流と作用電磁力

図 5.11 低温遮蔽、固定ブランケット（左図）／高温遮蔽（右図）に流れる渦電流と作用電磁力

図 5.12 クライオスタットの隣接部における誘導電流の時間変化

図 5.12 クライオスタットの隣接部における誘導電流の時間変化

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76－ 76 －－ 76 －

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表 5.1

JAEA-Research 2010-019

ディスラプションによる誘導電流の時間変化（図 5.11 に対応）

表 5.1

ディスラプションによる誘導電流の時間変化（図 5.11 に対応）

時間 (sec)

0.0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

時間 (sec)

0.0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

0.06

Ip (MA)
経路 a
経路 b
渦電流
経路 c
（MA）
経路 d
経路 e
合計

16.70
0
0
0
0
0
0

11.13
3.18
0.46
2.00
0.11
-0.06
5.7

5.57
6.40
0.92
3.75
0.24
-0.05
11.3

0
9.61
1.38
5.35
0.39
-0.01
16.7

0
9.6
1.39
4.85
0.45
0.12
16.4

0
9.5
1.42
4.51
0.47
0.22
16.1

0
9.3
1.45
4.25
0.48
0.31
15.8

Ip (MA)
経路 a
経路 b
渦電流
経路 c
（MA）
経路 d
経路 e
合計

16.70
0
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0
0
0
0

11.13
3.18
0.46
2.00
0.11
-0.06
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5.57
6.40
0.92
3.75
0.24
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5.35
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1.42
4.51
0.47
0.22
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1.45
4.25
0.48
0.31
15.8

5.4

導体シェル

5.4

導体シェル

プラズマ垂直位置安定化および高ベータ運転のためには導体シェルが不可欠であるので、先プラズマ垂直位置安定化および高ベータ運転のためには導体シェルが不可欠であるので、先ず炉構造への影響が大きい導体シェルの基本概念を明瞭にした後、ブランケット、その他の炉

ず炉構造への影響が大きい導体シェルの基本概念を明瞭にした後、ブランケット、その他の炉内機器の検討を進めることとした。

内機器の検討を進めることとした。

導体シェルは図 5.3 に示したように、セクター大の導体板に折返しを付けた「亀有シェル」と導体シェルは図 5.3 に示したように、セクター大の導体板に折返しを付けた「亀有シェル」とした。それぞれの導体シェルは 20mm 程度の間隙をおいて電気的に絶縁し、トーラス方向に一した。それぞれの導体シェルは 20mm 程度の間隙をおいて電気的に絶縁し、トーラス方向に一周する導体シェル集合体を構成する（図 5.13）。このようにするとプラズマ不安定性によって誘周する導体シェル集合体を構成する（図 5.13）。このようにするとプラズマ不安定性によって誘導される渦電流のうち隣接の折返し部を流れるリターン電流が打ち消し合うので、プラズマに導される渦電流のうち隣接の折返し部を流れるリターン電流が打ち消し合うので、プラズマにとってはあたかも一続きの理想的な安定化壁が存在するように見える。図 5.14 には、プラズマ

とってはあたかも一続きの理想的な安定化壁が存在するように見える。図 5.14 には、プラズマ表面に m/n = 2/1 の不安定性が生じた場合に導体シェルに誘導される渦電流のパターンとシェ

表面に m/n = 2/1 の不安定性が生じた場合に導体シェルに誘導される渦電流のパターンとシェ

ル構造の関係を示す[5.4]。トロイダル方向に単純分割した導体シェルではリターン電流のため

ル構造の関係を示す[5.4]。トロイダル方向に単純分割した導体シェルではリターン電流のため渦電流は不整成分を含む m/n = 2/1 構造となるが、亀有シェルの場合には連続導体に近い渦電

渦電流は不整成分を含む m/n = 2/1 構造となるが、亀有シェルの場合には連続導体に近い渦電流パターンを形成する。これらの渦電流がプラズマ表面に作る磁場の BR 成分を図 5.15 に示す。

流パターンを形成する。これらの渦電流がプラズマ表面に作る磁場の BR 成分を図 5.15 に示す。

このように、亀有シェルの場合にはほぼ連続シェルに近い磁場が形成され、プラズマの安定化

このように、亀有シェルの場合にはほぼ連続シェルに近い磁場が形成され、プラズマの安定化に寄与すると考えられる。

に寄与すると考えられる。

設計上の大きな問題の一つは、この亀有シェルの概念をどのようにして炉構造に反映するか、

設計上の大きな問題の一つは、この亀有シェルの概念をどのようにして炉構造に反映するか、という点である。5.1 節に述べたように、小半径の小さい炉における導体シェルはブランケットという点である。5.1 節に述べたように、小半径の小さい炉における導体シェルはブランケット間に設置する必要があるので、SlimCS では図 5.16(a)のようなシェル構造を形成するため、当初間に設置する必要があるので、SlimCS では図 5.16(a)のようなシェル構造を形成するため、当初は、セクター大の導体シェルを rw/a = 1.3-1.35 の位置に配置し、この前後をそれぞれ、交換ブ

は、セクター大の導体シェルを rw/a = 1.3-1.35 の位置に配置し、この前後をそれぞれ、交換ブ

ランケット、固定ブランケットとすることにした。Cu 製の導体シェルであれば、シェル厚は 10ランケット、固定ブランケットとすることにした。Cu 製の導体シェルであれば、シェル厚は 10mm でよい。しかし、Cu 導体シェルとブランケット構造材（F82H）との接合および異材間の熱mm でよい。しかし、Cu 導体シェルとブランケット構造材（F82H）との接合および異材間の熱膨張の処理に困難があることから、図 5.16(b)に示すように固定ブランケットの前面及び側面（と膨張の処理に困難があることから、図 5.16(b)に示すように固定ブランケットの前面及び側面（ともに F82H 製とする）を 70 mm まで厚くして導体シェルに見立てることとした[5.3]。しかし、もに F82H 製とする）を 70 mm まで厚くして導体シェルに見立てることとした[5.3]。しかし、これだけ厚い F82H が前面にあるとその後方に位置する固定ブランケットでのトリチウム増殖

これだけ厚い F82H が前面にあるとその後方に位置する固定ブランケットでのトリチウム増殖77

77－ 77 －－ 77 －

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JAEA-Research 2010-019

性能が著しく低下する懸念があるため、F82H に Cu のロッドを埋め込んで実効的な電気伝導度

性能が著しく低下する懸念があるため、F82H に Cu のロッドを埋め込んで実効的な電気伝導度を改善し、導体シェル厚を 37mm まで減らす概念を検討中である（5.5.3 節参照）。

を改善し、導体シェル厚を 37mm まで減らす概念を検討中である（5.5.3 節参照）。

図 5.13 亀有シェルにおける折返し部の役割

図 5.13 亀有シェルにおける折返し部の役割

図 5.14 導体シェル構造と渦電流の構造

図 5.14 導体シェル構造と渦電流の構造78

78－ 78 －－ 78 －

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5.7

低温遮蔽

JAEA-Research 2010-019

5.7

低温遮蔽

保守のためセクターを水平に引き出すためには、クライオスタットポート部のフランジと炉保守のためセクターを水平に引き出すためには、クライオスタットポート部のフランジと炉内機器を繋ぐ支持構造が必要である。SlimCS では、この支持構造に遮蔽機能を持たせると共に、内機器を繋ぐ支持構造が必要である。SlimCS では、この支持構造に遮蔽機能を持たせると共に、

ブランケットやダイバータ等に接続される配管類の処理をこの領域で行うこととした。この部

ブランケットやダイバータ等に接続される配管類の処理をこの領域で行うこととした。この部

分を「低温遮蔽」または「水タンク」と呼ぶことにする。その概念図を図 5.29 に示す。低温遮分を「低温遮蔽」または「水タンク」と呼ぶことにする。その概念図を図 5.29 に示す。低温遮蔽は、炉本体室内では炉内機器と一体物であるが、ホットセルでは炉内機器の交換を容易にす

蔽は、炉本体室内では炉内機器と一体物であるが、ホットセルでは炉内機器の交換を容易にするため高温遮蔽を含む炉内機器と分離可能な構造とする。高温遮蔽と低温遮蔽の脱着機構の概るため高温遮蔽を含む炉内機器と分離可能な構造とする。高温遮蔽と低温遮蔽の脱着機構の概念図を図 5.30 に示す。このように両構造物の脱着はピンで行う。高温遮蔽と低温遮蔽間には熱念図を図 5.30 に示す。このように両構造物の脱着はピンで行う。高温遮蔽と低温遮蔽間には熱膨張差が生ずるので、ピンの孔は上下に長いレーストラック状とし、ピンが孔の中で上下に移膨張差が生ずるので、ピンの孔は上下に長いレーストラック状とし、ピンが孔の中で上下に移動できる構造とした。ピンの引抜き作業は専用の遠隔操作機器で行う。

動できる構造とした。ピンの引抜き作業は専用の遠隔操作機器で行う。

図 5.31(a)には低温遮蔽の内部構造を示す。遮蔽は SUS 構造材と内部充填の水によって構成す

図 5.31(a)には低温遮蔽の内部構造を示す。遮蔽は SUS 構造材と内部充填の水によって構成する。充填される水の温度は 100℃未満であるので、低温遮蔽は高温遮蔽と違って耐圧を考慮する。充填される水の温度は 100℃未満であるので、低温遮蔽は高温遮蔽と違って耐圧を考慮す

る必要はなく、同図のようにリブで粗く刻む方法で構造的に成立する。SUS/水比は、基本的にる必要はなく、同図のようにリブで粗く刻む方法で構造的に成立する。SUS/水比は、基本的には構造強度を満たすリブの量で決まるが、一層の遮蔽を必要とする場合（例えば、低温遮蔽に

は構造強度を満たすリブの量で決まるが、一層の遮蔽を必要とする場合（例えば、低温遮蔽に

生体遮蔽の機能を期待する場合）には、SUS/水比を 0.7/0.3 程度まで上げ遮蔽性能の最大化を

生体遮蔽の機能を期待する場合）には、SUS/水比を 0.7/0.3 程度まで上げ遮蔽性能の最大化を

図る。

図る。

炉内機器には冷却配管およびパージガス配管が縦横無尽に張り巡らされており、これらの配炉内機器には冷却配管およびパージガス配管が縦横無尽に張り巡らされており、これらの配管のマニホールドとの接続等の配管処理を低温遮蔽の領域で行わねばならない。低温遮蔽の前管のマニホールドとの接続等の配管処理を低温遮蔽の領域で行わねばならない。低温遮蔽の前面（高温遮蔽との接合面）に複雑な凹凸があるのは配管との干渉を避けるためである。保守の面（高温遮蔽との接合面）に複雑な凹凸があるのは配管との干渉を避けるためである。保守のために低温遮蔽が切り離される際には、図 5.31(b)に示すように、配管は高温遮蔽に接続したまために低温遮蔽が切り離される際には、図 5.31(b)に示すように、配管は高温遮蔽に接続したままで低温遮蔽のみを引き抜き可能な構造にした。参考として、図 5.32 に主な冷却配管の引き回まで低温遮蔽のみを引き抜き可能な構造にした。参考として、図 5.32 に主な冷却配管の引き回しルートを示した。

しルートを示した。

89

89－ 89 －－ 89 －

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JAEA-Research 2010-019－ 90 －－ 90 －

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JAEA-Research 2010-019－ 91 －－ 91 －

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5.8

クライオスタット

JAEA-Research 2010-019

5.8

クライオスタット

原型炉におけるクライオスタットの機能は ITER と特段の違いはなく、真空の保持とトリチウ

原型炉におけるクライオスタットの機能は ITER と特段の違いはなく、真空の保持とトリチウ

ムの閉じ込めが主なものである。SlimCS ではセクター水平引き抜きの保守方式を選択したのでムの閉じ込めが主なものである。SlimCS ではセクター水平引き抜きの保守方式を選択したので大口径の水平ポートを必要とするが、トポロジーは ITER と同様である。違いを挙げるとすれば、大口径の水平ポートを必要とするが、トポロジーは ITER と同様である。違いを挙げるとすれば、ディスラプション時に炉内機器に働く比較的大きな転倒力の支持である。設計オプションによ

ディスラプション時に炉内機器に働く比較的大きな転倒力の支持である。設計オプションによっては TF コイルに作用する転倒力をクライオスタットで支持することもあり、このための構造っては TF コイルに作用する転倒力をクライオスタットで支持することもあり、このための構造強度が求められる（7.4.3 節参照）。TF コイルの転倒力を支持するためには当初想定した板厚強度が求められる（7.4.3 節参照）。TF コイルの転倒力を支持するためには当初想定した板厚0.1m の一枚板では強度が不足するため、クライオスタット側壁上部および下部に図 5.33 のよ0.1m の一枚板では強度が不足するため、クライオスタット側壁上部および下部に図 5.33 のよ

うな補強リブを設けた。リブ補強板の厚さは 60-100 mm である。

うな補強リブを設けた。リブ補強板の厚さは 60-100 mm である。

図 5.33

クライオスタット側壁の補強（単位 mm）

図 5.33

クライオスタット側壁の補強（単位 mm）

クライオスタットの外観は図 5.2 に示したとおりであり、各セクターの床および天井には、セクライオスタットの外観は図 5.2 に示したとおりであり、各セクターの床および天井には、セクター組みされた炉内機器の位置決めおよび支持のためキー溝を設置した。クライオスタット

クター組みされた炉内機器の位置決めおよび支持のためキー溝を設置した。クライオスタット

水平ポートの真空シールは、保守のため定期的にブレークが求められ、同時にトリチウムの確水平ポートの真空シールは、保守のため定期的にブレークが求められ、同時にトリチウムの確実な保持が求められることから、図 5.34 のようにベローズの一部をリップシールとして何度も実な保持が求められることから、図 5.34 のようにベローズの一部をリップシールとして何度も再溶接できる構造とした。

再溶接できる構造とした。

92

92－ 92 －－ 92 －

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JAEA-Research 2010-019－ 93 －－ 93 －

6.1

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

６．ブランケット

６．ブランケット

ブランケットの設計要件

6.1

ブランケットの設計要件

ブランケットは炉心プラズマの近傍に設置され厳しい中性子照射（～100dpa）に晒されるだ

ブランケットは炉心プラズマの近傍に設置され厳しい中性子照射（～100dpa）に晒されるだけでなく、除熱、トリチウム生産、更には電磁力に耐える構造強度も要求されるため極めて設

けでなく、除熱、トリチウム生産、更には電磁力に耐える構造強度も要求されるため極めて設計の難しい炉内機器といえる。これらの設計要件はトレードオフ関係にあり、設計条件の設定

計の難しい炉内機器といえる。これらの設計要件はトレードオフ関係にあり、設計条件の設定次第では解が無いことすらある。まず、SlimCS の設計要件を以下に整理する。

次第では解が無いことすらある。まず、SlimCS の設計要件を以下に整理する。

１）正味 TBR ≥ 1.05

１）正味 TBR ≥ 1.05

２）除熱能力２）除熱能力・表面熱負荷：0.5-1 MW/m2・表面熱負荷：0.5-1 MW/m2

・中性子壁負荷：平均 3 MW/m2（ピーク 5 MW/m2）

・中性子壁負荷：平均 3 MW/m2（ピーク 5 MW/m2）

３）導体シェルを rwall/a ≤ 1.35 に設置

３）導体シェルを rwall/a ≤ 1.35 に設置

４）ディスラプション時に作用する電磁力に耐えること

４）ディスラプション時に作用する電磁力に耐えること

ディスラプション条件は 5.3 節と同じとする（定点にて 30 ms で電流消滅）
５）定期交換のため容易に脱着可能

ディスラプション条件は 5.3 節と同じとする（定点にて 30 ms で電流消滅）
５）定期交換のため容易に脱着可能

図 6.1 はこれらの設計要件を整理したものである。これらのうち最優先すべき設計要件は「燃料図 6.1 はこれらの設計要件を整理したものである。これらのうち最優先すべき設計要件は「燃料自給」である。3 GW の核融合炉は年間約 150 kg のトリチウムを必要とするが（= 0.5 kg/day

自給」である。3 GW の核融合炉は年間約 150 kg のトリチウムを必要とするが（= 0.5 kg/day

×360 day/year）、現在、重水炉から供給できるトリチウムの量はこの数%に過ぎないからであ×360 day/year）、現在、重水炉から供給できるトリチウムの量はこの数%に過ぎないからである。この「燃料自給」の要請は、ブランケットの除熱、構造強度の確保、導体壁の設置とはトる。この「燃料自給」の要請は、ブランケットの除熱、構造強度の確保、導体壁の設置とはト

レードオフ関係にあるので、ブランケットの設計では、燃料自給を満足するように除熱、構造

レードオフ関係にあるので、ブランケットの設計では、燃料自給を満足するように除熱、構造

強度、導体壁の設計要求を調整し適切な着地点を見出すことが肝要である。

強度、導体壁の設計要求を調整し適切な着地点を見出すことが肝要である。

図 6.1

ブランケット設計要因とその関係性

図 6.1

ブランケット設計要因とその関係性

94

94－ 94 －－ 94 －

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JAEA-Research 2010-019－ 95 －－ 95 －

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－ 103 －

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104

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－ 104 －

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－ 105 －

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－ 106 －

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５）後段に Be12Ti および Li4SiO4 ペブル混合層

6.3.2

JAEA-Research 2010-019

５）後段に Be12Ti および Li4SiO4 ペブル混合層

ブランケット後段では中性子のエネルギーが低下し、Ti による中性子吸収は問題にならな

ブランケット後段では中性子のエネルギーが低下し、Ti による中性子吸収は問題にならな

いので Be12Ti ペブルを利用する。Be12Ti は化学的に安定なので Li4SiO4 ペブルと接触していので Be12Ti ペブルを利用する。Be12Ti は化学的に安定なので Li4SiO4 ペブルと接触しても問題はない。そこで、後段には Be12Ti を採用して F82H ケースのような構造材を排除も問題はない。そこで、後段には Be12Ti を採用して F82H ケースのような構造材を排除

し、Be12Ti および Li4SiO4 ペブル混合層として効率的なトリチウム増殖を行う。

し、Be12Ti および Li4SiO4 ペブル混合層として効率的なトリチウム増殖を行う。

TBR

6.3.2

TBR

SlimCS の平均中性子壁負荷は 3 MW/m2 であるが、1.5-5 MW/m2 程度の間でポロイダル方向

SlimCS の平均中性子壁負荷は 3 MW/m2 であるが、1.5-5 MW/m2 程度の間でポロイダル方向に分布を持つ。そこで、図 6.15 のブランケット構成に基づいていくつかの Pn に対して各層の厚に分布を持つ。そこで、図 6.15 のブランケット構成に基づいていくつかの Pn に対して各層の厚さを最適化し、局所 TBR と Pn の関係を評価した（図 6.16）。ここで、Li4SiO4 のリチウムは 90%

さを最適化し、局所 TBR と Pn の関係を評価した（図 6.16）。ここで、Li4SiO4 のリチウムは 90%

濃縮 6Li を仮定した（6Li の天然存在比は 7.5%）。Pn ≤ 3 MW/m2 では目標とする局所 TBR ≥ 1.42

濃縮 6Li を仮定した（6Li の天然存在比は 7.5%）。Pn ≤ 3 MW/m2 では目標とする局所 TBR ≥ 1.42に到達可能だが、5 MW/m2（アウトボード赤道面付近に相当）での局所 TBR は 1.33 であり目に到達可能だが、5 MW/m2（アウトボード赤道面付近に相当）での局所 TBR は 1.33 であり目標値には達しない。しかし、Pn に応じてブランケットの内部寸法を最適化し、低 Pn 側で局所 TBR

標値には達しない。しかし、Pn に応じてブランケットの内部寸法を最適化し、低 Pn 側で局所 TBRを稼ぎ高 Pn 側の不足分を補うことで、全体として燃料自給条件を満足可能である。

を稼ぎ高 Pn 側の不足分を補うことで、全体として燃料自給条件を満足可能である。

図 6.16

局所 TBR と中性子壁負荷の関係

図 6.16

局所 TBR と中性子壁負荷の関係

Pn = 5MW/m2 の場合、除熱の観点から第１および第２増殖層の厚さは 10 mm 程度に抑える

Pn = 5MW/m2 の場合、除熱の観点から第１および第２増殖層の厚さは 10 mm 程度に抑える必要があるが、外径が 12 mm ある冷却管はこの厚さに納まらないため図 6.15 のような配置が必要があるが、外径が 12 mm ある冷却管はこの厚さに納まらないため図 6.15 のような配置が成立しない。そこで、図 6.17 のように、Be ケーシングを冷却管が納まるように成型したのち冷成立しない。そこで、図 6.17 のように、Be ケーシングを冷却管が納まるように成型したのち冷

107

107

－ 107 －

－ 107 －

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JAEA-Research 2010-019－ 108 －－ 108 －

－ 109 －
83.37
85.02
89.26

10.76
1.65
4.24

:Be pebbles: Be block:Be pebbles－ 109 －

83.37
85.02
89.26

10.76
1.65
4.24
F82H

:Be pebbles: Be block:Be pebbles

Li4SiO4 pebbles
F82H
Water (cooling pipe 3)

91.41
94.41
104.41
107.41

72.61

1.65

F82H

2.15
3.00
10.00
3.00

70.96

4.24
:

66.72

2.15

64.57

36.57

3.00
3.00

27.18
31.42
33.57

1.65
4.24
2.15

61.57

25.53

7.53

25.00

0.00
4.10
9.90
18.00

4200.00
4.10
5.80
8.10

F82H
Water (cooling pipe 2): Be block: Be pebbles

Li4SiO4 pebbles
F82H
Water (cooling pipe 1)
F82H:Be pebbles

PlasmaF82H
Water (FW cooling ch.)
F82H

F82H

Li4SiO4 pebbles
F82H
Water (cooling pipe 3)
91.41
94.41
104.41
107.41

72.61

1.65

F82H

2.15
3.00
10.00
3.00

70.96

4.24

:

66.72

2.15

64.57

36.57

3.00
3.00

27.18
31.42
33.57

1.65
4.24
2.15
61.57

25.53

7.53

25.00

0.00
4.10
9.90
18.00

4200.00
4.10
5.80
8.10

F82H
Water (cooling pipe 2): Be block: Be pebbles

Li4SiO4 pebbles
F82H
Water (cooling pipe 1)
F82H:Be pebbles

PlasmaF82H
Water (FW cooling ch.)
F82H

109

109

:
Li4SiO4 & Be12Ti pebbles
F82H (back plate)
Water (BP cooling ch.)F82H (back plate):
Li4SiO4 & Be12Ti pebbles:
Li4SiO4 & Be12Ti pebbles:
Li4SiO4 & Be12Ti pebbles:
Li4SiO4 & Be12Ti pebbles
F82H
Water (cooling pipe 4)
F82H:
Li4SiO4 & Be12Ti pebbles

F82H:
Li4SiO4 & Be12Ti pebbles
F82H (back plate)
Water (BP cooling ch.)F82H (back plate):
Li4SiO4 & Be12Ti pebbles:
Li4SiO4 & Be12Ti pebbles:
Li4SiO4 & Be12Ti pebbles:
Li4SiO4 & Be12Ti pebbles
F82H
Water (cooling pipe 4)
F82H:
Li4SiO4 & Be12Ti pebbles

F82H

9.72
2.56
12.72

69.70

63.00

50.00

428.03430.59443.31

418.31341.07270.53212.99164.45

34.00
41.00

124.56128.80130.45122.91

107.91428.03430.59443.31

418.31341.07270.53

1.65
4.24
1.65

15.00

0.50

9.72
2.56
12.72

69.70

63.00

50.00

212.99164.45

34.00
41.00

124.56128.80130.45122.91

107.91

1.65
4.24
1.65

15.00

0.50

JAEA-Research 2010-019
JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019－ 110 －

－ 110 －

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

図 6.20FLUENT によるブランケット内温度分布の解析結果

図 6.20FLUENT によるブランケット内温度分布の解析結果

図 6.21

冷却配管に沿った冷却水の温度および流速の変化

図 6.21

冷却配管に沿った冷却水の温度および流速の変化

ブランケット冷却水条件の最適化のため、冷却水の配管に沿って温度、圧力および流速変化

ブランケット冷却水条件の最適化のため、冷却水の配管に沿って温度、圧力および流速変化を解析するコードを開発した。このコードは周辺構成材料からの受熱による冷却水の状態変化を解析するコードを開発した。このコードは周辺構成材料からの受熱による冷却水の状態変化

を冷却流路に沿って計算するものである。Pn = 5 MW/m2、第一壁表面熱負荷が 1 MW/m2 の場

を冷却流路に沿って計算するものである。Pn = 5 MW/m2、第一壁表面熱負荷が 1 MW/m2 の場

合に、冷却水の入口条件を 290℃、23 MPa、流速 5.3 m/s としたときの解析例を図 6.21 に示

合に、冷却水の入口条件を 290℃、23 MPa、流速 5.3 m/s としたときの解析例を図 6.21 に示

111

111

－ 111 －

－ 111 －

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019－ 112 －

－ 112 －

JAEA-Research 2010-019

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－ 113 －

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JAEA-Research 2010-019－ 114 －

－ 114 －

－ 115 －115

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115

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－ 121 －

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JAEA-Research 2010-019

による常伝導遷移時のヒートバランスと 2) コイルに掛かる電磁応力であり、内部に組み込まれによる常伝導遷移時のヒートバランスと 2) コイルに掛かる電磁応力であり、内部に組み込まれた超伝導線材の Jc データから所定の設計裕度を取って運転電流密度 Jop を算出し、磁場が最大にた超伝導線材の Jc データから所定の設計裕度を取って運転電流密度 Jop を算出し、磁場が最大になる整合の取れた解が見つかるまで反復計算を行う。これにより、コイルの組成（安定化銅、なる整合の取れた解が見つかるまで反復計算を行う。これにより、コイルの組成（安定化銅、構造材、線材の量など）、最大磁場、磁気エネルギー、重量などが計算される。

構造材、線材の量など）、最大磁場、磁気エネルギー、重量などが計算される。

図 7.4 に SCONE コードのフローチャートを示す。ここで、N はコイル導体の巻数である。臨図 7.4 に SCONE コードのフローチャートを示す。ここで、N はコイル導体の巻数である。臨

界電流密度 Jc は温度 T、経験磁場 B、歪み ε により決定されるパラメータであり、コード内では、界電流密度 Jc は温度 T、経験磁場 B、歪み ε により決定されるパラメータであり、コード内では、以下に示す超伝導線の電流密度を Durham 大学グループの提唱するスケーリング式[7.13]を用以下に示す超伝導線の電流密度を Durham 大学グループの提唱するスケーリング式[7.13]を用いて求める。

いて求める。

()

2

J c ( B,T , ε ) = A(ε ) ⎡⎣Tc (ε ) 1− t 2 ⎤⎦ ⎡⎣ Bc2 (T , ε ) ⎤⎦(Bc2 (T , ε ) = Bc2 (0, ε ) 1− t ν⎛ A(ε ) ⎞⎜⎝ A(0) ⎟⎠1/u

Bc2 (0, ε )Bc2 (0,0)⎛ B (0, ε ) ⎞= ⎜ c2⎟⎝ Bc2 (0,0) ⎠n−3(

b p−1 1− b

)

q

)

1/ w

=

2

(7.2)

Bc2 (T , ε ) = Bc2 (0, ε ) 1− t ν(7.3)⎛ A(ε ) ⎞⎜⎝ A(0) ⎟⎠(1/u

Bc2 (0, ε )= 1+ c2 ε 2 + c3ε 3 + c4 ε 4

)

(7.1)

Tc (ε )Tc (0)(J c ( B,T , ε ) = A(ε ) ⎡⎣Tc (ε ) 1− t 2 ⎤⎦ ⎡⎣ Bc2 (T , ε ) ⎤⎦(7.4)

Bc2 (0,0)⎛ B (0, ε ) ⎞= ⎜ c2⎟⎝ Bc2 (0,0) ⎠n−3(

b p−1 1− b

)

q

)

1/ w

=

(7.1)
(7.2)

Tc (ε )Tc (0)(7.3)= 1+ c2 ε 2 + c3ε 3 + c4 ε 4(7.4)

ここで、t = T/Tc(ε) および b = B/Bc2(T, ε)であり、p, q, n, ν, w, u, A(0), Tc(0), Bc2(0,0) c2, c3 およ

ここで、t = T/Tc(ε) および b = B/Bc2(T, ε)であり、p, q, n, ν, w, u, A(0), Tc(0), Bc2(0,0) c2, c3 および c4 のパラメータは測定データに基づいて線材毎に定める。Nb3Al については、原子力機構に

び c4 のパラメータは測定データに基づいて線材毎に定める。Nb3Al については、原子力機構に

より RHQT 法で製造した線材の試験データからスケーリング式の係数を決定した[7.14]。

より RHQT 法で製造した線材の試験データからスケーリング式の係数を決定した[7.14]。

図 7.4 SCONE コードによる Bmax 計算のフロー

図 7.4 SCONE コードによる Bmax 計算のフロー

124

124

－ 124 －

－ 124 －

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J op = J c ( B,Top + T , ) = J c ( B,5.7 K , 0.004)

Cu

ACu

0

I 2 dt =

Ta
Top

(

SM

CSM ASM +Cu)

CCu ACu dT

JAEA-Research 2010-019

(7.5)

(7.6)

J op = J c ( B,Top + T , ) = J c ( B,5.7 K , 0.004)

Cu

ACu

0

I 2 dt =

Ta
Top

(

SM

CSM ASM +Cu)

CCu ACu dT

125

125

－ 125 －

－ 125 －

(7.5)

(7.6)

JAEA-Research 2010-019

JAEA-Research 2010-019

Bi 系：

Bi 系：

1
AAg

+

ρAg

(

1

∫ I dt
∞

2

ASM
ρSM

(7.7)

)

= ∫T γ SM CSM ASM + γ AgCAg AAg + γ aaCaa Aaa + γ PbCPb APb dT
Ta

op

AAg

0

+

ρAg

(

∫ I dt
∞

2

0

ASM
ρSM

(7.7)

)

= ∫T γ SM CSM ASM + γ AgCAg AAg + γ aaCaa Aaa + γ PbCPb APb dT
Ta

op

ここで、ρCu ρAgρSM はそれぞれ安定化銅、安定化銀、超伝導線材の抵抗率、Aj, γj, Cj （j =ここで、ρCu ρAgρSM はそれぞれ安定化銅、安定化銀、超伝導線材の抵抗率、Aj, γj, Cj （j =SM, Cu, Ag, aa(銀合金), Pb）はそれぞれ導体構成材料の断面積、密度、比熱を示す。なお、構成

SM, Cu, Ag, aa(銀合金), Pb）はそれぞれ導体構成材料の断面積、密度、比熱を示す。なお、構成

材料 SM は Nb も含めた非銅部とする。各種材料の比熱および抵抗率は温度の関数としてプログ

材料 SM は Nb も含めた非銅部とする。各種材料の比熱および抵抗率は温度の関数としてプログ

ラム内に組み込んだ。I はコイル電流，Top は運転温度，Ta はホットスポットにおける超伝導コラム内に組み込んだ。I はコイル電流，Top は運転温度，Ta はホットスポットにおける超伝導コイルの許容最大温度を示す。導体電流はクエンチ検出時間の遅れを考慮し次式で与える。

イルの許容最大温度を示す。導体電流はクエンチ検出時間の遅れを考慮し次式で与える。

2⎡⎛ t−t ⎞⎤
τ⎞
2⎛∫0 I dt = ∫0 I dt + ∫td ⎢⎢ I0 exp ⎜⎝ − τ d ⎟⎠ ⎥⎥ dt = I0 ⎜⎝ td + 2 ⎟⎠
⎣
⎦
∞

2

td

∞

2
0

(7.8)

2

⎡
⎛ t−t ⎞⎤
τ⎞
2⎛∫0 I dt = ∫0 I dt + ∫td ⎢⎢ I0 exp ⎜⎝ − τ d ⎟⎠ ⎥⎥ dt = I0 ⎜⎝ td + 2 ⎟⎠
⎣
⎦
∞

2

td

∞

2
0

(7.8)

ここで、td は検出遅れ時間、I0 は初期導体電流、τ は導体電流の減衰時定数であり、TF コイル系

ここで、td は検出遅れ時間、I0 は初期導体電流、τ は導体電流の減衰時定数であり、TF コイル系

全体のインダクタンス Lt, TF コイル数 N およびコイルの許容端子間電圧 Vterm を使って τ =全体のインダクタンス Lt, TF コイル数 N およびコイルの許容端子間電圧 Vterm を使って τ =Lt/[N(Vterm/I0)]で与えられる。

Lt/[N(Vterm/I0)]で与えられる。

電磁応力に関しては、TF コイル内脚部の成立性の観点から支持構造材の必要量を算出した。

電磁応力に関しては、TF コイル内脚部の成立性の観点から支持構造材の必要量を算出した。

コード内では構造材料量はその断面積 Ast として定義され、各構成材料の断面積から以下のよう

コード内では構造材料量はその断面積 Ast として定義され、各構成材料の断面積から以下のよう

に求める。

に求める。
(7.9)

Ast = A − ASM − ACu − Ain − Acl
2

2

(7.9)

Ast = A − ASM − ACu − Ain − Acl
2

2

ここで、A はコイル導体部面積( = π ( Rout − Rin ) )を示し、Ain は絶縁材の面積を示し 0.1A とみな

ここで、A はコイル導体部面積( = π ( Rout − Rin ) )を示し、Ain は絶縁材の面積を示し 0.1A とみなし、Acl はコイル内冷却チャンネルの面積を示し Acl = 0.49(ASM+ACu)と与える。図 7.6 に SCONE

し、Acl はコイル内冷却チャンネルの面積を示し Acl = 0.49(ASM+ACu)と与える。図 7.6 に SCONE

コードにおける TF コイル形状変数の定義を示す。計算する際には、同図に示される幾何形状デ

コードにおける TF コイル形状変数の定義を示す。計算する際には、同図に示される幾何形状データを与えることになる。

ータを与えることになる。

構造材料の断面積 Ast から、TF コイルの内脚部により構成されている円柱部分のフォン･ミー
ゼス応力 σmises を次のように定義する。
2

σ mises

ゼス応力 σmises を次のように定義する。

(σ − σ ) + (σ − σ ) + (σ − σ )
=
t

r

2

r

z

構造材料の断面積 Ast から、TF コイルの内脚部により構成されている円柱部分のフォン･ミー

z

2

t

2

(σ − σ ) + (σ − σ ) + (σ − σ )=2(7.10)σ mises

t

r

2

r

z

z

2

t

2

(7.10)

ここで、σt, σr, σz はそれぞれトロイダル方向、径方向、軸方向の応力を示す。それぞれの応力

ここで、σt, σr, σz はそれぞれトロイダル方向、径方向、軸方向の応力を示す。それぞれの応力

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－ 126 －

－ 126 －

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130

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－ 130 －

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もないと仮定し、TF コイル底部を拘束するという条件で解析した。この図の結果が示すように、もないと仮定し、TF コイル底部を拘束するという条件で解析した。この図の結果が示すように、

TF 上部の周方向変位量は 1.2 m に達する。この変位によって生ずる TF コイルの応力分布を図

TF 上部の周方向変位量は 1.2 m に達する。この変位によって生ずる TF コイルの応力分布を図7.13 に示す。TF 上下支持構造と TF コイルの取り合い部付近で応力が最大（2,800 MPa）にな

7.13 に示す。TF 上下支持構造と TF コイルの取り合い部付近で応力が最大（2,800 MPa）にな

り、また TF コイルの内脚部では周方向のひねりのため 1,500-2,500 MPa の応力が発生する。

り、また TF コイルの内脚部では周方向のひねりのため 1,500-2,500 MPa の応力が発生する。

構造強度上、このような変位や応力は受け入れ難く、外部支持により周方向変位を数 cm-10 cm

構造強度上、このような変位や応力は受け入れ難く、外部支持により周方向変位を数 cm-10 cm程度に低減しなければならない。以下、このための方策を示す。

程度に低減しなければならない。以下、このための方策を示す。

図 7.12

TF コイル転倒力による周方向変位の解析結果

図 7.13

変位によって生ずる von Mises 応力分布

図 7.12

TF コイル転倒力による周方向変位の解析結果

図 7.13

変位によって生ずる von Mises 応力分布

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－ 135 －

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JAEA-Research 2010-019

demo plant, Nucl. Fusion 45 (2005) 431.

JAEA-Research 2010-019

demo plant, Nucl. Fusion 45 (2005) 431.

[7.6] T. Hasegawa et al., HTS conductors for magnets, IEEE Trans. Appl. Supercond. 12 (2002) 1136.

[7.6] T. Hasegawa et al., HTS conductors for magnets, IEEE Trans. Appl. Supercond. 12 (2002) 1136.

[7.7] T. Ando, T. Kato, K. Ushigusa, T. Nishio, R. Kurihara, I. Aoki, et al., Design of the Toroidal field[7.7] T. Ando, T. Kato, K. Ushigusa, T. Nishio, R. Kurihara, I. Aoki, et al., Design of the Toroidal fieldcoil for A-SSTR2 using high Tc superconductor, Fusion Eng. Des. 58–59 (2001) 13–16.
[7.8] T. Ando et al., Design of the High-Tc superconducting TF coil for the tight aspect ratio tokamak
power reactor (VECTOR), IEEE Trans. Appl. Supercond. 14 (2004) 1481.

coil for A-SSTR2 using high Tc superconductor, Fusion Eng. Des. 58–59 (2001) 13–16.
[7.8] T. Ando et al., Design of the High-Tc superconducting TF coil for the tight aspect ratio tokamak
power reactor (VECTOR), IEEE Trans. Appl. Supercond. 14 (2004) 1481.

[7.9] 奥野清，核融合炉用超伝導コイルの開発，核融合研究開発基本問題検討会資料 (2004)．

[7.9] 奥野清，核融合炉用超伝導コイルの開発，核融合研究開発基本問題検討会資料 (2004)．

[7.10] K. Tobita, S. Konishi, S. Nishio et al., Fusion reactor design towards radwaste minimum with

[7.10] K. Tobita, S. Konishi, S. Nishio et al., Fusion reactor design towards radwaste minimum withadvanced shield material, J. Plasma Fusion Res. 77 (2001) 1035.
[7.11] T. Ando and S. Nishio, Design of the TF Coil for a Tokamak Fusion Power Reactor with YBCO

advanced shield material, J. Plasma Fusion Res. 77 (2001) 1035.
[7.11] T. Ando and S. Nishio, Design of the TF Coil for a Tokamak Fusion Power Reactor with YBCO

Tape Superconductors, 21st IEEE/NPS Symposium on Fusion Engineering (2005).

Tape Superconductors, 21st IEEE/NPS Symposium on Fusion Engineering (2005).

http://www.telegrid.enea.it/Conferenze/SOFE05/DATA/04_04.PDF

http://www.telegrid.enea.it/Conferenze/SOFE05/DATA/04_04.PDF[7.12] H. Utoh, T. Isono, M. Hasegawa et al., SCONE code: Superconducting TF coils design code for[7.12] H. Utoh, T. Isono, M. Hasegawa et al., SCONE code: Superconducting TF coils design code fortokamak fusion reactor, submitted to Special issue of J. Plasma Sci. Nucl. Fusion Research (2009).

tokamak fusion reactor, submitted to Special issue of J. Plasma Sci. Nucl. Fusion Research (2009).

[7.13] D. Taylor and D. Hampshire, The scaling law for the strain dependence of the critical current[7.13] D. Taylor and D. Hampshire, The scaling law for the strain dependence of the critical current

density in Nb3Sn superconducting wires, Supercond. Sci. Technol. 18 (2005) S241.

density in Nb3Sn superconducting wires, Supercond. Sci. Technol. 18 (2005) S241.

[7.14] 小泉徳潔，private communication.

[7.14] 小泉徳潔，private communication.

[7.15] K. Hamada, H. Nakajima et al., Demonstration of full scale JJ1 and 316LN fabrication for ITER

[7.15] K. Hamada, H. Nakajima et al., Demonstration of full scale JJ1 and 316LN fabrication for ITER

TF coil structure, Fusion Eng. Des. 82 (2007) 1481.

TF coil structure, Fusion Eng. Des. 82 (2007) 1481.

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