1D-a01

冷却システムJ-PARC 大強度中性子源の液体水素循環システムの現状と大強度試験結果
Present status and test result of 1MW proton beam injection of liquid hydrogen circulation
system of J-PARC high intensity neutron source
麻生 智一，勅使河原 誠，武藤 秀生，青栁 克弘，高田 弘 （原子力機構）
ASO Tomokazu, TESHIGAWARA Makoto, MUTO Hideki, AOYAGI Katsuhiro, TAKADA Hiroshi (JAEA)
E-mail: aso.tomokazu@jaea.go.jp
1．はじめにJ-PARC の大強度中性子源は，加速器からの陽子ビームを水銀ターゲットで受け，核破砕反応による中性子で中性子散乱実験を行う利用施設である。ターゲットで発生した速中性子を液体水素減速材で冷中性子に冷却するために，液体水
素循環系（1.5MPa，18K）とヘリウム冷凍機（6kW at 17K，
1.6MPa，270g/s）から成る 2 元冷凍システム「液体水素循環システム」を 2008 年から運転している（Fig.1）[1]。2015 年から運転中に生じたヘリウム冷凍機内の熱交換器と内部吸着器（ADS）の圧力損失上昇は冷却性能を劣化させたが，ヘリウム
ガス中の油分の局所的な蓄積が原因とし，2016 年夏季に対策した熱交換器のフロン洗浄と ADS の交換によって冷凍機性能が回復した[2]。その後，圧力損失は増加せず，今年 1 月から 7 月まで最長の約 175 日連続運転を行うことができた。
加速器からの陽子ビーム出力は段階的に増強され，現在，500kW の陽子ビーム出力で運転している。数年以内には目標である 1MW の陽子ビームによる利用運転が可能な計画で，これに先立ち，1MW ビーム出力による大強度試験が 2018 年
7 月に行われた。液体水素循環システムにおいて初めて
1MW 入射時の負荷を受けて，設計通りの運転動作確認を行い，大強度中性子源のための設備として利用者への安定した中性子供給が維持できる見通しを得た。本件は，性能劣化から回復した冷凍機の現状と，大強度試験について報告する。
2．ヘリウム冷凍機の現状と今後の計画
2016 年夏季に実施の冷凍機内に蓄積した油の除去後，ガスクロマトグラフや四重極質量分析装置等の機器を用いて，ヘリウムガス中の不純物（水分，窒素，その他炭化水素系ガス等）を継続して監視しているが，特異なものは検出されていな
い。また，ヘリウムガス中の油についても，定期的にコールドト
ラップによる分析を行っているが，活性炭吸着器（OS-5）を通過した後の油分濃度は約 10ppb と設計範囲内である。
冷却性能低下をもたらした圧力損失発生状況を詳細に把握するため，2017 年夏季に第１熱交換器と第 2 熱交換器のそれぞれに差圧計を設置した。現在まで第１，第 2 熱交換器
及び ADS の圧力損失は上昇することなく安定している。一方，
油分離能力の状態を把握するために圧縮機の油分離器とTurbineAccumulator

ΔP3

1.5MPa,18K

Hg target

Vacuum vessel

Compressor building

ΔP1

Oil collecting
tank (OT-1)

40

Calculation00Moderators

2nd oil
1st oil
separator
separator(OS-3) 3rd oil
separator(OS-2)(OS-4)

Oil
adsorber(OS-5)

200

400

600

800

1000

Beam power (kW)Fig.2 Increase of hydrogen pressure at beam injection

ΔP2

Gas cooler（GC-1）

1.58MPa

Measurement
60

20

HX3

HX1

HX2

Adsorber(ADS)

He/H2 heatexchanger

0.2MPa80

HeaterOrtho-paraconverter

Compressor

100

Pressure (kPa)

Hydrogen pumps

Helium refrigerator

ΔP1 ΔP2

3．1MW 陽子ビームの大強度試験
液体水素循環システムの液体水素循環系は，中性子源で1MW の陽子ビームを受けると，中性子によって液体水素減速材で約 4kW の核発熱が発生して熱負荷を受ける。減速材の温度上昇が本中性子源の中性子性能を低下させるため，１
MW 時の減速材温度上昇を 3K 以内に抑えることが本システ
ムの設計条件の一つである。また，本システムはアキュムレー
タ緩衝とヒータ制御を備えて，陽子ビームの ON/OFF 時の温度変動によって非圧縮性の液体水素の循環系閉ループで生じる大きな圧力変動を抑制している。
これまでビーム出力が 500kW まで段階的に増強され，本システムでは設計仕様の約半分の熱負荷を受けて運転制御してきた。今回，大強度試験で初めて設計仕様の 1MW 時の負荷変動に対する制御動作が確認できた。具体的には，3 基の減速材で最高温度 20.5K，最大出入口温度差 2.8K となり，設計条件である 3K 以内を満足した。アキュムレータ及びヒー
タによる圧力制御は，計算値 60kPa に対して 65kPa だった（Fig.2）。配管や機器の容積の誤差があるが，設計通りに圧力を抑えることができた。

Hydrogen circulation system

Materials and life science facility

Cold box

OS-5 に差圧計を新たに設置した。油分離器の圧力損失は徐々に（0.38Pa/h）上昇しており，油分離器のエレメントへの油分吸着が進んでいると考えられる。OS-5 の圧力損失は変化なく，不純物等の堆積は無い。今年 1 月からの冷凍機の運
転では，これまで最長で 3 ヶ月だった連続運転を約 6 ヶ月間（175 日間）行い，7 月の運転終了までの間，熱交換器及びADS の圧力損失が上昇することなく，冷却能力を維持した。
しかし，既報[2]したように，2016 年に交換した ADS は局所
的に油の蓄積があったフェルト（ADS 内の活性炭を保持するための厚みのある不織布）と同じものを使っているため，同様の圧力損失に係る性能低下が起こり得る。このため，油の蓄積が無かった初期の ADS に使用していたロックウールをフェルト材に変えて，次期の ADS の製作に着手した。活性炭を採取して吸着油分を分析するための採取口や，油分が溜まる状
況を可視化するための機器の挿入口を準備する予定である。

He
buffertank

Liq. N2
tank

Fig.1 Over view of liquid hydrogen circulation system

参考文献
1. T. Aso, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol.77 (2007)
p.145
2. T. Aso, et al.: Abstracts of CSJ Conference, Vol.95 (2017)p.64― 47 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-a02

冷却システムX 線天文衛星「Athena」X 線検出器向け冷却装置の開発
Development of X-IFU cooling system for X-ray astronomy satellite Athena
大塚 清見，恒松 正二，金尾 憲一，楢崎 勝弘（住重）；篠崎 慶亮，東谷 千比呂，山本 亮，山崎 典子，満田 和久，中川 貴雄(JAXA)；南 雄人(KEK)OTSUKA Kiyomi, TSUNEMATSU Shoji, KANAO Kenichi, NARASAKI Katsuhiro (SHI); SHINOZAKI Keisuke, TOKOKU Chihiro,
YAMAMOTO Ryo, YAMASAKI Noriko, MITSUDA Kazuhisa, NAKAGAWA Takao (JAXA); MINAMI Yuto (KEK)E-mail: ｋiyomi.otsuka@shi-g.com
300
Start 2ST

200

150

2ST

3．冷凍機システム
適用ミッションの冷凍機システムの共通部分を実証するた
めに Cryostat1 試験を実施した[1] [2]。Fig.１に Cryostat1 冷凍機システムを示す。点線の範囲は CC-CTP 共通部分である。

Vacuum vessel 300K

60K

4K

4K-JT
100K

2ST

20K

1K-JT
100K

HybC

4.5K

䠎PT

1.7K

300mK

50mK

SorptioncoolerADR

2ST Temp.

Start 4K-JT
Cool downstart

2PT Temp.
Start 1K-JT
Cool down
start

100

4K-JT Temp.

2ST
15KPT
4K-JT
1K-JT
56

58

1K-JT Temp.
60

62

64

66

Time(Hour)(From 2017/9/25 0:00)

4K-JT
1K-JT

50

2ST Temp. 4K-JT Temp.

2PT Temp.

1K-JT Temp.

0
20

40

60

80

100

Time(Hour)(From 2017/9/25 0:00)

Fig.2 Cool down profile from 300K to 1.7K
4K 級冷凍機および 1K 級冷凍機で冷却後、ADR にて
50mK 以下（到達温度 47mK）に冷却することができた。ADR リ
サイクルの際、4K 級冷凍機および 1K 級冷凍機へ排熱し、そのときの 4K 冷却部への熱負荷は 30mW から 40mW へ、1K
冷却部への熱負荷は 4ｍW から 7mW へ変化した。
Table１に 4K 級冷凍機の性能評価試験結果、Table2 に 1K級冷凍機の性能評価試験結果を示す。4K 級冷凍機の冷凍能力として 40mW＠4.3K、1K 級冷凍機の冷凍能力として
19mW＠1.77K を確認することができた。
Table1 Cooling performance of 4K class Cooler
2ST 1st 2ST 2nd 4K-JT
2ST
4K-JT
Temp.
Temp.
Temp.
Power
Power
96.0K
17.3K
4.32K
61.6W
61.3W
Table2 Cooling performance of 1K class Cooler
Heat
2PT 1st 2PT 2nd 1K-JT
2PT
1K-JT
load
Temp.
Temp.
Temp.
Power
Power
19mW 92.2K
9.9K
1.77K
300W
37.3W

Heat
load
40mW

5．おわりにCryostat1 試験の結果、日本から供給した 4K 級冷凍機および 1K 級 JT 冷凍機を含めた複数の冷凍機の組み合わせにて問題なく冷却温度 50mK 以下に冷却することができた。次は、宇宙用真空断熱容器にセンサおよび冷凍機システムを導入した Cryostat3 試験が予定されている。

Outer shield (~100K)
Inner shield (5 or 30K)

Commercial
4K-PT

20
19
18
17
16
15
14
13
12
11
10
9
8
7
6
5
4
3
2
1
0

2PT

0

2．CC-CTP ミッション横断型冷凍機システムの実証
冷凍機システムを用いた開発中のミッションとして、Athenaの他に次世代赤外線天文衛星(SPICA)および宇宙マイクロ波
背 景 放 射 偏 光 観 測 ミ ッ シ ョ ン (LiteBIRD) が あ る 。 SPICA とLiteBIRD は日本の 4K 級冷凍機と 1K 級冷凍機とヨーロッパの Sub-K 冷凍機あるいは日仏共同開発のクローズドサイクル
希釈冷凍機の使用を想定している。
CC-CTP(Cryo-Chain Core Technology Program)とは、ESAが公募し、フランスの国立宇宙センター(CNES)とフランスの原子力・代替エネルギー庁(CEA)が主体となって行う宇宙用冷凍機のミッション横断型研究開発である。50mK でセンサを駆動する無冷媒型冷凍機システムを構築し、3 年間で技術成熟度(TRL)5 以上を実証し、具体的なミッションデザインが可能な状態に至ることを目標としている。本実証は、ESA およびJAXA 双方にとってミッション横断型の共通システムの End to
End 実証実験としての意義を持つ。

Start 2PT
Temperature（K)250

Temperature（K)1．はじめに
欧州宇宙機関(ESA)が大型計画 2 号機として 2020 年代後半の打上げを目指す X 線天文衛星(Athena）に日本(JAXA)が国際協力で参加している。X 線カロリメータ冷却のために機械式冷凍機を使用しており、日本からは 4K 級冷凍機（2 段スターリング冷凍機(2ST)＋4K 級ジュールトムソン(JT)冷凍機）および 1K 級 JT 冷凍機を提供している。1K 級 JT 冷凍機の予冷機には ESA が開発中の 2 段パルス管冷凍機(2PT)が使われている。2017 年フランスでの試験にて、室温から 50mK まで
を寒剤なしで冷凍機だけで実現した。本稿では、ESA の実験装置に組み込んだ時の冷却試験結果について報告する。

15K

謝辞
本開発での Cryostat1 試験は、CEA に実験機会と場所を提供していただいた。

2ST䠖2stage Srling Cooler
4K-JT䠖4K class Joule Thomson(JT) Cooler
2PT䠖2stage Pulse Tube Cooler
1K-JT䠖1K class Joule Thomson(JT) Cooler

Fig.1 The cooling chain of the cryostat1
4．CC-CTP Cryostat1 試験結果
Fig.2 に 2017 年 9 月に実施した Cryosta1 試験での 300K
から 1.7K までの冷却試験結果を示す。冷却開始から 54 時間
10 分後(64.4Hr)に 1.7K 以下に冷却することができた。

参考文献
1. Prouvé, T. et al. ATHENA X-IFU 300 K -50 mK cryochain
demonstrator cryostat, Cryogenics 89, 85-94(2018)
2. Shinozaki, K. et al. Cooling performance of Joule Thomson
coolers in 300 K – 50 mK cryochain demonstration for
ATHENA X-IFU , ICEC 2018 E04-098 to be published― 48 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-a03冷却システム石狩超電導直流ケーブルの断熱性能解析−3
Thermal insulation analysis of cryogenic pipe in Ishikari Project - 3
山口 作太郎，神田 昌枝，イワノフ ユーリ，渡邉 裕文，筑本 知子，井上 徳之，高野廣久（中部大）
YAMAGUCHI Sataro, KANDA Masae, IVANOV Yury, WATANABE Hirofumi, CHIKUMOTO Noriko,
INOUE Tokuyuki, TAKANO Hirohisa (Chubu Univ.)e-mail: yamax@isc.chubu.ac.jp
1．はじめに今までに石狩プロジェクト・回線 2 の断熱 2 重管への熱侵入を輻射と熱伝導（熱伝達）の 2 つのプロセスに分けて見積もり及び多層断熱膜(MLI)を通じての熱侵入量解析[1]を調べる
モデルを提唱した。また、MLI の反射率、断熱 2 重管外管、内管の表面の反射率の実測値を入れた熱侵入量解析では、
輻射熱輸送モデルの熱輸送方程式[2]を解析的に解いて、熱輸送量の見積もりを行った[3]。その結果、石狩プロジェクトで利用した 21 層 MLI では、多めの見積もりでも熱侵入量が0.02W/m 以下となり、実験データとは 50 倍以上低いことが分かった。一方、断熱 2 重管の熱侵入量測定実験では設備が大きくなり、時間も掛かるため、より簡便な方法で色々な MLI
性能比較を行いたい。このため、小型クライオスタットの中に
GM 冷凍機ヘッドを入れ、これに MLI を巻いた小型実験で
MLI 温度測定を行うことによって、２つのプロセスによる熱侵入量を見積もる研究[4]を開始した。これによって MLI を構成するアルミ蒸着フィルム間に挟むスペーサ評価を予定している。その結果、スペーサの種類によって温度分布が大きく異なり、断熱性能の概略傾向は掴むことができた。
しかし、MLI の熱容量が極めて低いため、50 ミクロンの細い熱電対線を利用して温度測定を行っているが、その温度精度の評価は困難である。このため、表面温度の測定を確実にするために表面の emissivity を制御したアルミとステンレス板(0.1t)に熱電対を付けて温度測定を色々なスペーサに対して開始した。これによって、輻射と熱伝導による熱輸送の分離精度を向上すると同時に各種スペーサの評価を試みる。
2．実験装置の構成と利用するスペーサ
実験装置の模式図を Fig. 1 に示した。温度制御ができる
銅製の Cryo-head を真空中に設置し、周りからの輻射の回り込みを防ぐように MLI の囲いを付けた。温度は 77K ほどで制御した。そして、色々なタイプの MLI で利用している各種スペ
ーサを敷き、その上に厚さ 0.1t のアルミ板及びステンレス板を置いて、それに熱電対(TC)を取付て温度測定を行っている。
Cryo-head 及びアルミ板、ステンレス板の輻射率（放射率）
はそれぞれ 0.02, 0.03, 0.3 程度と言われているので、解析ではこの値を利用する。また、表面に黒い塗料を塗ることによって、輻射率をほぼ 1.0 にすることができるため、外部条件を変えること無く輻射による熱侵入量を変えることができる。これによってアルミ板などの温度がどのように変化するかを測定する。
尚、アルミ板は両面あるため、それぞれ黒塗料を塗るかどうかの実験も行っている。
一方、カネカが供給している MLI では 3 種類のスペーサがあり、ネット状のスペーサ(net)の他に不織布が 2 種類（9B05,

Fig. 1 Set up of the experiment
9B12）ある。これ以外に独自にアルミ板などを浮かせるスペー
サ（straw と呼んでいる）を用いた。straw は他に比べて極めて
熱伝導が低いと同時に視野率の高い（輻射による熱輸送を妨げない）構造をしている。
3．実験結果とまとめ実験結果の一部を表１に示す。スペーサを変えることによって明らかにアルミ板温度が異なっていることが分かる。外気
温とクライオヘッド温度はほぼ変わらないため、アルミ板温度が高い時、熱侵入量が少ないことを意味し、各種スペーサで異なることは実効的な熱伝達率が異なることを意味する。今後、数値計算との比較によって、熱伝達と輻射による熱侵入量の分離を行う予定である。
謝辞：（株）栃木カネカからのサンプル提供及び石狩技組の支援に感謝する。また、中部大・電気システムの川上真吾君、及び研究員の岩田暢祐氏に感謝する。
参考文献
1. 山口他、「石狩プロジェクトでの断熱 2 重管での輻射と熱伝導による熱侵入の分離」第 94 回 2017 年度春期
低温工学・超電導学会講演概要集 3A-a03, p. 138.
2. R. Byron Bird et al, Transport Phenomena, p. 447, 1960,
John Willey & Sons, Inc.
3. 山口他、「石狩超電導直流ケーブルの断熱性能解析-1」
第 95 回 2017 年度秋期 低温工学・超電導学会講演概要集 3B-a03, p. 161.
4. 山口他、「石狩超電導直流ケーブルの断熱性能解析-2」
第 96 回 2018 年度春期 低温工学・超電導学会講演概要集 2P-p13, p. 133.

Table 1 Experimental results of temperature measurement for various conditions.

― 49 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-a04

冷却システム

超伝導送電用真空断熱配管のコンダクタンス

Conductance of the cryogenic pipe for the superconducting power transmission
渡邉 裕文, イワノフ ユーリ, 高野 廣久, 山口 作太郎（中部大）
WATANABE Hirofumi, IVANOV Yury, TAKANO Hirohisa, YAMAGUCHI Satarou (Chubu Univ.)
E-mail: h̲watanabe@isc.chubu.ac.jp

44

2．コンダクタンスの計算
コンダクタンスは

φ254.2

𝐶𝐶 𝐶 𝐶𝐶# 𝐾𝐾と表すことができる。ここで𝐶𝐶# は開口コンダクタンス、𝐾𝐾
は配管口に入った気体分子が出口に到達する通過確率である。開口コンダクタンスは分子の平均速度𝑣𝑣、管の入口の断面積𝐴𝐴、ボルツマン定数𝑘𝑘、気体の温度𝑇𝑇、気体の質量を𝑚𝑚として、
1
1 8𝑘𝑘𝑘𝑘
𝐶𝐶# = 𝑣𝑣𝐴𝐴 𝐴
𝐴𝐴
44 𝜋𝜋𝜋𝜋と表すことができる。従って、通過確率𝐾𝐾を求めれば配管のコンダクタンスを求めることができる。今回モンテカ
ルロ法で通過確率𝐾𝐾を求め、コンダクタンスを求めた。計算では通常の通過確率を計算する際のモンテカルロ法で仮定される条件と同様[2]、次の項目を仮定した。
¥
¥
¥

3

φ7
6.

φ6
0.

5

す。モンテカルロ法の Devis の計算では試行回数は数千回であり、今回我々が行った計算は約 20 万回である。
我々の結果と Berman の結果は極めて良く一致している。
また、Devis の結果とも不確かさの範囲で一致している。
図２に図１のモデルについて配管長さに対してコンダクタンスを計算した結果を示す。結果は 0.127 m におい
3て 2.8 m /s であり、配管長さが長くなると急激に減少する。特に、出口への直接出射の影響が小さくなる 6 m 以上の配管長さではほぼ配管長さの-1 乗に比例し減少し、-3
3
127 m の長さで 9.6 10 m /s となった。

76

1．はじめに超伝導送電用の真空断熱配管は液体窒素が流れる内管と真空容器となる外管の二重管であり、真空断熱のために内管と外管の間は 0.01Pa 以下に排気される。超伝導送電用の真空断熱配管は細くて極めて長い配管であり、真空排気のされ方は配管表面からの放出ガス速度と配管のコンダクタンスにより主に決まる。従って、超伝導送電の真空排気システムを設計するためには事前にこれらの値を知る必要がある。しかしながら、コンタクタンスは円筒
管や同軸円筒二重管など主要な形状については式や数値が文献に集積されており[1]、それらを利用することができるが、任意の形状については計算により求める必要がある。今回、石狩プロジェクトで用いた真空断熱配管の形
状を例として配管のコンダクタンスをモンテカルロ法により求めた。その結果を報告する。

Fig. 1 The model of a cryogenic pipe for calculation
Table 1 Comparison of transmission probability of acylindrical annulus [3,4].

!⁄"o Berman (A)DevisThis work (B)A-B

1

0.52950.5240.007

0.52900.001
80.0005

50.20810.2030.006

0.20810.0022

0.0000100.1216

0.1240.010

0.12080.0012

0.0008気体分子同士の衝突は起きず、気体分子は直進する。
分子は配管入口に一様に入射する。
配管入口への入射角度分布及び配管表面での散乱は余弦則に従う。

プログラム作成には Mathematica を用いた。今回コン
ダクタンスの計算を行った配管の断面形状及び大きさを
図 1 に示す。
3．計算結果プログラムの動作確認のため、作成したプログラムを用い、外管内半径に対する内管外半径の比𝑅𝑅i 𝑅𝑅o = 0.5の同軸円筒二重管について、外管内半径に対する配管長さの比𝐿𝐿 𝐿𝐿o = 1 − 10の範囲で通過確率𝐾𝐾を計算した。その結果と Berman による理論計算結果[3]及び Devis による
モンテカルロ法を用いた計算結果[4]との比較を表 1 に示

Fig. 2 Conductance of the cryogenic pipe for themodel in Fig. 1.
参考文献
1. 株式会社アルバック編:新版真空ハンドブック, オー
ム社 (2002)
2. M. Matsumoto and S. Sukenobu: J. Vac. Soc. Jpn.,
Vol. 58 (2015) pp.299-305
3. A. S. Berman: J. Appl. Phys., Vol. 40 (1969)
pp.4991-4992
4. D. H. Davis: J. Appl. Phys., Vol. 31 (1960)
pp.1169-1176― 50 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-a05

冷却システム

超電導ケーブル冷却用ブレイトン冷凍機実証試験―第 2 報―Brayton refrigerator cooling system demonstration test for HTS cable下田 将大，星野 昌幸，矢口 広晴（前川製作所）；三村 智男（東京電力ホールディングス)；増田 孝人 （住友電気工業)
Masahiro Shimoda, Masayuki Hoshino, Hiroharu Yaguchi (Mayekawa Mfg.); Tomoo Mimura (Tokyo Electric Power Holdings,inc.);
Takato Masuda (Sumitomo Electric Industries, Ltd.)E-mail: masahiro-shimoda@mayekawa.co.jp
Inspection Test

1．はじめに高温超電導ケーブルは大容量低損失送電のメリットを生かし、次世代の送電ケーブルとして実用化が期待されている。
NEDO「高温超電導ケーブル実証プロジェクト」では、冷凍機のメンテナンス間隔が短く、能力低下が発生したために頻繁な保守対応が必要となったことが課題であった。［1］
課題解決のために NEDO「高温超電導実用化促進技術開発」として、メンテナンス間隔が長く、大容量・高効率のブレイ
トン冷凍機の開発を行い、東京電力旭変電所の実系統に連携する２４０m 級超電導ケーブルと接続して実証試験を行った。
本報告では、実証試験結果を中心に報告する。
2．冷却システム概要
超電導ケーブル冷却システムのフロー図を Fig.1 に示す。
本システムは、冷凍機、循環ポンプ、リザーバタンク等で構成される。NEDO「超電導実証プロジェクト」からの変更点として、
冷凍機は、メンテナンス間隔を長くし、台数を少なくすることで現場対応頻度を減らすために、5kW ブレイトン冷凍機に変更。
循環ポンプは、故障時予備機への切り替え準備による循環停
止時間を短くするために、2 台を 1 つのユニットにまとめた。冷凍機予備機として、必ず使用するわけではないため、冷凍機
複数台ではなく簡易的にサブクーラを設置したことである。

Temperature of refrigerator out

Heat load of cable

Flow rate of LN2
Pressure of LN2

Fig.2 Parameter transition during the demonstration test
Table.1 Correspondence during operation

4．実証試験終了後の冷凍機冷却能力測定結果
実証試験前後で冷却能力が維持されていることを確認するために COP(冷却能力/電力)の測定を実施した。（fig.3）
COP は、実証試験前と同等の数値を示しており、冷凍機能力が維持されていることが確認できた。

Fig.1 Diagram of LN2 cooling system
3．系統連系実証試験
2017 年 3 月 31 日から 2018 年 4 月 2 日まで超電導ケーブ
ルを実系統に連系して実証試験を実施した。
実証試験中の冷凍機出口温度、液体窒素圧力、液体窒素
循環流量、ケーブル熱負荷の推移を Fig.2 に示す。Fig.2 に示すように、春から夏にかけての気温上昇に伴うケーブル熱
負荷上昇に対して、冷凍機出口温度、圧力、流量は、一定に制御できていた。2018 年 1 月以降の温度、流量の乱れは点検と試験実施により、冷凍機発停動作が発生したためである。
メンテナンス間隔に関して、2016 年 9 月からの単体試験と系統連系後の運転時間を合わせ 14600 時間、連続運転を行った。連続運転中の各機器の保守内容を table.1 に示す。冷凍機、循環ポンプは、メンテナンスを実施せず連続運転が可能であった。

Fig.3 Cooling capacity measurement result
5．おわりに１年以上の実系統連系運転を開始し、実系統運転時間も含め、14600 時間、冷凍機メンテナンスなしかつ、冷凍機能力が維持された状態で連続運転が可能であることが確認できた。
謝辞
本研究は、「高温超電導実用化促進技術開発」として、新エネルギー・産業技術総合開発機構（NEDO）から補助を受けて実施したものである。
参考文献
1. M Shimoda et al. : Abstracts of CSSJ Ｃｎｆｅｒｅｎｃ ｅ.
Vol,89(2014)
2. M Shimoda et al. : Abstracts of CSSJ Ｃｎｆｅｒｅｎｃｅ. Vol.
（2017）― 51 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-a06

冷却システム

高温超伝導マグネット用冷媒に水素を利用するための考察
Discussion to apply hydrogen as a HTS magnet coolant
岩本 晃史 (NIFS)
IWAMOTO Akifumi (NIFS)
E-mail: iwamoto.akifumi@LHD.nifs.ac.jp

3．熱輸送能力
大型超伝導マグネットの冷却では、冷却配管に使える空間がマグネット構造により制限されるため、同じ配管径や配管長を仮定して輸送できる熱量の評価を行うことにする。流体が持つ定圧比熱Ｃｐと密度ρの積は単位体積あたりの比熱を表し、ここでは、その値を熱輸送能力として定義する。
超伝導マグネットを冷却する冷媒の状態として、簡便な冷却が期待できる飽和蒸気圧の液体と、それと比較すると高圧だが相変化を起こさず安定した冷却が望める超臨界、の 2 つの相が考えられる。Fig. 2 と 3 はそれぞれヘリウムと水素の飽
和蒸気圧及び超臨界圧の熱輸送能力を示している。物性計

1

Enthalpy [J/g]
100

0.1

10

1

0.01

Cp [J/g-K]

05Viscosity [uPa-s]
Density [kg/m3]
0.001
10 15 20 25 30 35
Temperature[K]Density, Enthalpy, Cp, Viscosity

Density, Enthalpy, Cp, Viscosity

10310
熱輸送能力 He @ 900 kPa
Cp x Density[J/cm3-K]

103

1

Enthalpy [J/g]1000.1
Density [kg/m3]

10

0.01

Cp [J/g-K]
Viscosity [uPa-s]

1

0

5

10 15 20 25
Temperature [K]

30

0.001
35

Fig. 2 Heat tansport ability of He at 101.3 kPa and 900 kPa.

103

H2 @ 101.3 kPa
Enthalpy [J/g]

Density
100 [kg/m3]

10

104

10
熱輸送能力
Cp x Density1

0.1
Cp [J/g-K]

0.01

Viscosity [uPa-s]
10.001
10 15 20 25 30 35 40 45 50
Temperature [K]Density, Enthalpy, Cp, Viscosity

Density, Enthalpy, Cp, Viscosity

104

103

熱輸送能力
Cp x Density

10
H2 @ 1300 kPa
1Enthalpy [J/g]100

0.1
Cp [J/g-K]

10

Cp x Density [J/cm3-K]

このように現状では高温超伝導マグネットに関する安定化
や保護の議論が実用レベルに達しておらず、それらに対応するためのマグネット冷却の議論も限定される。そこで、本報告では発生した熱をマグネット系外へと排出し、冷却配管で冷凍機まで輸送する過程に注目する。

10410
熱輸送能力 He @ 101.3 kPa
Cp x Density[J/cm3-K]

Cp x Density [J/cm3-K]

Fig. 1 Schematic of large scale magnet cooling system.

104

Cp x Density [J/cm3-K]

2．大型高温超伝導マグネットの冷却マグネット冷却システムを単純化すると Fig. 1 に示す３つの系に分けることができる。マグネットで発生した熱の移動について系毎に考えると、マグネットでは発生した熱を除去し系外へ排出する能力、冷却配管ではその熱を冷凍機へ輸送する能力、冷凍機では熱を運んできた冷媒を冷却し再度マグネットへ供給する能力が求められ、それぞれ高い効率であることが要求される。液体ヘリウム温度から液体水素温度領域の運
転温度を前提に考えると、液体水素温度領域の選択は冷凍機の効率を高くする。その温度領域では、マグネットを構成す
る導体や構造材の比熱が大きくなるため、擾乱などによる温度上昇が原因となるクエンチは起こりにくくなる。それにもかか
わらず、これまでに高温超伝導マグネットでは原因不明のク
エンチ後に焼損し再通電ができない状態に陥る例が報告されており、その対応が課題となっている [1]。NbTi 等の液体
ヘリウム温度近傍で冷却されていた導体では擾乱～発熱～
温度上昇～常伝導転移～冷却～超伝導再転移の過程を想定し、安定化を検討したが、高温超伝導マグネットについては、
その概念とは異なる指針が必要であり、その検討が始まっている。また、高温超伝導マグネットはクエンチ検出が難しく、保護についても同様に新たな指針の検討が始まっている。

算には Cryodata 社の Hepak 及び Gaspak を使用した。飽和
蒸気圧下では気化により急激に熱輸送能力が低下することが分かる。一方、超臨界状態では熱輸送能力はピークまで単調に向上し、その後、単調に減少していることが分かる。熱輸送
能力は水素の方が若干高い。

Cp x Density[J/cm3-K]

1．はじめに
高温超伝導導体は従来の導体と比較して冷却温度を高く設定できる可能性がある。つまり、ヘリウム以外の冷媒の候補
として液体又は超臨界状態の水素も候補となる。しかし、マグ
ネットの冷媒として利用を検討するためには、水素の物性や特性を調べ、ヘリウムと比較した利点や欠点の評価が必要である。そこで、大型超伝導マグネットの効率的な水素冷却を目的として、ヘリウムとの特性・物性の違いやマグネット冷却温度設定の考え方について検討した結果を報告する。

0.01
Density [kg/m3]

Viscosity [uPa-s]
10.001
10 15 20 25 30 35 40 45 50
Temperature [K]Fig. 3 Heat tansport ability of H2 at 101.3 kPa and 1300 kPa.
4．圧力損失熱輸送能力が高くても圧力損失が大きければ冷媒流量が制限され、熱の排出量は小さくなる。水素とヘリウムについて同じ条件の配管に発生する圧力損失を Darcy-Weisbach の式（ReD > 10,000）を用いて評価した。飽和蒸気圧下液体、超臨
界状態いずれの場合も、同じ体積流量あたりに発生する差圧はほぼ同等であった。
5．冷媒選択冷却温度を検討する際、熱的な振動が発生する可能性があるため急激な変化やピーク値を含むような温度範囲を選択することは望ましくない。温度上昇が熱輸送能力を向上させる
範囲を利用するのが望ましい。冷媒の供給と回収の温度差（すなわちマグネット内の温度差）を大きく許容できる場合は、液体である温度範囲やピーク値までの温度範囲を最大限利用することで、より多くの熱を回収することが可能になる。いずれの相状態でも水素とヘリウムの熱輸送能力に大きな違いはないが、飽和蒸気圧下であれば液体である温度範囲、超臨界圧下であれば熱輸送能力のピーク値までの温度範囲は水素の方が広く、より多くの熱を輸送できることができる。
6．まとめ
水素はヘリウムと同等かそれ以上の熱輸送能力を持ち、温度差や超伝導性能が許せば高温超伝導マグネット用冷媒としての能力が高いことが分かった。
参考文献
1. A. Ishiyama et al., J. Cryo. Super. Soc. Jpn., Vol. 48 (2013)
p.141.

― 52 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-p01

小型冷凍機

常温ディスプレーサパルス管冷凍機の等温モデル
Isothermal model of warm displacer pulse tube refrigerator
朱 紹偉（同済大学）
ZHU Shaowei (Tongji University)
E-mail: swzhu2008@yahoo.com
PV works of input power and gross refrigeration power or
1．INTRODUCTION
expansion power of the cold gas are
The warm displacer pulse tube refrigerator has the same1
1
theoretical efficiency of Stirling refrigerator. The isothermal
WC   PdVC
WE   PdVE
model or equivalent PV model for a pulse tube refrigerator is
Where  is period.
rather complex, which need to develop a numerical program,
Mass flow rate at the hot end of the regenerator
though the calculation speed is very high. The warm displacer
pulse tube refrigerator is more like Stirling refrigerator. If the m [d ( P(VC  VEXH ))/dt]/(RT0 )displacer and the gas column between the displacer and the cold
Pressure can be calculated by Excel. Give a VDG0 to checkgas in the pulse tube are considered as a hybrid displacer, thewhether the minimum VE near zero. With several times of trying,isothermal model of Stirling refrigerator can be modified to
we can get the pressure. With the pressure, PV work and mass1
calculate this type of pulse tube refigerator , which can beflow rate can be got. We can make a numerical program to makecalculated by Excel. It is rather simpler than ordinary equivalentcalculation.
PV model.
Like Stirling refrigerator adiabatic model, if assuming thegas in the compression space and displacer back space, and the2．ISOTHERMAL MODEL
cold gas are adiabatic, we can get adiabatic model of displacer
Figure 1 is the displacer pulse tube refrigerator. In ordinary
pulse tube refrigerator. The accuracy of adiabatic model isisothermal model, the gas in the pulse tube is divided into threehigher than that of the isothermal model, but it should be solved
parts, cold gas, gas piston and warm gas. But for displacer type,with numerical program.
the gas piston and warm gas including the gas in the front spaceof the displacer can be considered as a gas displacer whose
3．COMPARED WITH NODAL ANALYSIS
process is adiabatic, and the gas displacer with the solid
To validate the isothermal model, the results are compareddisplacer act as a hybrid displacer. Meanwhile assuming thewith nodal analysis method. A pulse tube refrigerator withprocess in other spaces are isothermal like that in Stirling
following parameter is simulated. Charge pressure 2MPa,
refrigerator. Then we get isothermal model of displacer typerefrigeration temperature 200K, room temperature 300K,
pulse tube refrigerator. Compared with Stirling refrigerator, thefrequency 50Hz, regenerator 50×40 with 60% porosity ratio,
gas displacer is a big dead volume in front of the solid displacer.
pulse tube 35×150, after cooler and cold head 50×40 with
13% porosity ratio, dead volume and swept volumes of thecompressor, displacer front space, and displacer back space is
10cc and 50cc, respectively.
Figure 2 shows the pressure and mass flow rate fromisothermal model and nodal analysis model. There is a little
difference. PV work is also similar. So it could be considered asa valuable method for displacer type pulse tube refrigerator.
Figure 1 Isothermal model of displacer pulse tube refrigerator

P  MR /[(VC  VB  VEXH ) / T0  VR / TR  (VEXC  VE ) / TE ]Where M and R are total mass in the refrigerator and gas
constant. VEXH, VR and VEXC are the dead volume of the after
cooler, regenerator, and cold head. T0, TR, and TE are the room
temperature, regenerator average temperature, and refrigeration
temperature.

0.02

Isothermal
Nodal

2.2

Mass flow rate, kg/s

Pressure, MPa

2.4

Volumes of the compression space, displacer space, gas
displacer, cold gas, and back space of the displacer are
VC VCS  0.5VC 0 (1  cos(t   ))
VD VDS  0.5VD 0 (1  cos(t ))VDG  VDG 0 ( P / P0 ) 1 / k

VE VPT  VD  VDG
VB VBS  0.5VD 0 (1  cos(t ))Where, VC, VCS and VC0 are the volume, dead volume, andswept volume of the compression space.  is angle frequency,
 is the phase delay of the compressor to the displacer. VD, VDS
and VD0 are the volume, dead volume and swept volume of thedisplacer front space, respectively. VDG and VDG0 are thevolumes of the gas displacer and its volume at pressure P0. P ispressure.VE and VPT are the volume of the cold gas and the pulse
tube. VB and VBS is the volume and dead volume of the displacerback space.
Then the pressure P can be get by

2
1.8
1.6

0

90 180 270 360
Normalized time, degree

Figure 2a pressure

Isothermal
Nodal

0.01
0
-0.01
-0.02

0

90

180 270 360

Normalized time, degree

Figure 2b mass flow rate

4．CONCLUSION
If considering the solid displacer with the gas column
between the cold gas and solider displacer as a hybrid displacer,
isothermal model of warm displacer pulse tube refrigerator isintroduced, which can be calculated by Excel. The results arenear nodal analysis method.
5. ACKNOWLEDGMENT
The project is supported by National Science Foundation ofChina (No.51476117).
REFERENCE
1. SW. Zhu, Isothermal model of warm displacer pulse tube
refrigerator, Proceedings of the Chinese Association ofRefrigeration, 2017, Xi'an― 53 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-p02

小型冷凍機

高出力 4 K-GM 冷凍機開発への試み

An attempt at development of a large capacity 4K-GM cryocooler
増山 新二 (大島商船高専)；松本 宏一 (金沢大学)；沼澤 健則 (NIMS)MASUYAMA Shinji (NIT, Oshima College); MATSUMOTO Koichi (KANAZAWA Univ.); NUMAZAWA Takenori (NIMS)
E-mail: masuyama@oshima-k.ac.jp
1．はじめに蓄冷式 4 K 冷凍機は，手軽に 4 K レベルの温度を得ることができる魅力さを持つとともに，無冷媒マグネットや MRI などの超電導応用技術に欠くことのできない装置である．その一方で，残された大きな課題は効率の悪さであろう．4 K レベルを維持するために多くの電気入力が必要とされており，これはシステムのランニングコストに直結している．この課題は，エネルギー有効利用点の観点からも，早急に改善するべきもとであると言える．
本研究では，高出力 4 K-GM 冷凍機の開発を目指している．今回は，1) 室温部の圧力ライン，2) 2 段目蓄冷器構造，の二つに着目して 4.2 K における冷凍能力試験を行った．以下に，実験方法と結果を述べる．
2．GM 冷凍機と 2 段目蓄冷器実験に使用された 2 段 GM 冷凍機は RDK-408D2 (SHI) (1W at 4.2 K モデル) である．その中の 2 段目蓄冷材には，Pb，HoCu2 ，Gd2O2S (GOS) 球が充填されており，その概略図をFig. 1 に示す．(a) は一般的な三層構造 (three-layer) であり，三種類の蓄冷材が，今までの研究成果を参考に，図示された
割合で充填される．なお，高低温端と異種材料の境界には，蓄冷材を固定するために，積層されたステンレスメッシュを挿入してあるが，Fig. 1 では省略される．(b) は開発中の同軸パ
イプ (co-axial pipe) 構造で，Pb 部にステンレスパイプが同軸方向に挿入されている．パイプを挿入することで，ヘリウムの軸方向への乱れを抑える効果があると考えている．
圧縮機は，SUZUKISHOKANN 社製のロータリー式 (C300G) とスクロール式 (SSC-3700) をそれぞれ使用した．な
お，定格電力は，いずれも 7.3 kW at 60 Hz であり，ヘリウムガ
スの初期封入圧力は，1.6 MPa 一定とした．なお，圧縮機単体試験から，スクロール式の方が，ガス排出量が大きいことを前回報告した[1]．
3．実験条件と試験結果
上記のコールドヘッド，圧縮機を使用して，4.2 K での冷凍能力を測定した．実験条件と 4.2 K での冷凍能力結果を Table
1 に示す．Type I ~ III はロータリー式圧縮機，Type IV, V はス
クロール式圧縮機を使用した．
3-1) 室温部の圧力ライン (圧縮機含む) の変更結果
フレキシブルホース (以後，フレキとする) を 15A から 20Aに変更した場合 (Type I と II)，冷凍能力が 1.43 W から 1.60
W へ大幅に向上している．このフレキで圧縮機を変更した場
合 (Type II と IV)，能力が 0.1 W 向上し 1.70 W となった．以上のことから，フレキの容積を大きくすることで，コールドヘッド
内に導入されるガス流量が増え，これが冷凍能力の向上につながっていることが予測される．それと同時に，圧縮機のガス排出能力も大きい方が望ましい．
3-2) 同軸パイプ構造の適応結果
ロータリー式圧縮機を使用した場合の Type II と III で比較すると，能力が 0.07 W が向上し，1.67 W が得られた．つぎに，スクロール圧縮機を使用した場合の Type IV と V を比較すると，能力が 0.09 W 向上し，1.79 W が得られた．以上の結果か
ら，パイプを挿入することで，2 段目膨張空間へ，より多くのガスが導入され，能力が向上したと考えられる．この結果は同時に，2 段目蓄冷器の高温側のガスは，理想的な一次元流れになっておらず，乱れが生じていることも示していると考えられる．
4．まとめ
高出力 4 K-GM 冷凍機開発を目指して，室温部の圧力ラインと，2 段目蓄冷器構造の二点に着目し，性能評価を行った．
4 K 冷凍機の低温端付近では，ヘリウム密度が比較的大きいため，4 K を維持するためには，多くのガスが必要とされる．研究結果から，室温部の圧力ラインを変更して，コールドヘッド
へ多くのガスを導入する手法も，能力向上に寄与するが，それだけでは不十分であることが，本研究結果から示された．
発表当日は，20A 20 m のフレキを使用したときの能力結果も報告する予定である．
(a)

Pb
(50%)

HoCu2
(20%)

GOS
(30%)

Warm
end

(b)

Cold
end

Pb
(50%)

Pb

HoCu2
(20%)

GOS
(30%)

Warm
end

GOS
Cold
end

Stainlesssteel pipe

Fig. 1. Schematics of two types of the second stage regenerators filled by Pb, HoCu2 and GOS spheres: (a) three-layer
layout, (b) co-axial pipe.

Fig. 2. Photograph of the co-axial pipe. From the warm end
view.
Table 1. Experimental conditions and the measured coolingpower at 4.2 K
Type
I
II
III
IV
V

Pressure line*(flexible hose)
15A 10 m
20A 10 m
20A 10 m
20A 10 m
20A 10 m

Comp.
RotaryRotaryRotaryScrollScroll

Co-axial
pipe
－
－
〇
－
〇

Power at
4.2 K [W]
1.43
1.60
1.67
1.70
1.79

*The length of pressure line shows the total length of flexible
hoses of high- and low-line.
謝辞 本研究は，JSPS 科研費 JP18K04095，中国電力技術研究財団(試験研究 A) の助成により実施された．
参考文献
1. 増山新二ら: Abstracts of CSSJ Conference, 96 (2018), p.103― 54 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-p03

小型冷凍機

磁性蓄冷材 HoCu2 の磁場中比熱、磁化Magnetic field dependence of specific heat and magnetization of magnetic regenerator HoCu2
渡辺 祥太, 表 秀樹, 松本 宏一（金沢大）; 平山 貴士, 李 瑞（住重）WATANABE Shota, OMOTE Hideki, MATSUMOTO Koichi（Kanazawa University）;
HIRAYAMA Takashi, LI Rui（Sumitomo Heavy Industries, Ltd.）E-mail: shotanagaizumi@gmail.com
1． はじめに超伝導磁石の冷却などに用いられる Gifford-McMahon(GM)冷凍機やパルス管冷凍機などの 4K 冷凍機の性能は、蓄冷器に充填する蓄冷材の比熱に大きく依存する。磁性蓄
冷材 HoCu2 は、10K 以下の低温領域で二回の磁気転移に伴う二つの大きな比熱ピークを示す。また、反強磁性体であるため磁場勾配による磁気力が小さいことから、小型冷凍機で主に使用されている蓄冷材であり、その性能向上に大きく貢献している。
4K 冷凍機の磁場中での特性を理解するためには、磁性蓄冷材の磁場中での特性を明らかにすることが必要である。しかし、現在、文献で得られる HoCu2 の比熱等の物性値は温度・磁場範囲、精度が不十分である。
本研究では、冷凍機に用いられる球状の HoCu2 について、
磁場中比熱、磁化を詳細に測定した。

さは小さくなり、高温側の広い温度範囲でゼロ磁場の比熱よりも大きな値を持つ。2T 以上の磁場中では、比熱ピークが判別できなくなることがわかった。
Fig.3 に 5K における HoCu2 の磁化曲線を示す。磁化は体積当たりで表している。HoCu2 の磁化は緩やかに立ち上がり、
1T 付近でメタ磁性的な振る舞いを示す。比較のために、従来の蓄冷材料として知られている Er3Ni, ErNi, Er3Co の結果も示す[2]。磁場の大きさに関わらず、他蓄冷材と比較して最も体積当たりの磁化が小さいことがわかる。そのため、磁場勾配による磁気力を考察すると、同じ大きさの蓄冷器に充填された
場合には HoCu2 は磁気力が小さいことが予想される。
講演では、測定結果の詳細、文献値との比較、さらに他の蓄冷材との比較などについて報告する。

2． HoCu2 の測定試料
本研究では、直径 0.15mm 以上である球状の HoCu2 を用いて測定を行った。Fig.1 に試料を示す。

Fig.2 Specific Heat of HoCu2

Fig.1 A photo of HoCu2 spheres
3． 実験装置と実験方法
比熱測定では、Quantum Design 社製の PPMS(物理特性測定システム)を用いて、緩和法でゼロ磁場と 0.5～7T の磁場中比熱測定を行った。磁化測定では Quantum Design 社製のMPMS(磁気特性測定システム)を用いて 5T までの磁化測定を行った。球の合計質量は、比熱測定では 3.3mg、磁化測定
では 9.1mg であった。
4． 実験結果
Fig.2 に観測された HoCu2 のゼロ磁場比熱と、1,2,3T における磁場中比熱を体積当たりに換算した結果を示す。HoCu2
はゼロ磁場において、9.5K で常磁性状態から反強磁性状態へ転移し、6.5K で別の磁気構造を持つ反強磁性状態へ転移する[1]。これに対応する 9.5K と 6.5K で二つの鋭いピークを観測した。この二つのピークが部分的に重なることで、比較的幅広い温度範囲において大きな比熱を持つ。1T では、ゼロ
磁場で二つに分裂していたピークの裾が一つになり、約 6.5Kでゼロ磁場と同等の鋭いピークを示す。また、更に磁場が大きくなるに伴い、約 6.5K で存在していた比熱のピークの大きFig.3 Magnetization curves of HoCu2 and Er3Ni, ErNi, Er3Co
at T = 5K
参考文献
1.
2.

― 55 ―

Bischof, J., et al. The Specific Heat of HoCu2 in Magnetic
Field. Phys. Stat. Sol. (a) 114, 1989, p. K229
斉藤明子，他．磁性蓄冷材へ磁場が及ぼす影響の考察
および反強磁性 蓄冷材 Ho2A1 の提案．低温工学．31，
4，1996，p.182-189
第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-p04

小型冷凍機

磁場中における小型 4K 冷凍機の冷凍性能の研究
Experimental investigation of cooling capacity of 4K cryocooler in magnetic fields
平山 貴士, 森江 孝明, 白石 太祐, 許 名堯（住重）; 松本 宏一（金沢大学）
HIRAYAMA Takashi, MORIE Takaaki, SHIRAISHI Taisuke, XU Mingyao（Sumitomo Heavy Industries, Ltd.）;
MATSUMOTO Koichi（Kanazawa University）
E-mail: takashi.hirayama@shi-g.com
1． はじめに
Gifford-McMahon (GM)冷凍機やパルス管冷凍機に代表される小型 4K 冷凍機は Magnetic Resonance Imaging (MRI)や
Magnetic field-applied Czochralski (MCZ)などの強磁場を応用するアプリケーションにおける超伝導コイル冷却に活用されている。これら装置の運用時には、冷凍機自身も比較的強い磁場環境に晒される場合が少なくない。そのため、磁場環境下における小型 4K 冷凍機の性能を把握することは、これらア
プリケーションの設計において非常に重要である。そのため1990 年代に GM 冷凍機の磁場依存性や、搭載している磁性
蓄冷材の磁場依存性について多くの報告が成されている[1][2]。しかし Gd2O2S (GOS)に代表される近年の蓄冷材開発の進捗により[3]、1990 年代とは搭載されている蓄冷材が異なってきており、冷凍機の磁場中の特性も変化してきていると考えられる。
そこで本研究では、住友重機械工業製（住重製）の 4KGM
冷凍機と 4K パルス管冷凍機、それぞれにおいて冷凍性能の磁場依存性を測定した。

Fig.1 Experimental set-up at pulse tube cryocooler

2． 測定対象の冷凍機
本研究では、住重製 4KGM 冷凍機 RDE-412D4 と 4K パル
ス管冷凍機 RP-082B2S を用いて測定を実施した。Table.1 にそれぞれの冷凍機の仕様値一覧を示す。
Table.1 Specification sheet of cryocooler
RDE-412D4
RP-082B2S
Type
GM cryocooler Pulse tube cryoccoler
Cooling power at
53 W at 43 K
35 W at 45 K
first stage
Cooling power at
1.25 W at 4.2 K
0.9 W at 4.2 K
second stage
Input power
6.5 kW
7.7 kW
Fig.2 Magnetic field dependence of second stage
temperature [4][5]3． 実験方法
Fig.1 にパルス管冷凍機の試験セットアップの外観を示す。
住友重機械製無冷媒超伝導マグネット（ボア 150mm）に Cold
head を設置した。Fig.1 には記載していないが、GM 冷凍機を測定する場合は 2 段ステージをシールド板で覆っており、パルス管冷凍機を測定する場合は、それに加えて 1 段と 2 段ス
テージを Super Insulation (10 layers)で覆っている。磁場はCold head に対して平行に最大 7 T まで印加した。磁場の値としては、各冷凍機に搭載されている 2 段磁性蓄冷材 HoCu2
層の中心位置の値を採用した。

参考文献
1.

2.

3.

4． 実験結果
Fig.2 に GM 冷凍機 RDE-412D4 とパルス管冷凍機 RP082B2S の 2 段ステージ温度の磁場依存性を示す。測定は各ステージに定格熱負荷を印加した状態で実施した。また縦軸はゼロ磁場におけるステージ温度で規格化している。RDE412D4 は磁場印加に伴い、緩やかに温度上昇を示した。一方、RP-082B2S は 4.0 T までほとんど温度変化を示さず、4.0
T 以上において急激な温度上昇を示した。
講演では、測定結果の詳細について報告する。

4.

5.

― 56 ―

A. Onishi et al., Behavior of a 4 K-GM Cryocooler in a
Magnetic Field. TEION KOGAKU. 34, 1999, pp.196199
A. Saito et al., The Magnetic Field Influences on the
Regenerator Materials and the Proposal of the New
Antiferromagnetic Material Ho2Al．TEION KOGAKU．
31，1996，pp.182-189
T. Numazawa et al., A New Ceramic Magnetic
Regenerator Material for 4 K Cryocoolers. Cryocooler
12, pp.473-481
T. Morie et al., Improvement of cooling capacity of 4 K
GM cryocooler in magnetic fields. ICEC27-ICMC2018,
E-02:215
T. Hirayama et al., Experimental investigation of cooling
capacity of 4 K pulse tube cryocooler. ICEC27ICMC2018, E-02:214

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-p05

小型冷凍機教育2018 ೥౓ ௿Թٕज़ߨशձ —77 K খ‫ྫྷܕ‬ౚ‫ػ‬Λ࡞Ζ͏—

Summer Seminar for Cryogenic Technology 2018 —the Challenge to Making 77 K Cryocooler—໺ଜ 祐一,
༞Ұ, 宮野‫ٶ‬໺ 将希(明星大);ক‫໌( ر‬੕େ); 横土ԣ౔ 敬幸,‫޾ܟ‬, 飯田൧ా 隆仁(住重);ོਔ (ॅॏ);石井ੴҪ 聡(東京電機大);૱ʢ౦‫ػిژ‬େ);∁‫ڮ‬洋一郎(大陽日酸);
༸Ұ࿠ (େཅ೔ࢎ目黒); ໨ࠇ
྇ฏ (ΞϧόοΫ)野村髙橋
凌平(アルバック)MIYANO
Masaki(MeiseiUniv.);
Univ.);YOKODO
YOKODO Takayuki,
Takahito(SHI);NOMURA
Yuichi,NOMURA
Yuichi,MIYANO
Masaki(MeiseiTakayuki,IIDA
IIDA
Takahito(SHI);ISHII Satoshi(TokyoDenki
Univ.);
TAKAHASHIYoichiro
Yoichiro (Taiyo(Taiyo Nippon
MEGURO
Ryouhei(ULVAC)ISHII Satoshi(TokyoDenki
Univ.);
TAKAHASHI
NipponSanso);
Sanso);MEGURO
Ryouhei(ULVAC)E-mail:15t3037@stu.meisei-u.ac.jp
E-mail:15t3037@stu.meisei-u.ac.jp
1. ͸͡Ίʹ

Table1 Reached temperature and cooling cpacity at 77 K.

௿Թٕज़ߨशձ͸, ‫ऀڀݚ‬΍ٕज़ऀΛର৅ͱ͠,௒ిಋ΍௿Թٕज़ͷཧղΛਂΊΔ͜ͱΛ໨తͱͯ͠։࠵͞Ε͖ͯͨ [1–6]ɻࠓճ͸ୈ 7 ճ໨ͱͳΔখ‫ܕ‬ύϧε؅ྫྷౚ‫ػ‬੡࡞ͷ
‫ا‬ըͱͳͬͨɻ෺࣭ɾࡐྉ‫ ͯʹߏػڀݚ‬2018 ೥ 8 ݄ 6 ೔͔ΒҎ্‫ݮ‬গͨ͠ͱߟ͑ΒΕΔɻ
4. ͓ΘΓʹ

77 K Ͱͷྫྷౚೳྗ͕ 10 W Ҏ্͋Δ͜ͱ͕ࣔ͞

Εͨɻຊߨशձ͕೗Կʹ༗ҙٛͰ͔͋ͬͨ͸, ࠷ऴ೔ʹࡱӨ͞Εͨ Fig. 2 ʹࣔ͢ू߹ࣸਅʹ‫ݱ‬Ε͍ͯΔɻँࣙࠓճͷߨशձʹ౰ͨΓ, ͝ࢦಋ·ͨߨशձͷӡӦΛͯ͠௖͍ͨদ‫ݪ‬༸Ұ, ॅ༑ॏ‫ػ‬ց޻‫໊ڐ ۀ‬ᴲ, ৿ߐ޹໌, ColdTech
্Ԭହ੖, ౦‫ژ‬೶޻େֶ ্ా༞थ, ΫϥΠΦ΢ΣΞ ౻Ԭߞ࣏, େElectric Valve

2012

69 K

—

—

—

13

2013

69 K

—

72 K

4.8 W

8

2014

65 K

—

81 K

—

5

2015

78 K

<0W

77 K

0W

4

2016

76 K

—

63 K

2.1 W

14

2017

59 K

—

54 K

8.2 W

7

2018

38 K

> 10 W

50 K> 10 W

7

EM

rotary15
cooling capacity / W

10 ೔·ͰͷҰिؒͰֶΜͩ಺༰΍, ੡࡞ͨ͠খ‫ ܕ‬GM ύϧε؅ྫྷౚ‫ػ‬ͷ࣮‫͍ͯͭʹݧ‬ใࠂ͢Δɻࡢ೥౓·ͰͱҟͳΔͷ͸,஝ྫྷࡐͱͯ͠ྜྷ੨ಔ͕ՃΘͬͨࣄ, ਅۭϙϯϓ͕༉ճసϙϯϓ͔ΒλʔϘ෼ࢠϙϯϓʹมߋʹͳͬͨࣄ, MLI Λࢪͨ͜͠ͱͰ
͋Δɻ͜ͷͨΊ, ࠷௿౸ୡԹ౓͸ి࣓หํࣜͰ 38 K ͱͳͬͨɻ
2. ࠲ֶ ຊߨशձ͸, ࠲ֶͱখ‫ྫྷܕ‬ౚ‫ػ‬ͷ੡࡞࣮श͔Βߏ੒͞Εͨɻྫྷౚ‫࢖͕ػ‬ΘΕ͍ͯΔ NIMS ͷ 1020 MHz NMR, ϋΠϒϦουϚάωοτ͚ͩͰͳ͘, ௒ిಋઢ΍ϏολʔίΠϧͷ࣮෺આ໌΋૊ࠐ·Εͨɻ࠲ֶ͸, ॱʹ “খ‫ྫྷܕ‬ౚ‫ػ‬ͷ‫ݪ‬ཧͱઃ‫”ܭ‬, “೤Ի‫ྫྷڹ‬ౚ‫”ػ‬, “‫ܭ‬ଌ (Թ౓, ѹྗ, ӷ໘, ྲྀྔ, ࣓ք)”, “ΫϥΠΦελοτͱྫྷౚ‫”ػ‬, “ߴѹΨεͱ҆શ”, “ࢀՃऀ΁ͷͬͨࣽ͝৘ใ” Ͱ͋ͬͨɻॳΊͯฉ͘ͱ͍͏ֶੜ΍࢓ࣄͰ৮Ε͍ͯ
Δͱ͍͏ࢀՃऀ΁࣭ٙԠ౴Λ௨ͯ͠, ஸೡʹߨ͕ٛͳ͞Εͨɻ
3. ࣮श ࣮शॳ೔ͷσϞϯετϨʔγϣϯͷ͋ͱ, ి࣓ห൝ͱϩʔλϦʔห൝ͷ 2 ൝ʹ෼͔Εͯ, ஝ྫྷࡐΛ SUS316 #300
ϝογϡ΁ͷ٧Ίସ͑ΛߦͬͨɻϩʔλϦʔห൝͸, ஝ྫྷࡐͷҰ෦Λྜྷ੨ಔ (Cu-6Sn-0.2P) #250 ϝογϡʹೖΕସ͑ͨɻ·ͨ࠷ऴ೔ʹ͸, ྆൝ͱ΋ MLI Λࢪͨ͠ɻి࣓หΛ༻͍֤ͨछํ
ࣜ [7], ஝ྫྷࡐͷҧ͍ [8], MLI ͷޮՌ [9] ʹ͍ͭͯ͸, ผ్ใࠂ
͢ΔɻTable1 ʹୈ 1 ճ໨͔Βͷ࠷௿౸ୡԹ౓ͱ 77 K ʹ͓͚Δ
ྫྷౚೳྗΛडߨऀ਺ͱ‫ࣔ͢ʹڞ‬ɻຖ೥, ԿΒ͔ͷվྑ͕ࢪ͞Ε͓ͯΓ, ֤೥౓ʹ༏ྼ͕͋ΔΘ͚Ͱ͸ͳ͍ɻࠓ೥͸, ϩʔλϦʔหํࣜͰ΋࠷௿౸ୡԹ౓ 50 K Λ‫ه‬࿥ͨ͠ɻFig. 1 ʹྫྷౚೳྗΛࣔ͢ɻMLI ʹΑͬͯ೤ෛՙ͕௿‫͕ͱͨ͜͠ݮ‬෼͔Δɻి࣓หํࣜʹ͍ͭͯ͸, ೤ిରͷ೤઀৮͕มԽ͠ɺଌఆԹ౓͕ 20 K

year

Rotarypersonsrotary
EM

10

5
w MLI
0
40

wo MLI60
80
temperature / K

100

Fig.1 Cooling capacity
5. Y. Terao, et al.: Abstracts of 1st Asian ICMC-CSSJ 50, 1P-p25(2016) p. 26
6. K. Demura, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 95,
2D-p01 (2017) p. 110
7. Y. Takahashi, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 97,
1D-p06 (2018)
8. M. Miyano, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 97,
1D-p07 (2018)
9. Y. Nomura, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 97,
1D-p08 (2018)ཅ೔ࢎ ฏҪ‫׮‬Ұ, ࢈‫ٕۀ‬ज़૯߹‫ึॆ੉ݹ ॴڀݚ‬, ෵໺मҰ࿠, ஑্ٕज़ ໺‫ࢤོޱ‬, ෺࣭ɾࡐྉ‫ ߏػڀݚ‬੢ౡ‫ݩ‬, ‫۝‬भେֶ ٢ాໜ,લ઒੡࡞ॴ ۨࠐහ߂֤ࢯʹਂ͘‫͢ँײ‬Δ࣍ୈͰ͋Δɻࢀߟจ‫ݙ‬

1. Y. Miyazaki, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 86,
3D-a11 (2012) p. 234
2. K. Ueno, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 88, 1Ca06 (2013) p. 37
3. T. Matsumoto, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 90,
2D-a07 (2014) p. 130
4. S. Kawakami, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 92,
2D-p01 (2015) p. 128― 57 ―

Fig.2 Group photo at the last of the seminar.
第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-p06

小型冷凍機教育2018 年度 低温技術講習会---電磁弁方式--Summer Seminar for Cryogenic Technology 2018 ---Team electromagnetic valve--髙橋 洋一郎（大陽日酸）；宮野 将希, 野村 祐一（明星大）；
横土 敬幸, 飯田 隆仁（住重）；石井 聡（東京電機大学）；目黒 凌平（アルバック）
TAKAHASHI Yoichiro(TNS); MIYANO Masaki, NOMURA Yuichi(Meisei)
YOKODO Takayuki, IIDA Takahito(SHI); ISHII Satoshi(TDU);MEGURO Ryouhei(ULVAC)
E-mail:takahashiy.qyt@tn-sanso.co.jp

1.

はじめに

却原理、構造を学ぶことができた。MLI 施工をした場合、冷凍

本低温技術講習会は若手研究者の育成、技術者の低温技性能が向上し断熱効果を実感することができた。また受講者同術向上を目的としており、今年度は 8 月 6 日から 5 日間の日程

士や講師の方々と繋がりをもてたことはとても貴重だった。

で物質・材料研究機構（NIMS）にて開催された。実習テーマは謝辞「77K 冷凍機を作ろう」であり、我々のチームでは電磁弁を用いて冷凍機の圧力制御を行い、冷凍能力を測定した。本講演でご参加いただきました講師ならびに関係者の皆様に深く感謝申し上げます。

は冷却実験とその結果について報告する。
2.

実験方法
Fig.1 に実習で使用した電磁弁方式のパルス管冷凍機の概略図を示す。パルス管の冷端部分と中間部分に取り付けてある T 型熱電対と配管に巻かれているヒーターの導通チェックを行い蓄冷材の詰め込みを行った。蓄冷材は SUS316 #300 メッシュを使用した。パルス管冷凍機の第 1、2、3 世代の運転を行い、最低到達温度を測定した。その後第 3 世代であるダブルイ
ンレット型と 4 バルブ型それぞれの場合で、電磁弁の開閉周期を固定し各オリフィスの開度調整を行うことで最適条件を調べた。最適条件でヒーターを使用し熱負荷を与え、各負荷量に対する温度を測定することで冷凍能力を測定した。今回の実習では Multilayer Insulator(MLI)を断熱真空層に施工した場合の冷凍能力測定も行った。

Fig.1 Schematic view of the pulse tube refrigerator

3． 実験結果

electromagnetic valve type.

Table.1 は MLI の施工を行っていない場合の世代別の最低到達温度の比較の表である。年代が上がっていくごとに最低Table.1 Minimum target temperature of each generation.

到達温度が向上しているのが確認できた。第 3 世代ではダブ
ルインレット型と 4 バルブ型の 2 種類を測定したがダブルイン
レット型の方が低い最低到達温度を記録した。ダブルインレット
型と 4 バルブ型の冷凍能力の測定結果、MLI の施工を行った
場合の冷凍性能の結果についての詳細は講演で紹介する。
4.

おわりに座学や実習を通して電磁弁バルブ型パルス管冷凍機の冷― 58 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-p07

小型冷凍機教育2018 ೥౓ ௿Թٕज़ߨशձ —ϩʔλϦʔหํࣜ—Summer Seminar for Cryogenic Technology 2018 —Team Rotary Valve—‫ٶ‬໺ 将希,ক‫ر‬, 野村໺ଜ 祐一(明星大);༞Ұ (໌੕େ); 横土ԣ౔ 敬幸,‫޾ܟ‬, 飯田൧ా 隆仁(住重);ོਔ (ॅॏ);石井ੴҪ 聡(東京電機大);૱ʢ౦‫ػిژ‬େ);∁‫ڮ‬洋一郎(大陽日酸);
༸Ұ࿠ (େཅ೔ࢎ目黒); ໨ࠇ
྇ฏ (ΞϧόοΫ)宮野髙橋
凌平(アルバック)NOMURA
Yuichi(MeiseiUniv.);
Univ.);YOKODO
YOKODO Takayuki,
Takahito(SHI);MIYANO
Masaki,MIYANO
Masaki,NOMURA
Yuichi(MeiseiTakayuki,IIDA
IIDA
Takahito(SHI);ISHII Satoshi(TokyoDenki
Univ.);
TAKAHASHIYoichiro
Yoichiro (Taiyo(Taiyo Nippon
MEGURO
Ryouhei(ULVAC)ISHII Satoshi(TokyoDenki
Univ.);
TAKAHASHI
NipponSanso);
Sanso);MEGURO
Ryouhei(ULVAC)E-mail:15t3046@stu.meisei-u.ac.jp
E-mail:15t3046@stu.meisei-u.ac.jp
1. ͸͡Ίʹ

Table1 Speciﬁcation of cold massࠓ೥ͷ௿Թٕज़ߨशձ —77 K খ‫ྫྷܕ‬ౚ‫ػ‬Λ࡞Ζ

͏— [1] Ͱ͸, ి࣓หํࣜ [2] ͱϩʔλϦหํࣜʹ෼͔Ε࣮ͯशΛߦͬͨɻຊߘͰ͸, ϩʔλϦห൝ͷ࣮श݁Ռʹ͍ͭͯ, ͦͷ֓ཁΛใࠂ͢Δɻ
2. ࣮श಺༰

࣮शͷୈҰ͸, ஝ྫྷࡐͷॆరͰ͋ͬͨɻ஝ྫྷ‫ʹث‬ॆర͞Ε͍ͯͨ஝ྫྷࡐΛऔग़͠, Table1 ʹॹ‫ݩ‬Λࣔ͢ SUS316

Material

Mesh

Thickness

Mass

SUS316
Phosphor bronze
C5191

#300

0.0825 mm

0.14871 g#250

0.080 mm0.14359 g

Λ 1638 ຕॆరͨ͠ɻ‫ʹޙ‬, ஝ྫྷ؅ͷ௿Թ୺͔Β 1/3 ΄Ͳྜྷ੨Table2 Pulse tube type and reached temperature.

ಔ 663 ± 2 ຕ, ͦͷ্ʹ SUS316 Λ 1173 ຕॆర͠௚ͨ͠ɻ͍ͣ

Type

Lowest
Temp.

BO

DO

MaterialΠϯϨοτ‫ܕ‬ͷ 2 छྨʹ͍ͭͯ, ౸ୡԹ౓ΛΦϦϑΟεห։౓

Basic

140 K

0 mCv

0 mCv

SUS316ͱ‫ʹڞ‬ଌఆͨ͠ɻ࣮शͷୈࡾ͸, MLI ͷࢪ޻Ͱ͋Δɻৄࡉʹͭ

Oriﬁce 113 K
Double 54 K
Inlet
Double 56 K
Inlet

4.44 mCv

0 mCv

SUS316

5.56 mCv

7.46 mCv

SUS316

5.56 mCv

7.46 mCv

DoubleInlet

4.44 mCv

7.46 mCv

Cu-Sn-P/
SUS316
Cu-Sn-P/
SUS316
with MLIΕ΋֎‫ ܘ‬29 mm, ૉઢ‫ ܘ‬0.04 mm Ͱ͋Δɻ࣮शͷୈೋ͸, ύϧε؅ํࣜͷൺֱͰ͋Δɻ‫ج‬ຊ‫ܕ‬, όοϑΝΦϦϑΟε‫ܕ‬, μϒϧ͍ͯ͸, ࣍ใ [3] Ͱใࠂ͢Δɻ෇ਵͯ͠, Ψεஔ‫׵‬΍ਅۭഉ‫ʹؾ‬͍ͭͯ΋ମ‫ͨ͠ݧ‬ɻ
3. ࣮श݁Ռ

Table2 ʹύϧε؅ํࣜͱ౸ୡԹ౓ΛΦϦϑΟε

หͷ։౓, ஝ྫྷࡐͱͱ΋ʹࣔ͢ɻ‫ج‬ຊ‫ܕ‬, ΦϦϑΟε‫ܕ‬, μϒϧΠϯϨοτ‫ੈͱܕ‬୅͕ਐΉʹͭΕͯ, ౸ୡԹ౓͕Լ͕͍ͬͯ
͘ͷ͕෼͔ΔɻόοϑΝห͸, ϑδΩϯͷ UN-94M-P6.35-L-R,
μϒϧΠϯϨοτห͸, Swagelok ͷ SS-4MG ͕࢖ΘΕ͓ͯΓ,100

temperature / K

Cv ஋͸֤ࣾͷࢿྉ͔ΒಡΈऔͬͨɻFig. 1 ʹόοϑΝΦϦ
ϑΟεห։౓ (BO) 4.44 mCv ͷ࣌ʹ, μϒϧΠϯϨοτΦϦ
ϑΟεห։౓ (DO) ΛมԽͤͨ͞ͱ͖ͷ౸ୡԹ౓Λࣔ͢ɻ౸ୡ
Թ౓Λ࠷௿ʹ͢Δ DO ͕͋Δ͜ͱ͕෼͔Δɻ
Fig. 2 ʹ஝ྫྷࡐ͕ SUS ͷΈͷ৔߹ͱྜྷ੨ಔ͕ՃΘͬͨ৔߹ͷྫྷౚೳྗΛࣔ͢ɻ࡞‫ྲྀۀ‬ମͷॆరѹྗ͕ҟͳΔͷͰ, ஝ྫྷࡐҎ֎ͷಈ࡞৚͕݅શ͘ಉ͡ͱ͸‫͕͍ͳ͑ݴ‬, ཮ྫྷࡐͷҧ͍͕ྫྷౚ‫ۂ‬ઢʹදΕ͍ͯΔɻྜྷ੨ಔ͕͋Δ৔߹ʹ͸, 60 ∼ 75 K ͷԹ౓ൣғͰ, Թ౓ͱྫྷౚೳྗ͸௚ઢؔ܎ʹ͋Δɻ͜ͷԹ౓ྖҬͰ͸, ྜྷ੨ಔ͸ྫྷౚೳྗ޲্ʹࢿ͢Δ͜ͱ͕෼͔ͬͨɻ
ࠓճ, ࣨԹ֤෦ͷԹ౓ଌఆ΋ߦͬͨɻଌԹ৔ॴ͸, ύϧε؅Թ୺, μϒϧΠϯϨοτΦϦϑΟεห஝ྫྷ‫ػ‬ଆͱύϧε؅ଆ, ϩʔλϦหग़‫ޱ‬, όοϑΝΦϦϑΟεหͷઌͷόοϑΝೖ‫͋Ͱޱ‬Δɻྫྷౚ‫ػ‬Λӡస։͔࢝ͯ͠Β 10 ෼ఔ౓͸, ύϧε؅Թ୺͕࠷΋Թ౓͕ߴ͘ͳ͍ͬͯͨɻͦΕҎ߱͸, μϒϧΠϯϨοτΦϦϑΟ

80

60
0

rotalySUS316#300
1638 sheet
He1.68 MPa
BO opening
4.44 mCv
10
20
double inlet orifice opening / mCv

Fig.1 Eﬀect of double inlet oriﬁce opening

cooling power / W

10εหͷύϧε؅ଆͱϩʔλϦʔหग़‫͕ޱ‬Թ౓ͷߴ͍෦Ґͱͳͬͨɻ௿Թ෦͔Β೤Λଟ͘ഉग़͠Α͏ͱ͢Δ৔߹ʹ͸, ΦϦϑΟεหଆ͕ߴ͘ͳΔ͜ͱ͔Β, ύϧε؅Թ୺͔Β, ԕ͍৔ॴʹ࠷΋ଟ͘ഉ೤͍ͯ͠Δͱߟ͑Δ͜ͱ͕Ͱ͖Δɻ
4. ͓ΘΓʹ

50 K௿Թٕज़ߨशձʹࢀՃͯ͠, ߨٛͱύϧε؅ྫྷrotaryBO 5 56 mCv
DO 7.46 mCv
SUS316
1.68 MPa

5Cu−Sn−P/SUS316
1.70 MPaౚ‫ػ‬ͷ࣮शΛ‫ͯ͠ݧܦ‬, ଟ͘ͷ͜ͱΛ஌Δ͜ͱ͕Ͱ͖ͨɻΦϦϑΟε։౓ʹΑͬͯ, ྫྷౚੑೳ͕มΘΔ͜ͱ, ஝ྫྷࡐͷछྨʹ

0

Αͬͯ, ྫྷౚೳྗಛੑ͕มΘΔ͜ͱ, ύϧε؅͕ഉ೤͢Δ৔ॴʹؔ͢Δ஌‫ݟ‬΋ಘΒΕͨɻ࠷‫ʹޙ‬, ߨࢣͷํʑʹ‫ँײ‬ਃ͋͛͠Δ

1. Y. Nomura, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 97,
1D-p05 (2018)
2. Y. Takahashi, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 97,

70
80
temperature / K

90

Fig.2 Cooling capacity of rotary valve

࣍ୈͰ͋Δɻ
ࢀߟจ‫ݙ‬

60

1D-p06 (2018)
3. Y. Nomura, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 97,
1D-p08 (2018)― 59 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-p08

小型冷凍機教育2018 ೥౓ ௿Թٕज़ߨशձ —MLI ͷޮՌ—

Summer Seminar for Cryogenic Technology 2018 —Eﬀect of MLI—໺ଜ 祐一,
༞Ұ, 宮野‫ٶ‬໺ 将希(明星大);ক‫໌( ر‬੕େ); 横土ԣ౔ 敬幸,‫޾ܟ‬, 飯田൧ా 隆仁(住重);ོਔ (ॅॏ);石井ੴҪ 聡(東京電機大);૱ʢ౦‫ػిژ‬େ);∁‫ڮ‬洋一郎(大陽日酸);
༸Ұ࿠ (େཅ೔ࢎ目黒); ໨ࠇ
྇ฏ (ΞϧόοΫ)野村髙橋
凌平(アルバック)MIYANO
Masaki(MeiseiUniv.);
Univ.);YOKODO
YOKODO Takayuki,
Takahito(SHI);NOMURA
Yuichi,NOMURA
Yuichi,MIYANO
Masaki(MeiseiTakayuki,IIDA
IIDA
Takahito(SHI);ISHII Satoshi(TokyoDenki
Univ.);
TAKAHASHIYoichiro
Yoichiro (Taiyo(Taiyo Nippon
MEGURO
Ryouhei(ULVAC)ISHII Satoshi(TokyoDenki
Univ.);
TAKAHASHI
NipponSanso);
Sanso);MEGURO
Ryouhei(ULVAC)E-mail:15t3037@stu.meisei-u.ac.jp
E-mail:15t3037@stu.meisei-u.ac.jp
1. ͸͡Ίʹ

ࠓ೥ͷ௿Թٕज़ߨशձ—77 K খ‫ྫྷܕ‬ౚ‫ػ‬Λ࡞Ζ

͏— [1] Ͱ͸ɺਅۭϙϯϓΛ༉ճస͔ΒλʔϘʹมߋ͠ɺMLI(ଟ૚೤ઈԑ) Λࢪͨͨ͠Ίɺ͜Ε·Ͱͷ౸ୡԹ౓Λߋ৽ͨ͠ɻ
ͦͷ֓ཁΛ MLI ͷࢪ޻ޮՌΛத৺ʹใࠂ͢Δɻ
2. ΫϥΠΦελοτਅۭ౓ͱ೤ෛՙࠓ೥͸, ਅۭഉ‫ؾ‬ϙϯϓΛ༉ճస͔ΒλʔϘ෼ࢠʹมߋͨ͜͠ͱʹΑΓ, ਅۭϙϯϓҾ͖‫ ͍͓ͯʹޱ‬3 × 10−4 Pa Λ‫ه‬࿥ͨ͠ɻྫྷౚ‫ػ‬Λऩೲ͢ΔΫϥΠΦελοτͷਅۭҾ‫ޱ‬͸ NW25 Ͱ͋ΔͷͰ, ͦΕΛߟྀͯ͠΋, ΫϥΠΦελοτ಺͸, ࢒ཹΨεʹΑΔରྲྀ೤఻ୡ͸, ແࢹͰ͖Δͱߟ͑ΒΕΔɻ
ΫϥΠΦελοτ಺෦΁ͷ์ࣹ೤ Q� w ͸,
4Q� w = σε AwTw

(1)(a) rotary teamͰ༩͑ΒΕΔɻ͜͜Ͱ, σ = π 2 k 4 /603 c2 = 5.670367(13) ×

Fig.1 MLI work

10−8 Wm−2 K−4 , ԚΕͨεςϯϨεͷ์ࣹ཰ ε = 0.5 ∼ 0.6, ΫϥΠΦελοτͷ಺໘ੵ Aw = 0.1837 m2 , นԹ౓ Tw = 300 K
ͱ͢Δͱ, Q� w = 42 ∼ 51 W ͱ‫ੵݟ‬΋ΕΔɻcooling capacity / W

15ΫϥΠΦελοτ಺ද໘͔Βͷ์ࣹ೤͕͢΂ͯ௿Թ෦ʹೖ

ࣹ͢ΔΘ͚Ͱ͸ͳ͍ɻͦ͜Ͱ, ௿Թ෦ͷද໘ੵΛࢉఆ͠, ໘ੵൺΛ༻͍ͯ, ௿Թ෦΁ͷ৵ೖ೤Λ‫ٻ‬ΊΔ͜ͱ͕ߦΘΕ͍ͯΔɻ

SUS ੡ͷ஝ྫྷ؅͸֎‫ ܘ‬31 mm, ௕͞ 170 mm, ύϧε؅͸֎‫ܘ‬
21 mm, ௕͞ 250 mm Ͱ͋Γ, ઀ଓ؅͸ 1/4 ಔ؅Ͱ͋Δɻ઀ଓ؅ʹ͸, ೤ిରͱώʔλઢ͕औΓ͚͘ΒΕ͓ͯΓ, ΧϓτϯςʔϓͰ‫ݻ‬ఆ͞Ε͍ͯΔͷͰ, ֎‫ ܘ‬7 mm, ௕͞ 250 mm Λ༻͍ͨɻ·ͨ, ஝ྫྷ؅ͱύϧε؅ͷ 1/3 ͷ௕͕͞௿ԹͰ͋Δͱۙࣅͨ͠ɻ
௿Թ෦ͷද໘ੵ Ac = 186 cm2 ͱͳΔͷͰ, ௿Թ෦΁ͷ์ࣹ೤͸ 4.3 ∼ 5.1 W ͱ‫ੵݟ‬΋ΕΔɻ௿Թ෦͔Βͷ์ࣹ೤͸, Χϓτϯͷ์ࣹ཰ ε = 0.95, ௿Թ෦Թ౓ 60 K ͱ͢Δͱ 3 mW ͱͳΓ,rotaryCu−Sn−P+SUS316
1.70 MPa

.8

3
LI

W

M

10
w MLI
BF 4.44 mCv
DI 6.60 mCv

5

wo MLI
BF 5.56 mCv
DI 7.46 mCv

0

60

80
temperature / K

Fig.2 Cooling capacity of rotary valve
15ແࢹͰ͖Δɻ

Fig. 1 ʹ MLI Λࢪ޻ͨ࣌͠ͷ༷ࢠΛࣔ͢ɻϩʔλϦʔห൝͸ 10 ૚ͷ MLI ΛλΠτʹ 2/3 ॏͶ‫͠ר‬ͨɻి࣓ห൝͸, 5 ૚ͷ MLI Λϧʔζʹ 3/4 ॏͶ‫͠ר‬, ͦͷ͏͑, ஝ྫྷ؅ɾύϧε؅෦Λ 10 ૚ͷ MLI Ͱ 2 ॏ‫ͨ͠ʹר‬ɻߨशձࢿྉʹΑΕ͹, MLI Λࢪ޻ͨ͠৔߹ͷ৵ೖ೤͸
4 − A T4σε AwTw
c c
Q� =
(2)
2(n + 1)cooling capacity / W

3. MLI ͷࢪ޻ͱޮՌ

wo ML
MLI: 5 W
TC: −27 K

10EM
SUS3161.70 MPa

5
w MLI
0
40

Ͱ͋Δɻ͜͜Ͱ, ε = 0.05, ϩʔλϦʔห൝͸ Aw = 274.2 cm2 ,MLI ૚਺ n = 20, ి࣓ห൝͸ Aw = 476.2 cm2 , n = 30 ͱ͢Δͱ, ࣜ (2) ͷୈ 2 ߲͸ແࢹͰ͖ΔͷͰ, ͦΕͧΕ Q� = 15 mW,
Q� = 18 mW ͱͳΔɻFig. 2 ʹ MLI ༗ແͷϩʔλϦʔหํࣜͷྫྷౚೳྗΛࣔ͢ɻΦϦϑΟε։౓͕ҟͳΔͷͰ, ௚઀ൺֱ͸Ͱ͖ͳ͍͕, MLI ʹΑͬͯ 3.8 W ೤ෛՙ͕௿‫͍ͯ͠ݮ‬ΔͱಡΊΔɻFig. 3 ʹి࣓หํࣜͷྫྷౚೳྗΛࣔ͢ɻ೤ෛՙ͕ 5 W ௿‫ͯ͠ͱ͖ͨͰݮ‬΋, ྫྷౚೳྗ‫ۂ‬ઢ͸ॏͳΒͳ͍ͷͰ, ೤ిରͷ೤઀৮͕มԽ͠ɺଌఆ
Թ౓͕ 20 K Ҏ্‫ݮ‬গͨ͠ͱߟ͑ΒΕΔɻ(b) EM team

BO 6.67 mCv
DO 8.89 mCv+ 8.89 mCvo
A: 0 − 160 o
B: 170 − 24060
80
temperature / K

100

Fig.3 Cooling capacity of em valve
4. ͓ΘΓʹ

MLI ͷࢪ޻ʹΑΓ, ೤ෛՙΛ௿‫͖Ͱݮ‬Δ͜ͱ͕ମ‫͖ͨͰײ‬ɻ·ͨ, ࢪ޻ํ๏͸, λΠτͰͳ͍ํ͕ྑ͍ͱߟ͑ΒΕΔɻࢀߟจ‫ݙ‬

1. Y. Nomura, et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 97,
1D-p05 (2018)― 60 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-p09

液体水素・超流動ヘリウム

加圧液体窒素の減圧時における蒸発特性に関する研究
Study on evaporation characteristics of pressurized liquid nitrogen
under depressurization
臼井 智之，北田 一輝, 前川 一真, 武田 実（神戸大）
USUI Tomoyuki，KITADA Kazuki, MAEKAWA Kazuma, TAKEDA Minoru (Kobe Univ.)
E-mail: 178w502w@stu.kobe-u.ac.jp
1．はじめに近年、原子力発電や化石燃料の枯渇、地球温暖化などエ
ネルギーに関する問題が多い。そのため、これらの問題を解決し得る水素エネルギーが注目されている。そこで、水素エ
ネルギー利用の発展を目指し、大型船による液体水素(沸点20.3 K)の海上輸送が計画されている[1]。極低温液体である
液体水素は、船舶の揺動や入熱により少しずつ蒸発し、液量が減ってしまう。そのため、出来るだけ蒸発ガスを逃さずタンク内に閉じ込めて蓄圧状態で輸送するが、陸上タンクへ荷揚げする際は大気圧程度まで減圧しなければならない。蓄圧状態から減圧すると激しい沸騰が発生し、大量に蒸発して損失となることから、これを最小限にする効率的な減圧を行う必要がある。
そこで、本研究では液体水素の減圧速度や減圧時間の最適値を見つけるための予備的研究として、加圧液体窒素で減圧試験を行い、温度変化・圧力変化を含めて蒸発特性を調べることを目的とする。今回は過去の実験結果[2]に加え、さらに詳細な実験条件を設定し、蒸発特性を中心に沸騰挙動を調べたので報告する。
2．実験装置実験装置の写真を Fig.1 に示す。実験装置は光学クライオ
スタット、温度計、圧力計、流量計、データロガー、高速度カメ
ラ等から構成され、蒸発ガスラインには流量調整用のニード
ル弁及び減圧用の開閉弁として電磁弁を取り付けている。
光学クライオスタットは、断熱真空槽、液体窒素槽（10.0 L）、
液体水素槽（13.6 L）、サンプル槽（3.8 L）、光学観測窓等から構成されており、主な素材は SUS304 である。クライオスタット下部に光学観測窓が取り付けられており、内部の様子を観察することが可能である。

部圧力・液体温度の計測と高速度カメラによる撮影を開始する。以上の方法により、減圧試験を行った。
極低温液体の急減圧時における沸騰挙動は、初期の液体状態、設定圧力、減圧速度に大きく依存すると考えられていることから、次のように実験条件を設定した。（1）液体状態は飽和状態（温度均一）と成層状態（温度分布が存在）の 2 種類、（2）設定圧力は 0.4 MPaG, 0.2 MPaG の 2 種類、（3）減圧速
度はニードル弁の開度を変えることで複数の条件を設定した。
4．実験結果と考察
Table 1 に減圧試験で得られた蒸発量を示す。減圧速度と蒸発量の関係では、液体状態や設定圧力に関わらず、減圧
速度が速いものほど蒸発量が少ないという傾向がみられた。
激しい沸騰を伴う速い減圧の方が蒸発量は多くなると予想したが、遅い減圧は緩やかな沸騰が長時間続くため蒸発量が多くなったと考えられる。したがって、沸騰の激しさよりも沸騰している時間の方が蒸発量に与える影響は大きいと言える。
また、飽和状態と成層状態を比較すると、蒸発量が少なかったのは成層状態である。成層状態は飽和温度に達していな
いサブクール状態を有しているため、飽和状態に比べて蒸発量が少なくなったと考えられる。設定圧力の違いをみると、高い圧力から減圧を行った方が、蒸発量は多くなった。高圧状
態から減圧すると、沸騰している時間は長く、激しい沸騰が起きるためであると考えられる。
Table1 Experimental conditions and total evaporation.
Test#

Liquidconditions

Set pressure[MPaG]

Depressurization
speed

run1

Saturation

0.4

High

0.2038run2

Saturation

0.4

Medium0.2097

run3

Saturation

0.4

Low

0.2242

run4

Saturation

0.2

High

0.1276

run5

Saturation

0.2

Low

0.1393

run6

Stratification

0.4

High

0.1482

run7

Stratification

0.4

Low

0.1713run8

Stratification

0.2

High

0.0794

run9

Stratification

0.2

Low

0.0970Total evaporation[kg]

Fig.1 Photograph of experimental apparatus.

5．まとめ
様々な実験条件の下で行った減圧試験において、主に蒸発量に着目して解析した。今回の結果から、沸騰の激しさよりも、沸騰が続く時間の方が蒸発量に与える影響が大きいことが分かった。また、成層状態で減圧を行った方が蒸発量を抑えられることが分かった。今後の課題として、より様々な条件において減圧試験を行うことや、減圧速度を定量化して減圧試験を行い蒸発特性を検証することが挙げられる。

3．実験方法
サンプル槽に液体窒素を一定量充填し、電磁弁を閉めてサンプル槽を密封する。ヒーター等の加熱により液体窒素を蒸発させ設定圧力まで上げる。電磁弁を開とし、サンプル槽の密閉を解くことで減圧を行う。同時に、蒸発ガスの流量・内

参考文献
1. S. Kamiya et al.: Physics Procedia, Vol. 67 (2015) PP. 1119
2. J. Tanaka et al.: Abstracts of CSSJ Conference, Vol. 94(2017) P. 56― 61 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-p10液体水素・超流動ヘリウム

液体水素の蒸発ガスにおけるオルト・パラ組成比の経時変化
Time change of ortho-para composition ratio for gas evaporated from liquid hydrogen佐藤 更，青木 誠，武田 実，前川 一真（神戸大）; ハバストロウ クリストフ（ドレスデン工科大）
SATO Sara, AOKI Makoto, TAKEDA Minoru, MAEKAWA Kazuma (Kobe Univ.)； HABERSTROH Christoph (TU Dresden)
E-mail: 187ｗ603ｗ@stu.kobe-u.ac.jp

Table. 1 Experimental results and storage conditions

Cyl. No.
VolumeNo.1

Para concen.
Internal pressure
％

1L

MPaG

0.30

0.16

No.2
1L
No.3
2.25 L
No.4
2.25 LNo.5
2.25 L

％
MPaG
％
MPaG
％
MPaG
％
MPaG

99.7
0.60
99.7
0.30
99.7
0.60
99.7
0.60

97.4
0.44

100.0
85.0
70.0

3．実験結果と考察
Table. 1 に実験結果を示す。本実験結果から、内圧が等しく内容積の異なる No. 2 と No. 4 を比較した場合、両者はほぼ重なった。このため、パラ・オルト変換の速度は、内容積に依存しないことが確認された。
内容積が等しく内圧が異なる No. 3 と No. 4, 5 を比較した結果と予想を Fig. 1 に示す。No. 3 と No. 4, 5 とでは、内圧の高い No. 4, 5 の方がパラ・オルト変換の速度が大きかった。このことから、同じ内容積であれば内圧の大きい容器内の方がパラ・オルト変換は速いことが確認された。これは過去の研究で指摘された通り、容器の内圧が高い方が水素分子同士のMeasurement day
10/20 10/30 11/20
94.0
65.0

97.4
0.53

0.03
91.9
0.31
93.3
0.25
91.8
0.47
91.0
0.54

88.1
0.19

81.5
0.47

55.0
40.0
25.0

2．実験装置と実験方法
オルト・パラ組成比の測定には、岩谷産業株式会社が所有する株式会社ラウンドサイエンス社製 DS-501S の熱伝導型
オルト・パラ水素分析計を用いた。液体水素蒸発ガス採取容器は 5 本あり、それぞれを No. 1 から No. 5 とした。材質は 304
L ステンレス鋼で、内容積は 1 L と 2.25 L である。液体水素
蒸発ガスを採取するにあたって、ボンベの片側にはキャップを、反対側には圧力計とバルブを取り付けた。
実験は、以下の(1)～(3)の手順で行った。
(1) No. 1 から No. 5 までの各採取容器の圧力計が、Table. 1の値を示すように液体水素蒸発ガスを採取した(10/13)。
(2) 採取した日から経過時間を Table. 1 のように分けて、容器内に採取したガスをオルト・パラ水素分析計にて組成比を測定した。
(3) 測定値を用いて、容器ごとのオルト・パラ組成比の経時変化を解析した。

10/13
99.7

No.3
No.4
No.5
▲■ Additional measurment

Para concentration [%]1．はじめに今日、地球温暖化をはじめとする環境問題や化石燃料の枯渇が懸念されている中、代替エネルギーとして水素エネル
ギーが注目されている。燃料となる水素を輸送する場合、気体の状態ではなく液体水素（沸点 20 K）の状態で、大型タンクを用いて海上・陸上輸送するのが効率的である。輸送した後は現地にて蒸発したガスの状態で利用する。そのため、液体水素やその蒸発ガスの特性を知ることは重要である。
等核二原子分子である水素にはオルト・パラの二種類の水素分子が存在し、その組成比は平衡状態において温度に大きく依存する。水素を液化する際、オルト水素からパラ水素への変換（オルト・パラ変換）が起こるが、その変換過程において、温度降下とともに徐々に安定した組成比になる。一方で、液体水素は時間経過とともに蒸発し、パラ水素からオルト水素への変換（パラ・オルト変換）が起こることが知られている。
過去の実験で、液体水素の蒸発ガス(パラ水素約 100％)がノーマル水素(オルト・パラ組成比 3：1)に到達するまでの時間が異常に長いことがわかってきた[1, 2]。本研究では、液体水素の蒸発ガスが室温平衡状態のノーマル水素に到達するまでのオルト・パラ組成比の経時変化を測定している。今回は、液体水素蒸発ガス採取容器の内容積と内圧を変え、測定日時を分けて計測を行った。実験結果に対して貯蔵条件の違いがパラ・オルト変換の速度に与える影響について解析したので
報告する。

0

30

60

90 120 150 180 210 240 270

Elapsed time [day]Fig. 1 Time change of Para concentration
衝突回数が増えることで、パラ・オルト変換が促進されたためだと考えられる。
液体水素蒸発ガスを採取した日から 38 日経過した No. 3 とNo. 4, 5 の測定後、水素蒸発ガスを静置した場合パラ水素は直線的に減少していくと仮定して、パラ水素濃度の経時変化の予想を算出した。その結果、ノーマル水素に到達する時間
は Fig. 1 の点線で示すように No. 3 は約 245 日、No. 4, 5 では約 160 日と予想した。しかしその後、115 日経過して追加測定をしたところ、58.9％、54.0％となり、予想したほどパラ水素
濃度は減少していなかった。このことから、パラ・オルト変換はパラ水素濃度が減少するにつれて反応速度が遅くなると推測され、水素蒸発ガスのパラ水素は下に凸の曲線形に従って減少して行くと考えられる。
本実験では実験方法の性質上、測定を繰り返すたびに採取容器の内圧が下がっていく。そのため、より詳細な経時変化を得るためには内圧が同じサンプルを多く用意し、測定日をずらして測定する必要がある。そうすることで、内圧とパラ水
素濃度と貯蔵した時間との関係をより詳しく解析することができる。
参考文献
1. 榎 浩利ほか：第 25 回水素エネルギー協会大会予稿集,(2005) P. 57
2. M. Teshigawara et al.： Nuclear Instruments and Methods
in Physics Research Section B: Beam Interactions with
Materials and Atoms, Vol. 368, (2016) PP. 66-70― 62 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会

1D-p11

液体水素・超流動ヘリウム

微小重力下のλ点近傍における +H,,
沸騰の気液界面異常熱輸送についての考察
微小重力下のλ点近傍におけるHe
II沸騰の気液界面異常熱輸送についての考察㻭㼚㼛㼙㼍㼘㼛㼡㼟㻌㼔㼑㼍㼠㻌㼠㼞㼍㼚㼟㼒㼑㼞㻌㼍㼏㼞㼛㼟㼟㻌㼘㼕㼝㼡㼕㼐㻙㼢㼍㼜㼛㼞㻌㼕㼚㼠㼑㼞㼒㼍㼏㼑㻌㼍㼞㼛㼡㼚㼐㻌㻸㼍㼙㼎㼐㼍㻌㼜㼛㼕㼚㼠㻌
Anomalous heat transfer across liquid-vapor interface around Lambda point 㻌㼕㼚㻌㻴㼑㻌㻵㻵㻌㼎㼛㼕㼘㼕㼚㼓㻌㼡㼚㼐㼑㼞㻌㼙㼕㼏㼞㼛㼓㼞㼍㼢㼕㼠㼥㻌㼏㼛㼚㼐㼕㼠㼕㼛㼚㻌in
He II boiling under microgravity condition㻌
高田㻌
村上㻌正秀（筑波大）
正秀（筑波大）㻌
高田卓（核融合研）；木村㻌卓（核融合研）；木村 誠宏（KEK）；㻌
誠宏（KEK）； 村上
㼀㻭㻷㻭㻰㻭㻌㻿㼡㼓㼡㼞㼡㻌㻔㻺㻵㻲㻿㻕㻧㻌㻷㻵㻹㼁㻾㻭㻌㻺㼛㼎㼡㼔㼕㼞㼛㻌㻔㻷㻱㻷㻕㻧㻌㻹㼁㻾㻭㻷㻭㻹㻵㻌㻹㼍㼟㼍㼔㼕㼐㼑㻌㻔㼁㻚㻌㼀㼟㼡㼗㼡㼎㼍㻕㻌
TAKADA Suguru (NIFS); KIMURA Nobuhiro (KEK); MURAKAMI Masahide (U. Tsukuba)
E-mail: takada.suguru@nifs.ac.jp㻱㻙㼙㼍㼕㼘㻦㻌㼠㼍㼗㼍㼐㼍㻚㼟㼡㼓㼡㼞㼡㻬㼚㼕㼒㼟㻚㼍㼏㻚㼖㼜㻌㻌
は P.: 程度のオーダーであるが、熱抵抗がρ QρV
1．研究背景2016 年 9 月に落下塔において実施された微小重力下の超におおよそ比例している為、λ点に近づくほど急上昇し、流動ヘリウム（He II） 沸騰実験の中で、λ点近傍においては. においては P.: にまで達する。
他の温度帯と比較して圧倒的に小さな気泡が生成されることが発見された。これは、気液界面からの熱伝達がλ点近傍で非常に大きいということを意味している[1]。 この原因についての考察を展開したのが本研究である。
He II 中においては微小重力下であってもλ点近傍で臨界熱流束が下がる[2]。このため、宇宙空間における He II 利
用を考えた場合、He II タンクに対して小さな熱流量でさえ、
He II タンク全体の温度が上昇しλ点近傍において沸騰が始まりタンク圧力の急上昇につながるというシナリオが想定される。しかしながら、実験結果はλ点近傍においての沸騰様相㻌㻌
は他の温度領域のデータから外挿が出来ないことを示してお㻌 Fig.2 Temperature dependence of the ratio between the
り、物理的な解説と更なる研究展開を示すことは実応用上もexperimental and calculation results at the time 4.2 and 2.1 s.
必要である。
2．λ点近傍における異常熱伝達ここで +H,,の定常熱伝達を示す *RUWRU0LOOLQN 則㻌 )LJ D E は微小重力下における +(,, 温度 .の（*0 則）による 7L～7E の温度分布における臨界熱流束場合の気泡と . の場合の気泡を可視化した結果でを計算式が下記である。ここで I 7 は熱伝導関数、P はある。注目されたいのは印加した熱流量がより大きい
定数で U は半径である。
. の方が小さな気泡を観測している事実である。こ1
 ( m − 1) Ti dT  m
れはヒータ印加から V 後の可視化結果であり平均気泡
qcr = Tb f (T ) r
径は定常に達しているが、. の場合では気液界面が
不安定な挙動を見せている。平均気泡径を用いて気液界
面を貫く熱流束に直せば、)LJ D においては :P
㻌 7L は>@中の半経験式による界面熱抵抗係数に熱流束を)LJ E は :P となり、λ点近傍で桁違いの異常乗じたものを使用して計算すると、ｍ. 程度の温度差が熱輸送が起きていることが判る。
液内に生まれる。不確定な経験定数φ があるためオーダーでの議論しか出来ないものの、実験で得られた熱流
束は *0 則で計算される熱流束として解釈可能なオーダーである。
 この事実は、微小重力中でλ点近傍においてノイジー
膜沸騰が起きていることを示唆している。過去研究においてサイレント膜沸騰では .LQHWLFWKHRU\ で計算可能な
熱流束、ノイジー膜沸騰では *0 則から計算可能な熱流束が気液界面から輸送されることが示されている為であ(a)(b)
る>@。気泡の挙動の観察からも不安定なノイジー膜沸騰
Fig.1 Visualization results of boiling bubble in He II underであるとの弁別は矛盾しない。
microgravity (a) 1.9 K 5.96 mW (b) 2.165 K 14.48 mW㻌Visualized area; 12.5 x 12.5 mm
4．まとめと今後の課題
微小重力下におけるλ点近傍の気液界面からの異常熱
3．解析
輸送についてこの気泡がノイジー膜沸騰領域にあり、沸㻌 λ点近傍以外のデータにおいては、気液界面の熱輸送が騰モードの変化によってこうした状態変化が生まれたこ.U\XNRY らや $PHWLWRY によって指摘されている .LQHWLF
とが考察された。しかしながら、このモード変化の要因
WKHRU\>@で解説される熱流量によって理解できる
λ点近傍のデータの不足のため、λ点近傍で正確に温度>@。)LJ はこの理論を非常に単純に適用した場合に得制御された低液頭圧下のデータを収集する必要がある。
られる気泡サイズと実験で得られた気泡サイズの比を取ったものである。理論で得られる熱流量を印加熱量から[1] S. Takada et al., Cryogenics vol.89 (2018) pp.157-162
差し引いた分が潜熱として消費されて気泡成長に寄与す[2] S. Takada et al., International Journal of Microgravity
るというような単純なモデルである。これはλ点近傍以Science and Application Vol. 31-4 pp.186-193 (2014)
外では +H, であっても非常に良い一致を見せる。
[3] A.Kryukov, S. W.van Sciver, Cryogenics 21(1981)
 λ点近傍での特異な現象を理解するために、その界面
pp.525-528
熱抵抗の高さに注目した。λ点近傍では比熱が高いなど[4] Ametitov Y.Cryogenics 23 (1983)pp.179-184の特徴の他に気液界面における界面熱抵抗が急上昇する[5] F. Jebali,M. Francois, 1994, Pysica B 194-196, pp. 599-600[6] S. Takada et al., Proc. 23rd ICEC (2011, July )pp. 325-329
ことが知られている>@。～. 領域では熱抵抗の値― 63 ―

第97回

2018年度秋季低温工学・超電導学会