3A-a01

LHD

ＬＨＤヘリカルコイルの常伝導伝播速度の考察その２
Study on the propagation velocity of the LHD helical coil: part 2.
今川 信作
IMAGAWA Shinsaku (NIFS)
E-mail: imagawa@LHD.nifs.ac.jp

Propagation Velocity (m/s)

1. はじめにsaturated
4.42 K(b)15大型ヘリカル装置（ＬＨＤ）ヘリカルコイルの冷却安定性を総4.42 K(b)(a) after subcool
4.42 K(a)(b) before subcool
合的に理解するため，実機ヘリカルコイルおよびモデルコイル
4.36 K(a)4.22 Kにおいて実測された常伝導伝播速度およびその最小値を再現
3.95 K
3.82 K
できるような解析モデルの構築を進めている。モデルコイルに3.76 K
3.55 K
おいては，導体とスペーサの間に挿入された長さ 10 mm 程度
3.49 Kのテープヒータを用いて短い常伝導部を生成し，それが拡大伝
10
播するか否かを調べて，最小伝播電流を求めた[1]。得られた常伝導伝播速度を図１に示す。伝播速度の最小値は飽和ヘリウム中では 6 m/s であり，これよりも遅い伝播速度では１ターンを超えて伝播することはなかった。その主な理由は，導体表面のCalculation (k1=k2=K3=30 W/m/K)
1/3 が所定のピッチでスペーサで囲われて冷却条件が長手方5向に一様では無いためと考えられる。冷媒のサブクール度を大
10.5
11
11.5
12
12.5
きくすると，同じ電流値に対する伝播速度が遅くなるだけでなく，
Current (kA)
伝播速度の最小値も上昇して，3.5 K のサブクール液体ヘリウ Fig. 1. Typical voltage of the helical coil conductor during a
ム中では 8 m/s にまで上昇した。本研究の主目的は，真の最 normal-zone propagation.
小伝播電流を明らかにすることである。

Fig. 2. A calculation model of the helical coil conductor, wherek1, k2, and k3 are transverse thermal conductivity.
0.53 J @ 11.5 kA, 4.4 K (After subcool)

0.5
Voltage (mV)

2. 解析モデルと解析手法
ヘリカルコイル導体は，図２に示すように，超伝導撚線，Al 安
定化材，銅シースなどから構成される。各部材の導体断面内の熱拡散は早いので，超伝導撚線と Al 安定化材は１要素ずつとし，銅シースは超伝導線側と反対側の２要素とした。各々の境界面の熱抵抗は入力条件とした。常伝導伝播に伴う発熱は，電流拡散のために時間的に変化する。そのため，超伝導線要素の温度が電流分流開始温度を超えた時点を時刻０として，実測された発熱変化を与えた。飽和ヘリウム中の熱伝達には，導体試料を 45 度傾けて実測した熱伝達率を用いた。
今回の計算では，ヒータ中央部を対称面（断熱条件）として長手方向に 1 mm ずつ分割して 900 mm の長さのモデルを用いて計算した。時間ステップは 0.2 ms とした。ヒータからの加熱入力
は超伝導線側の銅シース要素（Cu1）に時間遅れなく与えた。

V5

0.4

V6
Heater

0.3

V7

V8

V11
V10

Temperature of SC (K)V9
3. 解析結果
0.2
図３に，モデルコイルの実測例を示す。これは 3.0 K のサブク
0.1ール状態にした後に 4.4 K 飽和ヘリウム冷却に戻した場合の通電電流 11.5 kA 時の電圧タップの出力である。各電圧タップの0
電圧の立ち上がり時間差とタップ間距離から伝播速度を求める
0
0.05
0.1
0.15
0.2
ことができ，この場合には，9.5 m/s と求められる。
Time (s)境界面の熱抵抗を 0.4 mm 厚の Cu-2%Ni 層の３倍に相当する
30 W/m/K とした場合の通電電流 11.5 kA での計算結果を図４ Fig. 3. Output of the voltage taps on the model coil at 11.5 kA,
4.4 K after subcool. The distance of the taps is 162 mm.
に示す。伝播速度は 8.7 m/s となり，実測値に近い値が得られたものの，ヒータ部分（x=0.0005 m)の常伝導転移が早すぎるし，
12x (m)11.5 kA
全域で回復開始が遅い。前者の理由として，実際にはヒータと11 vp=8.7 m/s
0.0005
銅シース間の接触熱抵抗のためにヒータの温度が上昇し，銅シ
0.1625
10 Heater (30 W, 20 ms)
ースには遅れて熱が伝わっていることが考えられる。後者の理
0.3245
由は，実機の常伝導伝播は片側伝播であるのに，解析ではヒ90.4865
ータ中央断面を断熱条件としたため，反対方向への熱伝導に8
よる冷却が過小評価されているためと考えられる。
7
ヒータと銅シースの接触熱抵抗を考慮し，かつ，ヒータ中央の6対称条件を外した解析モデルへの変更を行っている。これらの解析結果も含めて報告する。
5

参考文献[1] S. Imagawa, et al., IEEE Transactions on Applied
Superconductivity, Vol. 16, No. 2 (June 2006) 755-758.

4

0

0.05

0.1
Time (s)

0.15

0.2

Fig. 4. Calculated temperatures of SC region at 11.5 kA, 4.4 K.

― 155 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

3A-a02

LHD

LHD 超伝導システムの高信頼化運転と改良履歴
Reliable operation and improvement of the LHD superconducting system
三戸利行、今川信作、高畑一也、山田修一、柳長門、力石浩孝、岩本晃史、濱口真司、尾花哲浩、田村仁、森内貞智、大場恒揮、
鷹見重幸、飯間理史、山田弘司、竹入康彦、LHD グループ (NIFS)
MITO Toshiyuki, IMAGAWA Shinsaku, TAKAHATA Kazuya, YAMADA Shuichi, YANAGI Nagato, CHIKARAISHI Hirotaka,
IWAMOTO Akifumi, HAMAGUCHI Shingi, OBANA Tetsuhiro, TAMURA Hitoshi, MORIUCHI Sadatomo, OBA Koki, TAKAMI
Shigeyuki, IIMA Masashi, YAMADA Hiroshi, TAKEIRI Yasuhiko, LHD Group (NIFS)
e-mail: mito@ nifs.ac.jp
1．はじめに
大型ヘリカル装置（LHD）は、高密度・高温の無電流・定常プラズマの閉じ込めを特徴としたヘリカル型の核融合プラズマ実験装置である。LHD 超伝導システムは磁場閉じ込めの超伝導コイル及びコイルに大電流を供給する超伝導バスライン、
超伝導システム全体を低温に維持する低温システム等で構成される。1998 年 3 月のファーストプラズマ生成から 13 年を経過した。この間に 14 回の安定な長期連続運転を実施し、高性能な核融合プラズマ実験環境を提供している。稼働率 99%を超える高い信頼性の運転実績、システムの改良履歴、更なる信頼性の向上を目的とした改良計画について報告する。
２．LHD 超伝導システムの運転履歴
LHD の超伝導システムは，構成をできるだけ単純化し、運転を容易にすると共に、信頼性の向上を目的として設計・製作されている。 LHD 超伝導システムの運転履歴と稼働率を表１に示す。LHD は毎年度 1 サイクルの長期連続運転を実施している。低温システムのヘリウム液化冷凍装置用圧縮機の運転時間を基準とし、ヘリウム系内の精製運転、超伝導シス
テムの予冷運転、定常運転、加温運転を含む全運転時間と超伝導状態を維持した定常運転の時間を積算している。2010
年度の第 14 サイクル終了時点で、全運転時間は 63,751 時間、定常運転時間は 42,629 時間に達している。その間、低温シス
テムの故障等により、冷却が停止した件数は 25 回発生したが、停止時間の合計は 588 時間であり、99.1％の高い稼働率を達成している。
表１．LHD 超伝導システムの運転履歴と稼働率
運転時間(h)
停止
停止
時間(h)
件数(2)
全運転(1)
定常状態
1/1997-8
2,895
1,350
4 (2)
138.0
2/1998
3,522
2,359
2 (0)
5.3
3/1999
5,361
3,965
5 (3)
12.4
4/2000
5,016
3,538
1 (0)
13.8
5/2001
5,294
3,791
1 (1)
38.2
6/2002
4,920
3,366
1 (0)
0.1
7/2003
5,001
3,446
2 (1)
64.5
8/2004
4,814
3,216
1 (0)
54.1
9/2005
5,035
3,470
1 (1)
2.3
10/2006
5,037
3,436
0 (0)
0.0
11/2007
5,184
3,607
2 (1)
23.4
12/2008
3,856
2,272
1 (0)
0.2
13/2009
3,688
2,152
2 (2)
7.0
14/2010
4,128
2,591
2 (1)
228.7
全体
63,751
42,62925 (12)588.0(1) 精製、予冷、定常、加温を含む全運転時間(2) （）内の数値は定常運転中の停止件数
サイクル
／年度

稼働率
(%)
95.2
99.8
99.7
99.2
99.9
100.0
98.7
98.9
100.0
100.0
99.5
100.0
99.8
94.8
99.1

表 2 に 25 回のシステム停止に至った原因となる故障箇所と停止時間の関係を示す。最も回数が多く(11 回)、積算した停止時間が長い（317.1 時間）のは制御系に関する故障だが、圧縮機故障は、回数 4 回にもかかわらず、復旧に時間がかかるため、平均故障時間が 61.1 時間と長くなっている。表１に示した第 14 サイクルの運転では、精製運転開始直後にスクリュ
ー圧縮機のスラストベアリングが故障し、その修理復旧に
228.4 時間を要したため、結果として稼働率が低下した。

表２．システムの停止原因
故障箇所
制御系
停電
冷却水
圧縮機
操作ミス
合計

件数
11
5
4
4
1
25

全停止時間(h)
317.1
10.0
7.5
244.4
0.1
579.1

平均停止時間(h)
28.8
2.0
1.9
61.1
0.1
23.2

Existing compressors

Additional redundant compressors

Fig. 1. Addition of the redundant compressors.
表３．圧縮機冗長化
低段冗長機の運転条件
ロード代用する圧縮機(%)
A 系低段 1-3 号機
100
A 系低段 4 号機
50
B 系低段機55
高段冗長機の運転条件
ロード代用する圧縮機(%)
A 系高段 1-2 号機
100
B 系高段機
50

風量
(g/s)
215
105
210

吸入/吐出圧力(MPa)
0.1013/0.412
0.1013/0.412
0.203/0.534

軸動力
(kW)
368
230
300

風量
(g/s)
375
210

吸入/吐出圧力(MPa)
0.397/1.935
0.520/1.935

軸動力
(kW)
720
475

３．改良計画ヘリウム液化冷凍装置のスクリュー圧縮機は、吸入圧力
0.1013MPa の A 系圧縮機 6 台と吸入圧力 0.203MPa の B 系
圧縮機 2 台の合計 8 台で構成されている。A 系は 4 台の低段圧縮機と 2 台の高段圧縮機で構成され、B 系は低段、高段、それぞれ 1 台の圧縮機で構成されており、吐出圧力は A 系、B 系共に 1.935MPa である。現在は 8 台の圧縮機は冗長化されておらず、どの 1 台が故障してもヘリウム液化冷凍装置の運転を継続することができない。圧縮機で故障が発生するとベアリングの交換やスクリューの点検修理に長時間を要する
ため、システムの稼働率を著しく低下させる。この問題を解消
し、システムの信頼性を更に向上させるため、平成 23 年度に低段用および高段用冗長化圧縮機を 1 台づつ追加することを計画している（Fig.1 参照）。冗長化圧縮機は、A 系及び B
系の低段、高段のどの圧縮機が故障してもバックアップできる
ように接続箇所を弁で切り替えられる仕様となっており、表３に示すように代用する圧縮機に応じて容量調節弁のロードを調整することにより、運転条件に対応可能となっている。

― 156 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

3A-a03

LHD

ヘリカル型核融合炉FFHRのマグネット設計の進展
Progress of superconducting magnet design for the helical-type fusion reactor FFHR
柳 長門，田村 仁, 高畑 一也, 濱口 真司, 尾花 哲浩, 岩本 晃史, 力石 浩孝, 山田 修一,
三戸 利行, 今川 信作, 相良 明男 (NIFS)； 夏目恭平 （総研大）YANAGI Nagato, TAMURA Hitoshi, TAKAHATA Kazuya, HAMAGUCHI Shinji, OBANA Tetsuhiro, IWAMOTO Akifumi,
CHIKARAISHI Hirotaka, YAMADA Shuichi, MITO Toshiyuki, IMAGAWA Shinsaku, SAGARA Akio (NIFS); NATSUME Kyohhei (SOKENDAI)

E-mail: yanagi@LHDnifs.ac.jp
１． はじめに３． ２種類のヘリカルコイル巻線方法と電磁力支持設計

大型ヘリカル装置(LHD)における優れたプラズマ閉じこめ
実験の進展を受けて、ヘリカル型核融合エネルギー炉 FFHRの設計が国内外の共同研究を通じて鋭意進められている [1]。
FFHR の超伝導マグネットシステムは蓄積磁気エネルギーが160 GJ に及び、特に、３次元形状をしたヘリカルコイル（大半
径<17 m）には、経験磁場 ~13 T において電流値 100 kA 級の導体が要求される。これにどのような超伝導線材と導体を適用
し、どのようなコイル巻線を構成するかは、極めて重要な工学課題である。現在、核融合科学研究所(NIFS)では、2010 年度より「核融合工学研究プロジェクト」が発足し、これまでのマグ
ネット設計ならびに導体開発 R&D をさらに加速していくこととなった。本報告では、現状の設計と R&D の進捗状況についてまとめ、今後の方針について議論を行う。

ヘリカルコイルの巻線については、上記３方式の導体のうち(1)と(2)の LTS 導体を使う場合は、LHD のヘリカルコイルの巻線と同様に、トロイダル方向に回転する巻線機を用いて連続的に作業を行う方針となる（図 1(a)）。ここで、(1)の CIC 導体については、現地でまず導体の熱処理を行ってから巻線を行う
ことに注意を要する。一方、(3)の HTS 導体については、導体をヘリカル半ピッチずつで用意し、現地で接続しながら連続巻
線を構成することが可能と考えられる（図 1(b)）[4]。今後、具体的な検討とともに接続サンプルの試験を計画している。
一方、ヘリカルコイルに働く巨大な電磁力をいかに支えるかも重要な課題であり、コイルの外側に位置する支持構造物とコ
イル巻線部の双方に働く応力について、有限要素法を用いた解析を進めている。結果については、講演で紹介を行う。

２． ３種類の導体候補
現在の FFHR のマグネット設計において、超伝導導体としては、(1)強制冷却ケーブルインコンジット(CIC)低温超伝導(LTS)導体、(2)間接冷却 LTS 導体、(3)間接冷却高温超伝導(HTS)導体の３種類を候補として考えている。各導体方式の特長や課題、現在までの成果と今後の見通しについて、表 1 にまとめる。このうち、(1)と(2)の LTS 導体については、Nb3Al 線材あるいは Nb3Sn 線材を用い、(3)の HTS 導体については、Y系線材が候補となる。また、(1)は CIC 導体であり、ITER で開発された技術の延長として位置付けられる[2]。ただし、トロイダル方向に連続したヘリカルコイルでは、冷却長の制限から
超臨界ヘリウムを供給する配管構造が複雑となる。そこで、構造が簡素となる間接冷却方式の(2)と(3)を新しい試みとして立
ち上げ、設計作業と平行して縮小導体の R&D を進めている。
これまで、ともに 10 kA 級の短尺導体サンプルの試験を行って原理検証をほぼ完了し、今後はコイル形状のサンプル試験と100 kA 級の短尺導体の試験を行う計画としている。

強制冷却
CIC 導体Fig. 1 Schematic illustrations of helical coil fabrication by (a)continuous winding and by (b) jointing half-pitch conductors.
参考文献[1] A. Sagara et al., Fusion Eng. Des. 83 (2008) 1690.
[2] S. Imagawa et al., Plasma and Fusion Res. 3 (2008) S1050.
[3] K. Takahata et al., Fusion Eng. Des. 82 (2007) 1487.
[4] N. Yanagi et al., Plasma and Fusion Res. 5 (2010) S1026.

課題

現在までの成果と今後の見通し

LHD～ITERで発展した技術
高い冷却安定性
低コスト
Nb3Sn 線材の製造技術は確立
Nb3Al 線材は歪に強い

連続ヘリカル巻線方法の開発
現地における熱処理方法の確立
ヘリカル捻り歪みの評価
冷却長制限と複雑な配管レイアウト
Nb3Sn 線材の繰り返し励磁劣化軽減
Nb3Al 線材の供給体制の拡充

ITER用技術の評価と検証
JT-60SA導体試験による技術の進展
Nb3Al 線材の基礎実験
ヘリカル連続巻線方法の具体化
インターナルプレートの構造具体化

導体の冷却安定性の向上
導体の実効的熱伝導率と機械剛性の両立
連続ヘリカル巻線方法の開発
ヘリカル捻り歪みの評価
間接冷却のための最適構造

アルミ合金ジャケットの摩擦撹拌接合技術の確立
コイル状サンプルの製作と試験を計画
100 kA級導体の試作と試験を計画
ヘリカル連続巻線方法の具体化
間接冷却のための構造具体化

線材の特性向上とコストの低減
線材間転位方法と導体構造の確立
分割・接続ヘリカル巻線方法の開発
ヘリカル捻り歪みの評価
低抵抗・高剛性接続方法の開発
間接冷却のための最適構造短尺試験による原理検証を完了
コイル状サンプルの製作と試験を計画
100 kA級導体の試作と試験を計画
分割・接続ヘリカル巻線方法の具体化
民政応用のためのコスト低下
欧米で導体開発の気運

熱処理後ジャケッティングによるc
小さい熱歪みとR&W方式
均一な電流分布
簡素なコイル巻線構造
アルミニウム合金ジャケットによる（丸形状の例） 柔軟な巻線性（丸形状の例）

(b)

特長

間接冷却
LTS 導体

間接冷却
HTS 導体(a)

高い冷却安定性と小さい冷却パワー
高い機械的剛性（強固な線材基板とステンレスジャケット）分割・接続方式による巻線が可能
電力機器応用のための線材開発― 157 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

3A-a04

LHD

シアネートエステル／エポキシ混合樹脂を用いた
電気絶縁材料の中性子照射特性
Neutron irradiation property of insulation system with cyanate ester–epoxy blended resin
西村 新（核融合研）；泉 佳伸（福井大）；今泉 雅裕（日本化薬）；辺見 努（原子力機構）；西嶋 茂宏（阪大）
NISHIMURA Arata (NIFS); IZUMI Yoshinobu (Fukui Univ.); IMAIZUMI Masahiro (Nihon Kayaku);
HEMMI Tsutomu (JAEA); NISHIJIMA Shigehiro (Osaka Univ.)
E-mail: nishi-a@nifs.ac.jp

3．放射線照射による層間せん断強度の劣化
シアネートエステルとエポキシを混合比を変えて混合し、カ
プトン 10 層、ガラスクロス 11 層を交互に積層した積層構造に真空含浸させ、板厚 2.5mm の絶縁試料板を試作した。その試料板から 10mmWｘ15mmLｘ2.5mmt の試験片を切り出し、原子炉照射、Co60 によるガンマ線照射を行った。原子炉照射では 0.1MeV 以上の中性子を 1.0ｘ1021 n/m2 と 1.0ｘ1022 n/m2 照
射 し た 。 JRR-3 で の 中 性 子 照 射 で は 、 中 性 子 と 同 時 に
2.5MGy/h のガンマ線を受ける。そこでガンマ線量をパラメータとして、照射後の層間せん断強度（ILSS）を整理した。その結果を Fig.4 に示す。
シアネートエステル 100%の試料では、1.0ｘ1022 n/m2 照射でも ILSS はほとんど低下しない。しかし、エポキシを混合したものはすべて 20MPa 程度に劣化する。このような ILSS の劣化は主としてガンマ線によるものと考えられ、中性子線による
ILSS の劣化とガンマ線による劣化との区別を行う必要がある。
Co60 のガンマ線照射で 500MGy まで照射することは容易ではない。従って、別途新しい検討が必要である。

― 158 ―Heat flow (mW/g)

200~135 C~138 C

15

Sample 2

CTD/EP: 40/60

150

Sample 1

10
5

100

0
-5

0

8

16

24
32
Time (hr)

50
48

40

Fig. 1 Change in heat flow during curing heat treatment.
Epoxy(Bisphenol A)

Epoxy(Bisphenol A)

Epoxy(Bisphenol A)

Open epoxy
Triazine
Sample 2

Sample 1
Chemical shift (ppm)Fig. 2 Results of solid C-13 NMR.

Cyanate ester

Aryl cyanurate (Triazine ring)

Aryl cyanurate

EpoxideEpoxideAlkyl cyanurate

Alkyl isocyanurate

Oxazolidinone

Fig. 3 Reaction process of cyanate ester/epoxy.
80

ILSS (MPa)2．シアネートエステルとエポキシの反応
シアネートエステルとエポキシの混合によってどのような反応が生じるかを検討するため、シアネートエステルとエポキシを重量比 40 対 60 で混合し、示差走査熱量計（DSC）で硬化中の熱流束を測定した。その結果を Fig.1 に示す。硬化熱処
理は 50℃から 100℃まで 10 時間、100℃で 16 時間保持後、100℃から 150℃（もしくは 160℃）まで 10 時間、150℃（もしくは 160℃）で 4 時間保持後、50℃まで 5 時間、その後炉冷である。100℃保持中に発熱のピークがあり、その後 150℃（もしくは 160℃）への昇温中にもう一つの発熱のピークがある。
100℃保持後（Sample 1）、および 150℃保持後（Sample 2）の試料を C-13 NMR で分析した結果を Fig.2 に示す。100℃
保持後に Triazine 環が形成されており、すでに Open epoxy も検出される。
想定される Triazine 環の形成過程などを Fig.3 にまとめて示す。Cyanate ester は Triazine 環を形成するが、今回の実験
では 100℃ですでに Triazine 環が形成されている。形成された Triazine 環は Epoxy を取り込んで Oxazolidinon（Openepoxy）となる。Fig.2 では、Sample 2 で Triazine 環、Epoxy が減少し、Open epoxy が増加していることが分かる。

20

Temperature (C)1．はじめに核融合炉用超伝導マグネットでは、核融合反応によって生じた中性子がブランケットを透過し、また、ポートから漏えい
し、超伝導マグネットに到達する。このような中性子によって超伝導マグネットを構成する材料は放射化し、ガンマ線を発生するようになる。そのため、著者らは超伝導マグネット材料の中性子照射効果研究体制を構築し、JAEA の FNS や JRR-3での中性子照射試験を行い、照射後試験方法の確立、照射効果の体系的研究を目指して種々の研究を行ってきた。
本研究では、シアネートエステルとエポキシの硬化過程と試作した絶縁材料の中性子およびガンマ線照射後の層間せん断強度変化について報告する。

70

CTD: 100 for JRR-3 Co-60 irrad.
irradiation

60

CTD: 100

50
40
30
20
10

JRR-3 irrad.
(1.0x1022)(n/m2)

CTD/EP: 40/60
MCE/EP: 30/70
CTD/EP: 20/80

77 K

EP+D230(1.0x1021)(n/m2)

0
Non-irrad.
10-3 10-2 10-1 100 101
Dose (MGy)

102

103

Fig. 4 ILSS against gamma ray dose.
第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

3A-a05

JT-60SA

JT-60SA ポロイダル磁場コイルにおける巻線構成部品設計
Design of the key parts for the winding pack in the JT-60SA PF coil system
土屋 勝彦，木津 要，村上 陽之，吉田 清（原子力機構）； 村井 隆、岡田 泰之、野元 一宏、湊 恒明（三菱電機）
TSUCHIYA Katsuhiko, KIZU Kaname, MURAKAMI Haruyuki, YOSHIDA Kiyoshi (JAEA);
MURAI Takashi, OKADA Yasuyuki, NOMOTO Kazuhiro, MINATO Tsuneaki (MITSUBISHI Electric Co.)
E-mail: tsuchiya.katsuhiko@jaea.go.jp
1．はじめに日欧で設計、製造が進められている JT-60SA 装置における超伝導マグネットシステムのうち、中心ソレノイド（CS）およびプラズマ平衡磁場（EF）コイルを構成するポロイダル磁場（PF）コイルシステムは、日本が調達する。現在、ＥＦコイル、Ｃ
Ｓともに、導体の製造が順調に進められ、コイル巻線作業も本格化しつつある。これに並行して、コイル巻線を構成する部品、
たとえば冷媒注入口（インレット）や巻線終端部における「巻留め」機構に関する部品の設計も急がねばならない。ここでは、高い電磁力を受けるために厳しい設計となる、CS 用イン
レットの設計について述べる。
2．ＣＳ用インレットの設計の問題点
CS は、最大経験磁場は 8.9T で、最大 20kA で運転される。
冷媒は CS 巻線外側に設置され、1 パスあたり、2 パンケーキ
分の長さの導体を、6 g/s の Mass flow rate で強制冷却する。
インレットは、この条件を満たすよう十分な圧力損失に対するマージンを得られる程度に開口部面積をとっておく必要があり、しかも高い電磁力に耐える構造としなければならない。本
インレットが設置される箇所における電磁力は、鉛直方向の圧縮力が最大 35.8ＭPa、フープ力は導体断面積換算で87.7MPa である。
CS 導体は一辺 27.9mm しかないため、開口部の面積を稼ぐためには、必然的に導体長手方向に伸びる形状となる。しかし、鉛直方向の電磁力（最大の影響によって、開口部端部に応力が集中する可能性があるため、できるだけ曲率を大きくする形状とした。その一方、超伝導材に傷をつけず、このような形状の開口部を製作しなければならないという製作性の問題も生じた。CS 導体は、超伝導材が本加工後に熱処理を行う必要のある Nb3Sn であるため、万が一ケーブルに傷をつけてしまうと、導体の性能劣化を引き起こしてしまう。そこで、開口部のふちの部分に、ケーブルをとりまく SUS ラップを残したとしても、必要な開口部面積がとれるよう、レーストラック型
開口部形状を決定し、それを３つ連ねる構造とした。（Fig.1）

れの穴に冷媒が効率的に流れるよう、途中で 3 つの経路に分かれている（Fig.2 断面図参照）。ここで、本キャップが鉛直方向の圧力に耐えるには、導体接続側の厚肉部を十分確保する必要があるが、キャップ内部に屈曲部が存在するという加工性の問題もある。そこで、三つ枝部については、一旦大きく内部をえぐり、厚肉部（Fig.2 断面図中の矢印で示す部分）を後付で溶接する方法にて製作することにした。
本キャップを前述した開口部に取り付けた構造としたモデルに基づいて応力解析を行った結果、開口部の最も応力が集中するところで 491MPa、キャップのピーク応力が 387MPa となり、さらに溶接部でも 640MPa であった。これらの結果、いずれも設計運転ショットに対応するサイクル数 36000 サイクルの疲労限界 893MPa に対しても機械的強度を満たすことが確認できた。電磁力の影響としては、上述した鉛直力の他に、フープ力による影響がある。そこで、キャップの長手方向端部の形状についても、応力解析によって、応力集中の少ないテイル
形状を選択した。上述した Fig.2 図中においては、既に考慮している。
インレット全体図
インレットキャップ

キャップ部断面図
厚肉部

7mm

6.25mm

18.5mm

4.46mm

Fig.2 Design of inlet cap for CS. Upper one is theisometric view of the whole parts and lower one shows the
cross sectional view of the inlet cap part.

3.45mm
3.45mm
9mm
7.5mm

10mm
16.5mm

Fig.1 Design of hole on the jacket at the part of inlet for
CS winding pack.
3．インレットキャップ形状の工夫
鉛直方向の電磁力に対して、上で形状を決めた開口部への応力集中を緩和するために、インレットを覆うキャップの方にも、鉛直力を負担させることを考えた。インレットキャップの形状をＦig.2 に示す。開口部には 3 つの穴があるため、それぞ4．まとめ
超伝導コイル巻線を構成する部品の一つであるインレット
構造について、電磁力に耐えるだけでなく、製作性も考慮した形状を設計し、本設計が機械的性能も満足することを確認した。今後、本設計に基づいて製作する試験体（ＣＳ導体ジャケットと同じSUS316LN製）を用い、低温環境下における機械試験も実施する予定である。また、他の関連部品である巻留め機構などの試作および実機製作も、CSおよびＥＦコイルについて進めていく。

― 159 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

3A-a06

JT-60SA

JT-60SA の超伝導コイル給電機器設計の現状

Design status of the current feeding system for superconducting coils of JT-60SA
木津 要，米田 昌生，倉持 勝也，市毛 寿一, 古川 真人，吉田 清（JAEA）
KIZU Kaname, KOMEDA Masao, KURAMOCHI Masaya, ICHIGE Toshikatsu, FURUKAWA Masato, YOSHIDA Kiyoshi (JAEA)
E-mail: kizu.kaname@jaea.go.jp

Table 1 Design condition
Item
HTS CLMax. magnetic field
Max. allowable vertical force (cold end)
Max. allowable horizontal force
Thermal contraction (vertical)
Heat load
RT->80 K
80K -> 4 K

Value<33 mT<250 N<560 N
4.3 mm<200 W<217 W

CL
CT01
(TF)

CT03
(CS2,EF1,2)

CT04(EF5,6)CT02(CS1,EF3)

CT05(EF4 & CS3,4)

Fig. 1 Bird’s eye view of JT-60SA.
FeederTop

80K shield

Coil

1.9m

2．CTB 設計
Table 1 に CTB の主な設計条件を示す。CL の最大経験磁場の制限より、2000 以上のプラズマ平衡データベースを用
いて、各場所の最大磁場を計算したところ、CL はトーラス中
心から 12m 程度離れた場所に設置する必要があることがわかった。さらに、JT-60SA は既存の JT-60 の改修装置であるため、設置スペースの制限より、すべてのコイル端子を 1 つのCTB にまとめることはできず、Fig. 1 に示すように 5 個の小さな CTB(CT01-05)をクライオスタット周囲に配置することとした。
これより、1 つの CTB に最大 3 対のフィーダを納める設計となった。フィーダは導体外周に絶縁を施した後にステンレス鋼
製ラップを巻き付け、極間に接地板を設ける構造とし、500mm
程度のピッチでクランプにより往復導体を一体化した。
Fig. 2 に TF コイルに給電する CT01 を示した。CL の経験
磁場の制限により、CTB は CL を垂直に設置する円筒の端子
箱部と端子箱とクライオスタットをつなぐポート部により構成さ
れ 7m 程度のフィーダ長となる。このため、冷却による 0.3%の熱収縮により 20mm 程度フィーダが短くなり、HTS CL に大きな荷重が加わることが予想された。そこで、フィーダはポート部内で 3 箇所の U ベンドを設け、ポート両端部にフィーダの
長手方向の変位を拘束する固定サポートを設けた。固定サポート以外は、吊ボルトによる吊下げ構造として、80K 熱負荷を低減しつつ、動きの自由度を多くした。
固定サポートは 3 対のフィーダを八角形のフレームに取付け一体化し、フレームをポートの 4 方向から支持した。4 箇所の支持部とフレームの間にサーマルアンカを設け、熱負荷を低減した。初期設計においては、フレームと支持部をパイプにより設計していたが、フレームが剛であるため、支持部との接合部に 450MPa の熱応力が発生することがわかった。そのため、フレーム、支持部ともに厚さ 6mm の板で T 字に接続しポートの径方向にはたわみやすいが、長手方向にはたわみにくい構造とすることで、フレームのたわみにより熱応力が小さくなるように改良を行った。この設計で CL に加わる荷重を評価し、水平、垂直ともに許容荷重を下回ることを確認した。

参考文献
1. K. Yoshida: J. Cryo. Soc. Jpn, Vol. 44, No. 8 (2009)
p.346-352

6.7m

CL
Side

Flexible support

3.6m

1．はじめにJT-60SA 装置の超伝導コイルシステムは、18 個のトロイダ
ル磁場(TF)コイル、4 つのソレノイドから成る中心ソレノイド、そして、6 個のプラズマ平衡磁場コイルより構成される[1]。TF コ
イルは 6 コイル毎の 3 対にまとめるので、全体で 13 対のコイ
ル給電機器が必要である。電源設備からの常伝導ブスバー
がコイルターミナルボックス(CTB)と呼ぶコイル端子箱に設置された電流リード(CL)に接続される。また、CL とコイル間を超伝導導体からなる電流フィーダで接続する。CL は冷凍負荷を低減するために、高温超伝導電流リード(HTS CL)を採用し、KIT(独)が製作する。JT-60SA 用の HTS CL は W7-X 用のものを基に設計されており、コイル給電機器の設計に種々の制限を与えている。本報告では、超伝導コイル給電機器の設計検討の現状、特に、CTB の設計について述べる。

Clamp

Fixed support

Fig. 2 Schematic drawing of CT01.

Fixed support

Flexible support

8 bolt3．まとめ
CL の要求値に基づき、CTB の設計を行い、解析により確認した。今後、クライオスタット内のフィーダの設計を開始する予定である。

― 160 ―

80K shieldSupport plate

Fig. 3 Two types of support in CTB.

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

3A-a07

JT-60SA

JT-60SA 超伝導コイル冷却用超臨界ヘリウムの非定常現象
Transient phenomena of supercritical helium for cooling JT-60SA superconducting coils
神谷 宏治、村上 陽之、木津 要、市毛 寿一、吉田 清（原子力機構）
KAMIYA Koji， MURAKAMI Haruyuki，KIZU Kaname, ICHIGE Toshikatsu, YOSHIDA Kiyoshi (JAEA)
E-mail: kamiya.koji@jaea.go.jp
1．はじめにJT-60 のプラズマ閉じ込め用のコイルを全て超伝導に置き換える JT-60SA では、4.4K、0.6MPa の超臨界ヘリウムを強制循環して超伝導コイルを冷却する。JT-60SA では、2 つの超臨界ヘリウム循環ループを備え、ループ 1 で EU が製作するト
ロイダル磁場(TF)コイルおよび構造物を、ループ 2 で日本が担当する 4 つの中心ソレノイイド(CS)と 6 つの平衡磁場(EF)コ
イルを冷却する。プラズマ運転時に 1K 以上の温度マージンを確保するため、CS は導体長当たり 6g/s、EF コイルで 4g/sの超臨界ヘリウムを循環させる[1]。本講演ではプラズマ運転
時及び、クエンチが発生した場合の最も温度マージンの厳しい CS2 冷却用ヘリウムの温度と圧力の時間変化について述べる。

Fig.１ Cross section of CS conductor (left) andflow scheme of pancake in CS (right)
Coolingpipe

2．プラズマ運転とクエンチ
JT-60SA のプラズマ運転シナリオから、4 つの同一モジュール中、CS2 導体についてもっとも厳しい条件を選定し、プラ
ズマ運転解析を行った。クエンチはプラズマ運転中の CS2 導
体内で温度マージンが最小となる加熱終了時(EOB)に生じることとした。Fig.1 に CS2 導体の形状及び 1 つのパンケーキ中の冷媒流れを図示する。超伝導導体はステンレススチール製の管(ジャケット)の中に超伝導撚り線を挿入した構造であり（Fig.1 左）、超臨界ヘリウムは半径方向 11 ターンのコイル最外ターンから導入されて、最内ターンで折り返して再び最外ターンで排出される（Fig.1 右）。

Fig.2 Calculation model for analysis

1

0.0 sec
0.10 sec
5.05 sec
20.45 sec

0.9
Pressure (MPa)3．計算モデルと条件解析は GANDALF コードを用いてコイル導体の出入口側に 30m の冷媒配管が接続されたモデルで循環ループを模擬した。Fig.2 にその解析モデルの概念図を示す。超臨界ヘリウ
ムは左から右に流れ、CS2 において最も温度マージンが小さくなる最内層ターン（モデル中央部）を時刻 t=0 で加熱しクエンチを起こした。また、クエンチ検出電圧は 0.3V で、クエンチ
検出後の遮断開始までの遅れ時間を 2 秒、遮断時定数は 6秒とした。

Coolingpipe

Conductor

0.8
0.7
0.6
0.5

pipe

0

pipe

conductor

40

80

120

160

Distance from pipe inlet (m)Fig.3 Evolution of pressure distribution in CS2

0.0 sec
0.10 sec
5.05 sec
20.45 sec

0.04
Mass flow rate (kg/s)

4．結果
Fig.3 にプラズマ運転の加熱終了時(t=0)にクエンチが生じた場合の CS2 のヘリウム圧力空間分布の時間発展を示す。クエンチ発生 0.1 秒後に圧力は最大値 1MPa に達し、t=0.55 秒には導体全域と配管まで圧力が伝播している。このときクエン
チ部で見られるヘリウム圧力勾配の急激な逆転が生じる。
Fig.4 は同じクエンチによる中心冷却チャンネルのヘリウム
質量流量変化である。Fig.4 に示すように、ほぼ一定値であった質量流量が、クエンチにより導体中心で逆流している。逆流領域は循環ポンプが接続されている冷媒配管入口にまで達するが、その後ｔ＝20 秒には、ほぼ初期の値にまで回復している。このことは、CS2 のクエンチが生じても、ループ 2 の循環ポンプは特別な運転変更を要求しないことを示唆してい
る。

0.02
0
-0.02
-0.04
-0.06

参考文献
1. K. Kamiya, et al.: TEION KOGAKU, Vol. 46(1) (2011)p.10― 161 ―

pipe

0

pipe

conductor

40

80

120

160

Distance from pipe inlet (m)Fig.4 Evolution of mass flow rate distribution in CS2
第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

3A-a08

JT-60SA

JT-60SA 用サーマルシールドの支持構造の詳細設計
Detailed support design of thermal shield for JT-60SA
大西 祥広，市毛 寿一，星 亮, 神谷 宏治, 吉田 清 （原子力機構）
ONISHI Yoshihiro, ICHIGE Toshikatsu, HOSHI Ryo, KAMIYA Koji, YOSHIDA Kiyoshi (JAEA)
E-mail: ohnishi.yoshihiro@jaea.go.jp
1．はじめに原子力機構の JT-60 のトカマク本体を超伝導化する計画が、日本とＥＵ間の共同プロジェクト「サテライトトカマク装置(ＪＴ-60
ＳＡ)」として推進されている。JT-60SA では、超伝導コイルへの放射熱の侵入を抑えるため、サーマルシールド(TS)を超伝導コイルと真空容器等室温機器間に配置した（Fig.1）。
本報告では、自重および冷却により発生する TS の変位と応力、そして真空容器サーマルシールド（VVTS）の組立て途
中における変位について構造解析を行ったので報告する。

VVTS

CTS

2．サーマルシールドの配置検討
JT-60SA では、JT-60U 既存設備の一部流用を計画しており、装置サイズの大きな変更はできない。しかしながら、プラズマ
真空容器をサイズアップすることが計画され、各機器は接近している。それゆえ、各機器間に配置するサーマルシールドは空間的制限を大きく受けることになる。
① 最小要求空間
TS の配置検討において、TS 自身や周辺機器の熱伸縮量、製作および組立て誤差等の加算により定義した「最小要求空間」を確保できるよう設計した。また、これを満たすことができない箇所では、TS を薄くすることを計画している。
② ポートサーマルシールド(PTS)の配置
室温機器である真空容器ポートの形状は各セクションにて異なり、また極低温機器である超伝導コイルは複雑な形状となる。それゆえ、PTS の配置検討は困難を極め、Fig.2 に示すようにポート毎に異なる複雑な形状となった。

4．まとめ
各機器の熱伸縮量、製作および組立て誤差等の加算により定義した「最小要求空間」を確保した TS の配置検討を行い、形状を決定した。
真空容器サーマルシールド（VVTS）の組立て途中における変位について解析を行った。結果として、VVTS 組立て時における VVTS の変位は、最大で 18.7 mm であるが、組立て角度の増加に伴いその変位は減少し完成時には 3.1 mm 程度となることがわかった。

Position of gravity support(18 places: toroidal direction)

Fig.1 Overall view of Thermal ShieldFig.2 Port Thermal Shield (P13, P14, P16)
0

Height displacment (mm)3．VVTS の組立て
TS の支持構造は TS 組立工程の中盤にて設置される。しかし、VVTS は組立工程序盤に設置するため、別途仮支持をする必要がある。そこで、VVTS の仮支持点をすでに設置している真空容器よりとることを検討しており、これにより VVTS の変位を矯正する。
① 変位についてFig.3 には、組立て角度と Inboard-VVTS の変位の関係を示す。これより、組立て角度 20 度にて 18.7 mm の変位が確認されたが、組立て角度の増加に伴いその変位は減少するとわかった。また、360 度完成時には 3.1 mm の変位であった。
② 仮支持構造について
各支持点にてその反力を解析したところ、反力は組立て角度および固定箇所によって大きく異なることがわかった。最も大きな反力を必要とする条件は組立て角度 80 度であり、約 20
kN の負荷がかかると解析された。

PTS-5-3.1 mm-10-15-18.7 mm

-20
0

60

120

180

240

300

360

Assembly angle (deg.)

Fig.3 Height displacement during assembly process
参考文献
1. K.Kamiya, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 81(2009) p.57
2. K.Kamiya, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 82(2010) p.125
3. Y.Onishi, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol. 83(2010) p.254― 162 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

3A-a09

JT-60SA

JT-60SA 平衡磁場コイル内の電圧分布測定試験
Voltage Distribution Measurement in Equilibrium Field Coil of JT-60SA
村上 陽之，木津 要，土屋 勝彦，吉田 清（原子力機構）; 長谷川 満，湊 恒明，佐古 勝久(三菱電機)
MURAKAMI Haruyuki， KIZU Kaname， TSUCHIYA Katsuhiko， YOSHIDA Kiyoshi (JAEA);
HASEGAWA Mitsuru， MINATO Tsuneaki， SAKO Katsuhisa (Mitsubishi Electric)
E-mail: murakami.haruyuki@jaea.go.jp
1．はじめにJT-60SA 装置の平衡磁場(EF)コイルは、NbTi 素線を用いたケーブル・イン・コンジット導体を用い、複数のパンケーキ巻きコイルを接続し製作される[1]。超伝導コイルを問題なく動作させるためには導体間を短絡させないよう、導体間の絶縁を正常に保つ必要がある。そのため、導体間の最大電圧および絶縁物の耐電圧特性は極めて重要な設計パラメータである。
EF コイルの導体間絶縁の耐電圧特性は、EF コイル内の電圧が一様に分布する場合を基準に設計を行っている。しかし、印加電圧の周波数が、コイル内に存在する共振周波数に近い場合、局所的に導体間電圧が高くなる危険性が指摘されている[2]。
そこで、電源の主要な周波数成分である数 kHz 以下の周波数領域に、EF コイルの共振周波数が存在しないことを確認するため、銅ダミー導体により製作されたダミーパンケーキ（Fig. 1）を用いて電圧分布測定試験を実施した。ダミーパン
ケーキは寸法や絶縁構成が実機と同等であるため、実機の共振現象を評価できるものと考えられる。
本発表では、これらの電圧分布測定試験の結果および導体間絶縁における耐電圧特性の設計基準の妥当性について検証したので報告する。

0.25

V19/Vin
V26/Vin
V30/Vin
V33/Vin
V34/Vin
V35/Vin
VR/VinCurrent/Vin

2

1.5

0.2

0.15

1

0.1

0.5

0.05

0
0.1

1

10
Frequency (kHz)Normalized Current (A/V)

Normalized Voltage (V/V)

2.5

0
1000

100

Fig.3 Voltage distribution in EF pancake
2.5

0.25

V19/Vin
V26/Vin
V30/Vin
V33/Vin
V34/Vin
V35/Vin
VR/VinCurrent/Vin

2

1.5

56 kHz
0.2

0.15

1

0.1

0.5

0.05

参考文献
1. K. Yoshida, et al.: Physica C, 470 (2010) pp. 1727–1733
2. A. Winkler, et al.: IEEE Trans. Appl. Supercond., Vol. 20(2010) pp. 419-422― 163 ―

0
10

20

30

40

50
60
70
Frequency (kHz)8090

Normalized Current (A/V)

3．まとめ
今回の試験より、電源の主要な周波数成分である数 kHz
以下の周波数領域では、EF パンケーキ内に共振現象は生じず、ほぼ一様に電圧が分布することが示された。以上の結果
より、導体間絶縁の耐電圧特性は一様に電圧が分布した場合を基準に設計できることが確認できた。

Fig.2 Instrument system setup

Normalized Voltage (V/V)

2．電圧分布測定試験
ダミーパンケーキは、内径 1648mm、外径 2190mm、高さ60mm のダブルパンケーキである。1 層あたり 18 ターンで設計されているが、ターン間渡り、層間渡りで計 1 ターンの欠損を持つため、トータルのターン数は 35 ターンである。
ターン 1, 19, 26, 30, 33, 34, 35 および巻き終りの絶縁層に穴を開け電圧タップを取り付け、各ターンの電圧を計測した。
また、ファンクションジェネレータとパンケーキ間に電流を測定するため、1Ωの非誘導性の抵抗を挿入した（Fig.2）。周波数は 0.1kHz から 300kHz の範囲で変化させ試験を行った。
Fig.3 に電圧分布および電流の周波数依存性を示す。電圧、電流ともに印加電圧（Vin）で規格化した値を示している。
この結果、電流計測用に挿入した抵抗の電圧により、低周波数領域で VR の電圧が上昇している。しかし、この影響を除け
ば、15ｋHz 程度までは、パンケーキ内の電圧分布はほぼ一様
で大きな変化は見られない。一方、周波数が 15kHz 以上では共振現象により電圧分布に偏りが生じることが確認できる。
Fig.4 に共振周波数付近を拡大した結果を示す。この結果より、共振周波数は 56kHz 程度であることが分かった。

Fig.1 EF Dummy double pancake

0100

Fig.4 Voltage distribution in EF pancake (10-100 kHz)
第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

3A-a10

JT-60SA

JT-60SA 平衡磁場コイル用 CIC 導体の接続部付近における自己磁場測定
Self magnetic field measurements on JT-60SA EF coil conductors located near the joint
尾花 哲浩，高畑 一也, 濱口 真司, 今川 信作, 三戸 利行（NIFS）；
木津 要, 村上 陽之, 土屋 勝彦, 吉田 清（原子力機構）
OBANA Tetsuhiro, TAKAHATA Kazuya, HAMAGUCHI Shinji, IMAGAWA Shinsaku, MITO Toshiyuki (NIFS);KIZU Kaname, MURAKAMI Haruyuki, TSUCHIYA Katsuhiko, YOSHIDA Kiyoshi (JAEA)
E-mail: obana.tetsuhiro@LHD.nifs.ac.jp
Fig.4 に、外部磁場が無い場合、及び外部磁場 3T の場合における自己磁場測定結果を示す。磁場測定の結果、外部磁場によって、自己磁場が変化することを確認した。その原因の一つとして、接続部に用いた無酸素銅の磁気抵抗が考えられる。自己磁場測定結果に基づき、簡易な解析モデルを用いてCIC 導体内の電流分布を検証した解析結果は、当日発表す
る。
y
43
I4

I1

I3

I2

I8

I5

I7

I6

x

HS-5

HS-2

HS-6

72

CICC

72
Unit: mmFig.2 Layout of the hall sensors around the CIC conductors.
B1
B2

Self magnetic field in the y direction [mT]150

EF-H coil conductor
EF-L coil conductor

B3
B4

B5
B6

B7
B8

100

25
20

50

15

0
I_sample

-50

10

-100
5

-150
-200
0

1549 mm

Joint region for the terminal joint

HS-8

z

HS-1

Terminal

Cooling channel

HS-7

HS-4

21

Transport current

The center of the joint region

43

HS-3

Current [kA]

1．はじめに2007 年度から、核融合科学研究所（NIFS）の大型超伝導導体試験装置を使用して、JT-60SA プラズマ平衡磁場（EF）
及び中心ソレノイド(CS)コイル用ケーブル・イン・コンジット（CIC）導体を試験する計画が、NIFS と日本原子力研究開発
機構(JAEA)の共同で開始された。本計画では、CIC 導体及び導体接続部の性能評価を行っている。また、各試験条件における CIC 導体内の電流分布を理解するために、導体の自己磁場測定を行っている。本講演では、ＥＦコイル用 CIC 導体接続部の接続抵抗測定時における導体の自己磁場測定、及び導体内での電流分布解析について発表する。
2．ＥＦコイル用ジョイントサンプル
Fig.1 に、EF コイル用ジョイントサンプルの概略図を示す。
本サンプルは、EF コイルのパンケーキジョイントとターミナル
ジョイントを模擬したものである。パンケーキジョイントは高磁場 EF コイル(EF-H コイル)用導体からなり、ターミナルジョイン
トは EF-H コイル導体と低磁場 EF コイル（EF-L コイル）用導体からなる。ジョイント形状はどちらもシェイクハンド型である。
EF-H 及び EF-L コイル用 CIC 導体は、Ni メッキを施した多数の NbTi 素線を撚り合わせているが、導体接続部では Ni メッキを取り除き、導体同士は無酸素銅を介して接続している。
Fig.2 に、CIC 導体の周囲に配置した 8 つのホール素子（HS-1～HS-8）の配置図を示す。ホール素子は、y 方向の磁場を計測する。

200

400

600

800

0
1000 1200

Time [s]Fig.3 Measurement results of the self magnetic field without
the external magnetic field.

Joint region for the pancake joint
●

B1
B2

Hall sensors

150

z

y

x

300 mm

LHe inlet

Fig.1 Schematic view of the joint sample for EF coil.
3．自己磁場測定
本測定で使用するジョイントサンプルは、外部磁場による接続部への影響を検証するために、導体試験装置内にある
外部磁場発生用超伝導スプリットコイル間に設置した。自己磁場測定は、液体ヘリウムで浸漬冷却されたジョイントサンプ
ルに通電した状態で、ホール素子を用いて行った。Fig.3 と

B5
B6

100

B7
B8

25
20

50
0

15

I_sample-50

10

Current [kA]

Self magnetic field in the y direction [mT]

EF-H coil conductor

B3
B4

-100
5

-150
-200
0

200

400

600

800

0
1000 1200

Time [s]Fig.4 Measurement results of the self magnetic field underthe external magnetic field of 3 T.

― 164 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

3A-p01

東日本大震災関連

南極超伝導重力計による東北関東大地震観測
Tohoku Kanto large earthquake observation by superconducting gravimeter in Antarctica
池田 博（筑波大学）青山雄一、早河秀章、土井浩一郎、澁谷和雄（極地研）
IKEDA Hiroshi, ( University of Tsukuba ), AOYAMA Yuichi, HYAKAWA Hideaki, DOI Koichiro, SHIBUYA Kazuo (NIPR)
E-mail: ikeda@bk.tsukuba.ac.jp

1．はじめに

3. 昭和基地での東北関東大地震観測データ

2011 年 3 月 11 日 14 時 46 分に発生した東北関東大地震

これまで南極昭和基地の超伝導重力計では、巨大地震と（震源位置；北緯 38 度 6.2 分、東経 142 度 51.6 分、深さして 2004 年 12 月 26 日のスマトラ島沖地震（マグニチュ

32Km、マグニチュード Mw：9.0）による地震波が約 20 分

ード Mw：9.1）と 2010 年 2 月 27 日のチリ地震（マグニチ

後に日本から約 14000ｋｍ離れた南極昭和基地で第 51 次

ュード Mw：8.8）を観測している。Fig.1 はチリ地震と東南極地域観測隊夏隊により設置した第 3 世代の超伝導重北関東大地震の超伝導重力計により観測した重力変化の力計（CT#058）によって明瞭に観測された。ここでは 2004

波形である。図の上段は潮汐信号を差し引いた重力残差で年 12 月 26 日のスマトラ島沖地震（マグニチュード Mw：

ある。チリ地震では大地震で励起された地球自由振動モー9.1）と 2010 年 2 月 27 日のチリ地震（マグニチュード Mw：

ド 0Ｓ0（地球半径方向に均一に伸縮するモード）は地震発

8.8）の観測記録と比較して地球自由振動の観測結果につ生から 98 日目の装置のノイズレベル（0.2μGal/rHz）にいて報告する。

達するまで観測することが出来た。

2．超伝導重力計
重力の測定方法として絶対値を測定する絶対重力測定と重力差や時間的変化を測定する相対重力測定の 2 つに大別される。超伝導重力計は相対重力計で超伝導コイルのつくる極めて安定な磁場で浮上した１インチニオブ球の位置変化を検出することで重力の変化を測定する装置である。液体ヘリウム温度で使用しているため熱的ノイズはカットされ、絶対重力計に比べて 3 桁以上感度が高く、１ナノガル（10－11ｍ/sec2）までの測定が可能である(1μガ
ル=10mm の分解能)。そのため、超伝導重力計は地球深部のダイナミックスを観測目的とするため国際観測プロジ
ェクト GGP が組織され世界各国で観測が続行されている。
南極にある超伝導重力計は日本の昭和基地が唯一である。
地球自由振動は、主に巨大地震が発生したときに起きる
地球の振動で、その周期は数分から 1 時間の範囲である。
例えば小さな鈴は高音の響きがあり、大きな釣鐘だと低音の響きがあるように物質の大きさや材質に関係した関数
であり、断層活動による大きさで振幅が依存します。つまり地球も大きな釣鐘と考えると地球の振動による低周波の振動を連続的に観測することにより、地球内部構造（地球内部を構成する物質の種類や密度の分布状態などを調

Fig.1

Superconducting

Gravimetersignal

べることが可能になります。

― 165 ―

第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

3A-p02東日本大震災関連

東日本大震災による J-PARC 低温設備の被害状況(1)-中性子源用低温水素システムDamage of cryogenic facilities at the J-PARC caused by the 2011 off the Pacific coast of
Tohoku Earthquake (1)–Cryogenic hydrogen system for a spallation neutron source達本 衡輝、麻生 智一、大都 起一、長谷川 勝一、櫻山 久志、川上 善彦、上原 聡明、加藤 崇（原子力機構）
TATSUMOTO Hideki， ASO Tomokazu, OHTSU Kiichi, HASEGAWA Shoichi, SAKURAYAMA Hisashi, KAWAKAMI Yoshihiko,
UEHARA Toshiaki, KATO Takashi (JAEA)
E-mail: tatumoto@post.j-parc.jp
れていた。圧縮機は、スライド弁 100％の状態で停止し、Fig.2 に示すように、膨張タービンおよび水素ポンプは、
インターロックにより正常に停止した。そして、アキュ
ムレータ内のヘリウムガスがインターロックにより、放出され、アキュムレータが収縮したので、水素ループの圧力上昇はなく、安全弁等の安全装置は作動しなかった。
また、地面の陥没により、埋設の計装空気配管が破断したため、停電から 3 分後に、計装空気の圧力がなくなり、自動弁は全てノーマル状態となった。水素系の放出弁も全開となり、系内の水素は、通常の放出ラインを通じて
安全に屋外に放出された。このような地震による屋外設
備の被害、停電、計装空気の早期喪失という異常事象に遭遇したが、低温水素システムでは、水素漏洩もなく、安全に自動停止することができた。
被害状況調査の結果に基づき、年度内のビーム運転の再開を目指して、復旧シナリオを構築する予定である。

― 166 ―

Compressor roomGas supply room

Helium buffertank (50m3)

Cold Evaporator(20m3)Stack

MLF building

Pumps

Accumulator
Transfer lines
andModerators

TurbineOrtho-ParahydrogenconverterCM

H2-He heatexchanger

HX 2

Adsorber

HX 3

HX 1

Cold box

PMDM

Vacuum layer
Helium blanket

Helium Refrigerator

Hydrogen circulation system

Fig.1 Layout of the cryogenic hydrogen system
Earthquake occurrencePower outage

Revolution
Level (mm)
Revolution ×10-4(rpm)Valve opening (%)(rps) Vibration(m)Pressure(MPa)1．はじめにJ-PARC の物質・生命科学実験施設（MLF）は、陽子ビー
ムを水銀ターゲットに入射し、発生した高速中性子をモデレータである超臨界圧の低温水素（1.5MPa、20K 以下）と衝突を繰り返すことにより減速した冷中性子ビームによる中性子実
験を行う実験施設である。低温水素システムは、3 台の水素モデレータに超臨界圧水素を供給し、そこで発生する核発熱（3.75kW@1MW 陽子ビーム）を強制冷却するための冷凍設備である。2011 年 3 月 6 日に、初期冷却運転を開始し、3 月
8 日以降、共用運転（210kW の陽子ビーム運転）のための冷却運転を行っていた。3 月 11 日 14 時 46 分にマグニチュード
9.0 の 巨 大 地 震 が 発 生 し 、 低 温 水 素 シ ス テ ム を は じ め 、J-PARC 施設全体が自動停止した。本講演では、中性子源用
低温水素システムの地震発生時の挙動およびその被害状
況について報告する。
２．低温水素システムの被災状況
超臨界圧水素を強制循環させる水素ループとそれを冷却するヘリウム冷凍機は、中性子源の近くの MLF 建屋内にあり、圧縮機は、MLF に隣接する建屋内にある。ヘリウムバッファタンク、液体窒素貯槽、圧縮機用冷却塔、および、ガス供給設備は、屋外に据え付けられている。
地震で MLF 建屋周りの地盤が最大で 1.5m 沈下した。
本システムでも建屋貫通配管用のサポートが 0.75m 沈下
したため、貫通部のフレキ配管（ヘリウム冷凍機の高圧、
低圧配管、水素供給配管、窒素ガス供給配管、ヘリウム
ガス供給配管、液体窒素供給配管、および、真空配管）とその近傍の配管が変形したが、水素の漏洩はなかった。
後に実施した気密試験により、配管径が大きい冷凍機の高圧と低圧のフレキ配管では、2×10-1 Pam3/s 程度の漏れがあったが、それら以外の配管で漏れがないことを確認した。さらに、この地盤沈下による基礎の傾きにより、ヘリウムバッファタンク、液体窒素貯槽で最大 3％の傾斜を確認した。その後、大きな余震が度々発生しているが、それらの傾きに変化はない。
一方、MLF 屋内の配管や機器類においては、外観上の異常はなく、ブランケット層の気密や真空層の到達真空度においても正常であることを確認した。さらに、冷凍機と水素ループは、設計圧力 2.0MPaG の気密試験を行い、健全性を確認することができた。そして、2011 年 5 月末までに、回転機器である水素ポンプ、膨張タービン、および、圧縮機の開放点検と試運転を計画している。
３．地震発生時の低温水素システムの運転状況
地震発生時は、加速器の調整試験のために、ビーム運転は一時中断されていたが、低温水素システムは安定な冷却運転を継続していた。Fig.2 に地震時における低温水素システムの挙動を示す。地震により、水素ヒータ出力
制御用の温度計 1 個が断線したが、回転体である膨張タービン、水素ポンプはいずれも定格回転数で安定な運転を維持することができた。温度計の断線から 14 秒後に発生した停電により、圧縮機、膨張タービン、水素ポンプの回転機器、真空排気装置、および、冷却水設備が停止した。ただし、制御システムだけは、UPS により保護さ

1.5

Hydrogen1

Helium (HP)

0.5

0
100
50

6

Pneumaticpressure failure

Release valve
Accumulator level0

Pump revolution

4

Pump vibration

2
0

2000

Turbine revolution

1000
0

2000

2100

Time (s) 2200

30 s
2300

Fig.2 Behaviors of the cryogenic hydrogen system at theearthquake.
第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

3A-p03

東日本大震災関連

東日本大震災による J-PARC 低温施設の被害状況(2)-大型超伝導磁 石システムDamage of cryogenic facilities at the J-PARC caused by the 2011 off the Pacific coastof Tohoku Earthquake (2)–Large Superconducting Magnet System荻津 透，槙田 康博, 下村 浩一郎（KEK）
OGITSU Toru， MAKIDA Yasuhiro, SHIMOMURA Ko-ichiro (KEK)E-mail: toru.ogitsu@kek.jp
1．はじめに2011 年 3 月 11 日 14 時 46 分に M9.0 の東北地方太平洋沖地震が発生し、J-PARC のある茨城県東海村においても震
度６弱の震度を観測した。J-PARC には幾つもの大型の極低温システムが存在するが、その中でニュートリノビームライン用
超伝導磁石システムおよび、ミュオンビームライン用超伝導ソ
レノイド磁石は冷凍機によって冷却される大型の超伝導磁石システムとなっている。本講演ではこれらの大型超伝導磁石システムに関して、震災時の挙動、被害状況、および震災後の対応についてまとめると共に、復旧計画について報告する。
2．ニュートリノビームライン用超伝導磁石システム
ニュートリノビームライン用超伝導磁石システム[1]は長さ約3.6m 重さ 6.5 トンの超伝導磁石が 28 台から構成され、地上部にある 4.5K 1.5kW の冷凍システムによって超臨界ヘリウムによる強制冷却をされている。地震発生時、ビームラインは休止
中で磁石は励磁していなかったが、冷凍機は定常運転状態
で磁石を冷却中であった。地震発生時には発生のすぐ後におこった停電に伴って冷凍機が停止した。特にガスの漏れや真空の破れと言った状態は観測されず、安全弁が吹くこともなかった。その後磁石内部のヘリウムは磁石の昇温に伴って屋外のヘリウムバッファータンクに回収された。
被害状況を Fig.1 にまとめている。ヘリウムバッファタンクの近くでは地面が約 30cm 陥没し、これによって配管支持が配管から宙吊りになった。またバッファータンクの基礎およびその隣の蒸発機およびバルブユニットの基礎が 1~3cm 程度沈
下した。これによって外部配管には多少無理な力がかかる状態になったが、恒久的な変形や曲がりを生じるようなことはなく、また明らかなヘリウムの漏洩もなかった。その後の詳細な点検作業の結果フランジ部で極微量のヘリウムリークが観測されたがフランジボルトのまし締めで解消された。この他、循環圧縮機にはわずかな軸芯のずれが観測されたが、既に調整済みである。この他、これまでの調査では上記に示した被害以外には、何の損傷も把握されていない。今後、５月中旬に磁石
アライメントの確認を行い、その後試運転によるシステム健全性確認を行う予定である。
3．ミュオンビームライン用超伝導ソレノイド磁石
ミュオンビームライン用超伝導ソレノイド磁石[2]は口径 6cm
長さ 6m 発生磁場 5T のソレノイド磁石を冷凍機(TCF50)で冷却しているシステムである。地震発生時は定常運転状態だったが励磁電流は定格の 6%程度であった。こちらのシステムも停電に伴って停止したと思われその後昇温に伴う圧力上昇は安全弁を通してヘリウムが屋外に放出されることによって解消されたと考えられる。
被害状況を Fig.2 にまとめてある。こちらのシステムにおいても MLF 建屋内部に入っていた冷凍機コールドボックスや磁石本体にはこれまでの調査の範囲では何も損傷は発見されていない。また MLF 外の建物の中にあった循環圧縮機についても目視の範囲では被害は発見されていない。比較的大きな損傷が発見されたのは MLF から圧縮機建物に向かう配管類で、MLF 直近の地面が大きく陥没したために配管支持架台が沈下しそれに伴って配管に曲がりや変形が生じてしまった。ただし、気密検査の結果そこに漏洩がないことは確認されている。また屋外のヘリウムタンクの一部に若干の傾きが確認されている。復旧計画については現在策定中である。

Fig.2 Damages on Superconducting Solenoid Magnet
System for Muon Beam Line

Fig.1 Damages on Superconducting Magnet System for
Neutrino Beam Line

参考文献
1. T. Ogitsu, Y. Makida, T. Kobayashi et al.,“Superconducting magnet system at the 50 GeV proton
beam line for the J-PARC neutrino experiment,” IEEE
Proc. Appl. Supercond. . vol. 14, no. 2 (2004) pp 604 607.
2. K. Shimomura et al., “Superconducting muon channel at
J-PARC,” Nucl. Inst. and Meth.in Phys. Res. A, 600, 2009,
pp. 192-194.

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第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会

3A-p04

東日本大震災関連

東日本大震災による J-PARC 低温施設の被害状況(3)-SKS 超伝導電磁石Damage of cryogenic facilities at the J-PARC caused by the 2011 off the Pacific coastof Tohoku Earthquake (3)–SKS Superconducting Magnet青木 香苗，槙田 康博, 高橋 俊行（KEK）
AOKI Kanae， MAKIDA Yasuhiro， TAKAHASHI Toshiyuki (KEK)E-mail: kanae.aoki@kek.jp
1．はじめに2011 年 3 月 11 日 14 時 46 分に発生した M9.0 の東北地
方太平洋沖地震により、J-PARC ハドロンホール K1.8 ビーム
ラ イ ン に 設 置 さ れ て い る SKS (Superconducting Kaon
Spectrometer) 超伝導電磁石[1]は震度 6 弱の地震動を経験した。当日超伝導電磁石は定常冷却状態で励磁はされておらず、遠隔監視が行われていた。本講演では SKS 超伝導磁石に関して、震災当日の記録されたデータ、被害の状況、実施された健全性確認の試験結果、および今後の復旧計画について報告する。
2．SKS 超伝導電磁石と冷却システム
SKS 超伝導電磁石は、浸漬冷却法を採用した扇型をした
大型のダイポールマグネットで、282 t の重量がある。
その構造は、コイル容器と上部のヘリウム容器から成り、小型冷凍機 6 台をこのヘリウム容器上部に搭載している。しかし室温から冷却、液化の能力はなく、定常状態まで冷却するには、液送が必要となる。そのため、2009 年 8 月に室温からの最初の冷却を行ってから、電磁石を低温に保ってきた。
SKS は、HTC (Bi2223) 電流リードを採用しており、励磁中に HTC 電流リードに不具合があった場合のバックアップとして SUS のバイバス電流リードが並列に入っている。
SKS 超伝導電磁石は、その構造の底面に 4 つのフルーズと呼ばれる圧縮空気による空気浮上システムを持ち、床面を移動することが可能である。そのため、床に固定されてはいな
い。また、フルーズの床に接するゴム面に全重量が掛かるのを避けるため、接地用の SS41 架台が最下部に取り付けられている。この SS41 架台が固定されているのは、その上の扇型をした SUS 架台であり、その SUS 架台の上にヨークが載っている構造となっている。
6 台の小型冷凍機の圧縮機と超伝導電磁石電源、及び制御系はハドロンホール外の K1.8 測定機械棟の機械室に置かれている。SKS 超伝導電磁石と、機械室の機器間は、40 m のヘリウムガス用フレキシブルホース、電源ケーブル、信号ケー
ブルで結ばれている。
SKS 超伝導電磁石の圧力上昇に対する安全対策は、制御系を介さず機械的にガスを逃すように設計されている。具
体的には、圧力の低い方から順に逆止弁、安全弁、破裂板が備えられている。このうち、逆止弁と安全弁の 2 次側は、
J-PARC のヘリウム回収系システム配管に接続されている。
3．地震発生時からの経過
停電まで地震開始から数分間稼働していた制御系の記録に依ると、上部ヘリウム容器内の液面計とコイルの歪ゲージの値に地震時の変動を見ることができた。
この停電で、地震開始から数分後には全小型冷凍機および制御系が停止した。約 300 L 内蔵していた液体ヘリウムは蒸発し自然加温となった。後日の現場確認では、SKS のヘリ
ウム容器圧力は、逆止弁圧力を指しており内部の 300 L の液
体ヘリウムは逆止弁を経て回収系に行ったと考えられる。

地震後の現場確認では、ハドロンホール周りの K1.8 測定
機械棟のある壁面の陥没がひどく、ハドロンホールから K1.8
測定機械棟機械室に渡してあるラックの支柱が地面から抜けて浮いているような状態だった。また圧縮機冷却水バックアッ
プ用チラーの基礎も傾いてしまった。機械室内では、床に固定されてなかった超伝導電源が移動していた。
ハドロンホール内は、K1.8 ビームライン側の壁上部のコンクリートが一部砕け、SKS の近くにも破片が落ちているような状
況で、立ち入りが制限された。
目視による調査では SKS 外観に大きな損傷は見つからなかった。3 月 29 日に初めて制御系を復帰させることができた。
制御系に異常は見つからなかった。この時の電磁石温度は205 K であったが、やがて室温となった。
その後の調査で、K1.8 測定機械棟機械室の床に亀裂が入っており、機械室のハドロンホールに近い床が傾いていることがわかった。
また、SKS 超伝導電磁石は、床面のフルーズ跡から下部の SUS 架台が最大で 76 mm 程移動していることが確認されたが、扇部最下部の接地用 SS41 架台はその上の SUS 架台と固定されていた M20 ボルト全 6 本が破断していることがわかった。
さらに SUS 架台とその上のヨークは元々完全に固定された状態ではなかったので SUS 架台に対してヨークは 18ｍｍ動いていた。
コイル抵抗、テスターによる絶縁抵抗測定、真空リーク試
験を経て、4 月 20 日より液送は行わずに全冷凍機運転を開始した。これまでのところ冷凍機に関しても異常は見つかっていない。今後さらに健全性の確認を続け、秋には定常冷却状態での試験を行う予定である。

Fig.1 SKS Superconducting Magnet
and Displacement
参考文献
1. K. Aoki, et al.: “Modification and Reconstruction of the
SKS Superconducting Magnet - Cryogenic system by
GM/JT cryocoolers -”, TEION KOGAKU 45 (2010)
191-198 (in Japanese).

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第84回

2011年度春季低温工学・超電導学会