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25 特 1-3海洋微細構造と植物プランクトン動態の関係
独立行政法人水産総合研究センター

鬼塚

剛

１．目的
近年，八代海などの九州沿岸域では有害植物プランクトンによる赤潮が頻発しており，漁業被害も生じている。植物プランクトンは増殖する際に光と栄養塩を利用するため，植物プランクトンの挙動は，その分布深度や栄養塩環境に影響を与える海洋の混合過程と密接な関わりがあることが報告されている。本研究では，八代海において，有害植物プランクトンが発生する夏季に微細構造プロファイラー等を用いた海洋微細構造観測を実施し，植物プランクトンの鉛直分布・増減過程と微細構造の鉛直分布との対応関係を明らかにすることを目的とした。
２．観測及びデータ
九州西部に位置する八代海の姫戸沖定点（32°25.5´N，130°27.7´E，
水深約 27m）において 2013 年 8 月 3 日から 4 日にかけて瀬戸内海
区水産研究所所属の「しらふじ丸」によって 24 時間の昼夜連続観測を行った（Fig. 1）。観測中は超音波ドップラー流速計（Workhorse
ADCP 300 KHz, 1200 KHz, Teledyne RD Instruments）で流速の鉛直分布を測定するとともに，2 時間ごとに多項目水質計（AAQ-RINKO, JFE アドバンテック）および微細構造プロファイ
ラー（TurboMAP-N9, JFE アドバンテック）を用いて，水温・塩分・
蛍光強度・光強度・濁度・流速シアーの鉛直分布を測定し，4 時間ごとに 16 m 深まで 2 m 間隔で各層採水を実施した。得られた流速シアーから乱流エネルギー散逸率 ε を算出し，ε と浮力振動数 Nから鉛直拡散係数 Kv を見積もった。採水試料は船上でプランクト
ン検鏡を行うとともに，一部を持ち帰りクロロフィル a・栄養 Fig. 1 調査海域図。24 時間の昼夜連続塩（DIN, DIP, DSi）分析を行った。昼夜連続観測前後には周辺
観測は姫戸沖の Stn.5 付近で実施した。
海域で姫戸沖定点を含む鉛直断面観測を実施した。
３．結果と考察
8 月 3 日から 4 日にかけて実施した 24 時間の昼夜連続観測結果を Fig. 2 に示す。クロロフィル a 濃度の極大層が密度躍層内の 7～13 m 深に継続して確認された。層厚は 2～5 m 程度，極大値は高いところ
で 20 mg m-3 以上に達し，8 月 3 日 16 時以降は σt が 21.5 の等値線に沿って分布していた。船上検鏡によると，この極大層は Chaetoceros spp.を主体とする中型の珪藻類で構成されていた。鉛直拡散係数は 5 m
以浅や 15 m 以深では概して 10-4 m2 s-1 を超える比較的高い値であったのに対し，クロロフィル極大層が形成されていた 5～15 m 深では 10-5～10-6 m2 s-1 程度と相対的に値が小さかった。一方，渦鞭毛藻 Ceratium
furca は密度躍層を超えて活発に日周鉛直移動しており，クロロフィル極大と異なる挙動を示した。DIN
濃度は 8 月 3 日の観測開始時には表層と 6 m 深を除いて 1 μM を超えていたが，その後低下していき，8
月 4 日には 10 m 以浅で 1 μM 以下となった。1 μM の等値線は徐々に深くなっており，クロロフィル極
大層の深度変化と対応していた。昼夜連続観測前後も含む 8 月 1 日から 4 日までの姫戸沖定点における―5―鉛直分布を比較すると，クロロフィル極大は 8 月 1 日から 4 日にかけて 10 m 深付近で急激に発達し，この間に DIN 濃度は 10 m 以浅で約 2 μM 減少していた（Fig. 3）。この数日間で，珪藻類が栄養塩を取り込み増殖し，相対的に鉛直拡散係数の小さい亜表層に極大を形成したと推察された。
４．研究組織鬼塚剛

独立行政法人水産総合研究センター

グループ長

研究代表者：現場観測・データ解析

吉川裕

京都大学大学院理学研究科准教授

研究協力者：現場観測・データ解析

油布圭

九州大学応用力学研究所

技術職員

研究協力者：現場観測石井大輔

九州大学応用力学研究所

技術職員

研究協力者：現場観測

松野

九州大学応用力学研究所

教授

所内世話人

Fig. 2

健

8 月 3 日～4 日のクロロフィル a 濃度（クロロフィル a 分析値と蛍光強度の関係式から換算）および密度 σt（a），渦鞭毛藻 Ceratium furca 細胞密度（b），鉛直拡散係数 Kv（c），DIN 濃度（d）の鉛直分布時系列

Fig. 3 8 月 1 日～4 日のクロロフィル a 濃度（左）および DIN 濃度（右）の鉛直分布（クロロフィル a 濃度
は 20 mg m-3 ずつずらして描画）―6―

25 特 1-4
黄海・東シナ海の高精度海面高度計データセットの作成
名古屋大学地球水循環研究センター 森本昭彦

１．研究の目的東シナ海・黄海では富栄養化や大型クラゲの大発生など様々な環境問題が発生しておりその影響は日
本海まで及んでいる。これらの問題に対処するためには、東シナ海・黄海から日本海への物質輸送過程を明らかにする必要がある。しかし、観測データの不足している東シナ海・黄海では物質輸送に大きな影響を与える表層流の変動を調べることは容易ではない。本研究課題では、表層流を観測できる衛星海面高度計データの高精度化を行い、黄海・東シナ海の表層流変動を明らかにするためのデータセットの作成を目的とする。黄海・東シナ海における海面高度計データに含まれるエラーの大部分は潮汐に起因するものである。そこで、日本、韓国、中国の験潮所データと衛星海面高度計データから計算された潮汐調和定数を同化する潮汐同化モデルを開発し、衛星海面高度計データの潮汐補正の精度を向上させる。
２．参加者
森本

昭彦

（名古屋大学地球水循環研究センター）伊藤雅（名古屋大学大学院環境学研究科）

岩清水
市川

徳堂
香

（名古屋大学大学院環境学研究科）（九州大学

応用力学研究所）

３．研究成果の概要
３－１.

潮汐同化モデルの開発

本研究の潮汐同化モデルは Princeton Ocean Model (Mellor,2004)をベースにした水平解像度 1/36°の水平 2 次元モデルである。計算領域は図 1 に示す黄海・東シナ海を含む海域とし、開境界条件として NAO.99Jb (Matsumoto et al., 2000)の調和定数による水位変動を与えた。対象とする分潮は M2，S2，O1，K1，
Q1，P1，K2，N2 の 8 分潮であり、それぞれの分潮毎に計算を行
い計算の各種パラメータは分潮毎で最適になるように調節した。
同化データとしては、日本と韓国、中国沿岸の験潮所の潮汐調
和定数、海面高度計 TOPEX/Poseidon（T/P）と Jason-1（J-1）
、
Jason-2 から得られる調和定数を使用した。特に，T/P と J-1 に関しては Interleaved Tandem Mission のデータも使用し、T/P 単
独の場合に比べて倍の数の海面高度計データを同化した．
本研究で開発した潮汐同化モデルの誤差を調べるため、モデル

図 1．潮汐同化モデルの計算領域

により計算された各分潮の調和定数と同化しなかった海面高度計から計算された調和定数を比較した。
計算領域全体で NAO.99Jb の 8 分潮の誤差は 17.7cm だったのに対し、本モデルの誤差は 8.7cmであった。
海域毎に分けて誤差を見ると，黄海では NAO.99Jb が 23.5cm なのに対して本モデルは 8.7cm，東シナ海
では 18.1cm に対して 7.6cm であった（表 1）。いずれの海域でも本モデルの誤差は NAO99Jb より小さくなっており、誤差の空間分布を見ると局所的に改善されたのではなく全体的に誤差が小さくなっていた。
ただし、どの分潮も杭州湾から長江河口、江蘇省沖にかけて誤差が大きかった。この大きな誤差はモデ―7―

ル内の海底地形が正しくないためと思われる。
表 1．本モデルと NAO.99Jb との東シナ海と黄海での誤差の比較

３－２.

黄海・東シナ海を対象とした海面高度データセット

潮汐モデルで得られた潮汐情報を用いて黄海・東シナ
海の海面高度計データを処理し絶対表層流速を算出し、東シナ海における現場観測データと比較、検証した．観
測データの時間変動成分と海面高度計データの時間変動
成分は非常に似た傾向を示していた。このことより，本研究で開発した潮汐同化モデルにより海面高度データから正しく潮汐が除去できたことが確認できた。
海 面高 度計 デー タ か ら得 られ た東 シナ 海に おける
1995 年から 2009 年における表層流速場の時間変動成分と漂流ブイのデータから平均海面流速場を計算し、季節毎の平均的な表層流動場を計算した（図 2）。この結果か
ら 、 Lie et al. (2000) で 示 さ れ て い る 済 州 暖 流 、Isobe(2008)等で指摘されている台湾暖流の夏期及び冬期の流速（量）の変動も捉えることが出来た。また、杭州湾沖の東シナ海中央部に、黄海から対馬海峡へ渦のよう

図 2．1995 年～2009 年における，春期（3に回り込む季節変化のない流れが見られた。黄海の季節変月～5 月），夏期（6 月～8 月），秋期（9化のない流れは現場観測に基づいて議論している Niino
and Emery (1931) で示されている流れに近いものであっ

月～11 月），冬期（12 月～2 月）の絶対表層流速場

た。更に、冬季に台湾北部で黒潮の流れが北方へ広がる傾向を見ることが出来た。
４．まとめ
新たな潮汐同化モデルを開発したことで、黄海・東シナ海の海面高度データの高精度化に成功した。
特に、中国沿岸を除けば潮汐誤差は 8 分潮で 5cm 程度であり、海面高度計データを使い黄海・東シナ海の海面流速変動を解析できる精度に達したと思われる。しかしながら、中国沿岸での潮汐誤差は海面高度変動より大きくさらなるモデルの改良が必要である。

―8―

25 特 1-5
高解像度衛星海面 flux データを用いた日本海の大気海洋相互作用研究	
 名古屋大学地球水循環研究センター	  富田裕之1. 目的	  日本海は日本の気象や気候に大きな影響を与える。それには日本海の海洋循環やそれを駆動する大気
海洋相互作用現象が深く関係している。しかしながら、現場観測が困難なことから、大気海洋相互作用の実態の理解は十分ではない。そこで、新たに開発された高解像度の衛星海面フラックスデータ(J-OFURO2)の解析を行うことで、これまでに不可能であった日本海全体の海面フラックスの詳細な時
空間変動を観測的かつ統一的な視点で明らかにし、大気海洋相互作用現象の理解を深めるとともに、海洋循環との関わりを議論することを目的とする。本年度は高解像度版 J-OFURO2 の平均場の特徴や推定精度の検証を行うために、日本海における現場データとの比較や他のデータセットとの相互比較を行う。
2. 研究結果	  最初に冬季の乱流熱フラックスの平均場の特徴を確認するために高解像度の海面フラックスデータ(J-OFURO2)を含む各種のデータセットの比較を行った。例として、顕熱フラックスの１月平均値の空間分布をそれぞれのデータセットについて示す（図１）。データセットの空間解像度の違いは明らかであるが、それをふまえても、それぞれのデータセット間の違いはかなり大きいことが分かる。一方で、潜熱フラックスについては、定性的な分布の特徴はそれほど大きな違いは無かった（図省略）。顕熱フラックスについて、J-OFURO2 は、日本海中央部にフラックスの極小域があり、沿岸付近では相対的に大きな値があるという、他のデータセットでは確認できない空間分布の特徴を有する。日本側の大きな値は、
対馬暖流による高い海面水温分布、大陸側の大きな値は冬季の寒気の吹き出しに伴う低い気温分布に関連づけられる。

図 1. 上向き顕熱フラックスの分布：1 月平均値, 2002〜2006 年, 単位: W/m2
	
  次に現場データを用いた精度検証を行った。現場データは、ICOADS IMMA (Release 2.4)に含まれる
主に船舶による気象観測データの瞬間値から推定された海面フラックスである。ただし現場観測は日本側の海域にかたよっていることに注意する必要がある。図 2 に、データセット間の差が大きかった顕熱
フラックスについて ICOADS の現場観測値との比較結果を示す。J-OFURO2 は、バイアスや全体的な―9―ばらつきが小さく、他のデータセットと比べて比較的良い精度で顕熱フラックスの値を推定していることが分かる。

図 2. ICOADS 現場データとの比較: 顕熱フラックス[W/m2]（a） J-OFURO2, (b) HOAPS3, (c)NCEP/NCAR 再解析, (d) NCEP/DOE 再解析
	  本研究では、さらに沿岸域におけるフラックス推定を行った。これは主に、沿岸付近のデータ処理を見直した事と、陸域の影響をできるかぎり除く外挿法（Kara et al. 2008）を適用したことによりに行われた。図 3 に 1 月の平均場を例として示す。ICOADS の沿岸域付近のデータを用いて精度検証により、再解析の値や CSF を適用しない場合の外挿値と比べて、かなり現実的なフラックスの値であることが確認された。

図 3. 沿岸域のデータ処理および CSF 適用後の J-OFURO2 上向き乱流熱フラックス。1 月平均値（2002から 2006 年） (a)潜熱フラックス, (b) 顕熱フラックス。単位: W/m2.
3. 研究成果報告
H. Tomita and M. Kubota, Fine scale features in air-sea turbulent heat flux over the Japan/East Sea, Ocean
Science Meeting, February 23-28, 2014, Hawaii Convention Center

4.	
 研究組織	
 研究代表者	
  名古屋大学地球水循環研究センター

富田 裕之 研究員

所内世話人	
  九州大学応用力学研究所

千手 智晴 准教授

研究協力者	
  九州大学応用力学研究所

広瀬	
 直毅	
 教授	
 

研究協力者	
  九州大学応用力学研究所

高山	
 勝己	
 研究員	
 

― 10 ―

25 特 1-6対馬海峡から日本海山口県沖にかけての海洋環境変動
水産大学校海洋生産管理学科

滝川哲太郎

1. 目的
対馬海峡は東シナ海と日本海をつなぐ唯一の水路であり，対馬暖流は，東シナ海から対馬海峡を経て日本海に流入する．夏季には，対馬暖流は中国大陸の長江起源の淡水を多量に輸送する．対馬海峡は対馬によって韓国側の西水道と日本側の東水道に分かれる．海洋データ同化の手法を用いた数値モデル研
究では，東水道通過流は，山口県萩市沖の見島によって分岐している（広瀬ら, 2009, 海と空）．

本研究では，東シナ海から移流されてくる大陸起源の低塩分水を捉えることを念頭に，対馬海峡東水

道における水温・塩分の連続測定を実施した．また，見島での対馬暖流分枝流の変動を捉えるために，
見島とその南側対岸の青海島に水位計を設置し，両島間の水位差を測定した．さらに，萩－見島間のフェリー「おにようず」（萩海運）を用い，見島から沿岸寄りのフェリー航路上の表層水温を測定した．

2. 観測
対馬海峡東水道から山陰沿岸の 4 観測点（美津島，沖ノ島，蓋井島，青海島通）に生物付着防止機能の付いた水温・塩分計を春から初冬にかけて設置し，1 時間間隔で表層の水温と塩分を測定した．沖ノ島では，現在（2012 年 2 月末）も観測を継続中である．美津島，蓋井島，青海島通については漁業用
定置網に，沖ノ島については海底からブイを立ち上げ，それぞれ 4～5 m 深に計測機器を設置した．

青海島通と見島宇津に小型水位計（RuggedTROLL100, In‐Situ 社）を 2012 年 8 月下旬から設置し，10 分

間隔で 2 測点の水位を計測している（図 1）．東京湾平均海面（TP）は，水位計設置時に DGPS を用い測量した．さらに， 萩市浜崎と見島の間を約 3 往復/1 日する定期フェリーに，水温収録装置を取付け，航路上の表層水温モニタリングを実施した．本報告では，1 年以上のデータが蓄積された青海島通と見島宇津の水位観測結果について報告する．

3. 結果
青海島通と見島宇津で観測された水位と時系列を図 2 と図 3 に示す（2012 年 8 月下旬～2013 年 10月下旬）．両島ともに，潮汐周期が卓越しており，約 15 日周期の大潮・小潮の変動を確認できる．沖合の見島に比べ沿岸寄りの青海島の潮汐変動が大きかった．季節変動に着目すると，両島ともに，2 月頃に最低水位，8 月頃に最高水位となった．

48 時間のタイドキラーフィルター �花輪・三寺, 1985, 沿岸海洋研究ノート� を施した後，両島の水位差（��）を求めた（図 4）．2012 年 9 月から 2013 年 6 月までの間，水位差（��）の変動幅は約�4 �m

であったが，2013 年 7 月以降，変動幅が約�10 �m と大きくなった．2013 年 7 月に青海島の水位は上昇傾向にあったが，見島の水位は殆ど上昇しなかった．8 月に見島の水位が急激に上昇し，両島間の水位差が小さくなった．その後，両島の水位が急激に低下したが，水位差変動は，2013 年 6 月以前と比べ大きい状態が続いた．

水位差（��）の変動幅が約�10 �m のとき，地衡流平衡（�� � ����/��）を考えると，見島以南を通過する東方流速 ��� の変動は�30 �m s‐1 と見積もられる（ここで，� � 8�2 � 10�� s �� , � � 9�8 m s �� ,�� � 40 �m）．見島以南の平均水深 ��� を 70 m とすると，流量（� � � � � � ��）変動は，�0�84 �

10� m� s �� となる．今後，このような大きな流速・流量変動が実際に起こったかどうか検討する必要がある．

― 11 ―

図 2. 青海島の水位（黒線）．赤線は 48 時間移動平均を示す．

図 1. 水位計設置位置（赤丸）．

図 3. 見島の水位（黒線）．赤線は 48 時間移動平

図 4. 青海島（赤）と見島（青）の水位（移動平均）．黒線は両島間の水位差を示す．

均を示す．

4. 研究組織
研究代表者

水産大学校

滝川哲太郎

所内世話人

九州大学応用力学研究所

千手

智晴

研究協力者

福岡県水産海洋技術センター

内藤剛

山口県水産研究センター

渡辺俊輝

名古屋大学地球水循環研究センター 森本昭彦― 12 ―

25 特 1-7

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― 14 ―

25 AO-1
日本海での乱流熱フラックス決定に果たす対馬暖流の役割の理解

東北大学大学院理学研究科	
  杉本周作1. 目的	
  日本海では，冬の間に，海洋から大気に膨大な熱が放出されており，その時間変動も大きいことが知られている．この熱フラックス変動は，大陸からの乾燥した寒気の吹き出し（冬季季節風）が主因であると報告されている（松村・謝 1998 等）．そして，海上から多くの水蒸気を受け取った季節風が，日本海側の諸都市に降水をもたらすとされている（Manabe 1957 等）．一方で，最近，冬季の日本海側降水の要因として，対馬暖流流量の重要性が指摘されつつある（Hirose and Fukudome
2006）．これは，海面水温こそが熱放出決定の主因になることを示唆するものである．そこで，本研究では，日本海での熱放出決定（特に潜熱に注目）に果たす海面水温の役割の定量化を試みた．
そして，この熱変動が日本の降水量変動に及ぼす影響を調べることで，大気海洋系の新たな知見を得ることを目的とした．

2. 研究方法
	  潜熱フラックスは，OAFlux データ（Yu et al. 2008）の変数（海面水温，海上気温，海上比湿，海上風等）を用い，バルク公式から独自に算出したものを使用した．Watanabe（1990）が提案した
monsoon index（MOI）を季節風強度の指標として用いた．また，対馬暖流流量時系列は，対馬海峡を横断する博多・釜山間のフェリー観測に基づき算出されたものを使用した（Hirose and Fukudome
2006）．さらに， AMeDAS の降水量データを使用した．本研究の解析期間は，1990 年から 2010 年までの 21 年間であり，潜熱放出が多い 12 月を対象とした．
3. 研究結果
	  潜熱フラックスは，日本海東部で大きい変動をもつことがわかった（図 1a）．そこで，本研究では，日本海東部領域（137°—140°E, 38°—43°N）に着目した．図 1b は，日本海東部領域
平均潜熱フラックスの時系列を表す．経年変動が卓越することがわかる．
	  つづいて，この潜熱フラックス変動の要因を調べた．ここでは，Sugimoto and Hanawa（2011）で採用された数値実験（生データと図 1. (a) 12 月平均潜熱フラックス標準偏差分布図 [W m–2]．
黒線枠は日本海東部領域を表す．(b) 日本海東部領域潜熱フ
ラックス時系列．

長期平均値を組み合わせてフラックスを計
算：表 1 参照）を行うことで，フラックス決定に果たす各変数（海面水温・海上気温・海上風速）― 15 ―

間の相対的な寄与を調べた．その結果，位相・振幅の再現性の観点で，海面水温が，潜熱フラック
ス変動の主因であることがわかった．

	  表 1．潜熱フラックス算出実験時に使用した変数の組み合わせ	  そこで，日本海東部領域での海面水温変

海面水温

海上気温

海上風速

動の要因を調べた．Hirose et al.（2009）で海面水温実験

日別生データ

日別気候値

日別気候値

指摘されたように，暖候期の対馬暖流流量

海上気温実験

日別気候値

日別生データ

日別気候値と有意な関係にあることがわかった．また，

海上風速実験

日別気候値

日別気候値

日別生データ大気海洋間熱交換の影響を評価するために，同海域での海上風速変動との関係を調べた．
その結果，海面水温とは無相関の関係にある
ことがわかった．一連の解析より，日本海東部領域の海面水温は，大気強制によるのではなく，海洋変動（対馬暖流）の結果であると指摘した．
	  上記解析により，日本海東部領域での水蒸
気供給量は，海面水温によることがわかった．
そこで，この潜熱放出が日本の降水量変動に及ぼす影響を調べた．その結果，特に，北日

図 2. AMeDAS 降水量と(a) MOI，（b）日本海東部領域平均潜熱フラックスとの相関係数分布図．白丸（黒丸）は，10%有意水準を満たす正（負）の係数が得られた観測点を表す．また，灰色丸は，有意でない観測点である．

本の降水量に関係することがわかった（図2b）．また，興味深いことに，この領域の降水量は，冬季季節風に影響されない場所であった（図2a）．すなわち，日本海東部領域の海洋場は，日本の気候形成に重要な役割を果たすことを示している．以上，本年度得られた研究成果は，日本海の大気海洋相互作用系の実態解明に資するものであり，日本の気候系の理解に貢献するものである．

4. 研究成果・	  Sugimoto, S., and N. Hirose, 2014: Variations in latent heat flux over the eastern Japan Sea in December.
SOLA, 10, 1-4.
・	  杉本周作，広瀬直毅：12 月の日本海東部潜熱フラックス変動に果たす海面水温の役割	
  ～北日
本降水量変動への影響～．日本気象学会 2013 年秋季大会，P161，仙台，仙台国際センター，2013
年 11 月 19 日．ポスター発表．

― 16 ―

25 AO-2

海洋環境モニタリングのためのグライダー型海中ロボットの研究開発
大阪府立大学・大学院工学研究科 有馬 正和□研究目的
本研究の目的は，海洋環境のモニタリングを行うためのグライダー型海中ロボットの自律制御システムを確立することである。研究代表者らは，広範囲の海洋環境モニタリングや海洋探査に利用するための水中グライダーの実用化を目指して，高い運動性能を発揮する
ことのできる「主翼独立制御型水中グライダー」の SOARER を開発した。また，長期間・広範囲に亘る海洋生態系モニタリングを実現するための実海域用ソーラー水中グライダー
Tonai60（Twilight Ocean-zonal Natural-resources and Animals Investigator）を研究開発している。Tonai60 には，サンゴ礁の蛍光撮影や被度のマッピングを行うための高感度
ネットワークカメラと海棲哺乳類の音響観測を行うための水中音響データロガー，
多項目海洋環境データロガーを搭載している。Fig.1 に示す Tonai60 には実海域での高度な自律性が求められるので，その自律制御システムを確立するためには，深海水槽における多岐に亘る基礎データの収集・解析が必要不可欠である。研究代表
者らの所属する大阪府立大学の船舶試験

Fig.1

水槽（長さ×幅×深さ：70m×3m×1.5m）

実海域用ソーラー水中グライダー
Tonai60は，水中グライダーの性能評価を行うには幅と水深が不十分であり，九州大学・応用
力学研究所の深海機器力学実験水槽（長さ× 幅 × 深 さ ： 65m × 5m × 7m ） を 使 用させていただくことが本研究の進展に最も有効であると判断した。同研究所・
海洋大気力学部門・海洋流体工学分野は，
海中ビークルの運動制御に関する研究において優れた実績があり，中村昌彦准教授との情報交換によって，本研究の飛躍的なFig.2 Tonai60 のグライディング試験（深海機器力学実験水槽にて）進展が図れると考えたことも共同利用研究の目的のひとつである。また，将来的には，潜航深度 1,500m の SOARER との協調制御などによって，群知能水中グライダーシステムを構築して，長期間・広範囲に亘る海洋
環境・生態系モニタリングの実現を目指したいと考えている。

― 17 ―

□研究の成果
深海機器力学実験水槽において実海域用ソーラー水中グライダーTonai60 の潜航試験を実施した。浮心・重心などを調整した後，Tonai60 のグライディング性能を水槽壁面に設置したビデオカメラで撮影・記録して，画像解析によって重心位置や水中重量を変化させた
ときの機体の姿勢角およびグライディング角，グライディング速度を推定することができた。そして，Tonai60 が設計通りのグライディング性能を有することを確認できた。
本水槽試験を経て，12 月中旬に鹿児島湾にて実海域試験を実施して，海洋環境データを取得することができた。
□研究成果報告y

藤内裕史，有馬正和：実海域用ソーラー水中グライダーの充放電システムに関する研究開発，第 25 回ロボティクス・メカトロニクス講演会（ROBOMEC 2012 in TSUKUBA）
論文集， 2A2-O04, pp.1-4, CD-ROM,(2013.05)．

y

H. Tonai, M. Arima: Design of an Ocean-Going Solar-Powered Underwater Glider,
Procs. of the twentythird (2013) International Offshore and Polar Engineering
Conference (ISOPE-2013), Vol.1, pp.345-349, (2013.06).

y有馬正和，藤内裕史：サンゴ礁モニタリングのための水中グライダーの研究開発，第16 回日本サンゴ礁学会講演要旨集，P1，p.53，(2013.12).

y

M.Arima, K.Yoshida, H.Tonai: Development of a coral monitoring system for theuse of underwater vehicle,yProcs. of OCEANS’14 MTS/IEEE Taipei, (2014.04).

M.Arima, H.Tonai, K.Yoshida: Development of an ocean-going solar-powered
underwater glider, Procs. the twentyfourth (2014) International Offshore and Polar
Engineering Conference (ISOPE-2014), (2014.06).

□研究組織
氏

名

有馬 正和

藤内 裕史
吉田 桂奈
石井 和男
中村 昌彦

所

属

職 名

大阪府立大学・
大学院工学研究科
大阪府立大学・
大学院工学研究科
大阪大学工学部
九州工業大学・
生命体工学研究科
九州大学・応用力学研究所

役割・担当分野

准教授

代表者・総括，システム計画

学生 M1

研究補助

学生 B4

実験補助

教授

水中ロボットの自律制御

准教授

所内世話人

― 18 ―

25 AO-3
ÉǥǪǯYÕųAc[văåƟèŽÐŽÐ° ǫÐüăåÁ îĽ ƬƻƂ ÜƱñŀŽÐ ¸ǦǳÐăåŊ îĽ ŏǞ ĂèƝŽÐŽÐ° ǫÐăåÁ ņîĽ áũ ǢƋäºƈ¼bÉǥĨŠ¼VU3ÔëǍ¼WÂMKÉǥYǟÑZŽD>4LYǟÑiŢIE
ǁ¾I3ĜĎiŤƞcEǣųKfM`W3ÉǥbŽÛÉǥĀĘYėŤƞ¼Cļ
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25 AO-4

水中ビークル運用のための装備に関する研究
長崎大学・水産学部

兼原壽生

1．はじめにFig.2 はイリジウム通信で送られてきた CTD 観測

近年、海洋観測・調査用の海中ビークルは、専用の母船を必要とする大型の物から、専用の母船結果である。水温分布は長崎丸の XBT による計測を必要としない小型のものまで数多く作られ、実と非常によく一致している。

用的な段階へと入りつつある。特に、技術者の支援を必要とせず、海洋物理の研究者が比較的容易に海洋観測に使用できる、中、小型のビークルは、専用母船、すなわち専用の母船に装備された投入・回収装置を持たないため、作業がいっそう困難なものとなる。長崎大学、長崎丸は応用力学研究所と共同で長年海洋観測を行っており、応用力
学研究所所有の海中ビークル運用の実績を持つ。
そこで本研究では、ビークルを損傷することなく、
波浪中で、安全にビークルを運用するために必要
Fig. 2な装備について調査・研究を行う。多様な形状のCTD 観測結果

ビークルに対応可な装備は、海洋観測・調査に大Fig.3 はイリジウム通信で送られてきた ADCP 観

きく貢献するものと考えられる。

測結果である。点線が南北方向流速分布、実線が東

本年度は、応用力学研究所円盤型水中グライダ

西方向流速分布、一点鎖線がパーセントグッドを示ーの回収作業について報告する。

している。流速は北への流れ，東への流れをプラスで表示している。計測は 1 秒間隔で 60 ピンの計測

２．円盤型水中グライダーの海上試験
円盤型水中グライダーの動作テスト・海洋観測が2013 年 3 月長崎港沖の水深 100m 海域で実施されを 70 秒ごとに繰り返している。Fig.3 には水深 19m
における流向流速をベクトル表示で長崎丸の気象た。ビークルの浮上位置を Fig.1 に示す。ビークル

ログと比較した結果も同時に示されている。わずかの浮上位置を示す白色のバルーンがバーチャルモ

60 秒間の平均と、海洋観測においては瞬時値に近アリング目標位置周辺にまとまっている。 実験時

い値の比較であること、ビークルに搭載した ADCPの潮流速度は北西に 0.11m/sec、北西の風 1.25m ではまだ磁方位修正がなされていないことを考えるあった。

と、流向流速ともによく一致していると言える。

Fig. 1

Fig. 3

ビークル浮上位置― 23 ―ADCP 観測結果

Fig.1 において浮上位置を示すバルーンの数が少（ 17:25 ）ないのはビークルが 3 回目の潜航中に動作を停止

・二回目トロール網による回収作業（網入れ）開始

してしまったためである。

（ 18:05 ～ ）・トロール網巻き取り終了、ビークル回収できず（ 19:00 ごろ ）３．円盤型水中グライダーの捜索・回収
長崎丸、鶴洋丸によって実施されたビークル捜・ビークル着底位置にもどり、再度位置検でビーク

索・回収作業は次に示すとおりである。

ル位置計測（2013 年 3 月 5 日）

19:15 ）

ビークル位置に変化なし（ 19:10 ～・緊急浮上装置作動開始（ 16:55 ）（2013 年 4 月 9 日）

・ビークル浮上せず、超音波式位置検によるビーク

・位置検でビークル位置計測

ル深度 99m（ 17:45 ）なし（ 6:30 ）・長崎丸位置を移動し、3 か所でビークルの位置を測定 32 度 42.11986 分、129 度 34.83403 分（ 18:00～ 18:37 ）ビークル位置に変化

・三回目トロール網による回収作業（網入れ）開始（ 6:47 ～ ）・日没により、浮上したとしてもビークルの視認が・トロール網巻き取り終了、ビークル回収成功

できないので実験海域離脱（ 7:36 ）（2013 年 3 月 6 日）
・長崎丸 錨泊場所から前日のビークル実験海域に向け航行開始（ 7:50 ）・ 長 崎 丸 搭 載 の 計 量 魚 群 探 知 機 （ ( 株 )KAIJO

KFC-3000N 型）を使用し、前日計測したビークル
位置付近を捜索（ 9:04 ～ 9:34 ）・ビークル実験海域より約 5 マイル程度南下しながら、ビークルが浮上していないか目視で捜索（ 9:35 ～ ）・約 10 マイル程度北上しながら、ビークルが浮上していないか目視で捜索（ 10:00 ごろ ～ ）・ビークル実験海域へ約 5 マイル程度南下しながら、ビークルが浮上していないか目視で捜索（ 11:00

ごろ ～ ）
・ビークル発見できず長崎丸航行性能試験実施のためビークル実験海域離脱（ 11:45 ）（2013 年 3 月 9, 12, 17 日）・鶴洋丸搭載の精密海底地形探査装置 HS-600F、計Fig. 4量魚群探知機 FQ-80 により実験海域付近を捜索

トロール網によるビークルの回収

・17 日にビークルが発見されたが（32 度 42.3375

分、129 度 35.0109 分）、5 日に超音波式位置検で

４．研究組織計測した位置と異なっている。

・研究代表者（2013 年 4 月 8 日）

兼原壽生（長崎大学水産学部教授）

・長崎丸 ビークル回収作業のため出港（ 14:45 ）・研究協力者

・超音波式位置検によりビークル位置を特定 32 度
42.1215 分、129 度 34.8315 分（ 16:23 ）青島隆、森井康宏、山脇信博、清水健一（長崎大学水産学部

准教授）

・3 月実験終了時の超音波式位置検によるビークル

内田淳、下田真子（長崎大学水産学部

助教）

着底位置とほぼ同じなので、この位置を目標に回収

中村昌彦（九州大学応用力学研究所

准教授、所内世話人）

作業を行うことに決定
・一回目トロール網による回収作業（網入れ）開始

稲田勝、野田 穣士朗（九州大学応用力学研究所（ 16:35 ～ ）・トロール網巻き取り終了、ビークル回収できず― 24 ―

技術職員）

25 AO-5

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― 25 ―?9á

25 AO-6

地上ライダーネットワークおよび衛星搭載ライダデータを用いた	
 エアロゾル光学特性の時間空間変動研究	
 
	
 
	
 
	
 
(独)国立環境研究所環境計測研究センター	  西澤智明	
 

	
 
	
 
	
 
目的	
 
	
  エアロゾルの気候・環境への影響を評価するためには、エアロゾル光学特性の時間・空間的に密なデータを取	  エアロゾルの気候・環境への影響を評価するためには、エアロゾル光学特性の時間・空間的に密なデータを取得し、それらを複合的に解析する必要がある。本研究では、
船舶観測を含めた地上ライダーから得られる時間的に高分解能な観測データと、衛星搭載ライダーから得られる全球網羅観測データを複合解析することで、時間・空間的に包括したエアロ
ゾル光学特性データを取得し、そのデータからエアロゾルの時・空間変動に関する知見を抽出することを目標に据えた観測研究を推進する。全球・領域規模でのエアロゾルの気候・環境影
響評価には、エアロゾル輸送モデル等の数値モデルによる評価が不可欠となる。そこで、数値モデルの再現性やデータ同化技術の向上に資するライダーデータ解析技術の開発およびデー
タセットの作成も本研究は視野に入れる。	
 	
  本目標遂行のために、昨昨年、応用力学研究所大気物理研究室の岡本教授との共同研究（23
特 1-6）で、衛星ライダーデータからエアロゾル種毎（鉱物ダスト、海塩、大気汚染粒子）の鉛直濃度を抽出するためのルックアップテーブル法を用いたアルゴリズム（エアロゾル種分類推定手法）の開発を行い、それを衛星ライダーデータへ適用した。結果は、上記アルゴリズムの有用性を示すと供に、ライダーデータ自体の品質向上の必要性とアルゴリズムで利用されているエアロゾル光学モデルの不完全性を示唆した。これを改良すべく昨年度（24AO-9）、ウェーブレット解析を用いたノイズ除去手法を開発・改良した。それを地上や衛星ライダーデータへ適用し、信号雑音比(SN 比)にして２倍以上の改善を図ることに成功した。また、信号ノイズに対して頑強な数値解法として最尤法を用いた最適化手法の検討を行い、その有効性を確認した。また、エアロゾル光学モデル改良の方策を検討し、全球規模で展開されている地上スカ
イラジオメーターの解析データを統計解析することにした。現在データセットの作成を進めている。	
 	
  以上の経緯を踏まえ、本研究では、数値解法およびエアロゾル光学モデルの高度化によりアルゴリズムを強化し、より信頼性の高い全球エアロゾルデータの抽出を目指す。改良したアル
ゴリズムを用いて衛星および地上ライダーデータの解析を行い、エアロゾル種毎の全球時空間変動およびデータセットの作成を推進する。	
 
	
 
実施方法	
 
	
  最適化手法の検討・開発を進め、アルゴリズムに導入し、より信号ノイズに頑強な解析手法を実現する。また、地上スカイラジオメーターの解析データのデータセット化を推進し、それの統計解析を実施し、エアロゾル光学モデルの改良を図る。統計解析の手法としては、クラス
ター解析を実施する。	
 
	
 
結果	
 
	
  地上でネットワーク展開しているミー・ラマンライダー解析用に最尤法とガウスニュートン― 27 ―

法を組み合わせた最適化手法を用いたアルゴリズムの開発を行った。上記ライダーからは４つの測定値（波長 532nm での消散係数、後方散乱係数、偏光解消度、および波長 1064nm での後方散乱係数）が得られ、その測定値に上記アルゴリズムを適用することで、鉱物ダスト、海塩粒子、ブラックカーボン、ブラックカーボンを除く大気汚染粒子の４種エアロゾルの波長532nm での消散係数を導出する。黄砂飛来時等のいくつかのイベントデータへの適用を行い、対流圏下部での黄砂やブラックカーボンの浮遊層や、境界層内での海塩粒子や大気汚染粒子を
捉えた。	
 
	
  全球規模で展開されている地上スカイラジオメーターの解析データに Fuzzy	
 c-means 法を用いたクラスター解析による統計解析を行った。全球では６個程度のクラスター（グループ）にデータが安定して分類されることが判明した。分類されたデータの特徴（光学特性）やその地域から、６個のクラスターは、海洋性粒子、バイオマス燃焼起源粒子、鉱物ダスト粒子、大気
汚染粒子、そしてそれらの混合（鉱物ダスト＋大気汚染、バイオマス燃焼＋大気汚染）を表していると示唆される。	
 
	
 
考察	
 
	
  最尤法とガウスニュートン法を用いた最適化法を導入した。誤差解析や観測データへの適用
例が十分ではなく、今後推進する。本手法は汎用性も高く有用な手法といえる。他のアルゴリ
ズム（ライダーと受動型センサーの複合等）への応用も検討する。	
 	
  全球データへのクラスター解析を実施し、６つのタイプへの分類が可能であることが分かった。より詳細にエアロゾルの特徴をみるには、地域毎（例えば、アジア、ヨーロッパ、アフリカ等）にクラスター解析を行うことが有用と考えられる。よって、今後地域毎のクラスター解析を実施していく予定である。	
 	
 研究成果報告	 Nishizawa,	
  T.,	
  N.	
  Sugimoto,	  I.	
  Matsui,	  A.	
  Shimizu,	  Introduction	  of	  raman	  scatter	 measurement	
 function	
 to	
 NIES	 lidar	 network	 observation,	 International,	
 Symposium	
 on	
 Remote	 Sensing	 2013,	
 Chiba,	
 May,	 2013	 (Oral)	
 及川栄治、西澤智明、中島映至、クラスタリングを用いた AERONET データのエアロゾルタイプ
分類、気象学会秋季大会、仙台、2013 年 11 月	
 (Oral)	
 
	
 
研究組織	
 
氏名	
 
所属	
 
職名	
 
役割・担当	
 メールアドレス	
 
西澤	
  智明	
  国立環境研究所	
  主任研究員	
 代表者	
 nisizawa@nies.go.jp	
 
杉本	
  伸夫	
  国立環境研究所	
  室長	
 地上ライダ解析	 nsugimoto@nies.go.jp	
 

松井	
  一郎	
  国立環境研究所	
  主任研究員	
 地上ライダ保守	 i-matsui@nies.go.jp	
 

岡本	
  創	
 

九州大学応用力 教授	
 
学研究所	
 

衛星ライダ解析	 okamoto@raim.kyushuu.ac.jp	
 

佐藤	
  可織	
  九州大学応用力 助教	
 
学研究所	
 

衛星ライダ解析	 sato@riam.kyushu-u.ac.jp	
 ― 28 ―

25 AO-7越前沿岸域の表層流に関する研究
福井県立大学

海洋生物資源学部

兼田淳史【研究の目的】日本海中部沿岸域では一時的に強い流れが発生することが知られている。その流れは急潮と呼ばれ、周期の有無や発生要因によって「気象擾乱の通過に伴う突発的な流れ」、「周期変動する強流」、「気象擾乱と無関係に発生する強い流れ」の 3 つに分類されることがわかってきた（千手，2009）。これらのうち 3 つ目は対馬暖流の接岸に伴うものと推察されているが、その実態や発生要因について不明な点が多く、予測がつきにくい急潮とされている。若狭
湾の東部海域（図１）は、上記の 3 つ目の特徴をもつ急潮が発生することが明らかになりつつある。この海域の流動変動の特徴を理解することを目的として、越前岬から北東 20km 程度に位置する
鷹巣（たかす）の定置網近傍で流向・流速計を用いた観測を実施

図１ 若狭湾および観測を実施した鷹巣の位置

し、既得データも含めて解析を行った。
【観測および解析】
当海域の鷹巣（図１）の定置網近傍で多層流向流速計（Nortek Aquadopp profiler, 600kHz）と水温計（Hobo Water temp

Pro v2）を用いて係留観測を実施した。鷹巣での係留観測は福井県立大学、福井

県水産試験場、九州大学が所有する観測機器を利用して実施し、係留系の設置作業は福井県水産試験場の調査船「若潮丸」用いた。2013 年 5 月上旬から 10 月末まで 30 分ごとに測定した流向・流速データと10 分ごとに測定した水温データを解析した。また、沖合の情報として九州大学応用力学研究所が web サ
イトで公開している日本海高解像度沿岸モデルの計算結果（DREAMS_C）を利用した。
【結果および考察】2013 年 5 月から 7 月にかけて鷹巣では 20-30cm 程度の北東向きの流れが卓越し、2℃程度の水温成層が発達していた（図省略）。7 月になると上り潮（のぼりしお）と呼ばれる西向きの流れの流れが頻繁に発生していたが、8 月に上旬になると上り潮は見られなくなり、特に 8 月上旬には 30cm/sec を超える東向
きの強い流れが発生した（図２a）。東向きの流れは全層で発生し、30cm/sec を超える流れは海面から20m の層厚で生じていた。同時期に 26-27℃の高温水が見られるようになり、東向きの流れが発生した時期にその厚さは増加した（図２b）。8 月下旬頃から 9 月中旬頃にかけて流れはやや弱くなったものの東向きの流れは継続し、表層では 28-30℃程度、下層 26℃程度の水温構造を維持していた。また、8 月
上旬にみられた強流時の原因を把握するため、高解像度沿岸モデルを解析した。結果の一例として、図３には 8 月 10 日の高解像度沿岸モデルの計算結果を示した。若狭湾口から越前海岸にかけて岸に沿うように対馬暖流分枝流が存在し鷹巣付近の流れも強化していたことから、対馬暖流が越前海岸付近で接岸流路をとることにより、この急流が生じたと推察された。
この海域では流れが急変する観測事例が少ないことから、さらにデータを蓄積することが望まれる。
最後に、観測にご協力頂いた福井県水産試験場の調査船「若潮丸」、鷹巣定置組合の皆様に厚くお礼申し上げる。

― 29 ―

図２：鷹巣での流速（東向きが正）（a）および水温の時系列(b)(2013 年 7 月 1 日から 9 月 30 日まで)

【研究成果報告】
越前岬周辺の短期流動変動特性、兼田淳史、都築純、鮎川航太、千手智晴、渡邊達郎、日本海洋学会秋季大会、（2013 年９月）

【研究組織】
研究代表者
福井県立大学海洋生物資源学部

兼田淳史

研究協力者
福井県水試

漁場環境研究グループ

鮎川航太

所内世話人
図３：日本海海況予測システムによる鷹巣沖の流況のシミュレーション結果、2013 年 8 月 10日、九州大学応用力学研究所「日本海海況予測システム」より
http://dreams-i.riam.kyushu-u.ac.jp/vwp

九州大学応用力学研究所― 30 ―千手智晴

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Ģ¹ã YĈKüÖlZpm{clv>J?vzĠ¨― 31 ―

図1：瀬戸内海伊予灘における観測点（S1-S9）。

図2： 観測から得られた,各潮時（左列：小潮、右列：大潮）における流速ベクトルVの絶対値、水温T、塩分S、鉛
直拡散係数Kz （上段-下段）の空間分布。縦軸は深度[m]、横軸は水平距離[km]、黒い影は海底地形を示す。

― 32 ―

25 AO-9
東アジア域における大気エアロゾルの気候影響に関する研究
富山大学大学院理工学研究部（理学）	
  青木 一真

１．はじめに	 	  昨年（2013年）から急に「PM2.5」という言葉が騒がれるようになっているが、日本国内から排出される大気汚染物質や中国大陸から越境する大気汚染物質、黄砂粒子、森林火災など
は、今にはじまったことではない。大陸から近い九州地方では、東アジア域における化石燃
料消費等による人為起源の大気浮遊微粒子（エアロゾル）の輸送により、健康被害や気象障
害など、私たちの生活に対する懸念材料が多い。2003	
 年から応用力学研究所屋上において太陽光と周辺光の放射輝度を用いたスカイラジオメーターを使って連続観測を行っている。
「PM2.5」を含んだ人為起源と自然起源エアロゾルの光学的特性の長期モニタリングとして、観測及び解析を行っている。本研究は、次世代の大気化学・気象結合モデルの開発や応用を行うためにも、地球観測衛星の検証のためにも、定量的な地上観測データの蓄積が重要となっている。エアロゾル気候影響を評価する場合、応用力学研究所大気環境モデリング分野で開発・改良されているエアロゾル気候モデルSPRINTARS	 を用いて、地上観測や衛星観測の結果を基にモデルの検証を行うことが有効とされている。特に、九州・沖縄地域の観測地点（福岡、長崎、福江島、沖縄等）を利用して、大陸から日本へ輸送されてくるエアロゾルを測定し、それらを同化データとして組み入れ、モデルの精度向上につながることを目的としている。	
 ２．観測・解析概要	
 	
  波長別の太陽直達光と周辺光の角度分布の放射輝度を自動測定出来るスカイラジオメーター（プリード社製、http://skyrad.sci.u-toyama.ac.jp/）を利用して、九大応力研の屋上をはじめ、様々な場所において、晴天時の日中に連続観測を行っている。この観測データから解析されたエアロゾルの光学的厚さ・オングストローム指数（エアロゾル粒径の指標）
・一次散乱アルベド（放射吸収のパラメータ）を用いて、気候変動の指標である放射強制力を求める。また、これらのデータを地上検証として用いてSPRINTARSを改良し、東アジア全体の広域的な放射強制力のさらなる精度向上を目指している。	
 ３．結果及び、考察	 	  Fig.1は、2013年1月から2013年12月までの福岡県春日市（九州大学応用力学研究所）における0.5µmのエアロゾルの光学的厚さとオングストローム指数の月平均値を示した。日本のエアロゾルの光学的厚さの季節変化は、春に最大となり、秋から冬にかけて最小になる傾向（Aoki	 et	
 al.	
 2013,	
 Aoki	
 and	
 Fujiyoshi,	 2003）にあるが、春に最大、次に8月に高くなる傾向が見られた。また、オングストローム指数を見てみると、春に光学的厚さが最大となる理由として、オングストローム指数が低いため、黄砂粒子を中心とした大粒子の影響が示され、8月の光学的厚さが高くなる理由として、オングストローム指数が高いため、微小粒子、― 33 ―

すなわち、人為起源のエアロゾルの影響が観測されていることがわかった。PM2.5が騒がれはじめた1月は、オングストローム指数が比較的高く、人為起源エアロゾルなど越境する大気汚
染物質の影響がプラスされたのではないかと思われる。今後も継続した観測を行うことにより、SPRINTARSや衛星観測等と比較しながら、越境大気汚染やローカルな影響評価を行い気候

Monthly mean of AOD (0.5) and Alpha

影響の解明につなげていきたいと考える。	
 Kasuga/Fukuoka (KSG)
2013.01 to 2013.12

2.0

AOT500
Alpha

1.5

1.0

0.5

0.0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

Month
Fig.	
 1	
  2013年1月から2013年12月までの福岡県春日市（九州大学応用力学研究所）における	
 0.5µmのエアロゾルの光学的厚さとオングストローム指数の月平均値

４．研究成果	 Osada, K., Ura, S., Kagawa, M., Mikami, M., Tanaka, T. Y., Matoba, S., Aoki, K., Shinoda, M., Kurosaki, Y.,
Hayashi, M., Shimizu, A., and Uematsu, M.: Wet and dry deposition of mineral dust particles in Japan:
factors related to temporal variation and spatial distribution, Atmos. Chem. Phys. Discuss., 13, 21801-21835,
doi:10.5194/acpd-13-21801-2013, 2013.
Aoki. K., T. Takemura, K. Kawamoto, and T. Hayasaka (2013), Aerosol climatology over Japan site measured
by ground-based sky radiometer, AIP Conf. Proc. 1531, 284 (2013); doi: 10.1063/1.4804762.

５．	
 研究組織	 	  代表者	
 

青木	
 一真	
 

（富山大学大学院理工学研究部（理学））	
 	
  協力者	
 

竹村	
 俊彦	
 

（九州大学応用力学研究所、所内世話人）	
 

	
 

河本	
 和明	
 

（長崎大学環境科学部）	
 ― 34 ―	 25 AO-10
海洋大循環の力学 ---エクマン層から中深層循環まで
北海道大学大学院

地球環境科学研究院

水田元太

1． 目的
海洋の大循環のしくみを理解することは、気候変動や海況の予測をする上での重要な基礎となる。本
研究では、数値計算、観測、理論の分野の研究者がそれぞれの立場から最新の知見を持ち寄り、それらを整理することで、海洋大循環のしくみに対する大局的な展望を得ることを目的とする。
2．手法
2013 年 11 月に研究会を開き、以下の話題が提供された。各話題について十分な時間を取って発表が行われ、研究者間で活発に議論を行うことにより有効に研究が進められた。
(1) 親潮海域の平均場の力学：順圧成分・傾圧成分による理解: 西垣肇(大分大教育福祉科学)(2)「南極中層水」を中心とした南極海の鉛直循環系に関して: 蓮沼啓一(海洋総合研)(3) 海洋再解析アンサンブルによる北太平洋混合層の経年 -－ 十年規模変動の研究: 豊田隆寛(気象研)(4) Influence of the Coriolis Force on the Formation of a Seasonal Thermocline: Noh Yign (Yonsei
University)(5) 日本海沿岸で発生する急潮のシミュレーション: 広瀬直毅(九大応力研)(6) 深層測流結果にみられる赤道ロスビー波のシグナル: 石崎廣(気象研)(7) 海洋深層における中規模スケールの変動: 宮本雅俊(東大大気海洋研)(8) 日本海溝斜面およびその東方の大洋底における深層流の変動特性: 柳本大吾(東大大気海洋研)(9) バルーン搭載の可視・赤外カメラが捉えた沿岸表層の微細な物理構造について: 宮尾泰幸、岩中祐
一(愛媛大 CMES)(10) 振動強制による南北渦位輸送の分布: 水田元太(北大地球環境)(11) 1.5 層 QG model による Okuno and Masuda (2003) の追試と、パラメーターを変えた追加実験 2-- アンサンブル実験: 中野英之(気象研)(12) 回廊における傾圧不安定と南北熱輸送: 平原幹俊(気象研)(13)不規則な渦から組織だった秩序ある平均流が発生してくる仕組み--問題と考察: 増田章(九大応力研)
3. 結果と議論(1) 再解析データに鉛直モード展開を適用し、親潮域の循環のしくみを考察した。千島海溝沖には海膨が存在するため、傾圧、順圧モードともそれよりも西側では東側とは力学的に独立な循環が生じる。順圧モードでは千島海溝に捕捉された浅い方を右手に見る流れが卓越し、傾圧モードでは海膨上を低気圧方向に回る循環が卓越する。親潮など亜寒帯域の主な循環はこれらの重ね合わせで表現される。
(2) 太平洋の底層から中層までの水塊の鉛直構造を歴史的観測資料に基づき議論した。底層には南極大
陸起源の水塊、深層には北大西洋起源の水塊がそれぞれ存在する一方で、中層には塩分極小層が存在する。津軽暖流域との比較から、塩分極小層は亜寒帯、亜熱帯起源の水の境界と解釈される。

― 35 ―

(3) 様々な同化手法を用いた再解析データを統合することで、長期間にわたる混合層深度データセットを構築した。異なるモデルを組み合わせることでバイアスが相殺され、Pacific Decadal Oscillationに伴う中央モード水や東部亜熱帯モード水形成域での混合層深の十年規模変動などが明瞭に見られた。
(4) 理想化された条件での数値実験と観測データの解析によって海洋が過熱される夏季の混合層形成機構を調べた。中高緯度域では、コリオリ力が働くことによってある特定の深さのみで成層が発達し、明瞭な混合層と季節躍層が形成される。
混合層の深さはエクマン層の厚さの 1/2 乗に比例する傾向がある。
(5) 若狭湾に発生する急潮を分解能 1.5 km の数値モデルによって再現した。急潮現象は対馬暖流の接岸や台風による擾乱によって生じた渦が湾内部を陸棚波的に伝播することに対応する。この渦は、丹後半島の陸岸地形によって物体後流の剥離渦に対応する渦が発生したものであることが強く示唆される。
(6) 赤道太平洋深層で係留系によって南北に 4 セルの構造を持つ年周期の擾乱の伝播が観測された。数値シミュレーションとの比較から、4 セル構造は第 1 から第 5 モードの赤道ロスビー波の重ね合わせさったものであることが示された。モードの位相関係によってセルの南北幅は変動し得る。
(7) 北太平洋深層における深層流の擾乱に関するレビューを行った。黒潮から十分離れた海底の比較的平坦な海域では順圧ロスビー波によく対応する擾乱が観測されている。今後、数値シミュレーション結果の解析と新たな係留観測を組み合わせ、擾乱の詳しい性質やメカニズムを考察する予定である。
(8) 北太平洋での 5 年間にわたる深層係留観測によって、数 10 から 100 日程度の周期を持った擾乱が観測された。擾乱は海底に捕捉されており、流れの主軸は海底地形に沿う傾向がある。海底捕捉波のカッ
トオフ周期より短い周期ではその様な傾向は見られない。
(9) 気球からの空撮によるブイ追跡と漂流物の集積の観測が、沿岸河口域の微細な流れの構造の把握に有効であることが示された。河口フロントによる収束帯は数値シミュレーションでも見られ、今後、観測と詳しい比較を行うことで、フロントのスケール等を決めるメカニズムが明らかになると期待される。
(10) 与えられた外部強制によって生じるロスビー波の渦位輸送分布を解析的に求めた。渦位輸送の分布の南北スケールは強制に共鳴する波の波長から決まり、強制のスケールには依存しないことが示された。
(11) 水平発散を含む地衡流乱流のスペクトルの時間発展を、アンサンブル実験を行うことによって高精度で数値的に求めた。外力がなく乱流が自由減衰する場合、長時間経つと東西波数が 1、移流の時間ス
ケールとロスビー波の時間スケールの比が約 1/3 の所にエネルギーの極大が見られることが示された。
(12) 東西に周期的な水路モデル中に与えられた傾圧流の時間発展を数値的に調べた。傾圧流から生じる
不安定擾乱からは順圧的な東西流が形成される。惑星ベータ効果は擾乱の水平スケールとエネルギーを小さく抑える働きがある。このとき擾乱によって生じる東西流の南北スケールも小さくなる。
(13) 線型ロスビー波の三波相互作用に基づいた地衡流乱流の理論模型を提唱した。それによって初期に高波数の擾乱を与えた場合の、発達初期段階におけるエネルギースペクトルのピーク位置が解析的に計算され、数値実験でも確認された。不規則な流れによって海底地形に沿った流れが生じるしくみとの関連性についても議論を行った。

― 36 ―

25 AO-11
水中洞窟系のロボット探査とソナーによる形態計測システムに関する研究
佐世保工業高等専門学校一般科目 眞部 広紀

１.目的
浅海域表層や海底の構造物・生態系・遺跡など、多様な対象の計測・調査に少人数で対応できる小型水中ロボットの需要が高まっている。本研究グループは、国内研究機関では唯一、水中洞窟系探査に対応できるロボットシス
テムの研究開発を行ってきた。水中洞窟系は複雑な形状の未知環境であるため、自己位置推定可能でケーブル

図２システム構成の拘束がない自律型ロボット（AUV）が適している。平成25 年度は、PID 制御による自律航行システムと、水中洞窟内における自己位置推定用の 3D 環境地図作成を研究目的とした。

２.水中ロボットシステム
水中ロボットシステム
テストベッド用の水中ロボット(ROV)は、全長670mm、高さ300mm、幅440mm、重量18kgと小型軽量コンパクトで
少人数の運用に適している（図１）。多様なミッションに対応可能なPSoC3をシステムの基盤とし、自律化に向けた操縦支援・姿勢方位計測・4方向ソナー測距等の各シス
図３ 4方向ソナー計測と3D概形モデル化

テムを搭載している（図２）。また、PCのロボットコン
トローラー画面で自律航行の操縦モードやPIDの制御定数を変更できる。
本年度は、水中洞窟の3D環境地図作成を、①②の2つの３.実験結果及び考察
実験結果及び考察
自律航行システムの実験は応用力学研究所の深海機プロセスに分けて実現した（図３）：① 4方向ソナー・深度センサー・電子コンパスにより上器力学実験水槽で実施した。PID 制御定数や実験水槽の下左右方向の距離・水深・方位・姿勢を計測

人工波浪条件を切り替えながら、水中ロボットの方位②計測データとケーブル長をもとに上下左右の4線を配

直進・方位保持・深度保持の各モードで自律航行を行置・補間してサーフェスモデルを作成った。深度保持については良好な結果であるが、方位保持の後半は鋭さが低下した（図４，５）。これはケーブルの張力によりロボットの姿勢変更に抵抗が生じたことに起因している。

図１ ロボット外観― 37 ―

[方位 deg]

洞窟概形計測システムの実験は熊本県球磨村の岩戸
洞洞外湧泉で行った。実験現場は湧泉奥の緩い U 字管型
水中洞窟で、計測対象を水面直下から最深部手前までの通路状区間に設定した（図６）。①の形状計測は(1)~(3)を反復した：(1) ケーブル長 1m 間隔で記録して一時停止(2) 水中ロボットの姿勢を水平に保時、深度を保持[時間 sec]
図４ 方位グラフ(3) 上下左右方向の4距離・水深・方位・姿勢を計測

3Dモデル化の計算設定を簡易化するために (2)を手順に含めたが、現場の水中洞窟では水流による攪乱で水中ロボットの姿勢・深度が安定保持するまでに時間がかかり、[深度 m]

計測作業全体の時間が大幅に増えていた。
②の3D概形モデルは計測データを後処理することで作成した。対象とした通路状区間の形状トレンドを概ね表現することができた。

４.結論[時間 sec]
図５ 深度グラフ

本年度は、水中ロボットのPID制御により、設定した方位・深度を時不変定数として保持した自律航行が可能なことを実証した。また、水中洞窟3D環境地図作成を、ソナ
ー・センサー類による洞窟の形状データ計測と3D概形モデル作成の2プロセスに分けて実現し、水中洞窟探査への有用性を確認した。
今後の課題としては、安定保持に時間のかかる計測手
順(2)の省略、方位・深度の与えられた時系列データに追従する自律航行、3D概形モデルの精密化、チェンバー・

図６ 実験現場の岩戸洞洞外湧泉（外観と水中）

ホール・屈曲部・分岐の表現、①②を統合した反復プロセスによる3D概形モデルのリアルタイム生成が挙げられる。
本研究を推進するにあたり、九州大学応用力学研究所
中村昌彦准教授には有益なご助言やご指導を頂きました。
水槽実験では稲田勝技術職員と野田穣士朗技術職員には大変お世話になりました。深く感謝申し上げます。

図７

岩戸洞水中洞窟3D概形モデル（正面と側面）― 38 ―

25 AO-12
大気エアロゾル同化システムとリモートセンシングデータを用いたエアロゾルに関する統合的研究

気象庁気象研究所
九州大学応用力学研究所



弓本

桂也

原

由香里

目的
春季東アジアは、中国内陸部を起源とする黄砂にしばし覆われ、その主要な構成物質である土壌性粒子による大気環境・健康・気候など多岐にわたる影響が示唆されている。こういった黄砂の影響を調べるためには、発生・輸送・沈着といった一連の過程を理解することが必要であり、観測や数値モデルを用いた研究が行われてきた。われわれの研究グループでは、データ同化技術を応用し、観測データと数値モデルをより密接に結びつけることにより、黄砂の発生量の逆推定を行うとともにモデルの予報精度の向上などの取り組みを行ってきた(例えば、Yumimoto et al., 2012; Yumimoto and Takemura,2013)。本研究では、同化モデルで予報された沈着量を地上沈着量データ(DRy And wEt deposition
MOnitoring Network; DRAEMON；Osada et al., 2014)と比較、同化モデルによる黄砂沈着量の再現性について検証・考察を行った。



実験方法
エアロゾル同化システムには RAMS/CFORS/4D-Var(RC4; Yumimoto et al., 2008)を用いた。RC4は化学輸送モデル RAMS/CFORS(Uno et al., 2004)を基本としており、土地利用データなどの外部デー
タやメソ気象モデルで計算された土壌水分・摩擦速度を元に黄砂の発生量を計算している。
RAMS/CFORS、RC4 ともに東アジアの黄砂・大気環境の研究に広く用いられている(例えば, Hara et al.,2009)。同化データには、国立環境研究所が展開する地上ライダー観測ネットワークの観測データを利用した。環境研のライダーでは、射出した 532nm のパルス信号の後方散乱係数および偏光解消度を測定し、エアロゾルの鉛直プロファイルを測定することができる。本研究では 2010 年３月に発生した大規模な黄砂イベントを対象とした。DRAEMON は黄砂の乾性・湿性沈着量を計測するプロジェクトで2009‒2010 年にかけて全国６地点で観測が行われた。



結果と考察
図１(上段)に福江、松江、富山に設置されたライダーで観測されたダスト消散係数の時間̶高度断面を示す。2010 年 3 月は 13‒17 日(以後、E1 と呼ぶ)に比較的中規模な、18-22 日に大規模な黄砂(E2 と呼ぶ)が日本に到来した。地上ライダーはこの二つの黄砂イベントを明確に捉えている。E2 は黄砂濃度も非常に濃く、消散係数で 1.0 km を、エアロゾル光学的厚さで 1.0 を超えている。黄砂層の厚さは-12‒3km であり、濃い黄砂が地上付近を輸送されている。
図１の中段にライダーとモデルの光学的厚さの比較を示す。モデル(同化前)は黄砂の到来時期を正確に捉えているものの、特に E2 でその量を大幅に過小評価(観測に比べ、30‒40%程度)している。一方で、観測データを同化し、発生量を最適化したモデル計算は定量的にもライダー観測と非常によく一致している。松江や富山では E2 の期間に観測された小規模な黄砂イベントも同化によって定量的に再現する― 39 ―

Figure 1. Time-height cross section of dust extinction coefficient [1/km] measured by NIES Lidar (upper panels), time series ofdust aerosol optical thickness (AOT) from NIES Lidar (closed circles) and model results (blue line: without assimilation, redlines: assimilated results) (middle panels), and dust deposition fluxes [mg/m2] (lower panels) at Fukue, Matsue, and Toyama.

ことに成功している。
図１の下段には、日積算黄砂沈着量(mg/m /day)の比較を示す(福江は近隣の福岡での値)。赤線は乾2性沈着の量を表している。モデルは観測された乾性沈着を概ね再現し、データ同化によって定量的にも再現性が向上した。しかし、地点によってはデータ同化後でも若干の過大・過小評価が見られる。特に福江では、モデルは光学的厚さに対して過大、沈着量は過小という結果になった（ただし、光学的厚さを計測した福江と沈着量を計量した福岡では 180km ほどの距離がある）。乾性沈着は地表面付近の黄砂濃度、地上付近の気象（乱流など）が大きく影響する。黄砂濃度に加え、比較的小さなスケールの現象の再現性、乾性沈着過程のより正確なモデル化(パラメタリゼーション)が、乾性沈着量の評価の改善に必要であると考える。
一方、湿性沈着はデータ同化後であっても、どの地点でも大幅な過小評価であった。図示しないが、黄砂輸送モデルを駆動する気象モデルによって計算された降水をみてみると、観測に比べて過小評価であり、気象モデルの降水の再現性の改善が急務であることがわかった。


まとめ
本研究では、大気エアロゾル同化システムでリモートセンシングデータを同化し、モデルで予報された
黄砂沈着量と地上沈着量測定ネットワークによる観測値の比較を行った。観測データの同化により、モデルの光学的厚さ・乾性沈着量の改善が見られたが、湿性沈着量に関しては大幅に過小評価だった。黄
砂の予報精度に加え、気象モデルによる降水分布・強度・タイミングの再現性が湿性沈着量の再現に重要である。今後もさまざまな観測データとデータ同化結果を比較し、モデル・同化システム両者の評価・改良を進めていく予定である。



参考文献

Yumimoto, K. and Takemura T.: The SPRINTARS/4D-Var Data Assimilation System: Development and Inversion
Experiments Based on the Observing System Simulation Experiment Framework, Geosci. Model Dev., 6, 2005-2022,
doi:10.5194/gmd-6-2005-2013.
Osada, K. et al.: Wet and dry deposition of mineral dust particles in Japan: factors related to temporal variation and spatial
distribution, Atmos. Chem. Phys., 14, 1107-1121, doi:10.5194/acp-14-1107-2014, 2014.
Yumimoto, K., Uno, I., Sugimoto, N., Shimizu, A., Liu, Z., and Winker D.M.: Adjoint inversion modeling of Asian dust
emission using lidar observations, Atmos. Chem. Phys., 8, 2869-2884, 2008.

― 40 ―

25 AO-13
曳縄船搭載 ADCP による日向灘の表層流況観測
宮崎県水産試験場  渡慶次 力
1．研究の目的 漁業者は操業時の縄や網の状況等を流向・流速で判断しており，広域・高頻度の流況情報の提供を希望している。しかしながら，これまでの流況観測と情報提供は，表層型浮魚礁の定点観測か，月 1 回程
度の船舶観測など，時空間的に粗な調査によるものであった。これらの課題を解決すべく，宮崎県水産試験場（以下，宮崎水試）では，2010 年 8 月よりまき網船による日向灘の流況モニタリングを開始した (渡慶次・福田，2012)。しかし，まき網船の操業海域の特徴により，漁場となっている南北方向に連なるフロント構造を捉えるための東西方向の流況データが不足していた（渡慶次ら，2013）。そこで，宮崎水試では，2013 年 12 月に沖合域に設置されている表層型浮魚礁を 1 日でピストン操業する曳縄船に潮流計を設置して，流況モニタリングの体制を強化した。本報では曳縄船による流況観測結果を紹介する。
2．使用したデータ 流向・流速記録は日南市漁協所属の曳縄漁
船 の 船 底 設 置 型 ADCP( フ ル ノ 製 潮 流 計
CI-88)の海流演算モ－ドで計測した 2013 年
12 月 16 日と 24 日の 3 層（海面下 2m，35m，75m）の計測値である。解析では，渡慶次ら(2013)と同様の手法を用いて，クオリティチ
ェックを施した１分間の時間平均値を用いた。
 流況観測と同日に，海面下 1m の水温連続図 1．曳縄船の航跡(細実線)と水温の鉛直観測地点（●）
。★Umi5 は表層型浮魚

観測（村山電機製作所製 DS-2NR）と航路上

礁うみさち 5 号の設置位置を，▲は 15 昼夜の流況調査地点をそれぞれ示す。

の５地点（図 1 ●）で CTD（JFE アドバン
テック製 Rinko-Profiler ASTD152）による
水温鉛直観測を実施した。
 流況観測を実施した海域の海面水温は，
2013 年 12 月 15 日から 23 日にかけて，都井岬沖の黒潮離岸に伴って，高温から低温へと変化していた（図 2）。
3．結果
 図 3 a で示す 2013 年 12 月 16 日の水深2m 及び 35m 層の流速ベクトルは，全域で北上流となっており，Sta.1～2 の沿岸側で

図 2．2013/12/15 (a)と 2013/12/23(b)に Terra/AQUA 衛星の MODIS センサーにより観測された海面水温。太実線は MIRC の黒潮流軸位置を，空白域は雲によるデータ
欠測海域を示し，細実線と●は図 1 と同じ。

― 41 ―

流速 1kt 以上と速く，沖合側で遅くなっている。70m 層の流速ベクトルは，2m と 35m 層に比べて流速が遅く，
Sta.1 と Sta.3 付近で 2 つのピークが見られる。この時の水温の鉛直断面分布は，等温線が下に凸となっており，暖水渦の存在が伺える。特に Sta.1～3 における水温の水平勾配は大きく，海面から計測水深まで及んでいた。Sta.1 とほぼ同水深に位置する図 1 の▲において潮流振幅が最も大きかった M2 分潮の長軸振幅は 0.2kt 程度である（宮崎県
農政水産部漁村振興課，2013）。したがって，曳縄船が観測した北上流は，潮流成分より大きく，地衡流であったと考えられる。
 一方，図 3 b で示す 2013 年 12 月 24
日の 3 層の流速ベクトルは，前回の観測から 8 日しか経過していないにもか

図 3．2013 年 12 月 16 日（a）と 2013 年 12 月 24 日（b）に曳縄船により観測された 3層の流速ベクトル，水温の鉛直断面分布図。

かわらず，全域で 1kt 程度の南下流となっている。この時の水温の鉛直断面分布は等温線が上に凸となっており，黒潮離岸に伴う黒潮内側域の冷水渦（黒潮小蛇行）の一部を捉えていたと考えられる（図 2 b）。
 以上の結果から，両観測日に観測された日向灘南部の表層流動場は，主に地衡流で，黒潮離接岸に伴う黒潮内側域の水温構造を反映して変動していたことが明らかになった。今後も流況モニタリングを続
けていき，日向灘における流況変動の特性を明らかにするとともに，得られた流況情報を宮崎水試が提供する海況図に反映させていきたい。
4．成果報告渡慶次力・林田秀一・福田博文・清水学・市川忠史・柳哲雄（）：漁船情報を利用した日向灘海
況日報の作成と情報提供の試み，水産海洋研究  ．
渡慶次力・福田博文・林田秀一・柳哲雄（）：まき網漁船によりリアルタイム計測された流向・流速データの特徴と有効性、水産工学（），．
中西健二・渡慶次力（）：宮崎県における浮魚礁の現状，水産工学，（）．
5．研究組織研究代表者 宮崎県水産試験場             主任技師        渡慶次 力
所内世話人 九州大学応用力学研究所          教授          広瀬 直毅
研究協力者 九州大学応用力学研究所          准教授         千手 智晴
研究協力者 中央水産研究所 海洋・生態系研究センター 生態系モデルグループ長 清水 学
研究協力者 中央水産研究所 海洋・生態系研究センター モニタリンググループ長 市川 忠史― 42 ―

25 AO-14


強非線形・
強非線形 ・ 強分散表面波・
強分散表面波 ・ 内部波方程式系による
内部波方程式系 による水による 水 の 波 の  次元伝播解析
次元伝播解析
研究代表者

鹿児島大学大学院理工学研究科

柿沼太郎

研究の
研究の 目的
目的辻・及川らは， 層流体における有限小振幅モデルを用いて孤立波の  次元相互作用の数値解析的研究を行ない，初期の孤立波の振幅の  倍を超えるような新しい波の生成が起こり得ることを示した．しかしながら，非線形性・分散性が共に強い表面波及び内部波の相互作用の場合に対してそのような結果が得られるかどうか不明である．そこで，柿沼が開発した，変分法に基づく手法を適用し，内部波の非線形性・分散性を十分に考慮して，表面波及び内部波の挙動を数値解析的に研究する．柿沼・中山グループと辻・及川グループで協力して，この問題の解明にあたろうとするのが，本共同研究の目的である．
昨年度の共同研究により， 次元平面において，内部ソリトン波の干渉による  の発生が数値解析で確認され， 理論で示されているような増幅率  以上の内部波が再現された．本年度は，こうした非線形干渉を伴う表面波及び内部波の  次元的挙動に関して，水の波が，曲率を有するような壁面において反射するような場合や，緩やかな勾配上を進行する場合も含めて，研究を進める．

研究の研究 の 方法
方法
具体的には， 次元平面を伝播する表面波・内部波を対象とし，次の各事項を目的として研究を進める．
 柿沼の方法では，速度ポテンシャルの展開項の鉛直分布関数を適切に選択する必要があるが，初期条件・境界条件に応じて精度よく効率的に計算を進められるような分布関数を見出す．
 多方向表面波が干渉する波の場を対象とし， の形成といった非線形現象を数値シミュ
レーションにより再現し，その生成メカニズムを考察する．
 多方向内部波が干渉する波の場を対象とし， の形成といった非線形現象を数値シミュ
レーションにより再現し，その生成メカニズムを考察する．
 水の波が，曲率を有するような壁面において反射するような場合の  の形成過程を調べる．
これらの各段階において，数値解析や理論式に関する仕事を分担し，計画の遂行にあたる．
全メンバが直接会う機会を持ち，議論を行なう．

主要な
主要 な 成果
成果
本研究の主要な結論は，次の通りである．
・上記の研究研究の に関して，強非線形・強分散表面波・内部波方程式系の定常進行孤研究 の 目的の
目的
立波の数値解を得る手法を開発することに成功した．本手法は， 型方程式系とい― 43 ―

った，他の表面波や内部波のための波動方程式系の定常孤立波解を得るためにも適用可能な，
汎用的な手法である．これにより，安定して進行する孤立波形の入射波を与えることが可能となった．そして，内部孤立波解に関して，既存の  次元数値解析結果との比較により，本研究で用いている基礎方程式系の解が，精度の高いものであることが確認された．
・研究
研究の に関して，平面  次元場を対象とし，表面孤立波を初期条件として与え，研究 の 目的の
目的
これが鉛直壁に入射し，その壁面で反射する場合の波の干渉問題の数値解析を行なった．その結果，平面  次元場におけるソリトン波の干渉に伴う  が発生した．そして，この の増幅率が，従来求められている増幅率と調和的であった．
・研究
研究の に関して，平面  次元場を対象とし，内部孤立波を初期条件として与え，研究 の 目的の
目的
これが鉛直壁に入射し，その壁面で反射する場合の波の干渉問題の数値解析を行なった．その結果，平面  次元場におけるソリトン波の干渉に伴う  が発生した．しかしながら，弱非線形理論による解との比較ができたものの，高精度な他の解が実験や数値計算で得られていないため，本研究で得られた解の精度を検証するには，至らなかった．
・表面孤立波が，緩やかな勾配の斜面上を進行する際の波の増幅に関して， 次元伝播の数値解析を実施した．この実現象としては，緩やかな勾配の海浜に，津波が来襲する場合を挙げることができる．その結果，入射した表面孤立波は，浅水変形により，先鋭で，大きく増幅した波に変形した．ただし，この増幅率は，従来知られている値よりも大きいため，今後，増幅のメカニズムを考察し，分散が正確に再現されているかといった計算精度を検討する必要がある．
・研究
研究の に関して，水の波が，曲率を有する壁面において反射する場合の壁境界の研究 の 目的の
目的
条件を考察し，数値モデルに組み込むことができた．任意形状の壁面に対する，本手法の精度検証ができなかったが，平面の壁面に対しては，精度の向上が確認された．

研究成果報告
研究成果報告佐藤之信・吉江裕人・中山恵介・柿沼太郎・駒井克昭 河川津波の進行・発達と河道内における変形に関する解析 土木学会論文集 （海岸工学）
山下啓・柿沼太郎 非線形波動方程式系に基づく表面孤立波及び内部孤立波の数値解 土木学会論文集 （海岸工学）

             




組

織
研究代表者
研究協力者
研究協力者
所内世話人

柿沼太郎（鹿児島大学大学院理工学研究科 生命環境科学専攻）
中山恵介（北見工業大学工学部 社会環境工学科）
及川正行（福岡工業大学工学部 知能機械工学科）
辻 英一（九州大学応用力学研究所 地球環境力学部門）

― 44 ―

25 AO-15

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K. Jiang, J. Zhang, Nutrient flux at the sediment - water interface in the northern East
China Sea and its impact on the marine environment. The 17th PAMS Meeting, 23-25
Apr. 2013, Hangzhou, China
Y. Fujishiro, J. Zhang, T. Matsuno, J. Ishizaka, Primary productivity and distribution ofnutrients concentration in last 10 years in the northern East China Sea. The 17th PAMS
Meeting, 23-25 Apr. 2013, Hangzhou, China― 46 ―

25 AO-16
水産資源量調査用グライダー型海中ビークルの開発
九州大学大学院工学研究院
1.

山口

悟

研究の目的
開発中のグライダー型水中ビークルは、プロペラやスラスターといった一般的な推進装置を持たず､浮力調節により潜降、浮上することで海中を滑空して航行するため、省エネルギー性や静粛性に優れ、海洋の長時間連続観測に適していると考えられる。魚類の個体数計測等の水産資源量調査ではビークルに高い運動性能が求められるが、スラスターを持たないグライダー型水中ビークルの場合、特に滑空速
度の遅い初期の状態において、機体形状の非対称性や重心の僅かな変動が機体の運動性能に大きな影響を与える。そこで、本研究では、ビークルの投入から定常状態に至る初期滑空状態における機体の運動制御方法について調査した。
2.

グライダー型海中ビークルの概要
水産資源量調査を目的として開発中の海中ビークルの写真を図 1 に示す。全長は 1.04ｍ、最大高さは0.3ｍ、幅 0.356ｍであり、機体断面形状は NACA0030 の翼型を参考に製作している。機体は箱形の耐圧容器と翼型の外殻で構成され、耐圧容器内部に滑空推進のための水中重量調節機構が装備されている。
表 1 に機体の主要目を示す。
本機体の特徴として、耐圧容器内部に 4 本の独立した浮力調節装置を持つことが挙げられる。浮力調
節装置の写真を図 2 に示す。図 3 に示すように浮力調節装置はリニアアクチュエータと筒状のジャバラ、
アクチュエータヘッドにより構成されている。アクチュエータヘッドの位置をリニアアクチュエータにより駆動してジャバラ内部の容積を調節することで、機体全体の重心位置と浮心位置を変化させ、機体の水中重量と姿勢を制御することが可能となる。

表 1 機体主要目
浮力調節装置

図 1 グライダー型海中ビークル

Length (m) 1.000
Breadth (m) 0.356
Height (m) 0.300
Weight (kg-f) 62.6

図 2 機体内部構造

図 3 浮力調節装置構造図
3.

機体運動制御系
ビークルが海中に投入されると、機体は水中重量とトリム・ヒール角の自動調整を開始する。その後、計画された定常滑空状態へと移行することとなるが、海中投入から定常滑空状態までの間は機体の前進速度が小さく、機体運動が不安定となることが懸念される。ここでは、この初期滑空状態における機体― 47 ―

の安定性を確保するために自律制御系を開発し、その有効性について調査した。
浮力調節装置を用いた機体の水中重量と姿勢の制御には、PD 制御方式を採用した。各浮力調節装置のアクチュエータヘッドの制御量を、機体深度、ロール角、ピッチ角をフィードバックすることで決定する。
4.

初期滑空状態のシミュレーション計算開発された制御系に基づき、機体が水中に投入されてから定常滑空状態に移行するまでの初期滑空状

態について数値シミュレーション計算を実施した。計算開始時には、すべての浮力調節装置のアクチュ
エータヘッドが基準位置にあるものとし、トリム 3.0 度、ヒール 3.0 度を初期条件として与える。水中
重量を中性浮量、ヒール、トリム角を 0 度とするために、機体深度の目標値として 0.5m を与え、ロー
ル角とピッチ角の目標値は共に 0 度とする。次に、これらの自動調節終了後、定常滑空状態へ移行するまでの機体運動を計算した。ここでは、計算開始から 50 秒後に潜降を開始し、100 秒後に浮上に移行するため深度目標値として 12.0ｍと 0.5ｍをそれぞれの時刻に与えている。この時の機体ピッチ角の時
刻歴を図 4 に示す。計算開始後 50 秒で潜降を開始しピッチ角は約 4 度の機種下げとなる。計算開始後
100 秒からは浮上に移行しピッチ角の最大値は約 3 度の機首上げとなる。図 5 には機体深度の時刻歴を示す。本計算条件においては 50 秒間で約 7ｍ潜降し、その後 50 秒間で約 4m 安定に浮上することが確認された。

図 4 ピッチ角の時刻歴5.

図 5 機体深度の時刻歴

水槽試験開発された初期滑空状態用運動制御系の有効性を検討するために、水槽試験を実施した。ここでは、運動計測用センサーの調整とその記録システムの試験を行い、グライダー型海中ビークルの運動計測方法について検討した。
6.

まとめグライダー型水中ビークルの初期滑空状態における機体運動の安定性の確保と定常滑空状態への速やかな移行を目的として、運動制御系を開発しその有効性を数値シミュレーションにより調査した。その結果、設計された制御系により機体投入後約 50 秒で水中重量と姿勢が安定することを確認した。さらに、自動調節後の定常滑空状態への移行についても調査し、設計された制御系に目標深度を適宜与えることにより安定した滑空運動が得られることを確認した。また、今後実施予定の運動性能試験のために、グライダー型海中ビークルの運動計測手法について調査を実施した。

― 48 ―

25 AO-S1

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25 AO-S4

壁乱流における大規模構造の統計法則と動力学に果たす役割
研究代表者・辻 義之（名古屋大学）

1

研究集会の開催目的
壁面に沿って発達する流れ（乱流境界層）には，様々な長さスケールを有する渦構造（組織的構造）が存在することが古くから知られ，境界層中の乱れエネルギーの生成や散逸に重要な役割をはたしている．近年，直接数値計算（DNS）の結果から，スパン方向へ時空間的に揺らぎながら，流れ方向へ 20 δ （δ は境界層厚さ）程度の大きさをもつ構造が対数領域から粘性低層に存在することが，豪州の研究グループにより報告されている．このようなスパン方向への運動を含み，流れ方向へ大きなスケールを持つ構造は，従来の組織構造の概念を超えるもので Super Structure（SS と略記する）と名付けられた．SS は乱流境界層中の平均速度プロファイルのみならず，運動量やエネルギーの輸送にも大きな影響を与えることが予想される．

SS と乱流統計量，その動力学は明らかになっておらず，広い分野の研究者らの活発な議論をおこないたい．
SS は壁との相互作用から壁面でのせん断応力生成への関与も指摘されている．その過程を明らかにすることから，壁面でのせん断応力の低減方法について考察する．壁乱流は，大気海洋などの広範な分野にみられ，抵抗低減など省エネに関する応用研究へも発展が期待される．応用力学研究所における異分野研究の相互の利点を生かした研究を実施することは意義あることと考えられる．

2

プログラム

２月２２日（土）
13:00–13:45 乱流遷移領域に見られる大規模間欠構造について

福留功二（立命館大理工），剌刀一匡，大上芳文

13:45–14:30

超音速境界層の遷移初期段階における流入攪乱スペクトルの影響

渡辺大輔（富山大理工）

14:45–15:30

壁面進行波状プレデターミンド制御による乱流摩擦抵抗低減及び再層流化現象

15:30–16:15

乱れのダイナミクスにおける大規模構造の役割

16:30–17:15

守 裕也（東京農工大），岩本 薫，村田 章
水野吉規（同志社大理工）

高レイノルズ数チャンネル乱流場における大規模構造の影響と寄与山本義暢（山梨大医工総合），辻 義之

２月２３日（日）9:00– 9:45 機能性塗料を用いた抵抗低減効果

高木洋平（阪大基礎工），中本真義，山本 功

9:45–10:30

高レイノルズ数実流試験設備と管摩擦係数

10:45–11:30

乱流のラテラルコンタミネーションの臨界条件について

11:30–12:15

一様剪断乱流における自己維持過程とバースト現象

12:15–12:30

総合討論

古市紀之（産総研），寺尾吉哉
稲澤 歩（首都大），淺井雅人

関本 敦 (マドリード工科大)，Siwei Dong, Javier Jimenez― 63 ―

3

講演内容の概要

乱流遷移領域に見られる大規模間欠構造について
福留功二，剌刀一匡，大上芳文

他方に定期的にコピーするデータ同化を行うことで,大規模構造の動的な役割を検証する試みを行った.

乱流遷移域に見られる大規模間欠構造についてその構造とダイナミクスを議論する．特に，レイノルズ
数効果と大規模間欠構造の角度の影響を述べる．また，実験における結果も報告する．

高レイノルズ数チャンネル乱流場における大規模構造の影響と寄与山本義暢，辻 義之
高レイノルズ数チャンネル乱流場の DNS 結果に基づ

超音速境界層の遷移初期段階における流入攪乱スペき，大規模構造の影響を調べた．これまで報告されて

渡辺大輔

及び 2 点間相関係数とその可視化結果を示す．また，クトルの影響M2.5 の超音速境界層において，主流乱れの影響を非定常空間発展 DNS の実行により調べた．上流で与える攪乱の振幅およびエネルギースペクトルの分布がストリーク構造形成に及ぼす影響についての研究結いるレイノルズ数域を上回る条件下における，PMS

DNS データベースを用いてフィルタを施し，4 象限
解析における大規模構造の役割を検討するとともに，
LES における再現性，スマゴリン係数のレイノルズ
数効果について言及する．

果を紹介する．
機能性塗料を用いた抵抗低減効果
壁面進行波状プレデターミンド制御による乱流摩擦
抵抗低減及び再層流化現象

高木洋平，中本真義，山本 功

従来防汚性を重視していた船底塗料に新たな機能を付加し，粘性摩擦抵抗を減らす省エネルギー技術が

守 裕也，岩本 薫，村田 章

乱流摩擦抵抗は層流に比べ著しく増大することが知られており，これを低減する手法の開発は工学的には輸送コストの削減などに大きな貢献ができると期待されている．本研究では抵抗低減制御の一つである壁面進行波状制御について注目する．この制御は注目されている．しかし，その抵抗低減メカニズムについては未解明な部分が多く，最適な材料及び塗装技術は求められていない．本講演では機能性塗料による摩擦抵抗低減効果を解明するために行った壁乱流の直接数値計算結果を中心に議論を行う．

センサを必要としないプレデターミンド制御手法の一つであり，大きな摩擦抵抗低減効果を有する．近年では摩擦抵抗低減のみならず乱流を層流化させる
ことも報告されており，本講演では制御効果及びその流れ場の詳細について述べる．

高レイノルズ数実流試験設備と管摩擦係数
古市紀之，寺尾吉哉

産業技術総合研究所における高レイノルズ数実流試
験設備を用い，10 の 7 乗を超えるレイノルズ数域において，高精度な管摩擦係数の実測試験を実施した．
設備を紹介するとともに，その実験結果を発表する．

乱れのダイナミクスにおける大規模構造の役割
水野吉規

壁乱流において流れ方向に長大な乱れの構造が現れることは非常によく知られている. これら大規模構
造の時間・空間スケールは, 乱れの活発なスケールからか け 離 れ ており, レイノルズ応 力への寄与はほとんどない. しかしながら, これらの大規模構造は, レイノルズ応力を担う乱れを誘起するせん断場を与える背景場の役割を持っており, 乱れのダイナミクスに乱流のラテラルコンタミネーションの臨界条件について

稲澤 歩，淺井雅人
平板境界層における乱流くさびの拡がり（ラテラル
コンタミネーション）の開始の条件について風洞実
験により調べた結果を発表する．

おける役割は必ずしも無視できるものではないと考えられる. 本研究では, 同時に実行される２つのチャ
ネル 乱 流 の 数値計算に対 して, 一方の一部の 情報を― 64 ―

一様剪断乱流における自己維持過程とバースト現象

る．この乱流は大スケール運動が計算領域による拘一様剪断乱流のシミュレーションを長時間行うと，発究では，ニュートン法を用いて求めた不安定周期解

関本 敦，Siwei Dong, Javier Jimenez

束を受けるという意味でミニマル乱流である．本研達した乱流場は計算領域の拘束を受けているものの， を詳しく調べ，一様剪断乱流の自己維持課程やバー
壁乱流と同様に準周期的なバースト現象が観測でき， スト現象との関連性について議論する．
その統計量は壁乱流の対数領域のものとよく一致す

4

開催日程，場所
開催日程

2014 年 2 月 22 日（土）– 23 日（日）開催場所

九州大学応用力学研究所西棟６階多目的研究交流室（W601 号室）

講演数

9件
18 人

参加者数

― 65 ―

25 AO-S5
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15:40-16:00 ÀÙ
16:00-16:30 ǺnRBǾǻ$ƛǄǄæ¾ŔƝ.ſ!>nR©Ÿģª/Îư ȇŽȎƾï Ǉǜ(ăűã)ưz ƏĘ(ȅÃƄ)ĀÌ Əó(«šƄ)
16:30-17:00 Estimation of Wind Drift Current in the Soya Strait
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25 AO-S7
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25 特 2-1
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25 特 2-2マイクロ波計測器信号からの乱流揺動信号抽出法の研究
核融合科学研究所・ヘリカル研究部

徳沢季彦

１．目的
核融合発電を目指す高温プラズマ閉じ込め研究において、乱流物理研究は最重要研究課題である。これまで、高温プラズマ中の乱流を計測する手段が非常に限られていたが、近年新しい非接触な計測手法としてマイクロ波を用いた乱流揺動計測法が開発・適用されるようになってきた。特に、計測器システ
ムに新しい素子技術が活用できるようになったことだけでなく、新しい解析手法が開発されてきたことによって世界各国の実験に適用されてきている。本研究では、ハードウエアとして新しく開発を進めている空間同時多点計測システムの構築と、それによって得られる詳細な空間構造を求めることをまず当初の目標とし、この計測システムをプラズマ実験へ適用することによって得られる大規模データに対して、開発が進んできたデジタル信号処理手法を駆使し、乱流信号を抽出する技術開発を行い、プラズマ
乱流物理への知見を得ることを目的とする。
２．計画と実験方法
まず、空間多点を同時に観測し、乱流の構造・物理を知るために、情報通信分野において開発適用が行われてきている周波数コムを発振源とする新型多チャンネルマイクロ波コム反射計の構築を行う。そして、この計測システムを核融合科学研究所の大型ヘリカル装置(ＬＨＤ)プラズマへ設置し密度揺動およびそのポロイダル回転分布の計測に適用する。また、乱流輸送において、温度揺動に関する知見が得られると期待されている新しい計測手法である correlation ECE (cECE)システムの構築とそのＬＨＤプラズマへの適用による電子温度揺動計測データも取得し、これら大容量データに含まれる雑音成分から乱流揺動信号を、効率的かつ高精度で抽出する技術手法を確立することを目指した研究を行う。
３．実験結果本研究による周波数コムを用いた ka-band
マイクロ波ドップラー反射計の開発を行い、平成 24 年度にＬＨＤプラズマ実験に初めて適用し、ドップラーシフトを生じた散乱信号が得られることが確認できた。空間多点からの散乱信号を同時に効率よく入手する方法と

図１：デジタルオシロスコープで収集した信号のうちして、2 つの手法がある。一つはフィルタバ

50µs 分の時間データから求めた周波数スペクトル。

ンク方式と呼ばれる複数の異なる周波数特性

周波数コムの各成分が得られている。

― 83 ―

を持つバンドパスフィルタによって、信号を弁別処理する方法で、これにはチャンネル数分の処理システムが必要である。もう一つは、デー
タを広帯域なまま直接収集し、計算機によるデジタル処理によって弁別する方法である。これまで、このデジタル処理を行うのに十分な帯域を持つデータ収集手法がなかったが、最近の高速 ADC 技術の進展によって、可能となってきた。今回、サンプリングレート最大 80GS/s（帯域 20GHz）という非常に高速かつ高帯域なオシロスコープを用いて散乱波信号を直接取得し、得られた大容量データの処理を試みた結果について以下に説明する。
図 1 は、得られたデータから 50µs 分を切り
出し FFT 処理した周波数スペクトルである。周

図２：中間周波数 2.31GHｚ成分をデジタル処理に

波数コムの各成分に対応する多数の中間周波数より抽出した例。密度揺動のドップラーシフトによ(IF)成分のピークが観測できている。次に、こる周波数スペクトルの変化がみえる。

れらの各ピーク成分を弁別する。図２に 20GS/s
で収集した 100M ポイントのデータを基にして、周波数解析処理した中間周波数 2.31GHz の周波数成分のスペクトルを示す。
図のように其々の成分毎に問題なく弁別して抽出し処理できることが分かった。
同時多点計測することにより、周波数成分毎（すなわち異なる空間位置）の密度揺動成分のドップラ
ーシフト量を求めることができる。このドップラー
シフト量 fD はポロイダル速度 v⊥と f D ≈ − k ⊥υ ⊥ という関係性を持つ。図 2 の赤線のようにガウシアン
分布で周波数スペクトルにフィッティングを施し、各空間点でのドップラーシフト量を算出し、これとビームトレースコード(LHDGAUSS code)を用いて求めた波数 k⊥を用いて、ポロイダル速度分布を求めることが出来た（図 3）。参考として、荷電交換分光法(CXRS)により測定されたポロイダル速度分
布も併せて表示しているが、誤差の範囲でよく合っていると考えられる。
この全散乱信号を直接収集し、デジタル処理によ図 3： 多点ドップラー反射計により求めたポロイダル速度分布(赤点)と参考のための CXRS 計
測結果(緑点).

る周波数弁別を行うという手法は世界初の実証結果であり、論文発表を予定している。今後時間応答を求められるように解析手法の開発をすすめていく。

25 特 2-3

25 特 2-3

複雑ネットワークの手法を用いたプラズマ乱流時系列データの新しい解析手法の開発
高知工業高等専門学校電気情報工学科

谷澤俊弘

1 研究目的超高温の磁場閉じ込めプラズマ中には圧力・密度・温度勾配が普遍的に存在し，それによってドリフト波乱流が形成される。安定したプラズマ閉じ込めのためには，この乱流の物理的性質を詳細に理解することが必要不可欠である。乱流は，プラズマ流体の圧力，密度，温度，電位等の物理諸量の時系列データ中における一見したところランダムな振動として観測される。近年，本研究課題代表者（谷澤俊弘）および研究協力者（中村知道・兵庫県立大学）によって，時系列データで表現されるダイナミクスを複雑ネットワークの手法を用いて視覚化し直観的に理解する新しい手法が開発された。本研究は，この手法を磁場閉じ込めプラズマ中のドリフ
ト波乱流の大容量時系列データの解析に応用し，そこから物理的情報を抽出する全く新しい手法を開発することを目的とする。

2 基本的アイデア
時系列解析では，時刻 t における時系列データ x(t) をその時刻以前のいくつかのデータ x(t−1), x(t−2), . . .
とランダムノイズ ε(t) を用いて

x(t) = a0 + a1 x(t − l1 ) + a2 x(t − l2 ) + . . . + aw x(t − lw ) + ε(t)(1)

と表わす線形モデルの手法が広く用いられている。ここで，パラメータ a0 , a1 , . . . , aw は実際に観測された時系列データと線形モデルによって生成されるデータ間の誤差の二乗平均を最小にするように決められる。この線形モデルの一種である Reduced Auto-Regressive Model (RAR) は，モデルの最適化基準として，さらに情報量基準（information criterion）を用いることにより，いくつかの時間遅れ項 x(t−l1 ), x(t−l2 ), . . . , x(t−lw )から最適な部分集合を選び出すものである。

2012 年，研究代表者（谷澤）と研究協力者（中村）は，RAR モデルによって式 (1) の形に表わされた時系列
データは，各項 x(t), x(t − l1 ), x(t − l2 ), . . . , x(t − lw ) をノードと解釈し，各時間遅れ項から時刻 t の項 x(t)へ向う連結線を引くことにより，有向ネットワークとして表現できることを指摘した。また，谷澤・中村は，その手法を地震データ等に適用し，振動の定性的な違いがネットワークトポロジーの違いとして明確に表現されることも見出した [1, 2, 3]。（図 1 参照。
）RAR モデリングは多変数の時系列データにも用いることができ，
このネットワークを用いた可視化法は多次元の時系列データ解析にも有効であることがわかっている [4]。
時系列モデリングに基づくデータ解析は，実際に観測されたデータを用いて行うことができ，そのデータを生み出す微視的メカニズムを知る必要がない。この点で，時系列モデルをネットワークとして表現し解析する
この手法は，プラズマ乱流のように微視的メカニズムが複雑で第一原理からの計算が困難な系を理解するための有効な手段になり得ると考えられる。

― 85 ―

― 86 ―

25 特 2-4
磁場閉じ込め高温プラズマ中の電子熱輸送の状態評価のための確率論的手法の高度化
核融合科学研究所 ヘリカル研究部 田村直樹
研究の目的
研究代表者らは、乱流に支配された磁場閉じ込め高温プラズマ中の電子の熱輸送状態に対して確率論的手法を適用することで、磁場閉じ込め高温プラズマの閉じ込め状態に関する新しい評価手法を提示することに成功している。本研究の目的は、同評価手法で取り扱う測定データに対し雑音成分の低減技術や統計精度向上技術などを適用して同評価手法の高度化を目指すとともに、異なるデータ解析手法と組み合わせることで自明でない新たな物理情報を抽出すること
である。
研究方法
本研究で行っている確率論的手法による磁場閉じ込め高温プラズマ中の電子熱輸送の状態評
価では、その過程で「時間」に関する情報が失われてしまう。しかしながら、熱輸送の状態の、特に安定性を議論しようとした時、その状態を決定づけている時間スケールを知ることは非常に重要である。また、最近の磁場閉じ込め高温プラズマに関する研究において、一つの事象に対して複数の時間スケールが観測されている例があり、事象に対して特徴的な時間スケールは自明ではない可能性がある。これらのことを踏まえて、電子熱輸送の状態評価で取り扱っている実験データ中に現れる特徴的な時間スケールの抽出を試み、それが確率論的手法によって評価された電子
熱輸送状態とどのような関係性を持っているのか考察した。
研究結果
核融合科学研究所の大型ヘリカル装置（LHD）で測定された電子サイクロトロン放射信号から評価された電子温度勾配の空間分布の時間発展と電子熱流束の空間分布の時間発展を図１に示す。図１の横軸（時間軸）は、LHD プラズマの周辺部を冷却するために LHD プラズマに入射されたトレーサー内蔵固体ペレット（TESPEL）のプラズマ侵入時刻を t = 0 としている。図１（a）より、
TESPEL がプラズマに侵入した直後、プラズマ周辺部の広い領域（ρ > 0.62）で電子温度勾配が瞬間的に増加していることが分かる。これは、TESPEL 入射に伴う同空間領域の電子温度の瞬間的減少が原因と考えられる。これを発端として、プラズマ中心部にまで電子温度勾配の変化フロントが伝播している（図１（a）中の赤斜破線）ことも分かる。ここで注意すべきことは、図１（b）より、この時非常に広い領域（ρ < 0.62）における電子熱流束が既に変化を開始している点である。この
非常に広い領域における電子熱流束の変化は、既に同プラズマにおいて発見されている長い相関長を持つ揺動との非局所相互作用によるものと考えられる。したがって、図１（a）で示されている
電子温度勾配の変化フロントの伝搬は、非局所輸送現象の直接的原因ではなく副次的なものと考えられる。一方、電子温度勾配の変化フロントが弾道的にプラズマ中心部まで伝搬した後、 広い領域（ρ < 0.4）で電子温度勾配は時間遅れなく変化していることが分かる。つまり、非局所輸送現象が発現した後の電子温度勾配の変化に二つの時間スケールが存在していることが明らかとなった。

― 87 ―

(a)(b)

図１．LHD においてトレーサー内蔵固体ペレット（TESPEL）入射によって非局所輸送現象が発現した場合における(a)電子温度勾配の変化分の空間分布の時間発展と(b)電子熱流束の変化分の空間分布の
時間発展。

考察
確率論的手法による磁場閉じ込め高温プラズマ中の電子熱輸送の状態評価だけでは、各空間位置の電子熱輸送がどのような時間スケールで相互作用しているのかまでは分からなかった。しかし、今回の解析により、非局所輸送現象が発現した後には二つの時間スケールが存在することが明らかとなった。いずれの時間スケールも、輸送の非局所性との関係が強いと考えられる。
研究成果報告ここで示したような解析結果を以下の学会で発表した。
N. Tamura, K. Ida, S. Inagaki, T. Tokuzawa, K. Itoh, K. Tanaka, H. Tsuchiya, T. Shimozuma, S.
Kubo, Y. Nagayama, S. Sudo, H. Yamada and LHD Experiment Group, “A short-lived
metastable state of electron heat transport in edge-perturbed LHD plasmas”, 14th International
Workshop on H-mode Physics and Transport Barriers (October 2-4, 2013, Kyushu Univ., Fukuoka,
Japan)
研究組織（合計１０名）
研究代表者：田村直樹（核融合科学研究所）
研究協力者：稲垣滋、永島芳彦、藤沢彰英、伊藤早苗（以上、九州大学応用力学研究所）、小林達哉（九州大学総合理工学府）、土屋隼人、徳沢季彦、居田克巳、伊藤公孝（以上、核融合科学研究所）― 88 ―

25 特 2-5

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― 92 ―

25 特 2-7

バイスペクトル解析による電子温度勾配モードと低周波揺動の非線形結合機構解明
東北大学

大学院工学研究科

金子 俊郎

1. 目的
電子温度空間勾配を自在に制御できる新たな装置を開発し，核融合プラズマ閉じ込め装置での異常輸送の新たな要因として注目を集めている「電子温度勾配不安定性（ETG モード）駆動乱流」の発生メカニズムとそれに伴う輸送現象を解明することを目的とする．特に，電子密度勾配，空間
電位勾配等を重畳することによって励起される低周波揺動との非線形相互作用によって，ETG モ
ードが助長されるメカニズムを明らかにすることを目指す．本研究では，MHz 領域の高周波揺動とkHz 領域の低周波揺動との非線形相互作用を調べるために，大容量のデータを取得する必要があるとともに，その解析手法もバイスペクトル解析をはじめとして多岐にわたるため，応用力学研究所との共同研究として遂行する．
2. 実験方法
本実験は図 1 に示す東北大学 QT-Upgrade 装置を用いて行う. アルゴン (Ar) を作動ガスとした
電子サイクロトロン共鳴 (ECR) 放電によって磁気ミラー領域（共鳴磁場強度 2.14 kG）で高電子温度（3-4 eV）のプラズマを生成し，グリッドを通して実験領域に流入させる．一方，装置右端に配置したタングステン電極を 2000℃以上に加熱することによって低温の熱電子（約 0.2 eV）を生成し，半径方向位置に対応してこれらの重畳割合を制御することによって，径方向の電子温度勾配を形成する．すなわち，電子密度，空間電位の空間勾配が一定の下で，電子温度のみの空間勾配を制御し，その時のプラズマ中の不安定揺動（ETG モード）に対する影響を調べる．具体的には，周波数が数 kHz から数 MHz の範囲で，電子温度勾配が存在する領域と存在しない領域で，発生する不安定揺動の違いがあるかどうかに注目する．また，電子密度勾配および空間電位勾配を変化することでドリフト波（DW）モードが励起されることを観測し，さらに径方向電場による E×B シアの形成と，それらのETG モードとの非線形相互作用を調べる．
このとき，取得した大容量のデータを応用力学研究所に持ち込み，バイスペクト
図 1: 電子温度勾配形成実験装置．

ル解析を行う．
3. 実験結果及び考察

上記の装置を用いて ETG を形成したところ，ETG 強度の増大に伴い，周波数が約 0.4 MHz の
高周波揺動（ETG モード）と約 7 kHz の低周波揺動（DW モード）の二つの揺動が励起されることが観測された．これらの ETG モード及びドリフト波モードに対する E×B シアの効果を調べる
ため，電子源電位 Vee1 を変化させて垂直方向電場 (Er) を形成・制御し，それに起因する E×B シ― 93 ―

は非線形結合度の変化はなく，ETG が大きい場合のみ負のIes / Ies ( )

0.6
0.4
0.2
0
-2

Ies / Ies ( )06

f ~ 7 kHz4
f ~ 0.4 MHz

2

変化させ E×B シアを制御したところ，ETG が小さい場合

0.8

f ~ 7 kHzTe~ 1.0 eV/cm



図 3 に ETG を変化させた場合の Er に対する高・低周波
密度揺動間のバイコヒーレンス ܾ෠ ଶ の依存性を示す．Er を

0

0.5



い場合と異なる傾向が観測された.

(b)

0 V/cm（比較的弱い電場）の領域で抑制され, ETG が小さ

1

0.05



大きい場合は，ETG モードの揺動強度が –0.6 V/cm < Er <

1.5

0.1



的な予測と一致することが明らかとなった．一方，ETG が

ず，ある閾値を超えると (|Er| > ~1 V/cm) 抑制され, 理論

2

f ~ 0.4 MHz

と (b) 強い場合 (Te ~ 2.4 eV/cm) の Er に対する ETG モ~
ード及びドリフト波モードの I es / I es の依存性を示す. ETG
が小さい場合, ETG モードの揺動強度は電場の符号によら0.15

Ies / Ies ( )

図 2 に電子温度勾配が (a) 弱い場合 (Te ~ 1.0 eV/cm)

Ies / Ies ( )(a)

アを制御しながら実験を行った.

Te~ 2.4 eV/cm

-1

0

1

2

Er (V/cm)0

図 2: ETG が (a) 小さい場合と (b) 大
きい場合の Er に対する高・低周波密度揺動の規格化振幅強度の依存性.

Er の強度が強くなることに従って，ETG モードとドリフト

シアによって ETG モードとドリフト波モードの非線形結合度が強まり，ETG モードからのエネルギー移送が増加することで ETG モードの揺動強度が減少したと考えられる．
すなわち，E×B シアが ETG モードの抑制のみではなくドリフト波モードとの非線形結合度にも影響を与えることを初めて観測した.

^ 2の結果から，–0.6 V/cm < Er < 0 V/cm の領域では，E×B

 b (f1, f2)

波モードとの非線形結合度が強くなることを観測した. こ~ 1.0 eV/cm~ 2.4 eV/cm

12
8
4
0
-2

-1

0

Er (V/cm)12

図 3: ETG を変化させた場合の Er に対する高・低周波密度揺動間のバイコヒー
レンスの依存性.

4. 研究組織金子 俊郎，畠山 力三，文 贊鎬（東北大学），伊藤 早苗，稲垣 滋，小林 達哉（九州大学）
5. 研究成果報告
1) [招待講演] “Plasma structure control and new-concept plasma process for novel nano-bio
materials”, T. Kaneko, The 12th Asia Pacific Physics Conference (APPC12), Makuhari Messe,
Chiba, Japan, 2013 年 7 月 14～19 日.
2) [招待講演] “電子温度勾配モードとドリフト波モードのマルチスケール非線形結合機構解明”, 金子俊郎, 文贊鎬, 畠山力三, 応用力学研究所 RIAM フォーラム 2013，九州大学応用力学研究所，
福岡，2013 年 6 月 6 日．
3) [招待講演] "直線磁化プラズマにおける電子温度勾配揺動の観測"，文贊鎬，畠山力三，金子俊郎，
日本物理学会 2013 年秋季大会, 徳島大学, 徳島，2013 年 9 月 25～28 日.
4) “Dynamics of Nonlinear Coupling between Electron-Temperature-Gradient Mode andDrift-Wave Mode in Linear Magnetized Plasmas”, C. Moon, T. Kaneko, and R. Hatakeyama,
Physical Review Letters, Vol.111 , No. 11, pp.115001-1-4 . 2013.

― 94 ―

25 特 2-8ħáÊv@|@Ond~ŏő­ą¹Ŀd®ĭ°Ŋ×ª±Ç»ó yÇ»Ķ ē¶¿~dŌģdùļs·t[Ľèv@|d­ąOn~dŌģdĀæsĘfpdP
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― 96 ―

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 ― 98 ―

25 特 2-9高次相関解析の並列処理による高性能化に関する研究	 Màz|z|ç|¹¾» º ®
研究目的：;B2<F£Ëlaáï¯}ÍoIQïå$¿åÓZzwfï¸ååzâ~ë5G3)j'  kÈ 'ð
ï~ëãåhQÊ½5G3wz"Éð³e|¹¾ PANTA ~ëÏÄ"ïy4@E7D¯}ÏÄ)³%('~ë5G3 Hé&
10GB PIÞïì©¶æÓ¢5G3_²å ñ)Ø'vl" ð¡¹¾ïì©¶æÓ¢À~ë5G3_²)ìÈÌ!ïÐ/+ÔÁ¨$'Jb_²)[ï+D0C2=¤Õ%/G6~Ï)ÌïìÜ~ë5G3_²)~±' )µ´'ð
研究方法：~ë5G3ì©¶æÓ¢ïå´'¿å´è(RÄ¯}Y¶æ)ÔÁ'Ñ &ï5G3_²r S '!ïJb_² ê 'ð¡¹¾¶æÓ¢m¦¥Ý)"ìÜ9GC-x_²íFFTîJbh)iÅï¶æÓ¢Jbh+D0C2=)¤Õ'ð©ïÂ´(Jbh+D0C2=uÔÁ/G6)~ÏïÓ¢ÓªÙ$'¤Ö)ÌðïPANTò~ëÏÄ¯}(L­5G3)c³¶æÓ¢)ÌïJb_²$'ìÈh×X)Ìð
研究成果：	
 1.  Ã ïOÎ´¶æÓ¢' Bispectral analysis ïJbh
FFT B,:BCc³$&ï_²ìÜh)qðÛ Ú©_²ïOpenMP $'\>?CsJb_²ïMPI $'a>?CsJb_²((ï_²È)_²5G3âæ¬!'"ï/E8,Bígcc, iccî$
/E8,B.;1AEªÙ"Ìð
2. % Wavelet bicoherence analysis "ïFFT $'_²)ÌïJb_²×X)ä{ð
今後の予定：zÒ§5G3_²o ï>?CdN#9*,D[`eJbh)p!
ìÜh¤Õ)Ìïßh)'ð]U´5G3_²/G6)Vï
PANTA ~ëÏÄ¯}5G3)W_²ÈªÙ)Ìð
研究組織：	 «  n ÇnÀ dFaáº ®

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― 99 ―

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25 特 2-10

トーラス装置における乱流計測の為のプローブ開発とそのデータ解
析手法の検討京都大学 エネルギー理工学研究所

大島慎介

1． 背景・目的
静電プローブは、簡便、安価でありながら高時空間分解能を有する計測器であり、プラズマの乱流研究において強力なツールである。直線型装置 PANTA において、マルチチャン
ネルプローブはプラズマ乱流の時空間構造観測に用いられ、乱流の自発的構造形成の物理の解明に大きく寄与してきた。一方、トカマク及びヘリカル等のトーラス型装置においては、設置ポートの制限やプラズマの熱負荷の問題からプローブ構造の自由度が少なく、乱流の物理描像の解明に必要な諸量を計測するためには最適なプローブ設計を進める必要がある。本研究では、プローブ計測に精通した応用力学研究所の研究者らと共同で、トーラス装置に適用可能、且つ乱流研究に適したプローブを開発する。また、得られたデータの解析手法についても検討を行う。上述した観点から、周辺乱流揺動の可視化を目指し、可視化用のプローブの開発とそれを用いた可視化手法の検討を行う。揺動構造を可視化することによって、様々なプラズマのパラメータに依存して乱流を特徴づける指標がどのように変化するか視覚的に示すことが期待できる。今年度は、可視化手法として、解析信号を用いることで信号間の強度、および位相差を高い時間分解能にて評価する手法を考案した。
この手法の誤差評価の検討を行うと同時に、条件付平均法を用いることでその誤差を低減できることを示した。更に実際にビーム放射分光計測器のデータに手法を適用することで、揺動の二次元構造を示すことに成功した。本手法は開発を進めている二次元プローブを含め広く適用可能である。
2．解析信号を用いた揺動の可視化手法
フー リエ変換 を用いたスペ クトル解 析において は 、時間・ 周波数の不確 定性原 理(Δt·Δω~1/2)によって時間および空間分解能の両立は困難である。例えば、時間的に振幅、および周波数が変わる信号 x(t)= A(t)·exp(2πi·f(t)t) を考え、この信号に短時間フーリエ変換を用いると、元の信号 x(t)はある時間に振幅と周波数を定義できるにも関わらず、時間・周波数空間双方に広がったスペクトログラ
ムを得ることになる。この原因は、ある任意波形を異なる周波数の波の和で構成されるという考え方を基としており、時間分解能に優れると一般にいわれる
ウェーブレット変換等においても同様である。乱流のような多くの周波数成分からなるような
図 1. (左上)周期的に現れる MHD 信号を模擬した信号と、左下そ場合においては、この考え方はれにガウシアン雑音を加えた信号。及び、それらの瞬時位相差について、（右上）時間差 τ=0μs の場合と（右下）時間差 τ=10μs の自然であるが、時間的にその振場合について評価した結果。
幅や周波数を変化するような単― 101 ―

一周波数のコヒーレントなモード、例えば非線形的な挙動を示す MHD 不安定性、を記述することに対しては適していない。
ここで解析信号を用いた解析手法に注目する。解析信号は、複素数であり Z(t)= r(t)·exp(iθ(t))とあらわすことができ、元信号 x(t)のヒルベルト変換によって簡単に得ることができる。r(t), θ(t)はある時間での強度、位相であり瞬時強度・位相と呼ばれる。また、この瞬時位相の時間微分 d/dt(θ(t))= ω(t)は瞬時周波数と呼ばれる。瞬時強度に関しては揺動のエンヴ
ェロープを評価する際に一般によく使われている。このように、時間的にその振幅や周波数を変化するような単一周波数の信号に対しては、解析信号によって表現することで直観的にその特徴を把握することができる。ここで、さらに瞬時位相の差である瞬時位相差という考え方を導入することで、2 つの信号の位相差の時間変化を評価することができる。2つの解析信号 Z1,2(t) =|Z1,2(t)| exp(iθ1,2(t))の内積をとると、Z1*(t)· Z2(t) =|Z1*(t)|· |Z2(t)|exp(i φ(t))
であり、ここで φ(t)= θ2(t) -θ1(t)となり、ある時間の両信号の位相差を評価することができる。
瞬時位相差を評価した例を図１に示す。まず、非線形挙動を示すバースト的な MHD 不安
定性を考え、時間的に変動する強度と周波数を有する x(t) = A(t)·exp(2πi·f(t)t)と表記可能な信号を作成した（図 1 左上）。ここで、揺動は 6ms ごとに繰り返し現れ、周波数は 90kHz から
30kHz まで変化するとした。この信号に、ガウシアンホワイトノイズを重畳した波形が、図1 左下に示されており、この両者の位相差を評価した結果が図 1 右の上下に示される波形である。二つの信号間の時間ラグがない場合（τ=0μs）、バースト的 MHD を模擬した信号の強度が十分強い時間帯において位相差がゼロとなっており、位相差が正しく評価されていることがわかる。さらに、時間のラグが存在する場合（τ=10μs）には周波数が時間的に変化していることに起因して位相差が時間的に変化していることがわかる。
3．ビーム放射分光計測の結果への本手法の適用例
ここで考案した手法を実際にビーム放射分光計測による密度揺動の計測結果に適用した結果を図２に示す。このときプラズマは中性粒子ビーム単独で維持されており、およそ 0.5
ms の短い周期で再帰的に高速イオン励起不安定性が発生している。ビーム放射分光法で計測した密度揺動の強度およびチャンネル間の位相差を評価し、さらに条件付平均法を用いることで平均的な揺動構造を再現した。揺らぎの強度と計方向の位相構造は時間的に変化し、らせん状の構造が形成され、そして消失していく。高速イオンとプラズマの非線形的な相互作用の結果として、実空間、あるいは速度空間の高速イオン分布の変化によって、このような構造発展が起こっていると考えられる。

図 2 ビーム放射分光計測によって計測したあるプラズマ断面の密度の揺らぎの二次元構造。不安定性の典型的な平均的な（-0.1, 0, +0.1ms）, 不安定性が発生するたびに、らせん状構造が形成され、また消失していく。

― 102 ―

25 特 2-11
直線磁化プラズマにおけるストリーマー構造の解析
九州大学

基幹教育院

山田 琢磨

目的
直線磁化プラズマは低温度で近接性に優れ、乱流計測に有意である。九州大学応用力学研究所の直線
プラズマ実験装置 PANTA の前身 LMD-U において、メゾスケール構造の一種であるストリーマーが世界で初めて発見された[1]。この発見は、120 チャンネルに及ぶ静電プローブデータの同時計測に加え、二次元フーリエ解析や、二次元バイスペクトル解析という革新的な方法により実現した。しかしストリーマー構造に関しては、その発生のメカニズムや制御方法、乱流輸送に与える影響など、未だに解明されていない研究課題が多い。そこでストリーマーが発生している PANTA 実験装置のエンドプレートにバイアス電圧をかける実験を行い、ストリーマー構造の変化を観測することで、ストリーマーのコント
ロールや構造の発生機構の解明など、更なるストリーマー研究の進展を目指す。
実験方法
PANTA を用いてストリーマー実験を行い、エンドプレートバイアス実験によってストリーマー（周方向に揺動が局在した構造）の空間構造がどのように変化するかを観測した。PANTA は軸方向の長さが z = 4 m、内径 r = 0.45 m の筒状の直線装置である。ソース部に付けられた内径 95 mm のガラス管にアンテナで 3 kW/7 MHz の RF 波を印加し、ヘリコンプラズマを発生させる。軸方向の磁場は 0.01–0.15 Tまで変化させることができるが、0.09 T に設定し、内部に封入したアルゴンの圧力を 0.8 mTorr に調整す
ると、ドリフト波乱流がストリーマー構造を形成する。中心部の密度は 1019 m–3 程度、電子温度は平坦で 3±0.5 eV である。軸方向 z = 1.885 m の位置に周方向 64 チャンネル静電プローブ[2]が設置されている。このプローブにより、半径 r = 40 mm の位置での詳細で精度の良い乱流の時空間構造を観測することが出来る。また、軸方向 z = 1.625 m もしくは 3.625 m の位置には径方向 5 チャンネル静電プローブが設置されており、プラズマの電子密度や浮遊電位分布を測定する事ができる。エンドプレートの近傍の
z = 3.95 m の位置に、プラズマの直径のほぼ半分となる直径 50 mm の電極があり、50 V までの電圧をかけることができる。

図 1. エンドプレートに 50 V のバイアスをかけた時の(a)バイアス電流と(b) r = 10, 30 および 50 mm での
電子密度揺動。バイアス電流が低い状態を B1 モード、高い状態を B2 モードと呼ぶ。(c)ストリーマー、B1 モード、B2 モードの時の電子密度・揺動分布。

― 103 ―

実験結果
ストリーマーが発生している状態（実験条件：磁場 0.09 T、圧力 0.8 mTorr）のエンドプレートにバイ
アス電圧を最大 50 V まで印加した[3]。電圧 20 V 程度までは、バイアス電流は線形に増加し、5.5 A に達すると増加しなくなった。電子密度はバイアス電極の内側（r = 10, 20 mm）では徐々に大きくなり、
外側（r = 30, 40, 50 mm）では小さくなり、やはり 20 V 以上では変化が止まった。揺動レベルも各径方向位置で 20 V までは徐々に減少していった。ところが 50 V になると、突然バイアス電流が 2 つの値を取るようになり、バイアス中に 2 状態間で遷移を繰り返した。図 1 は 0.3–0.45 s の間バイアスをかけた
時のバイアス電流と各径方向位置での電子密度・揺動である。バイアス電流が 20 V の時とほぼ変わらない 5.5 A の状態を B1 モード、8.5 A に増加した状態を B2 モードと呼ぶことにする。図 1 ではバイア
ス中 B2 モードから B1 モードへ一度だけ遷移している。バイアス中、密度はバイアス電極の内側である
r = 10, 20 mm では増加し、外側の r = 30, 40, 50 mm では減少し、全体としてはピーキングする形となり、
B2 モードの方が B1 モードより変化が顕著である。密度揺動レベルはストリーマー、B1 モード、B2 モードの順に徐々に減少している。
次に、周方向 64 チャンネルプローブによって測定した r = 40 mm の位置でのイオン飽和電流の時空間
構造の変化を示したのが図 2[(a)はストリーマー状態、(b)は B1 モード、(c)は B2 モード]である。ストリーマー状態では、周方向に揺動が局在した構造が塊となって下方向にゆっくりと伝播しているのが分かるが、B1 モード、B2 モードと変化するにつれて、局在構造が消失し、周期的な孤立波状態へと遷移しているのが分かる。このようにバイアス実験中にストリーマー構造が破壊され、密度揺動が抑制される現象が確認されたが、その原因を探るために径方向 5 チャンネルプローブによって浮遊電位構造を調べた。バイアス中も電子温度分布が平坦だと仮定すると、浮遊電位の勾配から径方向電場が推定できる。
実験では z = 1.625 m の位置ではバイアス中に径電場の変化は見られなかった。ところがエンドプレートに近い z = 3.625 m の位置では、バイアス中に径電場が–100 V/m から–200 V/m と大きく変化する事が確認された。このことからこの現象は、エンドプレート付近で生じた径電場の変化によってプラズマ全体の乱流構造の大きな変化が引き起こされたことが分かった。
参考文献[1] T. Yamada et al., Nature Phys. 4, 721 (2008).
[2] T. Yamada et al., Rev. Sci. Instrum. 78, 123501 (2007).
[3] T. Yamada et al., Nucl. Fusion 54, in press (2014).

図 2. 周方向 64 チャンネルプローブにより観測した(a)ストリーマー状態、(b)B1 モード、(c)B2 モードの時のイオン飽和電流の時空間構造。各図の下に周方向角度 0 の位置の波形を載せている。

― 104 ―

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	 25 特 3-1

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― 110 ―

25 特 3-2
リアルタイム画像生成のための合成開口レーダ解析とその応用
九州大学産学連携センター 間瀬 淳
１．はじめにマイクロ波イメージングは、磁場閉じ込めプラズマ中の揺動現象の解明に有力な手段として注目されているが、誘電体媒質中の透過特性を利用した物体内部の可視化、全天候型の車載レーダ、航空機搭載
レーダ等、リモートセンシングの分野でも有用である。我々も平成 19 年度よりスポットライト方式マ
イクロ波合成開口レーダ（Synthetic Aperture Radar: SAR）の研究を進め、平成 24 年度までに周波数 15.5
±0.8 GHz のシステムを製作、平成 24-25 年度ヘリコプター搭載による画像取得試験を実施した。
マイクロ波 SAR では電波法により周波数帯域が制限されるため、十分な空間分解を実現することが困難という問題があった。代表者等は、この問題をクリアするシステムとして、マイクロ波で振幅変調された近赤外レーザレーダを用い、合成開口処理により被測定対象の二次元、三次元イメージングを実現することを提案してきた。レーザの変調周波数は電波法の規制に該当しないため、1-18 GHz の超広帯域変調が可能であり、反射光信号の解析を復調マイクロ波領域で行うことにより、マイクロ波 SAR では実現不可能な空間分解 1-10 cm が期待される。
本システムは、光無線融合を利用した計測開発ということができる。空間に放射されるのは、安全性に優れた赤外光であり、マイクロ波は空間に発射されないことに加えて以下の特長を有している。
ⅰ）従来型パルスレーザレーダでは反射レーザ光の強度だけが測定され、位相データを測定することはできない。本開発システムでは、通常のマイクロ波 SAR と同様に、振幅・位相両成分を測定できる。
ⅱ）合成開口レーダにおける信号処理において、しばしば SN 比低下の原因となるスペックル雑音については、マイクロ波を光源とする場合大きな問題となるが、本研究のようにレーザを光源とする場合は問題とならない。一方、レーザを使用する際課題となるコヒーレント長については、本研究のように復調したマイクロ波領域で信号処理を行うため殆ど影響してこないことになる
２．マイクロ波変調レーザ応用合成開口レーダ「超広帯域マイクロ波変調レーザ」、「スポットライト方式合成開口レーダ」、および「画像処理・制御システム」を組み合わせた全システムのブロック図を図 1 に示す。平成 24-25 年度青色の装置の導入を進め、平成 25 年度研究の基礎となるマイクロ波変調レーザレーダの検証実験を進めた。赤色部分は、
平成 26 年度の導入を目標としている。黒色部分は、マイクロ波合成開口レーダで製作してきたものと同様で、併用可能である。
システムは、外部マイクロ波発振器信号により変調された赤外レーザ（波長 1.55 m）を発生する光
送信機、光伝送のための光ファイバー、ファイバーカップラおよび光学系、光出力を被測定対象に照射したのち反射波を受信および検知し、マイクロ波信号成分を復調する光受信機、および、復調マイクロ波信号と参照波の干渉のためのマイクロ波ミキサから構成される。マイクロ波信号は、マイクロ波発振器から分離された参照波成分とミキサで混合され中間周波数成分が得られることになる。
周波数掃引（FM）レーダでは、反射波の全光路と参照波光路の間の差を L、光送信機に入力する電圧制御マイクロ波発振器の掃引周波数幅を Δf、掃引時間を Δt とすると、反射波と参照波の干渉により得られる中間周波数成分は次式で表される。
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f IF

L f

c t

Lr  f  L  f



c
t
c
t

(1)

ただし、L = Lr +ΔL、Lr は送受信機内の実効光路、接続する光ファイバー、光デバイスを含む全光路から参照波光路を差し引いた値、ΔL
はレーザ光学系からは対象物までの距離、c は光速である。

図 1. マイクロ波変調レーザ応用 SAR の構成.
― 111 ―

３．レーザレーダの原理的検証実験
図 2 (a) は、掃引周波数幅を変化させたときの中間周波数の変化を示す。掃引時間は Δt = 18 ms、L は一定である。図 2 (b) は、掃引時間を変化させたときの中間周波数の変化を示す。掃引周波数幅 Δf=4GHz
および L は一定である。中間周波数は掃引周波数幅および掃引時間の逆数に対して線形関係にあり、(1)
式が良く満足されている。上記テストを行った後、対象物体（ミラー）の位置に対する遅延時間（位相遅延）を求めるレーダとしての原理検証実験を行った。その結果を図 3 に示す。中間周波数は対象物体の位置に比例しており、上式は満足されている。この結果からレンジ方向の空間分解は ±(1-2) cm と評価された。周波数帯域を広くとり線形性をさらに向上させれば、空間分解は改善することが期待される。
70

(a)

(b)

y = 0.031428 + 8.9971x R= 1

60

70

50

50

40

40

[kHz] 30

30

20

20

10

10

fIF

0

0

1

2

3

4
5
f [GHz]

6

7

0

8

y = -0.68643 + 0.66969x R= 0.99916

60

0

20

40

60
1/t [1/sec]

80

100

120

図 2. (a) 中間周波数 vs. 掃引周波数幅、(b) 中間周波中間周波数 vs. 掃引時間の逆数.
1.76
1.755
1.75
1.745
1.74
1.735

図 3. 中間周波数 vs. 対象物までの距離―レーザレーダの
検証.

1.73
1.725
400

420

440

460

480

500

520

L [cm]４．まとめ
レーザレーダ装置としての原理的検証結果が得られた。測定の誤差評価から、レンジ方向の空間分解±(1-2) cm と推定された。電圧制御発振器の周波数掃引の線形性をさらに向上させればこの値は改善することが期待される。平成 26 年度は実験室内での画像生成試験（SAR の検証）に進む予定である。
５．研究成果報告[1] A. Mase, N. Ito, Y. Kogi, H. Ikezi, M. Inutake X. Wang, D. Kuwahara, Y. Nagayama et al., Proc. Int. Symp.
Electromagnetic Theory (URSI Commission B) (May 2013) pp. 242-245 (招待講演).
[2] X. Wang, I. Sakagami, and A. Mase, J. Electromagnetic Waves and Applications 27, 6, 758-771 (June 2013).
[3] 王、間瀬、池地、近木、犬竹、内野：電気関係学会九州支部連合大会、熊本 (2013 年 9 月 24 日).
[4] Y. Kogi, H. Ikezi, A. Mase, N. Ito, M. Sato, A. Suzuki, F. Sakai, S. Mizukami, K. Kameari, and M. Inutake,Proc. Asia-pacific Conference on Synthetic Aperture Radar, Tsukuba (Sept. 2013) pp. 73.
[5] X. Wang, I. Sakagami, and A. Mase, Microw. Optical Technol. Letts., 56, 2, 301-304 (Feb. 2014).
[6] 間瀬、王、池地、近木、犬竹：平成 25 年度通研共同プロジェクト研究発表会 (2014 年 3 月 5 日).
６．研究組織
間瀬
淳
近木祐一郎
犬竹 正明
池地 弘行
王
小龍

九州大学産学連携センター
福岡工業大学電子情報工学科
東北大学電気通信研究所
筑波大学プラズマ研究センター

伊藤
森山
小田
徳沢
出射
― 112 ―

直樹
敏文
誠
季彦
浩

宇部工業高等専門学校
長崎大学工学部
宮崎県工業技術センター
核融合科学研究所
九州大学応用力学研究所

25 特 3-3§|nuş|mFLxşBſ(ƹūĢƪ|Ʒŋq^v2ǨƄ.	
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  9:45-10:30|QUEST 1@Ǒôƹƹū
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ƏĈƌ"AîǺƷŋ62ǟſƘ"A(	 ― 114 ―

25 特 3-4電子サイクロトロン周波数帯静電波の衝突減衰効果のモデリングに関する研究	
 
	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  核融合科学研究所	
  プラズマ加熱物理研究系	
  伊神	
  弘恵	
 
	
 
本研究の目的	 	  本研究では主に衝突減衰効果によるパワー損失も考慮にいれた電磁波と電子バーンシュタイン波(EBW)のモード変換領域付近の波動場の描像を、数値計算で得るための計算コードの開発を行うことを目的としている。	
 	  電磁波の伝播モードの一つである異常波モードは、高域混成共鳴層において静電波的性質を持つ
ようになるため、磁場のあるプラズマ中を伝播する静電波の一つである電子バーンシュタイン波(EBW)とモード結合する。
この結合過程の描像は 1 方向にのみプラズマのパラメータが変化する系での平面波伝播(スラブモデル)を仮定した線形理論によって与えられてきた。しかし、衝突減衰や非線形過程であるパラメトリック崩壊波の励起が無視できない場合、これらの効果による波動のパワ
ー損失も考慮する必要がある。また、波動加熱/計測実験に用いられるアンテナの放射パタンは平面波とは異なり、波動電場は有限の非一様な強度分布を持つため、波動場の広がりの範囲内で磁場や密度が 2 次元的あるいは 3 次元的に変化する場合、スラブモデルでの線形理論を適用したモード変換に関する解析は不正確となる。	
 	
  EBW による高密度プラズマの加熱/電流駆動、ならびに EBW に由来する放射電磁波の計測は、QUEST
装置における重要な研究課題である。波動場の広がりや衝突減衰の効果を考慮してなお十分な EBW
加熱効率/EBW 由来波の受信信号強度が期待できるかを数値的に検討することは、重要である。	
 
	
  	
 
研究の方法	 	  以下に述べる二つの方法での数値解析を行い、結果を比較する。また、高密度プラズマでの EBW
加熱/EBW に由来する放射電磁波計測を行い、理論予測結果と比較する。	
 ・有限幅のビームを考慮したマルチレイ光線追跡計算を行い、各レイについてモード変換領域に再近接した点でのプラズマと波動パラメータを用いて、スラブモデルでの線形理論より与えられるモード変換効率を計算し、再近接点での密度勾配方向に沿ったエヴァネセント層の高密度側の点で光線追跡計算を再開させことで、エヴァネセント層を挟んだ領域での有限幅ビームの波
動伝播描像を得る。また衝突減衰効果を分散式に加え、高域混成共鳴層付近での減衰効果を求める。	
 ・Maxwell 方程式を境界値問題として解く TASK/WF2D コードを用いて、モード変換が起こるエヴァネセント領域近傍の波動伝播の描像を、衝突項の寄与も含めて得られるようにする。マルチレイの光線追跡計算を用いて、エヴァネセント近傍点での有限幅をもつ波動電場の屈折率の空間分布を与え、これを境界値とする。	
 
	
 
経緯と結果

― 115 ―

	
  図 1 に大型ヘリカル装置(LHD)のパラメータを用いて計算した、ビーム照準点に対するモード変換
効率の等高線プロットを示す。
マルチレイ光線追跡計算を行い、ビームの広がりが考慮されている。
衝突減衰効果はまだ考慮されていない。また、モード変換領域での密度揺動が変換効率を低減させるとの理論的予測があるが、その効果は考慮されていない。50%以上の変換効率が期待される照準点にむけた入射でも実験的に見積もられた加熱効率は 10%程度であり、数値計算による予測精度が現状では十分でない。予測精度を挙げるには、衝突減衰効果や密度揺動効果を考慮するとともに、実験での分布を精度良く再現した磁場と密度分布を与える必要がある。	
 	
 TASK/WF2D コードを適用するには、
2 次元メッシュ空間において、磁場・密度・温度の分布と境界条件を与える必要がある。図 2に示すように計算に用いる座標系を定義し、2 次元的にパラメータが変化する
計算領域を各メッシュ点で与えること
図.	
 1:入射ビームの照準位置(Tf,Zf)に対して予測された O-X モード変換効率の等高線図。マル
チレイ光線追跡を用いて計算したのでビームの広がりが考慮されている。実験で入射した照準位置に印をつけた。	
 ができるようにした。座標系の原点は、ビーム中心のレイに関する光線追跡計
算を行って、磁場に対して垂直方向の屈折率が一定値を下回った点としている。現在マルチレイ計算で各レイが図 1の x=0 平面に達した際の波数ベクトルをそれぞれ求め、x=0 のメッシュ点上での波数ベク
トル各成分の分布を補間して求めることができるように、計算コードを整備中である。また、誘電率テンソルに衝突の効果を追加するための TASK/WF2D コードの改良を行っている。	
 
	
 
研究発表	
 
H.	
 Igami	 et	
 al.	
 “Electron	 Bernstein	
 wave	
 heating	
 and	
 emission	 measurement	 through	  the	
  very	  narrow	  O-X-B	  mode	 conversion	 window	 in	 the	
 LHD”	
 	 20th	
 Topical	
 Conference	
 on	
 Radio	
 Frequency	
 図 2:	
 TASK/WF2D コードでの計算に用いる座標系の定義	
 Power	
 in	
 Plasmas	 	 25th	 –	
 28th	 June,	
 Sorrento,	
 Italy	 ― 116 ―

25 特 3-5

電磁波の協同散乱計測を用いたプラズマ波動の励起構造・熱化過程の検出
核融合科学研究所

久保

伸

目的と概要

QUEST においては、電子バーンシュタイン波（EBW）による電流立ち上げと定常維持が計画の基幹となっている。しかしながら、これまで EBW の直接検出が困難であるため波動の励起、伝搬及び電流駆動の物理機構については理論的な予想、解析はあるが、実験的には必ずしも明確にはなっていない。この EBW の波動伝搬とその空間構造を直接検出し、その物理機構の検証と解明を行うことにより、電流立ち上げと定常維持を高効率・高性能化することが本研究課
題の目的である。これまでの検討の結果、波動の直接検出にはミリ波からサブミリ波の散乱計測が有効であり、散乱断面積の小ささから大電力のプローブビームと高感度の受信システムを用意する必要がある。応用力学研究所においては 170 GHz 大電力ジャイロトロンおよび伝送入射システムを有効利用できる可能性があり、これを第一候補として検討を行ったが、予想される励起 EBW 波動の波長が伝搬とともに短くなり、170 GHz では、最も短波長の計測が可能な
後方散乱 (180 度散乱) 条件でもモード変換直後の伝搬領域での測定に限られてしまうことが判明した。このため、より周波数の高いプローブビームと受信システムの検討を行うこととした。
研究の具体的方法
予想される EBW のパラメータに対してミリ波からサブミリ波をプローブビームとして使用することを想定して波動の直接計測の可能性を検討する。このために、

1. 予想される 8.2GHz の入射アンテナから励起される EBW 動による密度揺動強度及び波数の評価をおこなう。
2. 直接計測可能な EBW 動の波数範囲と電力密度を評価し、いくつかの可能性のあるミリ波からサブミリ波領域での最適かつ現実的な散乱計測のプローブビーム及び受信系配置を検討する。
3. 受信散乱波強度を評価して、必要な受信系の構成、受信素子の選択を行う。
4. 定常プラズマの特性を生かした、波動の位相検出を含めた伝搬構造の詳細計測の可能性を検討する。
を順次進め、この計測の実現可能性、有効性を見極めた上で、実際の計測準備を行う。

raytrace から予想される EBW の振舞と散乱計測
O-X-B モード変換による 8.2GHz EBW 加熱時の中心加熱・電流駆動が期待できる N∥ =0.56 とした場合、O-mode で入射した電磁波がプラズマ遮断層において X-mode に変換され、X-mode
として伝搬する過程で高域共鳴層に近づいて静電波である EBW に変換されることが ray trace
コードで予想されている。この場合、EBW は半径方向に伝搬する過程で半径方向の波数が大きく変化し入射電磁波が EBW に変換され、伝搬、吸収される。この EBW に変換された後の伝搬、吸収の過程において、伝搬波動の半径方向の波数が伝搬に従って大きくなり、吸収される
吸収され段階では 2 × 104 m−1 程度になることが予想される。この大きな波数を散乱観測によっ― 117 ―

て計測するためには、当初考えていた 170GHz で周波数の高い 470 GHz 以上電磁波を用いる必要があることが解った。このサブミリ波領域の周波数においては考えられる発振源および、受信システムの組み合わせの選択肢は限られており、慎重に周波数を選択する必要がある。

EBW に伴う伝送電力と密度揺動と散乱効率の関係
密度揺動 ñ が存在する場合のプローブビームと散乱波の散乱効率 P s /Pi は、有効散乱体積 V 中に一様に密度揺動 ñ(k, ω) が存在する場合、r0 を古典電子半径、散乱体積中心から観測点までの距離を R とすると
r02
P s /Pi = 4π 2 [ñ(k, ω)]2 V 2(1)Rと表せる。したがって、プローブビームの周波数の選択は、直接散乱効率には影響せず、空間分解能を決定するビームサイズや散乱角によって決まる散乱体積 V を介して依存することになる。加熱波動の伝搬電力 PH と振動電場の関係は
2
E˜H
(2)
PH = ωϵ02と表されることがわかる。一方で、密度の揺動成分 ñ と加熱波動の振動電界の関係は、電荷の保存則 ∂(eñ)+ ∇ · j = 0 から
∂t

k
· j̃
ωe
ϵ0 (←
←
→)
→
= −i k · ϵ − I · Ẽe(3)ñ(k, ω) =(4)と表現され、したがって、EBW の場合、{}2∞( ω − nΩ )]∑2ϵ0 k4Dω [2
1 − Λ0 (β) −1−WΛn (β) PH[ñ(k, ω)] =1/2
ωe2 k2ω−nΩ|k|(T/m)∥n=−∞(5)

これを式 (1) に代入すると最終的に散乱効率は、
(
){
}2
∞
( ω − nΩ )]∑r02 2 e2 n2eω [1 − Λ0 (β) −1−WΛn (β) PH (6)P s /Pi = 8π 2 V
1/2R
ϵ0 ωk2 T 2
ω
−
nΩ
|k
|(T/m)∥n=−∞と表される。ここで、kD はデバイ波数、W や Λn , β は、参考文献 [1] の表式を用いた。したがって、プローブビームとして選択する周波数は、実際に測定が必要な励起波動が引き起こす密度
揺動レベルとその波数によって最適値が求められることが解った。ただし、この選択は、入手可能なプローブビームの発振源とその帯域での検出システムの構成に大きな影響を及ぼす。具体的な配位、プラズマパラメータ等を用いた検討は今後の課題である。
参考文献[1] S. Ichimaru, ”Basic Principles of Plasma Physics” Addison-Wesley Publishing Co. Inc. 1980.

― 118 ―

25 特 3-6

テラヘルツ波を用いた高温プラズマ計測法の開発
核融合科学研究所・ヘリカル研究部

徳沢季彦

１．目的
高温プラズマの生成による核融合発電を目指した研究において、閉じ込め性能の向上に伴い、高温高密度化が進んでいる。そのため従来マイクロ波帯の電磁波を用いていた反射法などのプラズマ計測手法
へのテラヘルツ波帯への拡張が必要となってきている。例えば、核融合科学研究所で検討を行っているヘリカル型原型炉(FFHR-d1)で想定しているプラズマ内部の特性周波数の半径方向分布は図１のようになり、特性周波数はマイクロ波からテラヘルツ波(0.1-10THz)領域に拡がっており、この空間および周波数領域を全てカバーする計測システムの構築が期待されている。しかしながら、プラズ
マ計測に適した光源がこれまで非常に限られていたことから、この分野の計測手法は開発がまだあまり進んでいない。そこで、
近年新しく開発がなされてきたテラヘルツ波光源を用いた高温プラズマ計測法の早急な確立が期待されている。
本研究では、これまでに実績のあるマイクロ波計測法のテラヘルツ波領域への拡張を行うことを目指してその基盤を確立するための開発研究を行う。本研究の測定対象
物体は、従来のテラヘルツ波計測では全く事例のない、メートル級の大型高温プラズマであるため、これへの適用を目的としたミラーやアンテナ等の伝送光学系や信号処理等の回路系を含めたシステムの設計およ

図１：ヘリカル型核融合炉( FFHR-d1)の炉心プラび開発を行う。

ズマにおいて想定される特性周波数の半径方向分布。正常波カットオフ(O-mode)、異常波カットオ

２．計画と実験方法

フ(X-mode)およびサイクロトロン周波数を示してＬＨＤ装置には種々のマイクロ波帯の反いる。また想定される電子温度（10keV）における射計、散乱計などを適用しプラズマ計測を

相対論効果による周波数変化を点線で示している。

行ってきた実績があるが、本研究では、100～1000ＧＨｚの周波数帯で２つの種類の光源を用いた新しい計測システムの開発を行う。一つはマイク
ロ波帯発振器出力を逓倍する方法、もう一つは時間領域分光法で用いられるテラヘルツ波パルスを活用する方法である。前者は周波数掃引を行うことで電子密度の空間分布情報を求めるためのシステム開発を W-band を対象として行う。後者はパルスの持つ広帯域性を活用した計測を行うが、ｍｍ～ｃｍサイズの物体の物性研究には実績があるが、大型の物体の研究に用いられた例は無いため、そのための開発
研究を行う。本報告書では、この後者のテラヘルツ波パルス計測システムについて、以下に述べる。

― 119 ―

３．テラヘルツ波パルス計測システム
テラヘルツ波パルスをプラズマに入射し、プラズマ自身あるいは対向壁面から戻ってくる反射波を受光し、その飛行時間τpe を計測すると、次式のようになる。

τ pe =

a

2
c ∫

−a

1
1−

ω 2 ( x)pe

ω02

− 1 dx（１）

ここで、a, c, ω0, ωpe はそれぞれプラズマ半径、光速、入射周波数、電子プラズマ周波数である。このテラヘルツ波パルスを図１の原型炉想定のパラメータで計算すると図２の赤線のよ
うな周波数特性が求められる。図より、ピークとなる周波数（この場合、約 300GHz）よりも

図２：核融合プラズマ原型炉（中心電子密度～

高い周波数成分から線平均電子密度の情報が、 1x1021m-3）における入射テラヘルツ波のプラズマ
ピーク周波数から最大電子密度の値が、ピーク中の伝搬に伴う遅れ時間よりも低い周波数成分から電子密度分布情報が、それぞれ求められることになり、非常に効率的かつ有意義な計測手法となり得る。
このようなテラヘルツ波パルス計測の試験開発を行うために、テラヘルツ波時間領域分光法（THz-TDS）
システムを構築中である(図３)。本システムは、光伝導アンテナからのテラヘルツ波発振を利用したシステムで、フェムト秒ファイバーレーザー（Menlo 社 T-Light 780）を励起光源としている。このレーザーからの波長 780nm（パルス長 120fs，出力70mW）の出力光を、プラズマ計測に適した周波数領域(~1THz)のテラヘルツ波を選択的に発生させるため、低温成長 GaAs 基盤ボウタイ型
光伝導アンテナに入射し、テラヘルツ波パルスを発振させている。また、プラズマ計測への適用に必須な開発要素である信号検出系の高速化を達成するため、光サンプリング検出を行うた
めのディレイステージを高速に駆動することを目指し、毎秒 1000ｍｍでの移動が可能なリニアモーターステージを採用したシステムを構築
図 3：テラヘルツ時間領域分光テストシステム。写真は透過型光学系のシステム例。赤線が励起フェムト秒レーザー光経路。緑線がテラヘルツ波経路。

した。本システムにおいて、現在、50MHz 繰
り返しでの 0.1~2THz の周波数スペクトルをもつテラヘルツ波発生を確認できた。今後、プラズマ計測へ適用するための開発試験を進めていく。

― 120 ―

|	 L-dz`mFLxşİôƹ1=@ťǳà­2©żƵū	 ǽºäŪƊ řŧ	  Ƈ|ǫǠ	  ŠǾ	
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25 FP-1
プラズマ物理におけるマルチスケール・マルチフィジックスシミュレーション研究
日本原子力研究開発機構 矢木雅敏
目的
プラズマ物理においては、時間尺度及び空間尺度の異なる諸現象（MHD、微視的乱流等）が定性的に異なる空間領域またがって相互作用し、その結果としてプラズマエネルギーの閉じ込め特性が決まる。それを総合的に理解し、予測・制御するためには、外部加熱を伴う、輸送、MHD、乱流の相互作用を考慮した
グローバルシミュレーションが必要であると認識されつつある。本研究ではプラズマ周辺における非線形
MHD 応答、L/H 遷移現象、ディスラプション、直線装置における乱流現象等、プラズマ実験で観測されているさまざまな複合・非線形現象を解明するためのシミュレーション研究を行う。これらの現象はマルチス
ケール・マルチフィジックスであるため、モデリングや数値スキームの開発も同時に必要となる。これまで
九大で開発されてきたシミュレーションコードをもとにモデルの拡張やコードの改良を行う。
研究成果
LHD における ECRH 印可実験ではマクロスケールの揺らぎが観測されており、非局所輸送の候補と考えられている。またペレット入射実験でも非局所輸送が観測されており、その物理機構の解明は過渡輸送現象を理解する上で重要であると考えられる。解析モデルとして積分型非局所フラックスモ
デルを用いた先行研究が存在するが、１次元モデルとして定式化されている。本研究では円柱座標系における４場簡約化 MHD モデルを用いた非線形シミュレーションにより、定常状態に達した抵抗性バルーニング乱流中に周辺密度ソースを印可し、プラズマの応答を観測する。ある時間帯で周辺密度ソースを切り、その後の密度分布の時間発展を追跡する。これによりペレット入射実験を模擬し、密度発展方程式の対流微分項に起因する非局所輸送を解析する。モデルとして 4 場簡約化 MHD
モデルを用いる[1]。前回の報告では円柱ソースの場合の結果について報告したが[2]、今回は球状のソースの結果を報告する。ソースは Sn = SAMP exp(−(r 2 + rs2 + 2rrs cosθ + ζ 2 / ε 2 ) / 2Δ) で与えた
( rs = 0.8, Δ = 0.1, ε = 1 / 3 )。ソースは T = 948 で印加し、 T = 1800 で切る。図 1 の内部エネルギーの時間発展を示す。球状のソースを印加することで様々なモードへエネルギーが移送されている。前回報告した円柱状の場合は n = 0 モード（ n ：トロイダルモード数）へのみエネルギーが移送されており、非局所輸送はソースを切った後の過渡応答として観測されている。図２に磁気面平均された全密度分布の時間発展を示す。ソースを印加している期間に非局所輸送が r = 0.4 付近に出現している。解析の結果、
今回の場合も非局所輸送の担い手は(1,0)モードであることが判明した。図３に T = 1500 における(1,0)モードのみで構成された密度揺動のポロイダル断面における等高線 p(r, θ , ζ = 0) を示す。円柱ソースの場
合に観測されたスパイラル構造が同様に形成されている。図４に(1,0)モードのフーリエ係数の実部の径分

布 Re( p1,0 (r)) の時間発展を合わせて示す。図４より(1,0)モードはソース印加とともにグローバルに変化しているため GAM 振動ではないと考えられる。今後、シンクの場合についても考察する予定である。
	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
 

― 123 ―

	
 
10-3

	
 

10

	
 

10-5

	
 

p

10-7

	
 

10-8

	
 

10-9

	
 

10-10

	
 

2 10-2

eq

E

10-6

P +P

	
 

T=960
T=1800
T=2500

3 10-2

0,0

	
 

	
 

epre( 0/ 0)epre( 2/ -1)
epre( 3/ -1)
epre( 4/ -2)
epre( 1/ 0)-4

1 10-2

0

500

1000

1500

2000

2500

0

3000

0

0.2

0.4

図１ 内部エネルギーの時間発展

2:

	
 

1 10-4
90
120

	
 

1
0.8

60

0.6

150

5 10-51,0180Re(p )

0.2

	
 

T=900
T=950
T=1200
T=1400
T=1500

30

0.4

	
 

1

図２ 磁気面平均された全密度分布の時間発展

	
 

	
 

0.8

r

t

	
 
	
 

0.6

0

	
 

0

-5 10-5

330

210

	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
 
	
 

-1 10-4

300

240
270

	
 

-1.5 10-4

	
 

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

r

図３ T=1500 における(1,0)モードのみで構成された

図４ (1,0)モードのフーリエ係数の実部の径

密度揺動のポロイダル断面における等高線図

分布の時間発展

参考文献[1] 矢木雅敏、平成 24 年度共同利用報告書 24FP-34[2] M. Yagi et al., "Simulation study of nonlocal transport from edge to core in tokamak plasmas," to appear
in Contrib. Plasma Phys.
研究組織
矢木雅敏(原子力機構)、西村征也(核融合研)、松山顕之（原子力機構）、廣田真（東北大学）、	
 糟谷直宏（九大応力研）、佐々木真（九大応力研）	
 ― 124 ―

25 FP-2

プラズマ対向材料中の水素同位体交換に関する研究
研究代表者
所内世話人

日本原子力研究開発機構

山口正剛
大澤一人

【研究の背景】
国際熱核融合実験炉(ITER)ではダイバーターで激しいプラズマ粒子の照射を受ける設計になっている。ダイバーターは水素（水素同位体）をほとんど固溶しないタングステン(W)で被覆し保護する設計になるが、それでも水素が内部に侵入し貯蔵されることが問題になっている。特に、トリチウム(T)は放射同位体であるためにその残留量の上限が規制されている。そこで、タングステ
ンと水素との相互作用や吸蔵、拡散移動に関する研究は盛んに行われている。その中で一旦は吸蔵されたトリチウムを材料から離脱し回収する方法の研究も行われている。その中の１つが同位体交換法である。水素同位体は化学的性質は同じであるが、原子核の質量が違うために零点振動
エネルギーに違いがある。そのため空孔型欠陥との結合エネルギーに差ができ、その違いを利用して水素または重水素雰囲気中でトリチウムを材料内部から追い出すのが同位体交換法である。
この方法は低温でのトリチウムの放出が起きることが期待されている。実際に同位体交換が起きていることを示唆する実験結果もあり、実験と理論計算の両面で研究の進展が見込まれている研究課題である。
【同位体交換法の原理】
図１には同位体交換法の原理を示す。タング
ステンでは水素が結晶格子中にある場合はエネ
ルギー準位が高く不安定である。また、そこは狭い空間なので零点振動エネルギーも大きい。
従って、トリチウムとその他の同位体との零点振動エネルギーの差も大きくなる。

ωT =【第一原理計算】本研究では第一原理計算の汎用コードであるVienna ab-initio simulation package (VASP)を使った。ポテンシャルは一般化勾配近似タイプ(GGA)のもの、K点の密度は5×5×5、原子緩和は各原子に働く力のが 0.003 eV/Å以下になるまで緩和を繰り返した。スーパーセルはBCC格子の格子点が54個のものを使った。また、水素同位体の零点振動エネルギーを計算するために安定位置の周辺で仮想的に水素の位置をずらし、そのエネルギーの上昇を計算した。変位と復元力が比例す
る調和振動近似を仮定して振動数を計算した。
― 125 ―dpa

この式はトリチウムと水素原子の零点振動数と 図１：同位体交換法の模式図。零点振動エネル
それぞれの質量の関係式である。ただし水素同 ギーを考慮するとTとHは交換した方が安定。
位体は平衡点の周りを調和振動することを仮定
D2 expsure only
している。空孔に水素同位体が捕獲された場合
Heating under vacuumはエネルギー準位は低く安定である。また水素Heating under H20100
10には十分広い空間なので振動数は小さくなる。
その結果同位体間の振動エネルギーの差も小さくなる。そこで図１で示すようにトリチウムが
10-1
10-1
空孔内に捕獲されている時はそれよりも軽い同位体と交換した方が総エネルギーは低くなる。
図２は同位体交換を観察した実験である。こ
10-2
10-2
の場合は水素(H)と重水素(D)で観察した。重水素をタングステンに注入した試料(■)を用意した。
それを真空中で400℃10時間加熱した試料(○)と
10-3
10-3
水素ガス中で同様に処理した試料(●)を比較した。
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0
Depth (µm)
すると水素と一緒に処理した試料の方が重水素の残留量が著しく減ることを示している。
ただし、図２のような実験を説明するために 図２： (■)重水素に暴露したタングステン試料の別のメカニズムも提案されており今後の検討が 重水素の深さ分布。 (○)真空中で加熱処理。
(●)水素と共に加熱処理。[1]必要である。
D concentration in W (at.%)

	
  	
  	
 

mH
ωH
mT

【タングステン空孔中の水素の構造と振動状態】
BCC金属の空孔には通常水素はO-site近傍が安定である。また、空孔内部にはO-siteが6個存在するので、
図３(a)で示すように6個まで水素が捕獲されると考えられてきた。しかし、タングステン空孔は特殊で図３(b)で示すようにO-siteから格子定数の約18%もずれた位置が安定である。さらに、最高で12個まで水素原子は捕獲されることが計算上予測されている。[2-3]水素の零点振動エネルギーを計算する場合正しい水素の基底状態を知っておくことは重要である。基底状
態の水素とは模式図の図４(a)で示すように、平衡状態
からどのような微小なずれに対しても復元力がはたらく。
そのため振動が起こる。一方で平衡状態でも図４(b)で示すような不安定な構造では振動は起こらない。タン
グステン空孔中の水素は図３(a)の構造が不安定構造に対応している。しかしながら、多くの研究論文でこの構造が採用されており正しく零点振動エネルギーが計算されているか疑問がある。
【タングステン空孔と水素同位体の結合エネルギー】
図５はタングステン空孔と水素(H)およびトリチウム(T)の結合エネルギー（Ebind）である。ただし、( []図３:(a)普通のBCC金属中の水素の構造。
(b)タングステン空孔中の水素の構造。

)

E bind = E [Wn −1V ] − E [Wn −1VHk ] + k E WnHT − E [Wn ]ここで、Eはスーパーセルの凝集エネルギー、Vは空孔、
図４:水素の構造が平衡状態からずれた時のHTは固溶している水素同位体、n=54で格子点の個数、模式図。(a)基底状態(b)不安定な状態。
kは水素同位体の個数。つまり上の式は、固溶している
水素が空孔に捕獲された時の利得を表す。
図５によるとトリチウムより水素の方が空孔と強く結合している。有限温度の効果を考慮すると６個の水素同位体を捕獲した空孔
水素複合体が広い温度と水素分圧の領域
で圧倒的に多くなることが予測された。[4]そこで図５では特に空孔水素複合体VH6 とVT6 についてその値を記した。水素の方が約0.20eVほど空孔との結合エネルギーが大きくなる。
【考察とまとめ】
タングステン空孔中の水素の正しい構造を第一原理計算に基づいて行った。そして、空孔と水素およびトリチウムの結合エネル
ギーを計算したところ図５で示すように軽い
水素の方が結合エネルギーが大きい。従って、同位体交換法によってトリチウムをタン
グステンから解離し回収できる可能性があ
図５:タングステン空孔と水素同位体の結合エネルギーとる。また、この計算結果は図２の実験結果
空孔に捕獲された水素同位体の個数(k)との関係。
を支持するものである。
参考文献[1] Y. Hatano et al., J. Nucl. Mater., 438(2013) S114.
[2] K. Ohsawa et al., Phys. Rev. B 82 (2010) 184117.
[3] K. Ohsawa et al., Phys. Rev. B 85 (2012) 094102.
[4] K. Ohsawa, Reports Research Institute for Applied Mechanics, Kyushu University 143 (2012) 29.

― 126 ―

25 FP-3

金属間化合物における空孔型欠陥と水素原子の相互作用に関する研究
研究代表者
所内世話人

大阪府立大学

堀史説
大澤一人【研究の背景】
国際熱核融合実験炉(ITER)はダイバーターに強いプラズマの照射を受ける設計になっている。
そこで、ダイバーターには水素溶解度が低く耐摩耗性と耐熱特性に優れたタングステン系合金で被覆されることが計画されている。そこでタングステン系合金と水素との相互作用の研究が盛んに行われるようになった。タングステンは水素溶解度が最も低い金属なので結晶中に水素が貯留されることはない。しかし、空孔型の欠陥には相当な量の水素（水素同位体）が貯留されることが予想されている。特に、燃料のトリチウムは放射同位体であるために炉材料への残留量が問題になっている。さらに第一原理計算によるとタングステン（およびモリブデン）中の空孔に捕獲された水素は他のBCC金属では見られない特異な構造を持つことが明らかになっている。通常のBCC金属の空孔では水素はO-siteと呼ばれる点の近傍が安定で、最高で6個まで捕獲される。ところが、第一原理計算によるとタングステン空孔では複雑な水素の構造が予測されている。このような計算上予測される水素の特異な構造が実際に実現されるか、という疑問は残るが実験的に検証されていない。その原因の１つはタングステンは元々水素をほとんど溶解しないために、水素を吸収した試料を作ることが困難なためである。ところが、B2型と呼ばれる金属間化合物の中には水素をよく吸蔵するものがあり試料作製が比較的容易である。本年度の研究ではタングステンと幾何学的に同じ水素の構造になる金属間化合物がみつかったので報告する。
【BCC格子とB2格子】
図１に(a)BCC格子と(b)B2格子を示す。BCC格子（対心立方格子）は１種類の原子で構成されている。
一方でB2格子は２種類の原子で構成されている。
その２種類の原子を同一視すればB2格子はBCC
格子と一致する。
【第一原理計算】本研究では第一原理計算の汎用コードであ る
Vienna ab-initio simulation package (VASP)を使った。ポテンシャルは一般化勾配近似タイプ(GGA)のもの、K点の密度は5×5×5、原子緩和は
図１：(a)BCC格子と(b)B2格子。および結晶中の総凝集エネルギーがほとんど変化しなくなるまで格子緩和を繰り返した。（0.01eV以下）計算に使った
T-siteとO-site。
スーパーセルは金属格子54個で構成されている。
また水素の基底状態は図２のような手順で計算した。
まず、水素の初期配置は乱数を使って空孔内表面に適当に分布させてから格子緩和を行った。このよ
うな方法では計算が計画時間内に収束しない、または準安定状態に到達する可能性もある。しかし想定外の基底状態があった場合でもその構造を見逃す可能性を小さくできる。また、準安定状態は水素が移動拡散する際の通り道（saddle point）になる可能性もあり、その情報を得ることができる。
【計算した金属間化合物】
B2型金属間化合物ではNi-Al、Co-Al、Fe-Alの３
種類の空孔について計算した。Ni-Alは原子数比を1:1の化学量論的比率からずらすことで最高で8%程度の大量の空孔を含んだ試料が作成できるので期待していた。しかしながら、結論から言うと空孔中の水素のエネルギー準位は高く不安定である。このため水素を保持する見通しはなく、他の２つの金属間化合物についても計算することになった。Ni、Co、
Feは周期表でも隣り合ったⅧ族の遷移金属であり
図２：水素の基底状態を探索する手順。
よく似た特徴を持つ。
― 127 ―

【空孔中の水素の構造】
温度まで考慮した熱力学的モデルで計算すると空孔には６個の水素が捕獲される確率が圧倒的に大きい。そこで空孔中の６個の水素の構造について詳しく述べる。BCC格子の場合、空孔中の水素は図３(a)で示すようにO-siteの近傍が安定である。O-siteは空孔内に６個存在するので水素は正八面体構造をすると考えられてきた。しかし、タングステ
ン（およびモリブデン）空孔中では(b)の特異な構造になり、水素はO-siteから格子定数の18%程度もずれる。このような金属空孔には絶対０度では最大で12個もの水素が捕獲される可能性がある。
【金属間化合物中の水素のエネルギー準位】
図４にNi-Al空孔中の水素のエネルギー準位を示す。空孔（Ni空孔）はNiとAlの組成比を1:1から変えるだけで簡単に導入できる。しかし、空孔中の水素は真空中の水素よりも不安定であり高圧など特別な条件でもない限り水素の保持は難しいことがわかった。
図５にはFe-Al空孔（Al空孔）中の水素についての結果を示す。こちらは水素との結合力が強く複数個の水素でも捕獲することがわかった。また、水素は図３の(b)で示したようにタングステン空孔と対称性が同じ特異な構造になった。さらにFe-Al空孔にも最高で12個までの水素の捕獲が可能でありこの点もタングステン空孔と同じ結果になった。
Fe-AlのFe空孔についても計算した。Al空孔よりも水素との結合力は弱く、空孔内の水素の構造は図３(a)で示すようなO-site近傍が安定な通常の構造であった。ところが、こちらも変わった構造が見られた。通常は金属中の水素は電荷を帯びるので水素間にはある程度斥力が働く。そのため空孔内部に２個の水素が捕獲された場合は図６(a)で示すようになるべく距離をとる位置関係になる。しかしながら、Fe-AlのFe空孔中では(b)で示すような接近したO-siteを水素が占める方が安定になる。同様の結果はCo-Alの空孔にも見
られた。
【まとめ】
タングステン空孔中の水素は特異な構造をとることが計算から予測されている。それと同じ対称性の構造がFe-Al空孔中でもみられることがわかった。こちらの方は水素を吸蔵しやすく容易に試料の作成が可能である。今後は陽電子寿命計算など実証に必要な計算機シミュレーションを行い、空孔内の水素の構造について検証してゆく予定である。また、タングステンとモリブデン以外の空孔でも特異な水素の構造が見つかったことは重要である。この水素の構造は従来考えられていたよりも多くの金属や合金中にみられる特徴
である可能性がある。
参考文献[1] Reports Research Institute for Applied Mechanics,
Kyushu University 143 (2012) 29.
[2] Phys. Rev. B 85 (2012) 094102.

― 128 ―

図３：(a)通常の空孔中の水素の構造と(b)特異な構造。

図４：Ni-Al空孔(Ni空孔)中の水素。

図５：Fe-Al空孔(Al空孔)中の水素。

図６：空孔中の２個の水素の構造。
(a)斥力が働く場合と(b)引力が働く場合。

25 FP-4
高温構造材料の組織制御による変形抑制の微視的機構
核融合科学研究所

室賀健夫

１. 目的
各種原子炉や高温プラントで使用される構造材の高温使用限界温度を決めるのは、多くの場合熱クリープ特性である。高温クリープ変形の抑制には、強化手段として用いる析出、粒子分散、加工転位などの変形過程における挙動の理解が不可欠である。申請者のグループではこれまで、Cr-W フェライト鋼及びバナジウム合金を中心に研究を進めてきたが、高温強度を上昇させる方法として、析出強化法とナノ粒子による分散強化法を検討している。本年度は、ナノ粒子分散により強化した Cr-W 鉄鋼材料（ODS 鋼）の組織観察と高温クリープ変形試験を行った。特に、ほぼ同じプロセスによって製作した 9Cr-ODS 鋼と12Cr-ODS 鋼を比較することにより、Cr 量の効果を明らかにすることに重点を置いた。
２．方法
図１に、9Cr- 及び 12Cr-ODS 鋼の製作プロセスを示す。アルゴンガスアトマイズ法により微粒化した合金粒子に Y2O3 ナノ粒子を添加し、MA 処理ののち高温押し出し、高温鍛造により製作した。両者の微細組織を応用力学研究所の透過電子顕微鏡により観察した。クリープ強度試験を核融合科学研究所の超高真空高温クリープ試験装置によって行い、微細組織と高温クリープ特性の関連を明らかにした。
３．結果と考察
図２に 9Cr-ODS 鋼と 12Cr-ODS 鋼の微細組織を比較して示す。9Cr-ODS 鋼は比較的小さな結晶粒を有する焼き戻しマルテンサイト相を示し、12Cr-ODS 鋼は比較的大きな結晶粒を有するフェライト単相を示す。12Cr-ODS 鋼では、弱い歪と低密度の転位が一面に残っており（図３）、これは、加工熱処理
によって再結晶が起こらなかったことを示唆している。両者とも高密度のナノ粒子が一面に分散している。ナノ粒子のサイズは約 3nm、密度は約 1x1023/m3 で、両合金に有意な差は認められなかった。
12Cr‐ODS
Argon Gas Atomized Powder(pre-alloyed, <150m)
Addition of Y2O3 (~20nm)
Addition of elements forcompositional adjustment
Mechanical Alloying
Attrition Ball Milling(220rpm, 48h, Ar)

9Cr‐ODS

Canning, Degassing(673K, >3h)
Hot Extrusion(1423K, Extrusion ratio = 6.4, ~30mm(F ))Hot Forging(1423K, 50~60 mm(T) x ~10 mm(S)Annealing
1323K, 1h AC + 1073K, 1h AC (9Cr)
1473K, 1h (12Cr)
Cutting, Shaping(~40 mm(T) x ~200 mm(L) x 5~6 mm(S))

図１．9Cr- 及び 12Cr-ODS 鋼の製作プロセス― 129 ―

50nm

50nm

1μm

9Cr‐ODS

1μm

100nm

12Cr‐ODS
図３． 12Cr-ODS 鋼の粒界と転位

図２．9Cr-、12Cr-ODS 鋼の微細組織
図４は、973K における 9Cr- 及び 12Cr-ODS 鋼の高温クリープ変形を示す。200MPa の荷重では、9Cr－
ODS 鋼のほうがクリープ破断時間が長いが、175-180MPa に荷重を下げると逆転する。
図５は、クリープ破断強度を比較したもので、破断時間が短いと 9Cr-ODS のほうがクリープ強度が高
いが、破断時間が長いと逆転し、その境界が 20-40 時
間にあることがわかる。
構造部材の想定クリープ寿命は 10 万時間程度であり、従ってその条件でのクリープ強度は 12Cr-ODS 鋼の方が高いことが予想される。12Cr-ODS 鋼は、結晶粒が大きいため、特に低荷重領域で顕著になる粒界すべりによるクリープ変形が抑制されたものと考えられる。
４．研究組織室賀健夫、長坂琢也、菱沼良光（核融合科学研究所）、
渡辺英雄、荒木邦明（九州大学応用力学研究所）

図４．9Cr-、12Cr-ODS 鋼のクリープ変形

５．発表論文
T. Muroga, T. Nagasaka, P.F. Zheng, Y.F. Li, H.
Watanabe, "Dislocation evolution during thermal creep
deformation in V–4Cr–4Ti with various thermal andmechanical treatments", Journal of Nuclear Materials,
442-S1 (2013) S354-359.
６．国際会議での発表
T. Muroga, T. Nagasaka, Y. Li, H. Abe, S. Ukai, A.
Kimura and T. Okuda, “Fabrication andCharacterization of Reference 9Cr and 12Cr-ODS
Low Activation Ferritic/Martensitic Steels”, ISFNT-11(Sept. 16-20, 2013, Barcelona)― 130 ―

図５．9Cr-、 12Cr-ODS 鋼の 973K におけるクリープ破断強度

25 FP-5

a(ρ)

R/L

Tc

高温プラズマ乱流における不安定性の波数依存性に関する研究	 	 核融合科学研究所	
  登田慎一郎	
 
	
 
	
  	
  	
  乱流輸送は磁気核融合装置におけるプラズマ閉じ込めに最も重要な課題の一つである。なぜならトロイダルプラズマにおいて，乱流輸送は大量の粒子，熱損失を引き起こすからである。プラズマ性能改善には，プラズマ乱流輸送に関するさらなる研究が必要である。1次元(径方向の)輸送コードである，統合輸送コードTASK3Dでは,	
 熱拡散係数にジャイロボームスケーリングがLarge	
 Helical	
 Device	 (LHD)において使われている。イオン温度
勾配乱流の場合，式 χ i ~ρ2tiv ti f(γ, ŝ, τ ZF )/R がイオン熱拡散係数に使われる。ここでfはγ,	  ŝ と
τZFの関数である。γはモードエネルギーの成長率， ŝ は磁気シアパラメータであり，τZF
はいわゆる帯状流の崩壊時間である。輸送コードで乱流輸送係数にどのモデルを用いるか決めるために，どの安定性モードが，不安定化しているかを研究する必要がある。GKV-X
コードはヘリカルプラズマにおいて乱流輸送に対するイオン温度勾配不安定性と帯状流の影響を調べるコードである。	
 研究の最初として，GKV-Xは非線形解析ができるにもかかわらず，LHDの高イオン温度放電#88343での線形ジャイロ運動論解析を行った。なぜならGKV-X
コードによる線形解析におけるシミュレーションコストはその非線形解析と比べて非常に少ないからである。乱流拡散係数はおおまかにはジャイロ運動論解析から求められた線形
成長率と波数から決められる。時間発展を追う輸送コードを解析する際に，ジャイロ運動論コードにより時間ステップごとに成長率を求める計算を行うことは困難である。時間発
展を追う輸送コードで利用できるような，プラズマ不安定性に重要な物理パラメータに関するイオン熱拡散係数のモデリングが必要である。本研究では，イオン温度勾配不安定性における重要なパラメータは L Ti (= −Ti / Ti ') であると考え
20.0
(a)
られる。	
 他のパラメータLn(=-n/n’)や安全係数は径方向の点で固定する。関数fに対する帯状流の崩壊時間τZFの15.0
依存性は χ i のモデリングの際はここでは無視する。イオン
熱拡散係数 χ i のモデリングを行った。このモデリングした
10.0
式は，輸送コードの中で使われ，LHD実験結果のイオン温度分布と，シミュレーション結果が比較される。	
 
5.0
	
  	
  	
  はじめに，GKV-Xコードを使った線形解析のシミュ
レーションを行った。ショットナンバー88343のLHDにおけ
0.0
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
ρ
る高イオン温度モードでのイオン温度勾配不安定性を考0.7察した。このシミュレーションは大半径が3.75mの時の30.6次元磁場平衡配位のときに行われる。ここでは電子温度と(b)0.5
イオン温度は等しいとした。静電ポテンシャル揺動の線形0.4
成長率に対する飽和レベルを計算した。イオン熱拡散係数20.3
χ i / χ GB の値は混合長概算により，χ i / χ GB = C ∑ k γ / k y で評価2される。ここで χGB (= ρti v ti / R) はジャイロボーム拡散係数，0.2kyはポロイダル波数で， γ はイオン温度勾配モードの線形0.1
成長率である。実験結果とシミュレーションの結果を合わ
0.0
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
ρ
せるために，数値因子Cを用い，ここではC=1とする。イオ
ン温度勾配モードが不安定になるイオン温度勾配を求め 図１	
  モデル化されたイオるために，χ i / χGB の規格化されたイオン温度勾配に対する ン 熱 拡 散 係 数 に お け る (a)イオン温度勾配モードが不依存性を調べた。温度勾配以外のすべてのプラズマパラメ 安定になるイオン温度勾配の径方ーターを固定し，(密度や安全係数のプロファイルを固定 R/LTc と(b) 傾き
向依存性
し，)50点の径方向の点で， χ i / χGB の R / L Ti に対する依存y― 131 ―

2

diffusivity(m /s)i

T (KeV)性を調べた。イオン温度勾配不安定性モードでは，L Ti が重要な物理パラメーターであると考え，χ i / χGB を χ i / χGB = a(ρ)(R / L Ti − R / L Tc ) のようにモデル化した。ここで L Tc は規格化した，
イオン温度勾配モードが不安定化するイオン温度勾配であり， ρ = r / a である。径方向の点で変わる，規格化した密度勾配や安全係数の値に傾き a(ρ) は依存する。図１はイオン温度
勾配モードが不安定になるイオン温度勾配R/LTcとR/LTiに関する傾き a(ρ) を示す。図1のグラフにおけるR/LTcと傾き a(ρ) の値を用いて，イオン熱拡散係数 χ i / χGB のモデリングを行っ
た。
	
  	
  	
  次に，これまでにモデル化したイオン乱流熱拡散係数を用いて，輸送コードを実行した時に，輸送ダイナミクスを考察した。低ベータ近似でのDGN/LHDデータベースから新古典輸送拡散係数を求めた。電場の径方向の分布は両極性条件から得られる。径方向の領域 0.25 < ρ < 0.80 で両極性条件を満たす電場の三根が存在する。その三根から正の電場を選ぶ。イオン温度を除くプラズマの径方向の分布，密度，電子温度，径電場や安全係数の分
布は時間的に固定している。LHDにおけるショットナンバー#88343である放電で，時刻t=2.230sの実験結果を，密度，電子温度，安全係数の分布について使う。イオン温度の径方向の分布について，モデル化したイオン温度乱流係数を用いて，シミュレーションを行った。実験結果における電子温度分布が時間発展を追う輸送シミュレーションにおける初期値として使われる。イオン温度の時間発展のシミュレーションを行う際に，電子とイオンの間の熱交換を取り入れている。また加熱入力分布については，FIT3Dというコードで計算したものを用いている。図２(a)の実線で，シミュレーション結果として得られたイオン
温度分布の定常状態を示す。破線はLHDにおけるショットナンバー#88343である放電で，
時刻t=2.230sでのイオン温度の実験結果を示す。シミュレーション結果から得られた径方向のイオン温度分布はLHDの実験結果とある程度の一致を示す。乱流，新古典輸送拡散係数の，定常の径方向分布を示したものが図２(b)である。イオン温度勾配モードは二つの径方向の領域， 0.0 < ρ < 0.25 と 0.8 < ρ < 0.92 で安定化されている。 実線と破線はイオンの乱流と新古典輸送拡散係数と対応している。イオン乱流輸送は正電場が選ばれている領域では，
新古典輸送と比べて優位である。 	
 
	
  	
  	
  本研究では，特にLHDの高イオン放電(#88343)の場合について，輸送コードにイオン
温度勾配乱流を導入するために，イオン温度勾配の特性長に関して，イオン熱拡散係数の#88343,2t=2.23s,2(almost2stationary)24
モデル化を行った。時間発展を追う輸送コードを用いて，
LHD2experimental2results (a)モデル化したイオン熱拡散係数を使って得られたシミュレ
3ーション結果とLHDの高イオン放電(#88343)のときの実験結果との比較を行った。今後，線形ジャイロ運動論解析に2よるシミュレーション結果と，非線形解析による結果との比較を行う。さらに帯状流の輸送に対する影響を調べる必
1
simulation2results2(stationary)要がある。その後,モデル化したイオン熱拡散係数を統合輸
送コード(TASK3D-p)へ導入したい。また他の放電や，不安
0
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
ρ
定性を考察した場合に，熱拡散係数のモデリングを行いた
6.0
い。	
 
(b)
5.0
	
 
χ
4.0
学会発表	
 
S. Toda et al., "Modelling of Heat Diffusivity for Ion
3.0χ
Temperature Gradient Turbulence in Helical Plasmas", 14th
2.0
International Workshop on H-mode, Physics and Transport
1.0
Barriers, P01-10, Oct. 2-4, 2013, Kyushu University, Fukuoka,
0.0
Japan
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
ρ
NEO

i

i

図 2 (a)イオン温度と(b)イオン熱拡散係数の径方
向分布― 132 ―

25 FP-6²gn`SZepZÓÆ·Ŀ?·ĿĜįĐÝĦ|£ôĜÇĭ¨yõõv­£ õıăĳ" @1F>
ĵ³ń>(&:@qWí>îjn*ķ&JML.<*¢Č/M:&Lîjn@Kħ0?qW?ğ>ò'Lěĸ*%Kîjn·Ŀ>ñ2Lip_epZ?qWĴïÎņú OĮJ)>2Lěĸ*%LepZÜ*ÕÑ2L>9M:ip_epZ @uĘĂ>¦Ð¬OÃ
2*5?§Ô?lRc[k@ËĢ>N)8:(J3a]GĞËĢ=§×*%LD6^Pd]·Ŀ@ ĉ>Ė&Kħ0?epZĂēğ>/J/ML.<*Ģ)8:(K5?

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WÓÆO±&5?ÂĿ)J?ėÆqWĈOí05?¦ÛŀOĺķ0:ip_epZ Oĝ}06D3õý; íOÄÀ06ªÙý;? íOÄÀ06õý;qWOÓÆ
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Ġ>Zo`h*Þ/M:&L.<*Ú 1: (a) A SEM micrograph of sample (ii) after theirradiation with laser pulses. (b) and (c) cross sectional viewsof the TEM micrographs of the sample. (b) corresponds tothe central part the laser beam and (c) edge part of the laserbeam.

― 133 ―

¸/M6Ą;%LZo`hã>w8: Ò?VP[@Ï/,=KZo`hã@Ø&Łt>D;ċö0Ĝį)J 4-5 m ?Ø/D;2CKĦ*ĕß06.<*ĮJ)>=86
 Ú 2 @õ<Ù×ó;? OFHC-Cu >ñ2Lip_epZ LIDT ;%LÙý;?ip_ep
Z LIDT @õýIK²,=L.<*Ģ)LľñÜZUphr`b>(-L+@ĀãĂ<=K
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LIDT @ 1.35(+1.50, -0.75) J <=86µª.?úO»8:ITER H DEMO ĉ>(-Lbk\s¹Ĺķ?qWąéķjn?âOÄÀ0:&,ěĸ*%LÚ 2: Multi-pulse LIDT for OFHC Cu
mirrors in the air and vacuum conditions.

ÞĨ´ŅģĕĜĉ (1) Masaya Sato, Shin Kajita, Ryo Yasuhara, Noriyasu Ohno, Masayuki Tokitani, Naoki Yoshida, and Yuzuru
Tawara "Assessment of multi-pulse laser-induced damage threshold of metallic mirrors for Thomson
scattering system", Optics Express, Vol. 21 (2013) pp.9333-9342.
(2) Shin Kajita, Ryo Yasuhara, Masaya Sato, Noriyasu Ohno, Masayuki Tokitani, and Naoaki Yoshida,"Enhancement of multi-pulse laser induced damage threshold on Cu mirror under vacuum condition", Optics
Express, Vol. 21 (2013) pp. 17275-17284.

― 134 ―

25 FP-7
タングステン中の水素同位体保持特性に及ぼす照射欠陥の影響
富山大学

水素同位体科学研究センター

波多野雄治

１．はじめに核融合炉プラズマ対向材料としてタングステン(W)が有望視されており、安全性の観点からトリチウ
ム保持特性の解明が急務となっている。著者らは日米科学技術協力事業 TITAN 計画のもとで中性子照射
により W 中の水素同位体保持量が著しく増大することを見出し、保持量低減とトリチウム除去法の開発に向けた研究の必要性を提言している。一方、中性子照射は照射条件の制約が大きく、試料の放射化などの問題もあり、実験精度には限界がある。また、照射キャプセル体積の制限から、試験できる材料種もおのずと限定される。そこで、並行したイオン照射による広範かつ精緻な実験が不可欠と考え、本共同研究を推進している。W が中性子照射を受けると欠陥のみならず Re 等の核変換元素も形成されることから、欠陥と Re の相乗効果を理解するため、昨年度より微量の Re 添加が W の水素同位体保持特性および微細組織に与える影響を調べており、これまでに Re 添加によりガス曝露下での重水素（D）保持量が減少することを見出している。今年度は、高フラックスプラズマ曝露下での D 保持特性を調べた。
２．実験
試料にはアライドマテリアル社製の 4.6 質量%の Re を含む W 板材（以下、W-5Re）および Goodfellow
社製の純 W 板材(純度 99.95%)を用いた。これらの試料に室温で 20 MeV の W イオンを 0.5 dpa（損傷ピーク深さでの値）まで照射した。そののち、フラックス 1022 D m−2s-1 の D プラズマに 443～743 K で
3×1025 D m−2 まで曝露し、D の深さ方向分布を核反応法（NRA）で分析した。また、あらかじめ薄膜化した直径 3 mm のディスクに 2.4 MeV の Cu イオンを室温で 2 dpa 照射したのち、微細組織を透過電子顕微鏡（TEM）で観察した。
３．結果および考察
W イオン照射した試料中の D 濃度およびはじき出し損傷の深さ方向分布を、W-5Re の場合を例として
図 1 に示す。表面から約 2 m の領域まで照射損傷が導入されると共に、その領域中で D 濃度が著しく高くなっており、照射欠陥に D が捕獲されていることがわかる。純 W についても、同様の D 分布が得られた。はじき出し損傷量が最大となる深さ（約 1.4 m）における D 濃度のプラズマ曝露温度依存性を
図 2 に示す。試料温度が低い場合には純 W と W-5Re の間で顕著な差は見られないが、543 K 以上の温度では明らかに W-5Re 中の D 濃度が純 W に比べ低くなっている。TEM 観察においては、図 3 および図 4 に示すように、どちらの試料についても転位ループとボイドの形成が見られ、これらの欠陥が水素同位体の捕獲サイトとして働いたことがわかる。低温領域における純 W と W-5Re 中の D 濃度に差がなかったことから、W イオン照射で両試料中に形成された捕獲サイトの密度は同程度と考えられる。温度の上昇に伴い一方の試料中の D 濃度が他方と比べ大きく低下する原因として、一般的には、(1) 欠陥の回復が速い、(2) 照射欠陥による D 捕獲エネルギーが小さい（捕獲力が弱い）、などの原因が考えられる。先述のように、ガス曝露法で得た平衡状態における D 濃度も W-5Re の方が低い値を示していたので、この違いが表面状態に起因するものでないことは明らかである。W および W-Re 合金中の照射欠陥が 543 K において顕著に回復することはないので、Re 添加により照射欠陥の D 捕獲エネルギーが低下したと考えるのが自然ではあるが、詳細の解明にはさらなる研究が必要である。

― 135 ―

なお、本研究の一部はドイツ・マックスプランクプラズマ物理研究所との共同研究（W イオン照射

1

10

0

25

2

D plasma (76 eV @ 3x10 D/m )  W-5Re
damaged at 300 K to 0.5 dpa

damage profile

10

1

10

0

10

-1

Texp = 443 K
10Texp = 543 K-1Texp = 643 K
Texp = 743 K

10

-2

0

1

2
3
Depth (m)

4

5

10

-2

D concentration at damage peak (at.%)10

Damage (dpa)

D concentration (at.%)

および NRA）ならびに幅広いアプローチ研究（プラズマ曝露）としても実施された。謝意を表する。

252High flux D plasma (76 eV @ 3x10 D/m )  W and W-5%Re
damaged with 20 MeV W ions to 0.5 dpa
0

10

damaged W
damaged W-5%Re
-1

10

400

500

600

700

800

Exposure temperature, Texp (K)

図 1 W イオンで照射したのち D プラズマに曝露した W-5Re 試料中の D の深さ方向分布（左縦軸）
お よ び は じ き 出 し 損 傷 分 布 （ 右 縦 軸 ）．
Texp はプラズマ曝露温度．

図 2 損傷ピーク（深さ 1.4 mm）における W および W-Re 中の D 濃度のプラズマ曝露温度依存性．

図 3 室温において 2.4 MeV の Cu イオンを 2 dpa まで照射した W 薄膜試料の TEM 写真．
左：転位ループ像、右：ボイド像．

W-5Re Cu2+イオン照射

室温, 1 dpa

図 4 室温において 2.4 MeV の Cu イオンを 2 dpa まで照射した W-5Re 薄膜試料の TEM 写真．
左：転位ループ像、右：ボイド像．

― 136 ―

25 FP-8
QUEST 装置における VUV 分光法による粒子・不純物リサイクリングに関する研究
核融合科学研究所・大型ヘリカル研究部・森田繁
課題番号：25FP-8
研究課題：QUEST 装置における VUV 分光法による粒子・不純物リサイクリングに関する研究
研究期間：H25 年 4 月 1 日－H26 年 3 月 31 日
所内世話人：図子秀樹
協力者：４名（図子秀樹，Santanu Banerjee，大石鉄太郎，董春鳳，王二輝，黄賢礼），旅費（1０万円）
配分額：研究費（３万円）
目的：
磁場閉じ込め装置・QUEST の粒子リサイクリング・不純物挙動を VUV 分光計測法にて調べる．He ガ
スのリサイクリングについて知見を得ることにより，プラズマ制御に関する知見を与える．
実施方法：
QUEST 装置に背面照射型 CCD 検出器付 20cm 直入射真空紫外分光器を設置し，300-3000Å域に存在す
る不純物発光線を観測する．He ガスパフ後の粒子・不純物の振舞いを観測する．また，垂直磁場を掃引することにより，スラブプラズマと磁気面プラズマとの比較を行う．
実験結果：
He ガスパフ実験を行うため，まず分光器の波長設定を最適化した．中心波長を 760Åに設定することで，短波長側に He+イオンスペクトル，長波長側に中性 H スペクトルが観測でき，その間に中性
He や炭素・酸素イオンスペクトルが位置する．垂直磁場を印加しないスラブプラズマ配位で観測した代表的なスペクトルを図１に示す．He ガスパフを行っているので通常放電では観測できない He スペ
クトルが現れている（図中赤字で示す）．QUEST の通常放電で不純物イオンの最大荷数は炭素では C3+であるが，波長が 1550Åと離れているためここでは議論しない．図１に示したスペクトル波長を固定

0CII (1037.018)
OII (1074.962)

CIII (903.3)

OIII (833.742)

HI (1025.7: 3-1)

0

CIII (977.02)

20

800

900

OIII (832.9)

HeII (303.8)

40

HeI (584.3: 2-1)

I (103 counts/ch)#24979@4.0-5.0s

HeI (537: 3-1)

して，以下に述べる実験を行った．

100

200

300

400

500

600

700

1000

Ch

．
図１ He パフ実験用に波長調整した VUV スペクトル（分光器中心波長：760Å）― 137 ―

スラブプラズマで He パフを行い不純物の時間変化を観測

0.4
0.2
0
示す．4 秒で He パフを停止しするとプラズマの温度が上昇し，0.04
より荷数の高い不純物イオンスペクトル線強度が増加する（5 0.02
0
0.3
秒以降の振舞いに注目）．HeI はガスパフにより増大するが，パ
0.2
0.1
ルス状のガスパフに対して非常に時定数の長い増大を示し，ま0
2
た，一度増大すると 15 秒の放電時間内には減衰しない．真空排1
気や壁の実効排気速度が He に対して小さいことが理由として 0.120
挙げられる．異なった価数間の強度比の一例を(g)に示すが，強 0.08
0.04
0度比の増加は大雑把には電子温度の上昇を意味する．そこでこ
0.8
0.4の強度比を中性 He 原子スペクトル強度に対して整理した結果
020を図２に示す．図中，黄色ハッチで示した領域が，4s に He パ
10

した．He パフを 4 秒までと 7 秒まで間欠的に行った例を図１にフを停止した放電（赤点で示す）の温度回復期における強度比0を示す．温度回復期の強度比も（黒で示す）温度低下時の強度比も He 中性原子量に対して同じ振舞いを示すことが分かった．
つまり，プラズマの状態（温度）を決定しているのは He 分圧で(a) HeI_584Å

(b) HeII_304Å

(c) CII_1037Å

(d) CIII_977Å

(e) OII_1075Å
(f) OIII_834Å

(g) CIII/CII

0

2

4

6

8
t (s)

10

12 14

図２．不純物時間変化と強度比（He パフ：黒（t≤7s）赤（t≤4s）あり，同じ He 分圧では異なった温度領域を形成できないことが分かる（磁気面がないので当然かもし
れないが）
．
5

20
(a) CIII/CII

4

15

0
0.15

(c) HeII/HeI
0.2

3

10
5

0.3

(b) OIII/OII

2
1

He puff
w/o He puff

0.25

0.35
HeI_5840.45

00.55 0.1

0.1
He puff
w/o He puff

He puff
w/o He puff

0.2

0.3
0.4
HeI_5840.5

0
0.6 0.1

0.2

0.3
0.4
HeI_5840.5

0.6

図３ He パフの有無に対する異なった価数間のスペクトル線強度比（横軸：HeI 強度比）．
同様に不純物の強度比を Bz の関数として解析した．結果を図４に示す．He 強度比は（HeI が中性なので）単純に温度の関数として記述でき，Bz の上昇（Ip の1.5

がら，炭素イオン強度比は Bz の増大と共に減少していく様子が観測され，He の振舞いとは異なっている．磁気面の形成に伴って ECH プラズマの温度が上昇し，プラズマ内に正電場が形成され，それにより不純物イオンの遮蔽効果が表れているのか

Intensity ratio増大）と共に温度が上昇していることが示唆される．しかしな

1.0

0.5

HeII/HeI
CIII/CIIもしれない（CIII は CII よりもよりプラズマの内部に存在するはずなので）．磁気面形状が完ぺきではない可能性もあり，磁力線に沿った方向の不純物輸送が結果として不純物遮蔽を誘起し

0

0

1

Bz (kA)23

図４ 不純物強度比の Bz 依存性．

ている可能性もある．

― 138 ―

25 FP-9
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PC:? 1.0×1018 D+ m-2 s-1IR7S? 1.0×1022 D+ m-27GR9T3 1.0 keV D2+Î"čÊðÔ
3ö¤ºÎĉ¡ 30 K / minºÎĝ R. T. – 1173 K "ºÎôĘ(TDS)Ġ3öčÊð#²l®q
3Ï(Òð(C+)Ô$7GR9T3 10 keV IPC:? 1.0×1017 C+ m-2 s-1IR7S?(1.0 –5.0)×1017 C+ m-2 ö1.#Ā¶"čÊð3 Fe2+ÔĀ¶yÁ^ÔTDS Ġ3öñÂ -%ó

2.0

3(700 K \ć)# 3 #ôĘ?DT> .Äª1Stage 1 #čÊð²l$µØ-/÷ě{á[1]($ĄèRTJ[2]"°¯1čÊð#²l0(Ô±h3jĀ¶$j!Ā¶ÉąStage 1 #Stage 3



照射損傷量
0

1.0  10 dpa-1

3.0  10 dpa-23.0  10 dpa-2²lĎ o Ô±hĎo"_²l

1.5

-4

3.0  10 dpa
0.0      dpa

1.0
0.5
0.0
300

500
700
Temperature / KĎr$ü.1! # .čÊð¬Ć)Ëĝ" 0ĄèRTJ$Ô±hStage 2

Stage 1(400 K \ć)Stage 2(600 K \ć) -% Stage

Stage 1

17.# D2 ²l?L:ER3åčÊð#²l$

release rate / 10 D2 m s

 1 "wÔ±hĎ( Fe Ô W Ā¶

-1

2+

900

 1 wÔ±hĎ( Fe2+Ô W Ā¶"

― 139 ―

0 D 2 ²l?L:ER

#j"-/o0 3.0×10 -4 dpa (#Ô±hĎ" ğ|0 å}1Stage 2 " 
0čÊð²lĎ$Ô±hĎ#o"_o²lÎ¡ĝ+ġÎf&=IE1-/së¢ªĎ#o"-/čÊð°¯<5E oó .10Ģ#së"j0Êð´ Çĕ#Êð"0°¯7GR9T Í0[3] .Ô±hĎ#!Ā¶" Çĕ/#Êð°¯´ ġ!/Çĕ´#Ā¶ÉąaÎčÊð ²ló .10U¸Ô±hĎ#Ā¶$Çĕ ´ /čÊð °¯-ô°¯pÂ3v0,¥!Çĕėxb ¢ª0! #úxÞ!û~čÊð²lÎ¡ ġÎf"=IEó .10."Ô±hĎ
3.0×10-2 dpa ]V#Ā¶" $ Stage 3 #čÊð²l ü.1ġ¡#Çĕ j1"-0·
!°¯<5E#¢ª å}1 2 "wÔ±hĎ( Fe2+Ô¤ 1073 K ÓďĀ¶# TEM
i3åÔ±hĎ#Ā¶$M5F#¢ª ü.1Ô±hĎ#o"_M5F<5@+o0 2 0(1(#ãêčÊð3 3 keV D2+" 1.0×1023 D m-2 #IR7S?(Ô 2 w dpa ( Fe2+Ô W # TEM ýi\ć²l0 2  /Stage 3 #čÊð²l$Ô±hĎo"-/¢ªM5F"°¯1čÊð#²ló 
 3 "wIR7S?" C+Ô W.#čÊð²l®q3åw?L:ER$ Peak 1(400 K \ć)Peak 2(520 K \ć)Peak 3(600 K \ć)# 3 #
HT:"m.1Peak 1

2+-% Peak 2 $ Fe ÔĀ¶yÅ"11÷ě{á($Ą`RTJ

D2 desorption rate / 1017 m-2

 W "$M5F ¢ª°¯1čÊð$ 700 K"°¯1čÊð#²l -%së"°¯
1čÊð#²lPeak 3 "C+Ô W $aIR7S?Ô¼" î 30 dpa #3.5

Peak 1 Peak 2 Peak 3

3.0

C fluence (C+ m-2)
  5× 1021
  1× 1021

2.5
2.0
1.5
1.0
0.5
0.0
300

500
700
Temperature / K

 3 wIR7S?ÒðÔ WÇĕ j1 /TEM ý+M5F äā

900.#

D2 ²l?L:ER 0 .Stage 3 yÅ"M5F .#čÊð²ló .10(ġIR7S?Ô$ Peak 3čÊð²l o0 .ÔĂă­³"-0Çĕ#ėxM5F<5@#o Úó .10 #²lÎ¡$Fe2+ÔĀ¶Éą 100 K ]Va aÎf"=IE
1$ W-C Ìx" Òð+čÊðyÅ"ÇĕX"0*ó .11"-/Çĕ
X#čÊð 7GR9TÞ"W!×©!/aÎčÊð ²ló .10
[1] H. Eleveld et al ., J. Nucl. Mater. 191 (1992) 433[2] O.V. Ogorodnikova et al., J. Nucl. Mater. 415 (2010) 661[3] Zhu Shungyun et al ., J. Nucl. Mater. 343 (2005) 330― 140 ―

25 FP-10

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― 141 ―

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[1] P. H. Diamond, S.-I. Itoh, K. Itoh: Physical Kinetics of Turbulent Plasmas, (Cambridge
University Press, 2010) 570 pages[2] S. Inagaki et. al., Phys. Rev. Lett. 107 (2011) 115001[3] T. Kobayashi, et al.: Phys. Rev. Lett. 111, 035002 (2013)[4] K. Itoh, et al.: Plasma and Fusion Research 8 (2913) 1102168 (review)[5] S. Inagaki, et al.: Nucl. Fus. 53 (2013) 113006[6] S.-I. Itoh and K. Itoh, Phys. Rev. Lett. 60, 2276 (1988).
[7] S. Inagaki, et al.: Plasma and Fusion Research 8 (2913) 1202172[8] Itoh, S.-I. and Itoh, K.: Sci. Rep. 2 (2012) 860[9] Sanae-I. Itoh, Kimitaka Itoh: Nucl. Fusion 53 (2013) 073035― 142 ―

25 FP-11

有限自由度モデルを用いたプラズマ乱流の統計解析
Statistical analysis of plasma turbulence by a few degrees of freedom models

富山大学・人間発達科学部 成行 泰裕
研究目的：
プラズマ中に圧力・密度・温度勾配やビーム成分などが存在する時、それらを緩和する過程
でドリフト波乱流などが励起される。プラズマが層流状態から乱流状態へ遷移する過程においては、乱流中の不安定モードは少数であると考えられるため、系から少数の不安定モードを抜き出した少数自由度モデルを用いた解析が可能である。ただし、小数自由度モデルにおいても個々のモードの時間発展はカオスになるため、統計的な性質の理解が不可欠である。本研究では、森の射影演算子法を用いたドリフト波乱流の小数自由度モデル（VZSC モデル）の研究を発展させ、これまでの共同研究で議論してきた拡張 VZSC モデルやパラメト
リック不安定性の小数自由度モデルの統計的性質の議論を行う。

研究方法：
本研究の推進に当たっては、それぞれの研究グループが理論的・数値的に発展させた結果について、定期的に筑紫キャンパスに参集して議論を行うことを基本としている。

研究成果：(1)射影演算子法を用いた周期成分の同定（VZSC モデル）  VZSC モデルの時系列データを用いて、射影演算子法から導かれる時間相関スペ
クトルと記憶スペクトルの関係式[2]を用いて周期振動を同定する手法[3]の議論を行った。時系列データの時間相関関数を指数減衰する正弦波の重ね合わせで近似した式を用いて、記憶スペクトルに含まれる周期振動を求めた(図 1 右)。その結果、(1) 各
モードの振幅を調整することで直接数値計算から求められる時系列のパワースペク
トルのピークに大まかに対応した周期解が得られること、(2)求まった周期解が時系列と整合するものか否かは記憶スペクトルの実部(減衰率または成長率)の大きさによって判定できること、が明らかになった。また、１周期解の場合(図 1 左)には時間相関スペクトルから記憶スペクトルが一意的に求まることを確認した。
(2)有限温度比を含む VZSC モデルの拡張  反磁性ドリフトの対流項への寄与が前年度議論した有限温度比を含む VZSC モ
デルへ与える影響を議論した。その結果、温度比を用いて規格化したパラメータ(R’ )に対しては解の分岐は変化しないことが分かった。

― 143 ―

図 1 (左)周期解(R=1.869)、(右)カオス解(R=1.873)の場合の記憶スペクトルの実部。
   直線と曲線の交点が周期解を表す。丸を付けた個所がパワースペクトルのピークに対応する解である。
(3)その他の小数自由度モデルの数値解析
  簡約化 MHD モデルから導出された 5 変数のローレンツモデル[4]、およびアルヴェン波カオスの小数自由度モデル[5]の直接数値計算データを用いて、間欠性などが見られるパラメータの場合の時間相関関数を求めた。
引用文献[1] A. A. Vasil’ev et al, Sov. J. Plasma Phys., 16(10), 1990. [2]H. Mori and M.
Okamura, Phys. Rev. E, 80, 051124 (2009).  [3] D. Hamada, Master’s Thesis ofInterdisciplinary Graduate school of Engineering Science, Kyushu University, 2007. [4]T.
Aoyagi et al, J. Phys. Soc. J., 66(9), 2689 (1997). [5] T. Hada et al, Phys. Fluids B 2(11), 2581
(1990); A. C. –L. Chian et al, J. Geophys. Res., 11, A07S03 (2006).

公表状況：
なし 
研究組織：
成行泰裕（富大・人間発達）、佐々木真（九大・応力研）、羽田亨（九大・総理工）
謝辞：
有益なコメントを頂いた九大応力研の糟谷先生に謝意を表します。

― 144 ―

25 FP-12
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25 FP-131+1$.
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― 148 ―

25 FP-14
多孔質金属膜への水素捕捉に関する研究
九州大学大学院総合理工学研究院 片山一成
【目的】
環境負荷の小さな水素は、近年クリーンな二次エネルギーとして注目されており、水素の製造・貯蔵・輸送に関連する技術向上のため、高機能材料開発及び様々な材料における水素挙動の理解が求められている。ジルコニウムやパラジウムが優れた水素吸蔵能を有するのに対して、白金やタングステンはほとんど水素を吸蔵しないことが知られている。しかし申請者らの研究により、水素プラズマスパッタリングを利用してこれらの金属から形成される薄膜は、高い水素保持特性を有することが明らかとなっている。応用力学研究所とのこれまでの共同研究により、50℃程度の基板温度にて重水素プラズマスパッタリングにより形成されたタングステン薄膜は、数 nm の微結晶粒から構成され多くの空隙を有することがわかり、捕捉された水素の多くは微結晶粒の粒界や空隙に捕捉されていると推定される。
しかしながら、堆積時の基板温度による水素捕捉量や構造の変化については明らかとなっていない。
堆積条件と水素捕捉量の関係をより詳しく調査するため、昨年度、誘導結合プラズマを利用した小型のスパッタリング装置を作製し、水素・アルゴン混合プラズマによる金属膜の作製を開始した。本装置では、導入ガス中の水素/アルゴン比を変えることで、広い範囲の水素フラックスでの実験が可能である。また小型であるため、リボンヒーター等によって容易に 500℃程度までの加熱が可能である。本年度はタングステンを試料とし、より実験条件範囲を広げて、水素フラックス及び堆積温度と水素捕捉量との関係を明らかにすることを目的とする。
【実験方法】
Fig.1 にプラズマスパッタ薄膜作製装置の概略図を示す。内径 10mm、長さ 400mm の石英管内に幅 5mm、長さ10mm、厚さ 1mm の石英基板を設置し、石英管中央の枝管から直径 3mm, 長さ約 30mm のタングステン棒(ニラコ社製)を挿入した。石英管内をロータリーポンプで真空に排気後、モレキュラーシーブを通して水分を除去した水素及びアルゴンガスをそれぞれマスフローコントローラーで流量制御し導入した。
流量比により任意の水素濃度及び圧力に調整した後、石英管上流のサンプリングポートからガスを採取して、ガスクロマトグラフ(GC8A :SHIMAZU Co.)により水素濃度を測定した。コイルに 13.56MHz の高周波電力を印加しプラズマを点火した。プラ
ズマを点火後、直流電源装置によってターゲット金属棒に負の電圧を印加した。この電圧印加によって、スパッタ
リングの促進を図った。石英管の基板設置領域外周にリボンヒーターあるいは冷媒を通したチューブを巻き、設定
温度に調節しながら薄膜を形成させた。一定期間放電を継続した後、基板を取り出し質量変化をマイクロ天秤にて測定した。金属膜中に含まれる元素は、九州大学中央分析センターの EDX により分析した。石英基板とともに金属膜を破断し、その破断面を SEM 観察することで膜厚みを評価した。マスフローコントローラーの流量は、液膜流量計を用いて校正した。放電ガス圧は、プラズマ下流側に設置した隔膜式圧力計(Baratron 626B, MKS Ltd.)にて測定した。純水素プラズマ、純アルゴンプラズ
マ及び水素・アルゴン混合プラズマからの発光
H2MA5A
強度をプラズマプロセスモニター
Vacuum pump
(PlasCalc-2000：Mikropack)によって測定した。
MA5A
Ar
また、純水素プラズマ及び純アルゴンプラズマ
Pirani
Mass flow
gauge
External heater
中のイオン密度をダブルプローブ法により測定
controller
Capacitance
Substrate Induction coil
した。純水素プラズマ及び純アルゴンプラズマ
manometer
Quartz tubeについての水素イオン密度及びアルゴンイオン
密度とそれぞれの発光強度の関係から、水素・Plasma
アルゴン混合プラズマ中での水素イオン密度及びアルゴンイオン密度を見積もった。ここで水Target material
sampling++
素イオンは H2 、アルゴンイオンは Ar が支配的
Gas
Matching box
chromatographDC powerであると仮定した。ターゲットに入射する水素
supplyイオンフラックスは、ターゲットに流れ込む電13.56
RF power
DigitalsupplyMHzmultimeter
流値とプラズマ中の水素イオンとアルゴンイオンの密度比から求めた。
Fig.1 プラズマスパッタ薄膜作製装置概略図
タングステン膜に捕捉された水素量はアルゴ― 149 ―

H/W

H/W

H/W

ンガス中での昇温脱離により求めた。金属膜試料を基板ごと
0.14o
昇温加熱装置内に設置し Ar 雰囲気で室温から 800℃まで
H280%/Ar 45 Co
0.12
100℃ずつ段階的に昇温した。各温度とも水素放出が見られな
H250%/Ar 38 Co
H220%/Ar 34 C
くなるまで測定を続けた。タングステン膜から放出された水
0.10
素はガスクロマトグラフを用いて測定した。
0.08【結果及び考察】0.06
水素濃度 20%、50%、80%の放電ガスを用いて比較的低温
0.04（34℃、38℃、45℃）で作製されたタングステン堆積層から0.02の水素放出結果を加熱温度に対する水素残留量として Fig.2 に0.00示す。700℃では水素放出は検出限界以下であり、600℃まで
0
100
200
300
400
500
600
o
にほとんどの水素が放出されることがわかった。水素捕捉量
Temperature[ C]は、放電ガス中の水素濃度に比例して増加しているものでは
Fig.2 堆積後の基板加熱温度に対するタングステン
ないことがわかる。
Fig.3 に水素濃度 80%の放電ガスを用いて、堆積層中の水素残留量（水素濃度依存性）
基板温度 45℃、300℃、500℃での水素放出結果を加熱温度に対する水素残留量として Fig.3 に示す。水素捕捉量は、堆積時0.14oの基板温度が低いほど大きいことがわかる。また、堆積過程
H280%/Ar 45 C
o
0.12での基板加熱と堆積後の基板加熱では、同じ温度でも水素捕H280%/Ar 300 Co
H280%/Ar 500 C
捉量が異なることがわかる。例えば、基板温度 300℃で比較す
0.10
ると、45℃で堆積しその後 300℃に加熱した場合 0.047 H/W の0.08
水素が残留するが、300℃で堆積させた場合の水素捕捉量は、
0.06
0.017 H/W と約 1/3 である。これは、堆積時の基板温度が高い
0.04ほど、飛来するタングステン原子の表面拡散が促進され、堆0.02
積層の不規則構造が緩和されることにより堆積層中の水素トラップ密度が減少するためと考えられる。Fig.4 に堆積層成長
0.00
0
100
200
300
400
500
600
o
表面に衝突する水素フラックスとタングステンフラックスのTemperature[ C]比に対する水素捕捉量を示す。水素フラックスには、ターゲ
Fig.3 堆積後の基板加熱温度に対するタングステン
ットに入射する水素イオンフラックスと反射係数から求まる
堆積層中の水素残留量（堆積時基板温度依存性）
反跳水素フラックスを用いた。タングステンフラックスは、堆積速度から求めた。基板温度 307-429K では、全実験範囲に010
おいて、フラックス比の増加に伴って捕捉量が増加している。
307-429K
573K
573K では、フラックス比 2.8 から 10 では捕捉量の増加が見ら
773K
H/W＞0.1
れるが、それ以上のフラックス比では 0.01 でほぼ一定である。
-1
10773K では、全実験範囲において捕捉量は 0.003 でほぼ一定で
H/W=0.01ある。これら結果から、堆積過程での基板温度に依存して飽
和捕捉量が決まり、水素/タングステンフラックス比が小さい-210と飽和値よりも小さな捕捉量になると言える。基板温度がH/W=0.003
160℃程度より低い場合については、本実験条件範囲にて飽和-3
値が得られておらず、その定量にはさらに水素/タングステン
10
1
10
100
1000
フラックス比の高い条件での実験が必要である。
H flux / W flux [-]【結論】
Fig.4 水素捕捉量と基板への水素/タングステンフラ
タングステン堆積過程での水素捕捉量の飽和値は、573K でックス比の関係
0.01 H/W、773K で 0.003K である。
【成果報告】[1] K. Katayama, Y. Ohnishi , T. Honda, et al, “Hydrogen incorporation into metal deposits forming from tungsten or
stainless steel by sputtering under mixed hydrogen and argon plasma at elevated temperature”, J. Nucl. Mater., 438(2013) 1010-1013.
[2] 上原敬一朗、片山一成、本田拓也ら、“水素プラズマスパッタリングにより形成されたタングステン堆積層における水素透過挙動”、日本原子力学会 2013 年秋の大会、平成 25 年 9 月 3 日-5 日、八戸工業大学― 150 ―

25 FP-15
金属材料の光学特性および電気伝導特性に与える低エネルギーイオン照射の影響
島根大学大学院総合理工学研究科 宮本光貴
1. はじめにイオン照射された材料の表面特性変化の理解は，核融合プラズマ対向材料のみならず，プラズマプロ
セスや固体物性，真空工学の分野においても重要な課題である．我々はこれまでイオン照射された金属
材料の劣化程度を非破壊で診断する手法の提案を目的として，照射下での金属ミラー材の光反射率変化を調べてきた．その結果，昨年度の共同研究において，ヘリウムイオン照射したモリブデン(Mo)の表面組織および光反射率に強い結晶方位依存性が認められた[1]．本年度はそのメカニズム解明のために方位の異なる 3 種類の単結晶試料を用いて微細組織やガス保持特性の方位依存性を調べた．
2. 実験方法
試料は㈱ニラコ社製の単結晶 Mo 試料（岡山理科大学理学応用物理学科平岡教授より御試供）を用いた．
SEM-EBSD により結晶方位を評価した後に，試料表面がそれぞれ（001），（101），（111）面と一致するように試料を切り出して実験に用いた．室温で 3 keV-He+イオン照射を行い，照射後の表面組織を SEM，表面直下の内部損傷
組織を FIB-TEM により観察した．さらに，各試料において照射後の昇温脱離実験を合わせて行った．

較して大きな反射率劣化が観察されている[1]．これらの試料において SEM による表面組織観察を行ったところ，(100)試料においてのみ表面の剥離に起因すると思われる

800

30

RFpower:150W
D2 pressure:1.8Pa
Deposition:0.0918mg

10

H2

40

反射率の低下をもたらしたと考えられた．
このような顕著な結晶方位依存性は，照射後試料の昇温
脱離実験からも確認された．図 2 には，各単結晶試料に 3
keV-He+イオンを 1x1022 He/m2 照射した後の昇温脱離ス― 151 ―+

After D2 irradiation

0

(b)

1000

Temperature

800

30

o

Desorption rate [molecule/g·s]

ムバブルによる損傷組織が一様に形成しており，これが光

400
200

0

ールの表面凹凸は観察されず，10nm 以下の緻密なホールに対し，(110)，(111)試料では表面直下に高密度のヘリウ

600

20

HD

た（図 1）． 一方，(110)，(111)試料では，マイクロスケ

により，局所的に損傷の少ない滑らかな表面が出現するのo

D2

クレーター状の窪みを伴った顕著な表面損傷が観察されの形成が確認された．(100)試料においては，表面の剥離

1000

Temperature

Temperature [ C]の光反射率は，(110)，(111)試料において，(100)試料と比Desorption rate [molecule/g·s]

を試料表面にもつ単結晶試料の 3 keV-He+イオン照射後

(a)

40

昨年度の光反射率測定の結果，（001），（101），（111）

Temperature [ C]

3. 結果および考察

D2
20

10

600
RFpower:150W
D2 pressure:1.8Pa
Deposition:0.0982mg+を 10
図 1 室温で 3keV-HeHD
H2 22 He/m2

照射した単結晶 Mo 試料の表面組
00200 ． 400
600
800
織（SEM
像）
Time [second]

400
200

0
1000

ペクトルを示す．(100)試料においては，900 K 以下の温度域に比較的小さな放出ピークのみが現れるのに対し，(110)や(111)試料では同温度域に大きな放出ピークが出現し，特に(110)試料においては 1400K
を超える高温域まで続くヘリウム放出ピークが確認された．この結果，(110)試料は，(100)と比較して 3倍程度大きいヘリウム総放出量を示した．したがって(110)試料には，ヘリウムの捕捉サイトとして機能する多量の損傷が形成していると考えられる．
光反射率やヘリウム保持特性の顕著な違いについて調べるために，(100)，および(110)試料の FIB 加工を行い，TEM による表面近傍の断面微細組織観察を実施した．図 3 に示す TEM 像から，両試料においてヘリウムバブルが表面直下から数 10nm の深さまで高密度に形成していることが確認できる．光反射率測定で用いた光のモリブデンに対する侵入長は 10nm 程度と見積もられることから，光反射率に
これらの損傷組織が大きく影響していると考えられる．また，両試料においては期待されたほどではな
いが，損傷組織に違いが確認された．(110)試料において，より大きなバブルの密度が高くなっている．
高温下におけるヘリウムバブルの移動度はその直径の-4 乗に比例するため[2]，こうした大きなバブルが
昇温脱離実験の高温まで続くヘリウム放出をもたらしたと考えられる．一方，(100)試料では，局所的な表面剥離の原因となるバブル間の破断が観察された．このバブル間の破断はヘリウムの容易な拡散経路として機能するため，剥離を生じることで照射中のヘリウム放出を促進し，結果的に低いヘリウム捕捉量を示したと考えられた．

図 2 3keV-He+ 照 射 し た 各 単 結 晶
Mo 試料からのヘリウム昇温脱図 3 3keV-He+照射した単結晶 Mo 試料の断面微細組織観察（TEM 像）．

離スペクトル．
[1] 宮本光貴 平成 24 年度九州大学応用力学研究所共同研究成果報告書[2] E.E. Gruber, J. Appl. Phys. 38 (1967) 243



研究組織
研究代表者： 宮本光貴 (島根大学大学院総合理工学研究科准教授)
所内世話人： 渡辺英雄（九州大学応用力学研究所准教授）
研究協力者： 山本将寛，飯島信行（島根大学大学院総合理工学研究科博士前期課程）― 152 ―

25 FP-16

W ダイバータ構造体の健全性評価基準の策定および検証

Standardization and Verification of Lifetime Evaluation Method of W-Divertor Structural Component
韓 文妥１、奥西良成２、谷口修一２、能登裕之２、橋富興宣１、大村高正１、木村晃彦１
１

京都大学エネルギー理工学研究所、２京都大学エネルギー科学研究科

背景と目的：ITER のダイバータ冷却ユニットとして、タングステン（W）プラズマ対向材料（PFM）を

モノブロック（MB）型要素体として銅合金冷却管に組み込み、加圧水にて冷却する方式を適用することが検討されている。一方、原型炉仕様としては、W-MB の冷却ユニットのプラズマ照射下健全性や銅合金の耐中性子照射特性に問題が生じるとの懸念が示されているが、その限界についての詳細な検討がなされていない（図１）。また、ダイバータの健全な運転のためには、ダイバータ冷却ユニットの製造時における冷却管の接合状態（接合部の健全性）や運転中に W-MB に発生するき裂や溶融等の損傷の重篤さの評価技術開発が不可欠である。冷却ユニットの健全性評価に関しては、原型炉のダイバータにおいても ITER と同様な手法がとられると考えられるが、ITER においても製造時の検査方法や運転後の交換時期を定める評価方法、すなわち、健全性評価基準は定められていない。
本研究では、W-MBユニットの製造時における合格基準や運転中に損傷を受けたW-MBの交換時期を定めるための健全性評価基準を策定するため、W-MB製造に関する情報収集および検証試験を行い、それに基づいた健全性評価法の検討を行う。これらを基に、ITERおよび原型炉対応型ダイバータユニッ
トへの健全性評価法の適用可能性について検討し、核融合炉ダイバータの設計および開発に寄与することを目的とする。
結果と考察： 熱負荷試験（20MW/m2 で 1000 サイクル）終了後の ITER 用 W モノブロック冷却要素体（W モノブロック（30 mm×30 mm×12 mm）をクロムジルコニウム銅（CuCrZr）製の冷却管（15 mmφ×1.5mm t）に無酸素銅で接合したもの）を入手し、損傷の状況を把握するとともに、き裂導入経路を含め、組織観察及び硬さ測定を実施した。組織観察は 0.25 μm の砥粒でバフ研磨した後、腐食液（K3[Fe(CN)6] : 2
g, NaOH : 2 g, H2O : 20 ml）を用いてエッチングを行ったものを走査型電子顕微鏡（SEM）により実施した。また、熱負荷に伴う組織変化が硬さに与える影響を調べるため、マイクロビッカース硬さ試験機を用いて硬さを測定した。
加熱面
1）W モノブロック冷却要素体
W モノブロックは 2 種類であり、加熱表面から冷却管までの距離がそれ
ぞれ 3 および 6mm である。前者（A：図 1）は溶融は生じておらず、表面状態は良好であったが、W にき裂が認められた。一方、後者（B：図 2）では W 表面が溶融していたが、W にき裂は観察されなかった。
2）熱負荷による組織変化
A ブロックにて観察されたき裂は、粒界に沿っており、再結晶 W に特有の粒界脆化によると考えられる。熱負荷試験終了時の冷却の過程において、表面近傍が先に冷却し、熱収縮が生じた際に、表面近傍に引っ張り応力が負荷された結果、き裂が生じたと推測できる。B ブロックにおいて、亀裂が発生しなかったのは、1) A においては表面と冷却管の距離が長く、温度勾配が B に比べ、小さかったことと、2) B では表面が溶融しており、冷却
初期時において表面において引張応力が負荷されなかったことが原因としてあげられる。B モノブロックの断面（冷却管の長手方向に垂直）における結晶粒径を及び硬さを測定した結果、断面は溶融部、再結晶部、回復部の 3 層に分類され、それぞれ、結晶粒径は、約 300、20、3μm であり、硬さは、375、389、465 MPa であった。A モノブロックにおいては、結晶粒径は最大でも約 20μm であり、W 冷却は適切に行われたことを示唆している。加熱面に最も近い部分は深さ 1.5 mm の部分まで平均結晶粒径が 300
μm、中間層は深さ 2.0 mm で粒径 20 μm、最も冷却管に近い部分は粒径 3μm であった。ただし、図 3 の加熱面近傍の濃いグレーは、粗粒部を意味しており、銅管上部の W の厚さにより、粗大粒の領域が変化する。

― 153 ―

粒径：20 µm

粒径：3 µm

図 ：:モノブロック（$）
加熱面

375 HV

粒径：300µm
389 HV

粒径：20µm
465 HV

粒径：3µm図 ：:モノブロック（%）



25 FP-17¸àv®ÓĞĚ/=č£¾eĥg/ =Ã³ÕÊ0ýânì/=ïöÏĂi(0ùđ¬ĥqý} àÔqýGWHćðûġ¨ġ¯Ć ¨ġ¯m
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― 157 ―

25 FP-18

写真画像解析による QUEST プラズマの形状再構成
電気通信大学 竹田辰興

【目的】トカマクプラズマを安定に維持する上でプラズマの位置および形状を精度よく計測することが必要である。今回は水平方向から撮影して得られた画像に適切な逆変換を行いポロイ
ダル断面内のプラズマ形状を決定する方法を研究する。
【研究概要】目的の項に記したように、トカマクプラズマを安定に長時間維持する為にはプラズマの位置・形状を精度よく測定する事が重要である。従来は電磁気計測の結果を用いてきたが、原理的に、十分期待される結果は得られない。光学的測定ならば、ノイズも少なく直接的に位置・形状を知る事ができるが、２次元平面上に撮影された画像はそのままではプラズマの位置・形状を表していない。トカマクプラズマは基本的に軸対称であるので、このことを利用すれば、撮影された画像を３次元空間のプラズマの位置・形状に変換する事が可能である。我々は、G. Hommen, et al. の方法に基づき、このような方法が現在の目的のために利用可能かど
うか検討した。まず、下記変換式を実行する為の R-プログラム ITOptj.R を作成した。次に、検討の為のテストデータとしては合肥トカマク EAST のムービー映像から１コマを切り出してPlotDigitizer により見かけのプラズマ表面位置を読み取る。これに入力してポロイダル断面
内のプラズマ位置・形状を求めた。
変換式

変換式の詳細についてここに記すには紙面が足りないので要点だけ記す。対象とする

プラズマ等の幾何学的な情報は図１に示す通りである。この方法の要点は、カメラからプラズマを見た時の視線がプラズマ表面の接線となる時その視線が作る像点が周囲より明るくなるという事である。図１において、カメラの位置 C（ uC ,vC ,wC ）を与えて、PlotDigitizer で得られた像点 E（Projected Edge Point）座標（ uE ,vE ,wE ）を入力して、プラズマ表面の位置 T（Pointof Tangency）座標（ uT ,vT ,wT ）を求める事が当面の目的となる。異なる E 点に対応する T 点
は、もちろん、同一ポロイダル面状にはないがプラズマが軸対称であるので、これら T 点を集めることによってポロイダル面内のプラズマ位置・形状が決定する。この変換を行う際には像面上の像点の描く曲線について数値微分（ du / dv ）を計算する事を注意しなければならない。
入力データの準備

まず、ムービーの中からプラズマ表面が比較的はっきりと移っている数コ

マの写真を PlotDigitizer で数値化する。代表的な１コマを図２に示す。このようにして求めた数値を、第１図の w  0 面上の（ u,v ）座標に変換する為には、この面上にあって位置の特定できる点が３点以上写真に写っている必要がある。テスト計算では平面図（図３）および立面
図（省略）から３点を決定し像点の位置を較正した。
変換計算 上記データを ITOptj.R に入力して、ポロイダル断面内でのプラズマの位置・形状を求める。計算結果の一例（出力データ：黒いシンボル）を図４に示す。

― 159 ―

まとめと今後の課題

Hommen et al. の再構成法はおおむね満足できる結果を与えたが、いく

つかの課題や注意すべき点も判明した。
（１）プラズマの状態によって入力データとなる E 点の軌跡が常に明確に得られる訳ではない。特に必要性の高い X 点近傍は背景光が強くてこのまま
ではデータを得る事が困難なので対策が必要である。
（２）適切な画像処理によって E 点の軌跡をある程度明確にする可能性はある。RGB チャンネル分解して R チャンネル像を除いたり、トーンカーブを工夫するだけでも効果はあるが、一般的な対処法は不明である（３）入力データ較
正にあたって像面上に位置がはっきりした点が３点以上写っている事が極めて重要である。
（４）今後、オンラインでこの解析を行いフィードバック制御等に用いるときには画像処理ソ
フトと解析ソフトが滑らかにつながるシステムを使う必要がある。有望なのは JAVA ベースのProcessing と C++ベースの openFrameworks であると考えられるので現在 Processing について検討中である。また、OpenCV を Python で使うのも有望と考えられる。

図１

図２

図３

図４

― 160 ―

25 FP-19
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ceramics”, J. Plasma Fusion Res. Series, 10 (2013) 33-35.

― 162 ―

25 FP-20

LHD 長時間放電に曝露された金属材料中のヘリウム粒子の吸蔵・放出挙動
核融合科学研究所 ヘリカル研究部 時谷 政行【目的】
核融合科学研究所の大型ヘリカル装置(LHD)のプラズマ対向壁は，SUS 製第一壁(95%の面積率)と炭素製ダイバータタイル(5%の面積率)で構成されている．近年の定常放電では，~1MW の加熱入力で線平均電子密度 1×1019 m−3のヘリウムプラズマを 47 分間にわたって維持することに成功しており，長時間放電に伴うプラズマ壁相互作用(PWI)の研究が加速してきている．しかしながら，典型的な放電では，放電開始後 10 分を経過するとこれまで壁に吸蔵されていた，つまり壁排気されていたヘリウム粒子が放出側に変化することで密度制御が困難となることが観測されている．また，対向壁表面から突如として炭素を主とする鉄を含む不純物の混入が発生し，プラズマ崩壊に至る現象が確認されている．これらの現象はプラズマ放電開始後 10 分というある程度の時間が経過しないと発現しないものであり，対向材料の照射やスパッタリング損耗・再堆積が時々刻々と変化を遂げていることを示唆するものである．そこで，本研究では，大面積を占める第一壁材料表面において，放電時間経過とともにどのような表面変質が発現し，ヘリウム粒子の捕捉特性が変化していくのかを捉えることを目的として，SUS 試料を~1000s，~3000s，~10000s と長時間放電に曝露する時間を変化させ，表面変質と粒子捕捉量を時間の関数としてとらえることを目的とした．
【実験方法】
図 1 に示すように，試料駆動装置を用いて，鏡面研磨および1050℃で真空焼鈍した新品の SUS 試料を LHD 第一壁位置まで挿入し，~1MW の加熱入力で線平均電子密度 1×1019 m−3のヘリウムプラズマ放電に 1000s，3389s，9980s それぞれ曝露した．
取り出した試料を九州大学応用力学研究所に持参し，透過型電子顕微鏡(TEM)による微細構造解析，昇温脱離ガス分析実験(TDS)を行った．
【結果および考察】
図 2 に，1000s，3389s，9980s 曝露後の SUS 試料の TEM 像を示す．上段は主にバブル像であり，白く球場に見えるコントラストがヘリウムバブルである．全ての照射時間のディフラクションパター
ンでデバイリングが確認できる．過去の研究からこれらは炭素と鉄が混合した Mixed-material 堆積層であることがわかっている．下
図 1 LHD 定常長時間放電用試料ホ
段は主に転位ループ像であり，黒色のコントラストが転位ループでルダーと照射位置模式図
ある．1000s の試料ではステンレス基盤へのバブルと転位ループのサイズが小さく密度も希薄なため，表面の堆積層が邪魔をしてバブルのコントラストをはっきりととらえることができないが，断面 TEM 観察により SUS 基板へのバブルの形成をはっきりと確認している．デバイリングのコントラストから，照射時間が 3389s になると 1000s と比較して明らかに厚い Mixed-material 堆積層が形成されているにもかかわらず，よりはっきりとしたバブルと転位ループのコントラストを捉えることができる．9980s になるとバブルのサイズと密度にさほど変化は見られないが，転位ルー プ の 密 度 と サ イ ズ は さら に 増 加 し て い る こ と が わ か る ． 断 面 の TEM 観 察 か ら ， 9980s の 試 料 は3380s(15nm)よりもさらに厚い約 55nm の Mixed-material 堆積層が形成されていることがわかっている．LHDの長時間放電では数 keV 程度のエネルギーのヘリウムが第一壁表面に入射してきていることが示されているため，第一壁に入射してくるヘリウムの大部分は 55nm の Mixed-material 堆積層中を通過する間にエネルギ
ーを失い，捕獲あるいは拡散後に放出されることが考えられる．
図 3 に，各照射時間曝露後の試料におけるヘリウムの TDS スペクトルと，その積分値(総捕捉量)を示
す． 全てのスペクトルにおいて 1000~1400K にかけて放出のピークが存在する．これは，SUS 基板に形成― 163 ―

図 2 各放電時間後の SUS 試料の TEM 像．上段：主にバブル像で，小さなフレームはディフラクション
パターン．下段：主に転位ループ像[

2

されているヘリウムバブルからの放出である．また，室温~600K にハッチをかけている領域では，各試料とも急激な放出率(ピーク)が見られるが，照射量時間(量)が増加するにつれて，その絶対値(放出率)が劇的に増加していることがわかる．これまで実施されてきた基礎研究の結果と比較して，この放出ピークは 2 種類の捕捉機構に起因していると考えらえる．一つは SUS 基板内部のヘリウムバブル周辺の歪場に弱く捕捉されたヘリウム，もう一つは炭素メインの Mixed-material 堆積層に弱く捕捉されたヘリウムである．どちらがどのくらいこの放出ピークに寄与しているのかを定量的に把握することは極めて難しいが，3389s の時点で 15nm の厚さまで成長した Mixed-material 堆積層によって，それ以降入射する大部分ヘリウム粒子は SUS 基板に到達することが困難な状態であったと考えられる．それにもかかわらず，9980s 照射したものでは一桁以上の放出率の増加がみられることから，大部分が Mixed-material 堆積層に弱く捕捉されたヘリウムの放出であると考える方が自然である．本結果は，Mixed-material が形成され続ける限り，室温から急激に放出されるヘリウムが壁表面に滞留し続けることを裏付けるものである． このようなヘリウム捕捉機構が LHD 第一壁全体に存在することは，予期しないわずかな壁温上昇が定常長時間放電の密度制御に影響を及ぼす可能性を示唆するものである．
これを抑制するには，対向材料から炭素材料を排除するなどの工夫が今後求められる．

Total retention:
1.1×1020 He/m2
Exp. Time: 1000s

Total retention:
1.7×1020 He/m2
Exp. Time: 3389s

Total retention:
5.2×1020 He/m2
Exp. Time: 9980s

図 3 定常放電に 1000s，3389s，9980s 曝露後の SUS 試料からのヘリウムの TDS スペクトル．各スペ
クトルの積分値から得られた総捕捉量を図中に記載．

― 164 ―

25 FP-21
25FP-21
電子ビーム照射による材料表面の高エネルギー密度入射損耗開始閾値の評価
応用ながれ研究所、レーザー技術総合研究所
糟谷 紘一
目的
応用力学研究所の電子ビーム熱負荷発生装置を用いて、諸材料表面を照射し、電子天秤を含む計測装置等により、表面損耗量（喪失総質量）を測定する。同時に、レーザー変位計等を用いて、３次元表面損耗状態を観測する。例えば、熱負荷量（Ｘ座標）の関数として、損耗深さの最大値や、喪失総質量を（Ｙ座標）表示
し、データフィッティング線を描く。この線を座標原点方向に内挿することにより、熱負荷量の損耗開始閾
値を評価する。粗さの影響が小さい、十分大きな変数量側から、粗さ程度の変数量に向かってデータ内挿を行うことにより、初期粗さ等が損耗閾値評価結果に及ぼす悪影響を除くことができる。種々のサンプル材料を照射して、閾値等の比較により、高熱負荷下における諸材料の表面強度（損耗耐力）を定量的に評価する。
異なる入射強度の電子ビームによる評価結果や、各種のレーザービーム照射による評価結果を、既に多く蓄積しているので、これらと、本共同研究結果の比較を行う。

実験方法
電子ビーム照射ができるような SiC サンプル（5mm 厚 x20mm 角）を複数枚、外注により、大きな寸法の元板より切り出した。また、照射時サンプルの温度変化を測定するために、この内の１枚に、1mm 径の熱電対挿入用穴を、外注加工した。これらの用意ができた時点で、電子ビーム照射のためのマシンタイム設
定をお願いしたが、電子ビーム装置排気装置（ターボポンプ制御部）の故障や、受け入れ教官の長期外国出張等が重なり、年度内に電子ビーム照射が不可能になった。そこで、以下では、本年度に並行して進めた、
パルス繰り返しレーザー照射による予備実験の結果を述べる。

予備実験結果：レーザー照射による構造壁材料の耐力測定
各種の構造材料として有力なものは W と SiC であレーターを、レーザー変位計により測定すると、２るので、最近我々が開発した材料表面耐力測定法により、レーザー照射・高強度熱入力下での両材料の耐力を測定した。図１に照射後の両サンプル表面状態撮影例を、左右に並べて示す．参考のために、物差しが下部に添えてある。照射条件は、ArF レーザー（波長 193nm）で, パルス幅 10ns,パルス繰り返し
10Hz, ビーム寸法が W の場合 0.40x1.5mm2, SiC の場
合 0.44x1.35mm2,

ビーム中心部でのフルエンスが2

W の場合 14J/cm , SiC の場合 8.6J/cm2 であった。各
サンプル表面上におけるレーザー照射スポットとス
ポット毎の多重総照射回数（照射条件）を、図２と図３に示す。両サンプルの多重照射後の表面上のク― 165 ―

図１

W と SiC のレーザー照射後表面状態比較

図４ クレーター最大深さによる表面耐力評価
図２

W の照射位置と位置毎の多重総照射回数
る．次年度には、引き続き、当初目標の電子ビーム照射を実施し、表面耐力の評価と比較を行いたい。

謝辞
本研究の一部は，大阪大学レーザーエネルギー学
研究センター、核融合科学研究所、九州大学応用力学研究所、ポーランド・オプトエレクトロニクス研
究所、（株）キーエンス、（株）東海高熱工業などの支援を受けて行われた。

発表資料[1]糟谷紘一ほか、異方性燃料ペレット入射法の改図３

良と関連壁材料耐力の測定、レーザー学会第456回

SiC の照射位置と多重総照射回数

研究会「大エネルギー高出力レーザーを利用した科
次元、３次元形状が得られた。これらの結果を用い学研究」報告集、2014年1月8日、大阪大学レーザーて、深さの最大値を多重照射回数の関数として表示

エネルギー学研究センター(2014).

すると図４が得られた。

[2]K.Kasuya et al., Alternative Schemes to
Realize Fast Ignition Inertial Fusions with
Modifications of Target Injection Methods and考察
図４を見る限り W と SiC の表面照射耐力に差は、

Reactor Chamber Configurations, IAEA-TM on Physics

ほとんどない．但し、レーザー照射強度が W の場合

and Technology of IFE Targets and Chambers,

は、SiC の場合の約２倍弱になっているから、これ

Nara,

から、W が SiC の約２倍弱の耐力を持つことがわか

Abstract, IAEA/F1-TM-43826, 23 (2013).

― 166 ―

Japan,

September

12,

2013,

Book

of

25 FP-22

多層構造材中の水素同位体拡散・透過挙動に関する研究	
 
	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  	
  （酸化物分散強化型 F82H 鋼中の水素拡散挙動）	
 九州大学・総合理工学研究院	
  	
  大塚	
  哲平
【 目 的 】	  核融合実証（DEMO）炉ではプラズマ対向材としてタングステンを溶射した低放射化フェライト・
マルテンサイト鋼（F82H）を利用することが検討されている。その基板材料である F82H 鋼では、高強度化のために内部に微小な酸化物を分散させた F82H 鋼が開発されている。鋼内部の酸化物は、鋼中の水素の蓄積および移行挙動に影響を及ぼす可能性がある。本研究では、酸化物分散強化型（ODS-）F82H 鋼にトリチウムを含んだ水素を 298K~473K の一定温度で内部深さ方向に拡散させ、その水素の深さ分布をトリチウムイ
メージングプレート（TIP）法を用いて測定した。また、得られた水素深さ分布に拡散方程式の解をフィッティングす
ることにより水素拡散係数を決定するとともに、鋼内部の水素蓄積および移行挙動について考察した。

【 実 験 】	  試料として ODS-F82H 鋼の角柱試料（6 mm2 x
6 mm）を用いた。鋼内部には、Y2O3 粒子（0.3 nm）が密度 5×1022 m-3 で含まれている。比較として、F82H 鋼（参照材）および表面に酸化膜（膜厚約 1 µm）を形成させた F82H
鋼（以後 Ox-F82H 鋼と呼ぶ）を用いた。すべての試料表面を鏡面仕上げとした。図 1 に示す直流グロー放電(DCGD)
プラズマ注入装置内で、トレーサーレベルのトリチウムを含んだ水素を注入した。この際、モリブデン製のマスクに空いた 5 mmφの穴から試料の一端面に 373 K〜673 K の一

図 1 DCGD 法による水素注入実験の概念図

定温度で、15 分〜1 時間注入した。DCGD については、
62 Pa のガス圧で 400 V のバイアス電圧を負荷することにより行った。
	  水素注入後、トリチウムイメージングプレート（TIP）
法により、室温で 1 時間かけて注入面の水素分布を測定した。つぎに、試料を注入面に垂直に等分することにより、断面を切り出し、鏡面仕上げとした後に、TIP 法に

(a)
H(T)
loadedarea(b)より水素の移動を防ぐため 203 K で 24 時間かけて断面の水素分布を測定した。
【結果および考察】	
  図 2 に試料の注入面および断面の水素分布を示す。図中、青色、緑色、黄色から赤色に近(c)

づくほど水素濃度が高いことを意味しており、注入表面
では水素が φ 5 mm の注入領域に分布していることが示されている。参照材に比べ、Ox-F82H 鋼および ODS-F82H
鋼では、水素が均一に分布していた。断面では水素が内― 167 ―

図 2 プラズマ注入面の水素分布 (a) F82H, (b)Ox-F82H and (c) ODS-F82H.

素濃度を数値化し、1 次元の水素深さ分布としたものを
図 3 に示す。図より、水素は、参照材では 4 mm 深さま
で、Ox-F82H 鋼では 2 mm 深さ、ODS-F82H 鋼では 0.8 mm
深さまで侵入していたことがわかった。
プラズマ注入中に水素が表面水素濃度一定の条件で内部に拡散したと仮定し、フィックの拡散方程式の解析
解を水素深さ分布にフィッティングすることにより各
種 F82H 鋼中の見かけの水素拡散係数を決定した。
	  図 5 に、ODS-F82H 鋼および、比較として F82H 鋼中の水素拡散係数の温度依存性を示す。F82H 鋼中の水素拡散係数については、573 K 以上の高温度領域で得られHydrogen concentration (arb. unit)

部に進入していたことがわかる。表面から深さ方向に水Sample25
20

as-received F82H
Ox-F82HODS - F82H

15
10
5
0

0

1

2
3
4
5
Depth (mm)

6

7

図 3 	
  F82H 鋼, Ox-F82H 鋼 and ODS-F82H 鋼に 373 K で 1 h 注入した水素の深さ分布たデータを低温度領域に外挿した値に良く一致してい鋼に比べ 2 桁程度小さくなることがわかった。本研究によって、F82H 鋼中および ODS-F82H 鋼中の（見かけの）水素拡散係数は、298 K〜573 K の温度範囲内で、F82H 鋼:	  D[m2 s-1]=1.1x10-7 exp(-16[kJ mol-1]/RT)
ODS-F82H 鋼:	
  D[m2 s-1]=2.2 x10-7 exp(-30[kJ mol-1]/RT)と求められた。

	  本研究では、プラズマによって水素を注入すると、表面酸化膜および表面近傍に高濃度の水素が偏在することがわかった。また、この表面偏在水素とは別に、拡散性水素はさらに深い領域にまで拡散侵入していた。F82H 鋼
では、多量に注入された水素が鋼中に溶解し、格子間拡

2 -1

では F82H 鋼とほぼ同程度であったが、298 K では F82H

Hydrogen diffusion coefficient (m s )た。一方、ODS-F82H 鋼の水素拡散係数は、473 K 近傍
-7

10

573

Temperature (K)

473

373

323 298

-8

10

-9

10

-10

10

-11

10

-12

10

-13

10

-14

10

1.5

OtsukaSerra
Schliefer
present study(F82H)
present study(ODS-F82H)
2

2.5

3

-1

1000/T (K )3.5

4

散により進入することがわかった。表面酸化膜のバリア

図 4	
  F82H 鋼（参照材）および ODS-F82H 鋼中の効果や、内部の酸化物粒子による水素捕獲効果により、水素拡散係数水素の侵入が抑制されることがわかった。

― 168 ―

25 FP-23

耐熱構造機器の接合界面特性に及ぼす照射後熱処理の影響
茨城大学工学部 車田 亮
 研究目的
 耐熱構造機器は、アーマ材とヒートシンク材との接合構造を有し、高性能化のために、アーマ材
料には耐熱性・耐熱衝撃性に優れ、高い高温強度や熱伝導性を有することが望まれ、ヒートシンク
材料には強制冷却のための高熱伝導性を有するとともに、それらの接合技術の確立などが要求されている。一方、最近開発された無欠陥接合法（1'%；1RQ'HIHFWLYH%RQGLQJ）による耐熱構造機器の製作は、従来の熱応力緩和のための中間材（0R1L など）を挿入する必要がなく、その接合界面強度や熱伝達特性が著しく改善され、高性能を有する耐熱構造機器の簡単な製作が可能となっている。ただし、その接合界面の健全性や実用寿命の延長に関する研究が不十分であると言える。そこ
で、本研究は、今までの九大応力研との共同研究の実績を踏まえて、特に、1'% 法による耐熱構造
機器の接合界面に注目し、その健全性評価および実用寿命の延長を目指して、接合界面の機械的特性と微細組織に及ぼす照射後熱処理の影響を究明することを目的とする。
 実験方法
 本研究では、まず、タングステン : と無酸素銅 2)& を直接接合した 1'% 1RQ'HIHFWLYH
%RQGLQJ 接合材料を制作した。タングステン材料は、日本タングステン（株）製の純度 >@の微細結晶粒純タングステン  -7: および純度 >@の粗大結晶粒純タングステン-7: を使用し、銅材料は、酸素量が SSP 以下と高純度材で高熱伝導性を有する 2)& を使用した。 次いで、上記の :&X 接合材料に、九州大学応用力学研究所の高エネルギーイオン発生装置を用いて、0H9 の銅イオン &X を、>.@において高温照射した。高温照射では、低照射損傷 /,GSDLQ&XGSDLQ: 、重照射損傷 +, GSDLQ&XGSDLQ: を実施した。また、比較材としてアルミ合金の室温における銅イオン照射も実施した。
その後、超微小硬さ試験及び３点曲げ試験による機械的特性評価および 6(0 による微細組織観察を実施した。本研究におけるダイナミック硬さは、'K＝α/K で示される。ここで α は三角錐圧
子の定数(α=3.8584)、/ は試験荷重、K は押し込み深さである。また、曲げ強度はまた、曲げ強度は、σE＝3/ZW で示される。ここで、3 は試験荷重、/ は外スパンの距離、Z は試験片の幅、Wは試験片の高さである。さらに、光学顕微鏡を用いて、破面や微細組織の観察を行った。
最後に、イオン照射試験前後の機械的性質と微細組織の変化を測定した後、真空電気炉を用いて、>.@において >PLQ@保持の熱処理 +7 を行い、機械的特性と微細組織に及ぼすアニーリング効果を究明し、耐熱構造機器の健全性評価および実用寿命の延長について考察した。

 実験結果及び考察
)LJ は、照射後熱処理材の曲げ試験後の写真を示す。-7:2)& 材および -7:2)& は、共に接合界面での破断は観察されず、銅部分の著しい塑性変形を示している。この結果から、タングステンと銅との 1'% 接合材料は、その接合界面強度に優れ、耐熱構造機器への応用が有効であることが分かった。
)LJ は、未照射材、低照射後熱処理材および高照射後熱処理材の銅部分の微細組織を示す。その結果、銅の平均粒径は、照射後熱処理により、母材の約  倍に粒成長した。この熱処理による粒成長が、銅部分の軟化の原因であることが明らかとなった。
 まとめ
本研究は、高性能を有する耐熱構造機器の開発を目的に、タングステンと銅との接合界面の機械的特性と微細組織に及ぼす照射後熱処理の影響を究明した。得られた結果を以下に要約して示す。

― 169 ―

 高温照射後の硬さ試験により、タングステンは照射硬化が確認できたが、銅は熱の影響が大きく軟化した。また、照射後高温熱処理で、タングステン部分は硬さが回復したが、銅部分は照射温度と熱処理の影響により大きく軟化した。
 高温照射後の  点曲げ試験により、-7:2)& と -7:2)& の接合強度の増大が確認できた。
照射後高温熱処理により、接合強度の低下が確認できた。その変化率を比較すると、微細組織を有する -7:2)& は、高温照射や照射後熱処理による変化率が小さく、耐熱構造機器の材料に適していると考えられた。
 接合材の組織観察により、照射後熱処理材においても接合界面の破断は観察されず、十分な接合強度を有していることが分かった。また、銅部分の微細組織は照射後熱処理により、その平均粒径が約  倍に粒成長し、銅部分の軟化の原因であることが明らかとなった

 -7:2)&  -7:2)&
)LJ%HQGLQJGHIRUPDWLRQRIKHDWWUHDWHGMRLQWPDWHULDOVDIWHULUUDGLDWLRQ 8QLUUDGLDWLRQ  +7VSHFLPHQDIWHU/,  +7VSHFLPHQDIWHU+,
)LJ0LFURVWUXFWXUHVRIKHDWWUHDWHG2)&DIWHULUUDGLDWLRQ 研究組織茨城大学工学部：車田 亮  大学院生：大和田祐輝
九州大学応用力学研究所：渡邉英雄 研究成果報告 大和田祐輝、車田 亮、他、日本機械学会関東支部第  回茨城講演会講演論文集、茨城大学、 SS
 車田 亮、伊藤吾朗、杉田政道、佐久間隆昭、日本銅学会第  回講演大会講演概要集、関西大学  SS

― 170 ―

25 FP-24

圧力容器鋼の磁気特性に与えるイオン照射効果
岩手大学工学部マテリアル工学科

鎌田康寛

目的
Fe-Cr 合金は，機械特性，耐熱性，腐食特性に優れており，発電プラントなどの高温機器構造物として利用されている。しかし，高温域でのシグマ相形成による脆化や、350-500℃の温度域での二相分離による熱脆化などの，熱環境下での劣化に注意が必要とされる。原子力・核融合分野ではさらに照射との複合効果が問題となり，その機構解明と非破壊評価法の検討が求められている。その基礎研究として我々は、①重イオン照射：中性子照射と似たカスケード損傷が生じる一方、放射化せず試料が扱い易い、②単結晶薄膜：試料全体が損傷し解析が容易、③磁気計測：非破壊評価への応用の可能性、の３つを組み合わせた研究を進めている。Fe-Cr 合金の脆化挙動は，Cr 濃度により異なると予想され，Cr 濃度依存性を詳しく調べる必要がある。そのため、一度に多種類の試料を作製して特性評価を行う、コンビナトリアル型研究を提案している（科研費・基盤研究 B、
No23360418）。濃度が異なり非照射・照射領域を含む試料を一度に作製して、特性評価を一度に実施することで効率良く研究を進めることができる。このような考えに基づき、Cr 濃度勾配を持つ単結晶 Fe-Cr 薄膜を作製してその一部を重イオン照射し、磁化過程に与える照射効果を調べた。
方法
図 1 に本研究で行った、コンビナトリアル型実験の模式図を示す。超高真空中で電子ビーム蒸着
により試料を作製した。Fe と Fe-13%Cr の 2 種類のターゲット材からの蒸着と直線駆動シャッターを組み合わせ、熱処理することで、MgO(001)基板上に Cr 濃度に勾配をつけた Fe-Cr(001)単結晶薄膜を成長させた（膜厚 30nm、幅 3.5mm で Cr 濃度 0～13%の勾配）。その後、九大・応力研のタン
デム型加速器を用いて、475℃で 2.4MeV の Cu2+イオンを照射した（照射量：9.5×1018 個/m2）。その際、穴の開いたメタルマスクを試料上に設置することで、非照射領域中に円形状（直径 0.15mm）の照射域を作った。磁化過程を調べるために、磁気光学カー効果顕微鏡を用いて磁区観察を行った。
結果および考察
図 2 に Cr 濃度が 3%の領域の磁区観察の結果を示す。点線で囲んだ円内部が照射領域で、その外部が非照射領域である。ここで図 2 の左右方向が磁化容易方向の<100>Fe-Cr となっており、その方向に磁場を印加した。まず左方向に磁場を印加した単磁区状態（図 2(a)）から、磁場を徐々に減少して反転すると磁場 9Oe で逆磁区が発生して多磁区構造となった（図 2(b)）
。さらに磁場を印加し観察したところ右方向の磁区が成長し（図 2(c)）
、12Oe では非照射・照射領域の境界でスパイク状の上向き磁区が残っていたが（図 2(d)）、12.5Oe ではすべての磁化が右方向の単磁区となった（図 2(e)）
。
ここで、単磁区から多磁区になる臨界磁場を H1、多磁区から単磁区になる臨界磁場を H2 と定義し、それらの Cr 濃度依存性を詳しく調べた。

― 171 ―

測定された正負の臨界磁場の絶対値の平均値を、薄膜上の基準位置からの距離に対して整理した結果を図 3 に示す。Cr 濃度が約 9%以上では、臨界磁場を H2 が大きくなっており、より強いピン止め効果が確認された。Fe-Cr2 元合金の低温での固溶限について論争されており、最近、8-9%付近に固溶限があり、それ以上の Cr 濃度で二相分離が生じるという報告がなされている（参考文献）。本
研究で得られた臨界磁場の Cr 濃度依存性の傾向と一致しており、イオン照射による二相分離の促進現象を磁気的に捉えた可能性が考えられる。
参考文献：G.Bonny, et al, Scripta Materilialia 59, (2008) pp.1193-1196.
成果報告：鎌田康寛, 兜森達彦, 小林悟, 菊池弘昭, 渡辺英雄, “Fe-Cr 合金の照射損傷と磁性のコンビナトリ
アル型研究”, 日本 AEM 学会誌, (2014) in press.ほか

研究組織 : 鎌田康寛, 菊池弘昭, 小林悟, 村上武 : 岩手大学工学部マテリアル工学科
渡辺英雄 : 九州大学応用力学研究所

図 2 Fe-3%Cr 領域の磁区構造の変化

図 1 コンビナトリアル型実験の模式図

図 3 固溶限と臨界磁場の Cr 濃度依存性― 172 ―

25 FP-25

H25年度 共同研究報告書
プラズマ中の多スケール・多プロセス現象の理論・シミュレーション研究

日本原子力研究開発機構 先進プラズマ研究開発ユニット プラズマ理論シミュレーショングループ
研究主幹 石井康友
磁場に閉じ込められたプラズマに外部から磁場摂動が加わると摂動磁場に対応する共鳴面で強制磁場再結合が生じ、磁気島が形成され、閉じ込め磁場構造の変化を通じて、プラズマ閉じ込めに大きな影響を与える。この磁場
再結合過程についてはMHD理論研究の対象としてこれまで多くの研究者によって調べられてきた。その多くは、再結合過程の基礎過程に関するもので、多くはスラブ形状、ないしは、円柱形状での現象を対象としている。核融合で対象とするプラズマはトロイダル形状であり、外部摂動が単一ヘリカルモードであったとしても、プラズマ中
では、トロイダルモード間結合によって、多くのサイドバンド・モードが生成され、磁場構造の乱れに影響を与える。本研究では、軸対称トカマク・プラズマに対する外部摂動磁場の影響を数値シミュレーションによって調べた
結果について報告する。
図１は、アスペクト比４の円形低ベータ・トカマク・プラズマにm/n=5/1 の摂動をプラズマ境界で与えた時のプ
ラズマ中の磁気島の時間変化を示したもので、安全係数は軸上で 2.01、プラズマ境界で 6.11 としている。プラズ
マはテアリング的に安定な配位で、プラズマ抵抗は 10^-6 で、問題を簡単にするため、プラズマ中で均一としている。この配位では、m/n=5/1,4/1,3/1 のモードが対象となる。摂動は次の三角形状として（0 < t < 500 の間だけに与えている：
psi(5/1)=10^-4 t/250 : 0 < t < 250=10^-4 (500-t) /250 : 250 < t < 500=0 : 500 < t
図が示す様に、m/n=5/1 磁気島の外辺は与えた摂動の時間変化に準じて変化している一方、内辺は、外部摂動が減少過程に入っても緩やかに増加しつづけ、その後、減少に転じている。これは、外部摂動増加時の、共鳴面での磁場の圧縮過程と外部摂動減少時の磁場の緩和過程の物理機構の差によるもので、一種の磁場エネルギーのポンプ効
果を示している。
さらに、外部摂動がゼロになった後も、さらに時定数の長い時間スケールで磁気島が残っている。
トロイダルプラズマでは、5/1 磁気島とともに 4/1,3/1 の磁気島も生成されるが、生成過程も緩和過程も 5/1 磁気島
よりもさらにゆっくりした時間スケールになっている。特に、外部摂動が消えた後の緩和過程は、プラズマ電気抵抗の低下とともに長時間にわたっており、このことは、外部摂動が消えても、その影響は長時間にわたりプラズマ
閉じ込めに影響を与える事を示している。
次に外部搖動（5/1）を連続パルス的に印加したところ、プラズマ中の電気抵抗値が低下する（高温プラズマになる）とともに、トロイダル結合により励起される磁気島（4/1,3/1）の振動数と印加された外部搖動の振動数・振幅の差異が拡大する事が分かった。その結果、トロイダル結合により励起される磁気島は、振動せず単調に成長するように見える事が分かった。これは、ELMや制御用磁場で強制的に励起される磁気島の性質が、ELMや制御用
磁場の時間変動特性とは全く異なった成長特性を持つ可能性を示している。

― 173 ―

25 FP-26
ď

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― 175 ―

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― 176 ―

25 FP-27
H-C-N 反応性低温プラズマ生成による炭素堆積膜成長と水素同位体吸蔵の制御	 金沢大学理工研究域	
  上杉喜彦1. は じ め に	  核融合装置の壁材料はプラズマとの相互作用により装置内で再堆積層およびダストを形成する。核融合燃料であるトリチウム（放射性物質）の堆積物への取り込みは放射性物質の炉内残留をもたらすばか
りか、ダスト粒子飛散による放射性物質拡散の可能性があるため，安全面で大きな問題となっている。
壁候補材の一つである炭素材料は低 Z 材で耐熱衝撃性に優れるため、核融合装置のプラズマ対向壁としてこれまで広く使用されてきたが、核融合燃料である水素同位体による損耗率が高いため多量の再堆積層およびダストが生成されること、またこれらの炭素系堆積物に多くの水素同位体が取り込まれることが問題視されている。一方で、次期プラズマ対向材として有力なタングステンも、水素・ヘリウム照射によるブリスタリングやバブル形成、高熱負荷時の破壊・溶融など多くの問題を有しており、すべてを満足する材料がないのが現状である。このような背景の下、本研究では SOL 領域を模擬した低温水素プ
ラズマにおいて、壁との相互作用（炭素を含んだ壁材料を想定）によって生成されるダスト・再堆積膜
生成の抑制とそのメカニズムの解明を目的としている。
2. 実 験 装 置 と 方 法
2.1. Heliotron-DR 装 置
	  図 1 は Heliotron-DR 装置の写真と断面の概略図である。
Helioron-DR では 0.5 Pa 以下の低ガス圧でのプラズマ生成が可能である。トロイダル方向で異なるセクションに挿入された 3 つのアンテナから 2.3-3 kW の RF 電力を供給する。ヘリカル磁場は 200 G、トロイダル磁場は 40 Gである。サンプルへの膜堆積実験で用いるガス種は H2、CH4、N2 であり、流量はそれぞれ 20、1、1 sccm である。
ここで、CH4 は炭素不純物源として添加している。図 1に示す照射台は温度制御可能であり、サンプルは Si である。また、Heliotron-DR 壁への堆積物評価実験には上記ガス種に加えて Ar 16.8 sccm, He 37.7 sccm を用いる。
生成されるプラズマは QMS、分光計測によって評価し
図 1 Heliotron-DR 装置（写真と断面概略図）

果、それぞれ 5-10 eV、(2.0-2.2)×1016 m-3 であった。次節から、今回報告する 2 つの実験方法について述べる。
3. 実 験 結 果 お よ び 考 察
3.1. 試 料 表 面 の 水 素 化 炭 素 膜 堆 積 に 対 す る 窒 素 導 入の効果	  図 2 に Si サンプルへの水素/メタンおよび水素/メタン/窒素プラズマ照射を行った際の炭素膜厚の表面温度依存性を示す。水素/メタンプラズマへの窒素添加により、400 K 以上の温度領域では膜堆積抑制効果がみられる。
しかし、350 K 以下では窒素添加により膜堆積が促進さ― 177 ―

Film thickness [nm]

電子温度および電子密度を静電プローブで測定した結

100
80
60

	
 

gas flow rate [sccm]
H2/CH4/N2=20/1/1

w/o N2
with N2	 た。また、Heliotron-DR を用いて照射されるプラズマの

40
20
0

300 350 400 450 500 550 600 650

Surface Temperature [K]

図 2 Si サンプルの堆積膜の表面温度依存性

れている。図 3 には水晶振動式膜厚計（QCM）による

	
 

100

れており、その水温から表面温度は約 300 K 程度と見積もられる。水素/メタンプラズマに窒素が添加されている場合は照射時間の経過とともに膜厚が増加していく傾向がみられ、低温領域（Ts < 350 K）における Si
サンプルへの膜堆積特性と一致する。また、水素/メタ
ン/窒素プラズマ照射後（Ts = 320 K）の堆積膜の XPS

80

w/o N2
with N2

60

N2/H2 = 5%	 Film thickness [nm]プラズマ照射中の膜厚測定結果を示す。QCM は水冷さ40

Surface temperature of
QCM is low (~300 K).

20
00

分析を行った。この結果を図 4 に示す。入射 X 線にはビーム径 400 μm の Al Kα線を用いている。このサン

2
4
6
8
Irradiation time [hour]

10プルから得られた C 1s ナロースペクトルは、C-C/C=C

図 3 プラズマ照射中の膜厚時間変化

結合（284.4 eV）、C-N 結合（285.5 eV）に対応する 2（QSM : 水晶振動式膜厚計）

つのピークに分離することができる。XPS 分析結果か

4000

ら、比較的低温下（Ts~320 K）において水素/メタン/
窒素プラズマ照射によって堆積する膜は C-C（C=C）
プラズマの質量分析の結果、水素/メタンプラズマへの窒素添加によって N2（m/z = 28）だけでなく、NH3（m/z= 17）、HCN（m/z = 27）などのイオン電流値の増加が3000

Counts/s

また C-N 結合を含んでいることがわかった。

Carbonexperimental data

284.4 eV

2000

N2/H2=5%C 1s
Ts~320 K

C with N
285.5 eV

1000

Background

みられた。また、分光計測の結果、窒素を添加するこ0275とで CN（388 nm）や NH（336 nm）といった N 系粒子からの発光強度が増加した。
図 5 に、水素プラズマへメタン、窒素ガスを順次添加

系粒子にかかわる時定数は、ガス状態のそれに比べて10 倍近く大きい。また、図 6 には水素/メタンプラズマ
へ窒素を導入した際の発光強度変化を示す。窒素導入によって CH（431.3 nm）の発光強度は変化しないが、CN（358.2 nm）や NH、N2（391.4 nm）は分圧値変化と同様ゆっくりとした発光強度の増加がみられる。

Partial pressure [Pa]いことがわかる。この遅い変化はガス状態の場合にはズマへの窒素導入時における N2（m/z = 28）などの N

290

295

の XPS 分析結果

ン導入時に比べて窒素導入時の分圧値変化が非常に遅マと壁の相互作用が影響していると考えられる。プラ285

図 5 水素/メタン/窒素照射後試料していった際の分圧時間変化を示す。図 5 では、メタ

みられず、プラズマ状態でのみみられるため、プラズ

280

Binding energy [eV]

-2

10

-3

10

-4

10

-5

10

CH4 gas injection
N2 gas injection
H2 plasma H2/CH4
plasmaNH2, (CH4)NH3

H2/CH4/N2 plasmaN2, (C2H4)
NH, (CH3)
HCN, (C2H3)

85 90 95120 125 130 135 140 145 150

Time [min]H-C-N 系においては C≡N の三重結合がもっとも結合エネルギーが高く、一度 HCN が生成されると揮発性分

図 4 水素プラズマへのメタン、子としてそのまま排気されやすい。また、図 7 に膜堆

窒素導入時の分圧時間変化

積/抑制の概念図を示す。窒素があり堆積温度が低い場
合（Ts < 350 K）には、活性な CN ラジカルが表面で生成されず、膜中に窒素原子を取り込んで膜が堆積していくものと思われる。一方、堆積温度が高い場合（Ts > 400 K）には表面で HCN 分子が生成しやすく、C 原子を取り去るため炭化水素膜が堆積しにくいと考えている。図 5-6 に示される、窒素導入に― 178 ―

われる。
3.2. Ar, He 放 電 に よ る 堆 積 物 の 評 価 お よ び 除 去	  Heliotron-DR 内壁を水素/メタンまたは水素/メタン/窒
素プラズマでコーティングした後、Ar または He 放電による壁の堆積物脱離実験を行った。このときの実験条件
を表 2 にまとめた。表には堆積フェーズでの窒素の有無、

0.4

	
 

子の壁への付着、堆積物内部への侵入を示していると思

Radiation intensity
normalized by Hα [a. u.]

よる遅い分圧値および分光の時間変化は、CN, NHx 系粒	  nm)
N2, NH (337.2
CN (358.2 nm)
N2 (391.4 nm)
CH (431.3 nm)

0.2

0.0

N2 injection

144 146 148 150 152 154 156

Time [min]図 6 水素/メタンプラズマへの窒素導入時の分光時間変化ベーキングの有無、また脱離プラズマの種類、そして脱離プラズマ放電中に検出された H2 分圧の積分値（Ar ま
たは He 放電開始より 100 分間）を示している。ここでは、
Ar、He 放電中に検出される各分圧の積分値を、壁の堆積物への吸蔵量とみなす。Heliotron-DR の壁温は、ベーキン
グ無で~310 K、ベーキング有で~335 K となる。この値はHeliotron-DR 外壁 6 か所での温度測定結果を平均したも

図 7 膜堆積/抑制の概念図のである。Ar 放電、また He 開始時には各分圧値の上昇た炭化水素膜がアルゴンプラズマのスパッタリングによって放出されたものである。
図 8 に He 放電中における H2 分圧値の変化を示す。A-Cのどの条件においても、時間の経過とともに H2 分圧値は減少していき約 100 分でほぼ飽和した。A と B を比較す
ると、A のほうが H2 分圧が大きく、窒素添加による水素Partial Pressure [mPa]がみられた。これらは水素/メタンプラズマで堆積してい素吸蔵が抑制される傾向がみられる。

partial pressure of H2

1.5

A (w/o N2, Baking off)
B (with N2,Baking off)

1.0

C (with N2,Baking on)

0.5
0.0

吸蔵抑制効果がみられる。C の条件がもっとも H2 分圧が小さくなっており、窒素有で壁温が高い場合に、より水He plasma on

2.0

0

50

Time[min]100

図 8 He 放電中の H2 分圧値変化

4. ま と め	  本研究では SOL 領域を模擬した低温水素プラズマにおいて、壁との相互作用（炭素を含んだ壁材料を想定）によって生成される再堆積膜生成の抑制とそのメカニズムの解明を目的として Heliotron-DR 装置を用いた①試料表面への膜堆積実験、②Ar または He 放電による脱離実験を行った。以下にそれぞれの結果についてまとめた。
①

Si サンプルへの膜堆積に対する窒素導入の効果はサンプルの表面温度に強く依存する。堆積温度が~400 K 以上の場合には窒素導入による膜堆積抑制効果が得られた。一方，堆積温度が~320 K の場
合には窒素導入によって膜堆積が促進された。このサンプルを XPS 分析した結果，C-C や C-N 結合を含んだ膜が生成されていることがわかった。窒素導入による N 系粒子に関わる粒子の分圧値および分光の遅い時間変化は、NHx 系粒子の壁への付着、堆積物内部への侵入を示していると思われる。

②

水素/メタンおよび水素/メタン/窒素放電後の Ar、 He 放電において脱離する水素量は窒素有のほうが少なく、窒素添加による水素吸蔵抑制効果がみられた。堆積フェーズに窒素を添加することで、揮発性の HCN、NH 分子が生成され、膜中への水素残留を抑制すると考えられる。

― 179 ―

25 FP-28

SiO2 ē*6Vb?\>AfäÓ´zŗċmĵ û¶ŋĄĮİÖĿŉįØċsŒŝ©ß      ©+Ňę <]cS;I SiO2øpBaI , +ĬŒó2ĩó)(4ĶŖvĶÑyđy9Ç0'6yÝ+àķň*%0%Ûœ)ĶÑ&6/!ĶÑē*6
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6³×ģó 2013 Ĩ Č 74 ~sŒĶŖ|ÙÝ»r|
H. Iwakiri, M. Tani, Y. Watanabe, N. Yoshida, Radiation damage and deuterium
trapping in deuterium-ion-irradiated Fe-9Cr alloy, J. Nucl. Mater., 444 (2014) 138-141― 182 ―

25 FP-29
純タングステン焼結体の高温特性
茨城大学工学部  車田 亮【目的】 タングステン（Ｗ）は周期律表ⅥA 族に属し、他の材料の追随を許さない多くの優れた特性を有する。例えば、金属で最も高い融点（3410℃）、最も低い熱膨張率や蒸気圧、純鉄の３倍もの高熱
伝導率、優れた粒子耐損耗性、極めて低い水素インベントリー等である。しかしながら、Ｗ材料は、熱負荷に晒されると容易に再結晶・粒成長を生じて著しく脆化する（再結晶脆化）。合金元素や分散粒子を含まず、加工組織をもつ純Ｗ板材の再結晶温度は 1200～1300℃と低く、Ｗの融点の１/３程度にすぎない。したがって、純Ｗ板材は再結晶が生じる 1200℃以上では使用できず、Ｗのもつ多くの優れた高温特性がほとんど活用されていない。また、純Ｗ板材は、通常、素材形状と素材サイズに制約を受ける。
小さな円柱やブロック等の小型単純形状品は、その製法上比較的容易に製作が可能である。しかし、大型品になると製造上使用する焼結や鍛造等の設備に限界があるため、大型素材の製作が難しく、また複雑形状品では、難削材である純Ｗ材を円柱やブロックから加工しなければならず、膨大な加工コストが必要となってしまう。そのため、実質的に純Ｗ材においては大型複雑形状品の製作は困難である。そこで、これらの問題を解決するために、粉末冶金技術を結集し、焼結後、熱間等方圧加圧法(HIP)を使用することによる新たな製法による純Ｗ新材料（純タングステン(Ｗ)焼結体）が開発された。この製法によれば、従来の製法に比べて大型で複雑形状品の製作が可能で、また、圧延鍛造を行っていないため、再結晶のドライビングフォースとなるひずみも少ないと予想されるため、再結晶による脆化も少ないことが期待される。本研究では、この純Ｗ焼結体の材料評価の一環として、特に、高温特性を評価することを目的として、熱負荷実験を行った。
【実験】 本年度は、熱間等方圧加圧法(HIP)を使用することにより作製した２種類の純タングステン(Ｗ)焼結体を無欠陥接合法(NDB: Non Defective Bonding)により内径 7mmφの冷却管付の無酸素銅（OFHC）に接合することによりテスト用のモックアップ試験体を作製し、熱負荷実験を行った。この接合法で作製した接合材は、従来の冶金接合法で作製したものと比較し、W と銅の接合強度や熱伝達特性が著しく改善されていることが明らかになっている、また、接合界面におけるイオン照射による界面
組織変化等が調べられている。使用した純タングステン(Ｗ)焼結体は、微細粒純 W 材(ST-01)及び粗大粒
純 W 材(ST-02)の２種類を用いた。5 mm x 5 mm x 19 mm の棒材を４本、冷却管付の無酸素銅の表面にNDB 法により接合した。この W/OFHC 接合試験体を強制水冷却の下で電子ビーム照射加熱による熱負荷を与え、熱応答実験を行うと共に、繰り返し熱負荷実験を行った。加熱は、立ち上げ 20s、定常 40s、
立ち下げ 0s、休止状態 40ｓで行った。冷却水の流速は 18.8 m/s、入り口温度 23 ℃、 圧力 0.7 MPa である。照射中、表面温度を放射温度計で測定すると共に、W 材と OFHC の界面部から 1.5 ｍｍの OFHC側の深さ 7mm の部分の温度を熱電対で測定した。また、熱流束は、試験体にバイアス電圧を印加することにより、２次電子及び熱電子の放出を抑えた状態で電流測定することにから評価した。図１に試作した試験体を示した。
【結果】 図 2 には、W(ST-01)/OFHC に対して熱流束を変化させた時のビーム電流、表面及び OFHCの温度の時間変化を示した。20 s の熱負荷に対して表面及び OFHC の温度は定常状態に達していることがわかる。図 3(a)及び(b)に W(ST-01)/OFHC 及び W(ST-02)/OFHC の表面及び OFHC の温度の熱流束依存性を示した。立ち上げ 20s、定常 40s の加熱で、温度は定常となり、一定の定常時の温度を示している。
表面及び無酸素銅の温度は、熱流束が大きくなるにつれて直線的に増加することがわかる。また、― 183 ―

W(ST-01)/OFHC の表面温度は低熱流束側で直線より大きな温度となっているが、これは、表面の凹凸によりポットスポットが発生し、この影響によるものと考えられる。また、これまでの熱負荷実験の結果と比較して、W(ST-01)/OFHC は温度上昇が低く、W 材の特性及び接合が極めて良好であることがわかる。一方、W(ST-01)/OFHC の場合は、W(ST-01)/OFHC と比較して、同じ熱流束でも無酸素銅の温度が高くなっているが、これは、非等方的な温度分布となっているためであると考えられる。図 4 には、W(ST-01)/OFHC の試験体について、14.6 MW/m2 の熱流束で、50 回の繰り返し熱負荷を行った際のビー
ム電流、表面及び OFHC の温度の時間変化を示した。繰り返し熱負荷中の最高到達温度等の温度変化はなく、健全性が保たれることがわかった。
【まとめ】 熱間等方圧加圧法(HIP)を使用することにより作製した２種類の純タングステン(Ｗ)焼結体
を無欠陥接合法(NDB: Non Defective Bonding)により無酸素銅（OFHC）に接合することによりテスト用の試験体を作製し、熱負荷実験を行った。純タングステン(Ｗ)焼結体の内、微細粒純 W 材(ST-01)は、熱負荷による温度上昇が少なく、また、繰り返し熱負荷実験による熱疲労にも健全性が保たれており、優れた熱特性を持つことが明らかとなった。また、純タングステン(Ｗ)焼結体の内、粗大粒純 W 材(ST-02)
に関しては、表面温度上昇が大きく、素材及び界面の接合状態を含め、今後検討する必要があった。

800

Temperature ( C)

o

600
400
200
0

図1

0

W 試験体

1000

(a)

Surface
OFHCoTemperarure ( C)

1000

2

(b)

Surface
OFHC

800
600
400
200
0

4 6 8 10 12 14 16 18
2
Heat flux (MW/m )

0

2

4

6

8

10 12 14 16 18
2

Heat flux (MW/m )図 3 W(ST-01)/OFHC(a)及び W(ST-02)/OFHC(b)表面及び OFHC 温度の熱流束依存性
300

250

200

Current (mA)

Current (mA)

300

(a)

current

250

150
100
50
0

0

500

1000 1500
Time (s)

2000

100
50
1200

1400

1600

1000

(b)

600
400
200
0

500

1800

2000

800

(b)

Surface
OFHCoSurface
OFHC

800

Temperature ( C)

Temperature (oC)    

150

Time (s)

1000

0

200

0
1000

2500

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current

1000

1500

2000

600
400
200
0
1000

2500

1200

1400

1600

1800

2000

Time (s)Time (s)

図 2 W(ST-01)/OFHC の熱応答(a)試料電流、(b)表面及び OFHC の温度― 184 ―

図 4 W(ST-01)/OFHC の繰り返し熱負荷実験中の熱応答 (a)試料電流、(b)表面及び OFHC の温度の25 FP-30
微量イットリウム添加がバナジウム合金のイオン照射硬化挙動に及ぼす影響
核融合科学研究所

長坂琢也

1. 目的
核融合科学研究所では、低放射化バナジウム合金の高温強度と耐照射脆化特性をさらに改善するため、微量 Y 添加をした先進的なバナジウム合金の試作開発を行っている。これまでに、Y 添加で酸素不純物による固溶硬化を低減できることが分かっている。酸素は照射欠陥と相互作用して照射硬化を促進させる元素であるため、これを微量 Y 添加で制御できれば照射硬化を軽減できると期待される。
材料の使用温度下限を定めるのは比較的低温（400～500℃）での中性子照射脆化であり、上記の新合金についても従来のバナジウム合金と比較するために照射データを取得するのが急務である。中性子照射試験は試験体積が限られ、また照射の機会も少ないために、照射量や照射温度等の照射条件を系統的に変化させた試験が困難である。一方、九大応力研の高エネルギーイオン発生装置は、短時間で大きな材料損傷量を与えることができるために、試験条件を系統的に変化させた照射試験が可能となる。ただし、材料損傷が試料表面の 1 m 以下に限られること、短時間に大きな損傷を与えるために照射損傷組織発達が変化するため、得られた照射データからバルク材の中性子照射特性を予測するには、系統的な実験とモデリングによって照射損傷メカニズムを理解する必要がある。
本研究では、九大応力研の高エネルギーイオン発生装置を用いて、微量 Y 添加バナジ
ウム合金に重イオン照射実験を行い、低温での照射脆化の主因となる照射硬化とそのメカ
ニズムを、微小押込みと電子顕微鏡観察による照射損傷組織観察から明らかにする。
2. 実験方法
大学共通材料である V- 4Cr- 4Ti- 0.019O (NIFS- HEAT- 2)及び、これに微量 Y 添加した
V- 4Cr- 4Ti- 0.15Y- 0.0090O に対し、九大応力研の高エネルギーイオン発生装置を用いて 0.76
～7.6 dpa の 3MeV Cu イオン照射を行った。照射温度は 200℃である。照射後の試料について、核融合研の微小押込み試験機で表面の照射硬化を測定した。有限要素法解析（FEM）
により、微小押込み試験を模擬し、中性子照射試験で得られた照射硬化データを入力して、イオン照射による硬化を模擬することを試みた。中性子照射はベルギーの BR-II で行った。
照射温度は 60℃、照射量は 9×1023 n/m2 (E > 1 MeV)であり、これは 0.18 dpa にあたる。
3. 結果と考察
図 1 に、イオン照射後の押込硬さの押込み深さ依存性から推定した、バルク相当硬さを示す。Y 添加にかかわらず、照射量とともに照射硬化が大きくなり、やがて飽和する傾向を示した。照射硬化量に違いは見られず、200℃の Cu イオン照射では、Y 添加効果が無い
ことが明らかになった。一方、図 2 には 60℃での中性子照射後の引張曲線を示す。照射にY 添加の有無にかかわらず、一様伸びが著しく減少し、ここでも Y 添加の効果は確認されなかった。これまで、400℃中性子照射において、Y 添加による照射硬化の軽減と、延性の改善が報告されていたが、より低温域である 200℃以下ではその効果が無いことが明らかとなった。
中性子照射硬化のデータを用いて照射後の真応力－真歪曲線を推定し FEM 解析に組み― 185 ―

入れて、イオン照射後の押し込み試験における荷重－深さ曲線を模擬した結果を図 3 に示す。計算結果は実験結果より小さく、すなわち同じ照射損傷量ではイオン照射の方が照射
硬化が大きいことを意味する。イオン照射では損傷速度が大きいため、照射欠陥（転移ループ）の核生成が促進されるためと理解することもできるが、FEM 解析に組み入れた真応力－真歪曲線の妥当性、イオン照射と中性子照射では照射温度が異なること等に問題があり、今後さらに照射実験データを充実させる、例えば中性子照射後の押し込み試験や圧縮試験を行って真応力－真歪曲線を正確に求めること、そして FEM 解析の改良が必要である。
4. 成果報告(1) Takeshi Miyazawa, Takuya Nagasaka, Ryuta Kasada, Yoshimitsu Hishinuma, Takeo Muroga,
Hideo Watanabe, Takuya Yamamoto, Shuhei Nogami and Masahiko Hatakeyama, Evaluation ofirradiation hardening of ion-irradiated V-4Cr-4Ti-0.15Y alloys by nano-indentation techniques,
Journal of Nuclear Materials, 投稿済み査読中

図1

図2

200℃、Cu イオン照射後の押し込み硬さ

60℃、0.18 dpa 中性子照射後の引張曲線（左：Y 無添加合金、右：Y 添加合金）
実験値, 0.76 dpa
FEM, 0.76 dpa
FEM, 3 dpa
FEM, 10 dpa

図3

有限要素法による押し込み荷重－深さ曲線の模擬結果（Y 無添加合金）― 186 ―

25 FP-S1
 ďƮƋÎƋÎ¯čÎýà¯ ŭǹŚǂ8*ǬýàŀÁ[ǷƤWÈȆ
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ĽǡȉȌýà\ƆD[ĳĀŻƕVūȒƤZýàHkU\=jB(ŻƕǮ[ĭŕǁ¤[ź©YXAh(ǛȊƤYƹƝYXmåƠ[ƭǏVÜȕKj×Á\ƆD\Y=)Ď=ƻǬZ\(# ! £Ç[Ĺ-[ĭŕǁ¤mĪTŻƕBbQÐƶmƃEU=j)³ȅȒÎýà
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9*ƻƣWyƻī,ǝũ 26 ƽ 1 ú 7 ƻ1½2
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x},ÉŻƕZ@EjĽǡȉȌöƁù¼[ŐÀy1$#$!2
Chair: Nobuhiro Nishino (Hiroshima University)
13,30613,35 Opening address
Nobuhiro Nishino (Hiroshima University)
13,35614,00 Characteristics of filamentary structures in Heliotron J edge
plasma observed with a fast camera
Keijun Kasajima (Kyoto University)― 187 ―

13,00614,25 Investigation of the edge turbulence with the combination of a camera and a Langmuirprobe cluster in Heliotron J
Linge Zang1Kyoto University2
14,25614,50 Fluctuation study using Langmuir probes and Beam emission spectroscopy in Heliotron J
Shunsuke Ohshima1Kyoto University2
14,50615,20 (Coffee Break) ,6 ,  ƋñuŻƕ  Z@EjƆƧŮƪȂƶöƁ
$#% #" 12 , 6 ,   Z@Ejyp.mǷĦIPƆǜĉöƁ[ÆǃƳǹï1'&%&University2
16,00616,25 uÞ^.mȅ=P~ȂƶöƁ1·2
Nobuhiro Nishino (Hiroshima University)1ƊȊ2
16,25617,00 Closing Address
Nobuhiro Nishino (Hiroshima University):*Ģ¹ĵǱǥŭǹ Śǂ 1ďƋ¯+čÎýà¯+ņçĻ2ƙƯ Ȅǣ 1ƘǀƋ+ťȊǛĲõ+çĻ2ƫĖZgi(ŭǹƊȊ(ǟƻƣVƇRĖlMǶǤ ǻ  1ƘǀƋ+ťȊǛĲ»Îýà»+2ƫĖZgi(ŭǹƊȊ(ǟƻƣVƇRĖlMŤƺ ã  1äƋ+rw.ȊčÎýàŊ+çĻ2ƋƮ śÀ 1äƋ+rw.ȊčÎýàŊ+ŋç2"" 1äƋ+rw.»Îýà»+ 2ÏƯ ôň 1äƋ+rw.»Îýà»+2±Ʈ ǩǍ 1ìƋ+³ȅȒÎýàŊ+ņçĻ2Ʃƙ ČǍ 1ÊǿĖ»ÎýàŊ+ŋç2´Ɣ ƍĆ 1ìƋ+³ȅȒÎýàŊ+ŋç2Ƴǹ ǂŁ1ìƋ+³ȅȒÎýàŊ+ŋç2

£µZ(ǃǑ[ÈȆmĮK)― 188 ―

25 FP-S2
´¡ŁŏřƻŜ  ¼Ph9KfYdH]ū³ClQŏř
11th Burning Plasma Simulation Initiative (BPSI) MeetingŏřſŴ {ƬÈÌ œÙįóqƊ} ŢƑŊÍǊǉŏřƻ%ƲŉŇéŁ¥Ìŏřó$&4* {ƬÈÌ!%´ŏř$02ĘĹķYdH]ū³ClQĜë6ŅƖĬ§6ž ǆYhF:@P%ƌŤ&http://p-grp.nucleng.kyoto-u.ac.jp/bpsi/Ǉ%YhF:@P&ŔŏƓĘĹķYdH]ū³
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12 Ċ 19 ą(č)
9:00 – 9:10 &-$œÙ ({È)(áưǏœÙ)9:10 – 9:35 ƏĴ 1-1
ŹĽ (RIST)
Heat Transport Simulation in LHD Plasmas Using the TASK3D code
9:35 – 10:00 ƏĴ 1-2
ĎÇ (­É¥ğĜ)
JT-60U $ 3Ą°Ph9Kfšê%åƾ
10:00 – 10:25 ƏĴ 1-3
Ñò (­É¥ğĜ)P>]@YdH]$ 3Ǒǒǐvĭ!ClfQUfG%E^bglEcj
10:25 – 10:40
ï(áưǏÑò)10:40 – 11:05 ƏĴ 1-4
ōč (­É¥ğĜ)
Simulation study of nonlocal transport from edge to core in tokamak plasmas
11:05 – 11:30 ƏĴ 1-5
Đo ({È)LHD $ 3ǅ Ti YdH]%ū³E^bglEcj
11:30 – 11:55 ƏĴ 1-6
ņł (ĘŽ³ŏ)Ze>fYdH] %9=jıàªƭvĭ$ 3ĸöÿĀ%aOejA― 190 ―

11:55 – 12:15 ƏĴ 1-7
ƂÚ ({È)Ze=Phj J % NBI YdH]$ 3Ą°9=jWhl%al`jPĩ6ŁĀƅĕ
12:15 – 13:15 ć +(áưǏŢƑ)13:15 – 13:40 ƏĴ 2-1
Ė (­É¥ğĜ)\gMP$03 ELM ¢ç%ū³E^bglEcj
13:40 – 14:05 ƏĴ 2-2
ĔÙ (­É¥ğĜ)\gMPÔYdHa9Q%QeWPğĜ%aOejA!ÏǄ!%Ģƙ
14:05 – 14:30 ƏĴ 2-3
ħƮ (uÜÈ)9=jD9@hPhj¦ĸ$ 3YdH]Ī! RF ElG%ŋyŁ
14:30 – 14:50 ƏĴ 2-4
ųł ({È)One-Dimensional Transport Analysis of ECRH Assisted Plasma Start-up in JT-60SA
14:50 – 15:05
ï(áưǏĖ)
15:05 – 15:30 ƏĴ 2-5
ĳÄ (ƵÈ)Enhanced neo-classical resistivity due to the m/n = 1/1 MHD-mode deformation fortokamak hybrid scenario
15:30 – 15:55 ƏĴ 2-6
ż (ĘŽ³ŏ)ƶŇĈƳŘĩ6Ł  MHD ClQ%ƲŅ
15:55 – 16:15 ƏĴ 2-7
ŢƑ (uÈ)vĭƇĲE^bglJ6Ł ƽöÿƜƟƥŖ%Āƈă
16:15 – 16:35 ƏĴ 2-8č (uÈ)ŊŮ¾ƀŰ$ 3vĭĜơãñE^bglEcj
16:35 – 16:50
ï(áưǏĳÄ)16:50 – 17:10 ƏĴ 2-9
Õź (uÈ)Ķèǈ¹ƝŨ³ƿ¿$ 3ƜƟaOejA
17:10 – 17:30 ƏĴ 2-10
Èĵ (uÈ)JjAGNjŚÊr%Ĥţ%ĻńĜơ!%ďĂ(%éŁ
17:30 – 17:50 ƏĴ 2-11ē ({È)
PARASOL ClQ$03P>]@¹ƝYdH]%ŠÉE^bglEcj
17:50 ÿ
19:30 – 22:00 ðƄ
12 Ċ 20 ą(Ư)
9:00 – 9:05 w¨Ƣũ(áưǏōč)9:05 – 9:30 ƏĴ 3-1
œÙ ({È)ITER ū³aOejAĬ§%ƣ×― 191 ―

9:30 –

9:55 ƏĴ 3-2
ĞÙ (ĘŽ³ŏ)
ū³ƜƟƅĕG9lP TASK3Dǆa,pǇƲŅ! LHD ÏǄƨŁ%ƣ×
9:55 – 10:15 ƏĴ 3-3
Ưę ({È)TASK/TX $03P>]@ŠÉƜƟE^bglEcj
10:15 – 10:30
ï(áưǏĞÙ)10:30 – 10:55 ƏĴ 3-4
żÁ (ĘŽ³ŏ)DIII-D $ 38fW[j½ċalQ!ǅƠ9=jƜƟ%E^bglEcj
10:55 – 11:20 ƏĴ 3-5
Lesur (uÈ)
Scheme-independent error in entropy conservation in turbulent kinetic simulations
11:20 – 11:45 ƏĴ 3-6
Õƴ (­É¥ğĜ)
ITER ƧƹÏǄIjJl
11:45 – 12:00 *!ōč
12:00 – 13:00 ć +13:00 – 17:00 ĘŽ³;Sf?lW<ld_DX@dGJl³
17:00 ÿǎǉ®¦ŴeGP
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― 192 ―

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25 特 4-1
九州周辺海域における潮流発電の適地調査
鹿児島大学大学院理工学研究科

山城 徹

１．目的
九州西岸域には多くの海峡や瀬戸が存在し潮流の強い海域が多い．ところが，五島列島周辺海域を除くと，潮奄美大島

流発電の適地に関する具体的な調査報告はほとんどない．

奄美大島

九州における潮流発電の技術開発研究を促進するための

大島海峡一環として，本研究では鹿児島県奄美大島の大島海峡（図加計呂麻島-1）における潮流エネルギーポテンシャルを調査することにした．
２．研究内容大島海峡の流速の時空間変動を知るために，2010年5

図-1. 大島海峡の位置．赤丸は ADCP 定置観測
地点，青のハッチは ADCP 曳航観測海域を示す．

月12日～6月22日に第十管区海上保安庁本部が実施した
ADCP定置観測および2013年9月6～7日に鹿児島大学が実施したADCP曳航観測から得られた流速データを用いた（図-1）．現場観測値だけでは高解像度で広範囲・長期間の流速データを得ることは難しいことから，数値モデル
を用いて大島海峡における流速場を再現し，エネルギー
ポテンシャルを見積もることを試みた．本研究で用いた
数 値 モ デ ル は ， Finite Volume Coastal Ocean Model(FVCOM; Chen et al., 2004) である．海底地形データとしては，日本水路協会から提供されているデータを与えた．

図-2. モデルの計算海域．三角形メッシュはモデ
ルの格子サイズ（0.2km から 2km）を表している

但し，大島海峡においては，2013年11月23～24日の現場
観測によって得られた高解像度の水深データを適用した．

(a)開境界には，海洋潮汐予測モデル (NAO.99b; Matsumoto
et al., 2000) を用いて計算した主要4分潮の潮位振幅を与m/s

えた．また，スポンジレイヤーを適用することで，境界での流速が常に0になるように設定している．モデル海域
を図-2に示す．
2013年9月6～7日のADCP曳航観測によって得られた水
深4mにおける絶対流速の分布をモデルで再現されたも(b)のと比較して図-3に示す．これら2つの空間分布は定量的には若干違っているが，定性的にはよく似ている．2010
年5月12日～6月22日のADCP定置観測地点の流速と潮流パワー（W/m2）をモデルの計算結果と比較してみると（図-4,5）,数値計算結果の方が観測結果よりも過小評価となった．例えば，最大流速については約1.0m/s，潮流パワーの15昼夜平均値については約500kW/m2 の差が生じてい― 193 ―

図-3.2013 年 9 月 6 日 17:00 における水深 4mでの絶対流速の空間分布(a)観測，(b)モデル

る．そこで，ADCP定置観測地点の数値計算結果を観測結果で補正を施し[図-5(b)]，この補正式を大島海峡全体に適用することによって大島海峡の15昼夜平均潮流パワーを見積
もると，大島海峡東側海域において潮流パワーが大きい海域

約 1.0 m/sが存在することが示された[図-6(a)]．この海域の最強流帯[図-6(b)の黒線]での15昼夜平均のエネルギーポテンシャル（W）（15昼夜での断面平均潮流パワー×断面積: 図-6(b)の黒線）は約2,400MWに達することがわかった．
３．結論
現地観測と数値計算から，鹿児島県奄美大島の大島海峡における潮流のエネルギーポテンシャルを推算した．その結果，

図-4. 2010 年の定点観測地における観測とモデルから得られた流速との比較

海峡東部において 15 昼夜平均のエネルギーポテンシャルが
約 2,400MW に達する海域が存在することを示した．これは，一般家庭約 8,500 世帯（奄美大島全世帯数の約 3 割）の 1 ヶ月分の電力量を賄うことができるエネルギーポテンシャルであることが分かった．
謝辞：大島海峡での ADCP 定置観測データを快く提供して頂いた第十管区海上保安庁本部に深く感謝申し上げます．

2[kW/m ]

潮流パワーP[W/m2]

1
P = ρv 3
2
3

ρ:密度(1024kg/m )v :絶対流速(m/s)

図-5. 2010 年の観測とモデル流速から得られた潮流パワーの比較(a)補正前，(b)補正後図-6. 15 昼夜平均の潮流パワーの空間分布(a)大島海峡全体,(b)大島海峡東側海域― 194 ―

25 特 4-2

浮体式洋上風力発電ファームの波浪中動揺特性に関する研究
広島大学大学院工学研究科
教授 岩下 英嗣

1. 研究目的
現在，九州大学，大阪大学，広島大学および民間企業からなる組織にて，浮体式洋上風力ファームに関する共同研究が遂行中である．大屋教授の開発した 350kW 型風レンズ風車を 3 基搭載し，デッキ上に敷設する太陽光発電を加えて 1.1MW の発電を可能とする浮体式プラントであり，浮体式プラントはセミサブ型に近い形状をしている．本研究では，この浮体式プラントの実現に向け，係留，波，風の影
響を考慮した波浪中でのプラントの動揺特性を明らかにすることを目的としている．
また，洋上風力発電は風の強い場所に設置するため，通常の海洋構造物とは設計法が異なり，風向・
風速から定常変位を導出し，流体力を計算した後に波漂流力を考慮するといった流れである．そのため，本研究でもその流れに沿って計算を行う．

2. 研究方法
浮体式プラントの波浪中動揺特性解析は，当該分野で広く用いられている境界要素法を用いて行う．解析に際しては，係留，波，風の影響を考慮した定式化を行い，数値計算を実施する．特に設計上で重要となる係留の安全性について評価すること，また風車の風抵抗が動揺特性に及ぼす影響を明確にすることが重要である．
また，浮体に作用する定常力による定常変位を数値計算により導出し，その変位を考慮した形状に対して計算を行う．初期の形状と変位を考慮した浮体形状の計算結果を比較し，考察を行う．

3. 研究組織
本研究は下記のような組織で行った．
氏名

所属

職名

役割・担当

胡 長洪

九州大学応用力学研究所

准教授

実験指導

岩下 英嗣
伊藤 悠真
小川 恭平
徳永 紘平
梶野 恭平
高橋 悠
柏木 正
石上 恭平
石上 雄貴

広島大学大学院工学研究科エネルギー・環境部門
広島大学大学院工学研究科輸送・環境システム専攻
広島大学大学院工学研究科輸送・環境システム専攻
広島大学大学院工学研究科輸送・環境システム専攻
広島大学大学院工学研究科輸送・環境システム専攻
広島大学大学院工学研究科輸送・環境システム専攻
大阪大学大学院工学研究科船舶海洋工学部門
大阪大学大学院工学研究科船舶海洋工学専攻
大阪大学大学院工学研究科船舶海洋工学専攻教授
修士 2 年
修士 2 年
修士 1 年
修士 1 年
修士 1 年
教授
修士 1 年
修士 1 年

代表者
実験補助
実験補助
実験補助
実験補助
実験補助
実験解析
実験補助
実験補助

4. 係留系
想定されている相島近辺の平常時・異常時の海象条件を考慮して，係留系が決定した．相島の海象条
件を Fig. 1 に示す．
平常時・異常時の海象条件に対して安全率が 2 倍以上になるように係留索が選定され，呼び径 120 mm，水中重量 274.4 kgf/m となった．係留系の概略図を Fig. 2 に示す．係留索の索長は 350 m，シンカーか― 195 ―

൦ข：70 m࠯ࠝ଺இ‫ٻ‬ඬ᭗Ჴ3 mஇ‫ٻ‬᫘ᡮᲴ20 m/sီࠝ଺இ‫ٻ‬ඬ᭗Ჴ8.19 m
இ‫ٻ‬᫘ᡮᲴ48.1 m/sȔȸǯԗ஖Ჴ9~15 sec.
提供：Mapion, ZENRIN

提供：Google, ZENRIN

Fig.1: 相島ら係留点までの水平距離は 324 m となっている．左図のように浮体のフーティング部から 2 箇所，60
degs. 離して設置されたフェアリーダーを係留点としている．また係留点は水面下 7 m にあり，鉛直方
向と 30 degs. をなす形で取り付けられる．

ἉὅỽὊἧὊἘỵὅἂ

Fig.2: 係留概略図選定された係留索の係留特性を Fig. 3 に示す．グラフの縦軸は張力と展張角を示している．水平距離が変化するにつれて，張力にも大きな変化が現れていることを確認した．
500

TV, TH, T (tonf)

π/2-φ (degs.)

90

TV
TH
T
π / 2 -φ

400

300

100

80
70
60
50
40

200

30
20

100

10
0
300

310

320

d0 (m)

330

Fig.3: 係留特性

― 196 ―

340

0
350

5. 計算結果
提案されているセミサブ型浮体の計算格子を Fig. 4 に示し，主要目を Table 1 に示す．本計算では，
波向き角 χ，風向き角 β を Fig.4 のように定義している．計算は実機ベースで行っており，海水を想定
して密度 ρ=1025 kg/m3 としている．なお，環動半径は各部材の重量と重心位置から概算した値を使用している．本計算では水深を 70 m として計算を行っている．

incident wave

Fig.4: 計算格子
∇ (m3 )
L (m)
B (m)
d (m)
xB (m)

2221.4
77.94
90.0
10.0
0.0

yB (m)zB (m)xG (m)yG (m)zG (m)

Table 1: 主要目
0.0
xf (m)
0.00-7.2
yf (m)
0.00
2
0.0 S0 (m )59.15
40.0 S11 (m ) 64286
6.6 S22 (m4 ) 64286

GM T (m)GM L (m)
κT /B
κL /L
κH /B

15.19
15.19
0.302
0.310
0.391

5.1 定常変位
運動方程式において，左辺から速度，加速度に関する項を除き，右辺を定常力に置換することで浮体
(2)
(0)
(T 0)
，波漂流力 F i が作に作用する定常力による定常変位量 Xj を計算できる．風車による定常抗力 Fi用している場合の平衡方程式は
6
�
j=1

(0)

{Cij + βij }Xj

(T 0)

= Fi

(2)

+ Fi

(i = 1 ∼ 6)(1)で表される．ここで βij は線形バネ定数マトリックス，Cij は復原力マトリックスである．セミサブ型浮体の場合，風車抗力の影響が支配的であるので，波漂流力を無視して求める．浮体の諸次元 Table 1 を用いて Cij を計算する．定常変位量は微小として，Cij は同一のマトリックスを使用している．浮体は左右対称物体であり，浮心と重心が鉛直線上に存在する．また，座標原点が浮面心にあるので，C33 , C44 , C55
のみ値を持つ．
しかしこの平衡方程式を解いて得られる定常変位量は，係留点の移動による線形バネ定数の変化を考慮していないものであり，定常変位が微小と仮定したときの近似値となる．そこで得られた近似値を考慮すると，風車投影面積，係留端点位置，風車抗力の着力点が変化し，それに伴い作用する力とモーメ(M L0)
ントが変化する．こうして現時点で得られている変位量に対して係留力による定常復原力 Fiと風― 197 ―

車による定常抗力 Fi(T 0)が再計算されるので，これらを用いて平衡方程式

6
�

(0)

Cij Xj(M L0)

= Fi

(0)

(T 0)

(Xj ) + Fi

j=1

を解き，新しい変位量 Xiの判定としては(0)(0)(Xj ) (i = 1 ∼ 6)

(2)を得る．この手続きを繰り返し，変位量を収束計算により求める．収束計算

(0)

(0)

(0)

||(Xj )k − (Xj )k−1 ||∞ ≤ ε · ||(Xj )k ||∞(3)を用いている．
Fig. 5 に，風速を 0 ∼ 60 m/s で変化させた風向角 β=0 degs. のときの線形計算による定常変位，非線形計算による定常変位を示す．風速 20 m/s 時の値を比較してみると，線形計算の結果はX3(0) (m) X1(0), X2(0) (m)
2 100
1.5
1

80

(0)

X1
X2(0)
X3(0)
X4(0)
X5(0)
X6(0)

60
40

0.5

20

0

0

X4(0), X5(0), X6(0) (degs.)
20

1.5
10

-0.5 -20-40-1-60-1.5 -80-2 -100

010

X3(0) (m) X1(0), X2(0) (m)
2 100

20

30

V (m/s)

40

50

1

80

(0)

X1
X2(0)
X3(0)
X4(0)
X5(0)
X6(0)

60
40

0.5

20

0

0

0

-10

-0.5 -20-40-1-60-1.5 -80-20
60-2 -100

X4(0), X5(0), X6(0) (degs.)
20

10

0

-10

0

10

20

30

V (m/s)

40

50

-20
60

Fig.5: 風向角 β=0 degs. のときの定常変位 (左：線形計算結果，右：非線形計算結果)
X1(0)= 5.67 (m)

X5

(0)

= 0.31 (degs.)

�(4)となる．その他の Xi はゼロとなる．(4) をみると，風車の定常抗力により浮体はおよそ 5.7 m ドリフ
トするのに対し，トリム角はわずか 0.3 degs. である．これは係留索の surge 方向と pitch 方向の連成成
分 β15 , β51 によりトリム角が微小に押さえ込まれているからである．
線形計算結果に対して，係留点の変位を考慮した非線形計算結果は⎫(0)⎪
X1 = 4.81 (m)
⎬
(0)
(5)
X3 = −0.05 (m)⎪⎭(0)
X5 = 1.58 (degs.)(0)となる．その他の数値的に Xi はゼロとみなせる値である．およそ 4.8 m ドリフトし，1.6 degs. トリム
した状態が本来の平衡状態である．線形計算結果と比較すると surge 方向の変位は 15% 減少，pitch 方向の変位は約 5 倍となっている．また，線形計算の結果では見られなかった heave 方向への変位が確認された．これは定常変位を考慮することにより，線形バネ定数に連成項が現れたためであると考えられる．
実際に線形バネ定数マトリックスを比較していく．初期状態での線形バネ定数マトリックスを (6) に示す．単位は i, j = 1 ∼ 3 の場合は kgf/m，i = 1 ∼ 3, j = 4 ∼ 6 および i = 4 ∼ 6, j = 1 ∼ 3 の場合は(0)

― 198 ―

kgf，i, j = 4 ∼ 6 の場合は kgfm である．
⎛
0.516E + 04 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00⎜
⎜0.000E + 00 0.516E + 04 0.000E + 00 −0.118E + 06⎜
⎜0.000E + 00 0.000E + 00 0.531E + 04 0.000E + 00
βij = ⎜
⎜0.000E + 00 −0.118E + 06 0.000E + 00 0.707E + 07⎜⎜
⎝0.118E + 06 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00
0.000E + 00 −0.614E + 00 0.000E + 00 0.220E + 02⎞
0.118E + 06 0.000E + 00⎟
0.000E + 00 −0.614E + 00⎟⎟
0.000E + 00 0.000E + 00 ⎟⎟0.000E + 00 0.220E + 02 ⎟⎟⎟0.707E + 07 0.000E + 00 ⎠0.000E + 00 0.697E + 07

(6)(6) をみてみると，surge 方向と heave 方向の連成項がゼロである．これは初期の釣り合い状態では均一に張られた係留索に対して，surge 方向に微小変位しても heave 方向に作用する係留力は，各係留索間に作用する力のキャンセルにより系全体としてゼロとなることを示している．
風速 20 m/s，風向角 β=0 degs. の変位後の線形バネ定数マトリックスは⎛⎞0.603E + 04 −0.396E − 03 0.139E + 04
0.272E − 01
0.103E + 06 −0.376E − 01⎜⎟
0.405E + 05 ⎟⎜−0.396E − 03 0.555E + 04 −0.937E − 05 −0.142E + 06 0.204E − 01⎜⎟
⎜ 0.139E + 04 −0.937E − 05 0.541E + 04
0.294E − 02 −0.278E + 04 −0.477E − 01⎟⎜⎟ (7)βij = ⎜⎟
0.294E−02
0.786E+07−0.117E+00−0.170E+07
0.272E−01−0.142E
+
06
⎜
⎟
⎜
⎟
0.204E − 01 −0.278E + 04 −0.117E + 00 0.643E + 07
0.220E − 01 ⎠⎝ 0.103E + 06
0.808E + 07
−0.376E − 01 0.405E + 05 −0.477E − 01 −0.170E + 07 0.220E − 01となる．実際にドリフトした位置を平衡位置として考えて βij を計算しているため，連成項の出現を確認できた．
これらのことから，浮体は定常力を受けると，単独時よりも沈下した状態で平衡位置周りに周期的に動揺することになる．浮体の設計はこのことを考慮して，十分な乾舷を有するように設計されなくてはならない．

― 199 ―

5.2 計算結果比較
先ほど求まった定常変位を考慮して計算を行い，初期状態の計算結果と比較を行っていく．風速 20m/s，風向角 0 degs. で変位した浮体形状の側面図・正面図と主要目を Fig. 6，Table 2 に示す．

z
10
5
0
-5
-10
-15
60

50

40

30

20

10

0

-10

0

10

20

x

-20

-30

-40

z
10
5
0
-5
-10
-15
-60

-50

-40

-30

-20

-10

y

30

40

50

60

Fig.6: 変位後の計算格子（風速 20 m/s，風向角 β=0 degs.）
Table 2: 変位後の主要目（風速 20 m/s，風向角 β=0 degs.）
2225.1 yB (m) 0.0
xf (m)-0.11 GM T (m) 15.19
L (m)77.94 zB (m) -7.2
yf (m)
0.00 GM L (m) 14.94
2
B (m)90.0 xG (m) 0.2 S0 (m )
59.18
κT /B
0.302
4
d (m)
10.0 yG (m) 0.0 S11 (m ) 64624
κL /L
0.310
4
xB (m)
0.6 zG (m) 6.5 S22 (m ) 64044
κH /B
0.391

∇ (m3 )

5.2.1 流体力計算
セミサブ型浮体に働く流体力を計算した．Fig. 7，8 は縦，横運動による付加質量および減衰力係数を示す．横軸には波数を無次元化した KL をとっている．高周波域まで計算してみたところ，流体力の振動が確認された．この振動の原因としてはコラム，ブレースの干渉影響が考えられる．風向角 0 degs. のものと比較しており，若干の相違を確認できた．変位を考慮したことにより水面下の形状が変化したので，コラム，ブレースの干渉影響も変化したためである．roll，pitch 運動の付加質量に対して，減衰力係数に大きな相違が現れているように見えるが，付加質量に対して減衰力係数の値が小さいためである．
Fig. 9，10 に風向角 0 degs.，波向角 0 degs.，90 degs. における波浪強制力を示す．における波浪強制力を示している．横軸には波長を無次元化した λ/L をとっている．波浪強制力においてもラディエー
ション流体力と同様に短波長域（高周波域に相当）において振動が見られ，波なし点の存在も確認できる．結果を比較すると先ほどの付加質量・減衰力係数と同様に，若干の相違が短波長域において見られた．

― 200 ―

A11 / ρ V

1

B11 / ρ V ω

0.2
Initial state
Drifted state

0.5

0

0.1

0

10

KL

A33 / ρ V

2

0

20

0.3

0

10

20

10

20

10

20

10

20

KL

B33 / ρ V ω

0.2
1

0.1

0

0

10

KL

A55 / ρ VL2

0.3

0

20

0.05

0

B55 / ρ V ωL

2

KL

0.2

0.1

0

0

0

10

KL

0

20

A15 / ρ VL

0.05

0

KL

B15 / ρ V ωL

0

-0.1

0

10

KL

20

-0.05

0

Fig.7: 付加質量および減衰力係数 (縦モード系)― 201 ―KL

A22 / ρ V

1

B22 / ρ V ω

0.2
Initial state
Drifted state

0.5

0

0.1

0

A44 / ρ VL

0.3

10

KL

0

20

2

0.1

0

B44 / ρ V ωL2

10

20

10

20

10

20

10

20

KL

0.2

0.1

0

0

10

KL

A66 / ρ VL2

0.3

0

20

0.1

0

B66 / ρ V ωL

2

KL

0.2

0.1

0

0.1

0

10

KL

0

20

A24 / ρ VL

0.05

0

KL

B24 / ρ V ωL

0

0

0

10

KL

20

-0.05

0

Fig.8: 付加質量および減衰力係数 (横モード系)― 202 ―

KL

|E1| / ρ g ζa BL

0.03

χ=0 (degs.)

0.02|E3| / ρ g ζa BL

χ=0 (degs.)

0.01|E5| / ρ g ζa BL

2

χ=0 (degs.)

Initial state
Drifted state

0.02
0.005

0.01
0.01

0

0

180

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

0
180

0

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

0

0

180

90

90

0

0

0

-90

-90

-90

-180

-180

-180

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

90

Fig.9: 波浪強制力 : χ= 0degs.，β = 0degs.

|E1| / ρ g ζa BL

0.03

χ=90 (degs.)

0.03|E2| / ρ g ζa BL

χ=90 (degs.)

0.02|E3| / ρ g ζa BL

χ=90 (degs.)

Initial state
Drifted state

0.02

0.02
0.01

0.01

0

0.01

0

180

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

0

0

180

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

0

90

90

0

0

0

-90

-90

-90

-180

0.01

χ=90 (degs.)

0.005

0
180

0.01

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

0
180

4

λ/L

6

8

10

-180

|E5| / ρ g ζa BL2

χ=90 (degs.)

0.005

0

2
Phase (degs.)

90

-180

|E4| / ρ g ζa BL2

0

180

0.01

|E6| / ρ g ζa BL2

χ=90 (degs.)

0.005

0

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

0
180

90

90

0

0

0

-90

-90

-90

-180

-180

-180

0

2
Phase (degs.)

90

Fig.10: 波浪強制力 : χ= 90degs.，β = 0degs.

― 203 ―

4

λ/L

6

8

10

5.2.2 波浪中動揺特性
浮体の波浪中動揺特性を把握するために，粘性抵抗，係留系，浮体に搭載する風力タービンに作用す
る風抵抗を考慮した運動を実施した．
粘性においては，粘性抵抗を入れて運動方程式を繰り返し法で解くことにより考慮している．粘性減衰力マトリックス Nij は以下を使用した．

⎛

0.223E + 06⎜
⎜ 0.000E + 00⎜⎜−0.123E + 02
Nij = ⎜
⎜ 0.000E + 00⎜⎜⎝−0.167E + 07
0.000E + 00

0.000E + 00
0.225E + 06
0.000E + 00
0.168E + 07
0.000E + 00
0.521E + 04⎞
0.000E + 00 0.000E + 00 −0.372E + 08 0.000E + 00⎟
0.000E + 00 0.367E + 08
0.000E + 00
0.000E + 00 ⎟⎟0.359E + 06 0.000E + 00 −0.109E + 09 0.000E + 00 ⎟⎟0.000E + 00 −0.104E + 01⎟
0.000E + 00 0.161E + 11⎟⎟
0.000E + 00 0.000E + 00
0.156E + 11
0.000E + 00 ⎠0.000E + 00 −0.209E + 09 0.000E + 00
0.177E + 11

なお，繰り返し計算の収束をチェックする指標としては以下を用いている．

ξ≡6
�
|Xj� − Xj |
j=1

(8)

|Xj� |

係留系においては，前節で得られた線形バネ定数マトリックス βij を運動方程式に入れ込むことで．考慮している．ただし，排水量については，浮体は初期張力によって沈み込むことになるため，鉛直方向の初期張力と浮力のつり合いから，浮体が沈み込むことによって増加する排水量を算出し，その排水量を喫水 10 m の排水量から差し引いた値を使用している．
風抵抗においては，提供された 350 kW 風車のパラメータから，浮体が動揺したときの非定常な風抵抗を算出し，粘性抗力，係留系を考慮した上で，風抵抗の影響を含めた運動計算を行った．波は，その場所の風によって起こる「風浪」と遠い場所から伝播する「うねり」がある．風浪は風と同一方向から作用するが，うねりは異なることが多い．低気圧が速い速度で移動してしまった時，波は吹走距離と吹続時間が必要なため，すぐには変化せず，波向と風向が一致しないことがある．波向角と風向角の方向が異なっていても計算できるようにプログラムを作成している．風速 20 m/s，風向角 0 degs. における変位前後の風抵抗マトリックス γij を以下に示す．
初期状態の風抵抗マトリックス⎛⎞
0.298E + 04 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.894E + 05 0.000E + 00⎜⎟
⎜0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00⎟⎜⎟⎜0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00⎟⎟
γij = ⎜
⎜0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00⎟⎜⎟⎜⎟⎝0.894E + 05 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.268E + 06 0.000E + 00⎠
0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.000E + 00 0.402E + 07
変位後の風抵抗マトリックス⎛
0.298E + 04 0.000E + 00⎜
⎜0.000E + 00 0.000E + 00⎜
⎜0.000E + 00 0.000E + 00
γij = ⎜
⎜0.000E + 00 0.000E + 00⎜⎜
⎝0.892E + 05 0.000E + 00
0.000E + 00 0.000E + 00

0.000E + 00
0.000E + 00
0.000E + 00
0.000E + 00
0.000E + 00
0.000E + 00

0.000E + 00
0.000E + 00
0.000E + 00
0.000E + 00
0.000E + 00
0.000E + 00

0.892E + 05
0.000E + 00
0.000E + 00
0.000E + 00
0.267E + 06
0.000E + 00

Fig. 11，12 に風向角 0 degs.，波向角 0 degs.，90 degs. の運動を示す．

― 204 ―⎞
0.000E + 00⎟
0.000E + 00⎟⎟
0.000E + 00⎟⎟
0.000E + 00⎟⎟⎟
0.000E + 00⎠
0.402E + 07

回転運動において定常変位の影響が現れていることを確認した．波振幅 1m の波条件で計算した場合，
風向角 0 degs.，波向角 0 degs. の時には，同頂点において，pitch の最大傾斜角が初期状態で 1.38 degs.，
変位を考慮した状態で 1.36 degs. であった．しかし，浮体は元々pitch 方向に 1.58 degs. 傾いているので実際には 2.94 degs. 傾くことになり，浮体の最大傾斜角を確認することができた．
また，波向角 90 degs. の時に定常変位の影響が yaw 運動に顕著に現れている．これは浮体が定常変位により線形バネ定数が変化し，連成項が現れたためである．風向角 0 degs. の変位後の浮体は左右対称物体であるため，縦運動と横運動の連成は存在しない．そのため sway，roll 方向と yaw 方向の連成項であると考えられる．
これらの結果から，流体力には若干の相違しか現れていないにも関わらず，波浪中動揺には大きな相違が現れている．このことから，係留力の変化が浮体の動揺に影響を及ぼしていることを確認した．
|X1| / ζa3

χ=0 (degs.)

1.5|X3| / ζa

χ=0 (degs.)

3|X5| / k0 ζa

χ=0 (degs.)

Initial state
Drifted state

2

1

2

1

0.5

1

0

0

180

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

0

0

180

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

0

0

180

90

90

0

0

0

-90

-90

-90

-180

-180

-180

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

90

Fig.11: 運動 : χ = 0degs.，β = 0degs.
|X1| / ζa3

χ=90 (degs.)

3|X2| / ζa

χ=90 (degs.)

1.5|X3| / ζa

χ=90 (degs.)

Initial state
Drifted state

2

2

1

1

1

0.5

0

0

180

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

0

0

180

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

0

90

90

0

0

0

-90

-90

-90

-180

4

χ=90 (degs.)

3

3

λ/L

6

8

10

χ=90 (degs.)

1|X6| / k0 ζa

χ=90 (degs.)

2
0.5
1

1

0

4

-180

|X5| / k0 ζa

2

180

2
Phase (degs.)

90

-180

|X4| / k0 ζa

0

180

0

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

0
180

0

2
Phase (degs.)

4

λ/L

6

8

10

0
180

90

90

0

0

0

-90

-90

-90

-180

-180

-180

0

2
Phase (degs.)

90

Fig.12: 運動 : χ = 90degs.，β = 0degs.

― 205 ―

4

λ/L

6

8

10

6 まとめ本研究では海象条件に沿った風向・風速から定常変位を導出し，その変位を考慮した浮体形状に対して数値計算を行うことで，実際のシミュレーションに適した流れを実現した．上記，本研究より得られた結論を以下に示す．

Fig.

(1) 浮体に作用する定常力による影響を把握するために，数値計算により定常変位を求めた．
(2) 浮体の波浪中動揺特性を把握するために，粘性，係留，風抵抗を考慮した運動計算のアルゴリズ
ムを構築し，計算プログラムを作成した．また初期状態と定常変位を考慮した状態で計算し，比較を行った．
(3) 係留力は浮体の変位によって大きく変化し，それが定常変位にも影響を及ぼすことを確認した．計
算結果を見てみると，浮体は定常力を受けると，単独時よりも沈下した状態で平衡位置周りに周期的に動揺することになる．浮体の設計はこのことを考慮して，十分な乾舷を有するように設計されなくてはならない．
(4) 流体力計算において，初期状態と定常変位を考慮した状態で比較を行うと，高周波域にて若干の相違が確認できた．エネルギー関係式の満足度的にも計算の精度に問題は無い．
(5) 運動計算において，回転運動において定常変位の影響が現れていることを確認した．定常変位を考慮することにより，浮体の最大傾斜角を確認することができた．流体力には若干の相違しか現れていないにも関わらず，波浪中動揺には大きな相違が現れていることから，係留力の変化が浮体の動揺に影響を及ぼしていることを確認した．

― 206 ―

ŐŊ

Ǭâ

; Ta
Ũ
Ņ
vÙÈ
Ðǧ;
ğƠ
łő 2
Ʋ;Ƴ
!­
;ƚā

Fig.
ocea

25 特 4-3

海流発電タービンの発電特性に関する研究
Fig. 4, Towing test in the sea.

沖縄科学技術大学院大学

量子波光学顕微鏡ユニット

白澤克年

4. "21"'-Fig. 6, Output power measured at the RIAM towing tank.
目的ŐŊÐǧ 'Ǭŏ&ÍÏû;Žƹ7&Ųű 
0ǬǦŨ&ZinR;ōŨǭĺ&ľǜ!
2011 年 3 月に発生した福島第 1 の原発事故以降，再生可能エネルギーの必要性が急速に高まっǬâØÈÌ! OIST ŐōůǟŨZinR&ǖů;Ʃ#ている。太陽光，風力，地熱など様々な自然エネルギーが脚光を集めており，海洋エネルギーもそ7ǭzµǬƳƲmƮZinR&Vf`nMの１つである。欧米諸国を中心に海洋エネルギーを活用するための発電技術に関して，活発な技術; Table 3 $žǭƳƲVf`nM'
OIST ŐŊÐǧ
ŨůǟĹ;¯/ŏǬğƠłĶ
&Ðǧ;ƚā
開発が行なわれている。海洋エネルギーの１つである海流に着目すると，日本は世界
2 大海流の 1ŅÏ8ǭÎĂZinR'ǬâØÈÌ&ǦŋǬ
つである黒潮が近海を流れているなど，非常に恵まれた環境にある。これまでは，コスト，メンテvÙÈÌøŨÌźƇą(RIAM)&ğƠłĶ$ûƜƶ
ナンス，送電などの問題で海流からエネルギーを取り出す技術が実用化されることは無かった。沖Ðǧ;ƩǭğƠƷǧĞ&ZinR;
Fig. 5 $žǭğƠƷǧ 'ǬğƠǟǂ$ƙ¼&ğƠƬƘ;¦|Ǭ
縄科学技術大学院大学(OIST)では，沖縄トラフを流れる黒潮と海洋へのアクセスに恵まれているとłő 2m &Ƙ 5ŢéǭğƠjn[&ǆs$ǬƧǒ
いう地理的環境を生かして，海流発電技術の研究開発を開始した。黒潮は海面より深さ約 500 m,
Ʋ;ƳƘǬŢé1œÏǭůǟĹ&' Fig. 3
100 km にわたって流れており，その流速は 1〜1.5 m/s 程度である。この黒潮の中にプロ!­IKP_幅約ƲœǭǬZinR&µǃĕ;ƚāǬƿƧċĊ'10!ǭœÏƕĨ!Ǭ
ペラを持つ発電機を設置して発電を行う。海面付近は波浪の影響が強いため，深さ100 m 程度の水深で安定に流れる海流をつかまえ，プロペラを回転させる。波浪の影響は海面ほど強く，深くな
Fig. 7, Thrust force measured at the RIAM towing tank.
るに従って指数関数的に減少する。発電機は，海底に沈めた重りから伸びるチェーンにて係留され，
Vkn; Fig. 6Ǭđ; Fig. 7 $žǭ85&¶s

浮力を調整する事により最適な水深で運転する。発電機の上部にフロートと下部に重りを備え，そ&ťƻ'ǬZinR!ůǟĹ&ûƜ&. ƚā8
6Ǭŏ&îǢ#"'¯-8#ǭòǬœÏの浮力と重力を復元力とすることで水中にて海流をとらえ水平軸型ブレードにより安定に発電す!Ʋƌ$Û 71&!ù:87ǭ
る。この原理は，試験機による海洋実験で既に実証されている。
ƳƲmǦŋÐǧ&ƸƓ$ǘ'ǬĤƽŘ~&õŃŁ&ůƫ;¤Şǣ 2)ǭ

実験方法

Table 3, Parameters of the ocean current power generation
海流での発電を目的として，新規に設計・製作したブレードのパラメータを表 1 に示す。設計パ
turbine.
ラメータは OIST が海洋実験で使用した発電機をjnMnųï
1.46 m含む浮体，曳航水槽での実験を考慮して決定されƳƲōǈǪłǫ
1.2 m/s
た。完成したブレードは，広島大学の風洞，九州°ǈŀ
4.0
大学応用力学研究所(RIAM)の曳航水槽にて性能評価実験を行った。本報告書では，曳航試験につZinRħĕ3 ħ

いてのみ報告する。図１に製作したブレードを装ġÈVknŤ

0.43

着した海流発電試験機の写真を示す。上部に浮力ĥǀを得るためのフロート，下部に重りが設置されており，この２つの力が復元力となって働き，ブレABS ĸƝ

表 1，ブレードの主要パラメータ。

5.,!
ードが回り発電するときの機体を安定させる。曳航試験では，曳航電車に翼型の曳航装置を取付け，
ŇƗƂÌćƪÈÌǚÈÌ ' 2012 áä46Őōůǟ&水深 2m の位置から牽引した。曳航ロープの途中に，荷重計を設置し，牽引力も測定した。発電機
źƇmǖů;ǖÊǭYjnQ!ǒ6$47Ëóęè;ŽƹmÐƵ70ǬƷǧĹ;ƮŐō;ķē
の出力は３相交流であり，ケーブルにより曳航電車の上まで運ばれ，整流後，負荷抵抗に接続した。
7ğƠƷǧ;Ʃǭà» 300 W(XnE 400 W)&ůǟ
Fig. 5, Photograph of the newly designed turbine for;ŽƹǬŏ&Ë1ǠÝ$ÍÏ ǭ-Ǭâ
ocean current power generation.
― 207 ―

; Table 3 $žǭƳƲVf`nM' OIST ŐŊÐǧŨůǟĹ;¯/ŏǬğƠłĶ &Ðǧ;ƚāŅÏ8ǭÎĂZinR'ǬâØÈÌ&ǦŋǬvÙÈÌøŨÌźƇą(RIAM)&ğƠłĶ$ûƜƶÐǧ;ƩǭğƠƷǧĞ&ZinR; Fig. 5 $žǭğƠƷǧ 'ǬğƠǟǂ$ƙ¼&ğƠƬƘ;¦|Ǭ
łő 2m &Ƙ 5ŢéǭğƠjn[&ǆs$ǬƧǒƲ;ƳƘǬŢé1œÏǭůǟĹ&' Fig. 3!­IKP_ ƲœǭǬZinR&µǃĕ;ƚāǬƿƧċĊ' 10!ǭœÏƕĨ!Ǭ

負荷抵抗の電流と両端電圧を測定することにより，ブレードの出

Fig. 7, Thrust f

Vkn; Fig.
&ťƻ'ǬZi
6Ǭŏ&îǢ
!Ʋƌ$ÛƳƲmǦŋÐǧ
&ůƫ;¤Ş

力を測定した。以上の実験セットアップで，曳航スピードを変更
しながら，パワーと抵抗力を測定した。

Table 3, Parameterturbine.

実験結果・考察jnMnų

曳航試験により得られた各流速に対するブレードの出力を図２

ƳƲōǈǪ(a)，周速比とパワー効率の関係を図 2(b)に示す。両者とも，測定

°ǈŀ

ZinRħ

結果と設計値は良い一致を見せた。先行して行った広島大学の風ġÈVkn洞実験でも，理論値と測定値はよく合っており，矛盾のない結果

ĥǀが得られた。また，曳航試験中の発電機の姿勢は安定であり，負5荷抵抗にて測定された電流，電圧波形も非常に安定であった。沖
縄科学技術大学院大学と広島大学では引き続き各種の要素開発を

図 1，新規開発したブレー

Fig. 5, Photograph of the newly designed turbine forocean current power generation.

行い，スケールアップや実証実験などを行っていく予定である。
P (W)

900

0.9

cal.INP U T
E X P INP U T

700

cal.
exp.(water)NE W

0.8
0.7

600

0.6

500

0.5

400

0.4

300

0.3

200

0.2

100
0
0.6

CP

1

800

ドと海流発電機。

0.1

0.7

0.8

0.9

1

V (m/s)

1.1

1.2

1.3

1.4

0

0

1

2

3

4

5

λ

6

7

8

9

10

図 2，曳航試験にて測定されたブレード出力。左側のグラフ（a）が曳航スピードとブ
レード出力，右側のグラフ（b）が周速比とパワー効率を示す。

研究組織
氏名

所属

職名

役割担当

白澤克年

沖縄科学技術大学院大学

研究員

代表者

岩下英嗣

広島大学大学院工学研究院

エネルギー・環境部門

教授

実験解析

伊藤悠真

広島大学大学院工学研究科

輸送・環境システム専攻

修士 2 年

実験補助

徳永紘平

広島大学大学院工学研究科

輸送・環境システム専攻

修士 1 年

実験補助

胡

九州大学応用力学研究所

准教授

実験指導

長洪

― 208 ―

ŇƗƂÌćƪÈ
źƇmǖů;ǖÊ
ęè;ŽƹmÐƵ
7ğƠƷǧ;Ʃ;ŽƹǬŏ&

研究成果報告

Thrust force measured at the RIAM towing tank.

n; Fig. 6Ǭđ; Fig. 7 $žǭ85&¶s'ǬZinR!ůǟĹ&ûƜ&. ƚā8
&îǢ#"'¯-8#ǭòǬœÏ$Û 71&!ù:87ǭǦŋÐǧ&ƸƓ$ǘ'ǬĤƽŘ~&õŃŁ¤Şǣ 2)ǭ

「浮体式による海流発電機の開発」
白澤克年，新竹積，徳永紘平，岩下英嗣, 日本船舶海洋工学会平成 25 年春季講演会

arameters of the ocean current power generationnMnųï

ƲōǈǪłǫ「海流発電タービンの発電特性に関する研究」
1.46 m徳永紘平，岩下英嗣，白澤克年，新竹積,
日本船舶海洋工学会平成 25 年春季講演会
1.2 m/sǈŀ

4.0inRħĕ

3 ħÈVknŤ0.43

ǀABS ĸƝ

5.,!

ÌćƪÈÌǚÈÌ ' 2012 áä46Őōůǟ&ů;ǖÊǭYjnQ!ǒ6$47ËóƹmÐƵ70ǬƷǧĹ;ƮŐō;ķē
Ʒǧ;Ʃǭà» 300 W(XnE 400 W)&ůǟǬŏ&Ë1ǠÝ$ÍÏ ǭ-Ǭâ― 209 ―

25 特 4-4h^N

Ɖ>Q^BƍƊ)8MCR`Fh^´dTsÂlTh^C`f¡ ¾z½ ¢«śCO2 Şü)58Ĵ¢wıy4yĚ>Q^Bè¼*ÁďÔ(ƅĮ)(!$7ŘŻ%3
Ĵ¢wıyŹæ(COP3)%´ŀ9 CO2 ŞüÞ»ƄŦ)Ç$11(ŉƗĩ69$8
*ķ%íĜ>Q^BƍƊý*Ɛ+¡ž&(7Ŗ) Ɖ>Q^B*ƍƊ+ûƋ(eĵ#)(!$8Ɖ­<ƍƊ Ď>Q^Bš)tƊƗ·£Ā+H24 śŊ)¥ŒƍƊ*Ŗŀ·£&$8·£ <ěŀ$7×śŊ+ 2 śƄ%8Ż·£ù+ ćŭĺƑŝƚ<ƍƊ šňý*š);8ĒĢñ¹Ǝƛę ,ēĲEX[_E\b)57ĞńñƊń(·£<Ï!$
8·£ó<ã2::(ŰƆ*·£ójœ)·£ĕ~*šŧ·£ĉŵ*Å<Ï&Ƅń%8h^NQx¬  Qx¬· ­ g
¬c
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 
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¬¥ 
  QxdTHÀÇTh^ºV 6 R W601 rG3=&:6SÁ ÐsV`D]Y+ŽŤ)ì$8*%%+Ðs*ÿŢ)ú!$*Ƌų,)ĝīń(űfà|ó6*ġ(')"$þ.$(Ƅń)3ā 5)*·£ù+)ÕÛ·£ù&$Śĳ9$7×3ÐsŐƛ+.$pÄ%Ï;9 &<ĐŇ$
R&D Activities in China on Utilization of Tidal Current Energy and Offshore Wind Energy
Liang Zhang (Harbin Engineering University, China)
The state of the art of the research and development activities in China on utilization of tidal current energy
and offshore wind energy is first outlined. Some major research projects are introduced. Then researches
which are carried out in Harbin Engineering University are described in details. A series of analysis methods
have been developed in the past 30 years on predicting the performance of turbine, floating body and mooring
system. Three on-sea experiments on floating tidal current energy converter have been successfully carriedout.
Observation and Simulation of Tidal Current at Goto Islands, Japan
Huihui Sun, Yusaku Kyozuka (¬øĭ)
FVCOM was employed for estimating spatial and temporal variation of tidal current in the sea area of Gotoislands with the open boundary condition based on Matsumoto ocean tide model (NAO. 99Jb model),submarine topography generated according to the corresponding water depth from actual measurement andpublic database of JODC. Modeled results using FVCOM were validated against measured results in the
aspects of tidal level and current. Characteristics of tidal current in the main straits of Goto Islands during
flood and ebb were analyzed and concluded. Sea areas with high current velocity were confirmed.

― 211 ―

Wave-Energy Absorption by an Electric-power Generator Installed in an Asymmetric Floating Bodyşƃ ĖöhÓÌ ĭÜĭIn the present wave-absorption model, an electric-power generator is supposed to be set at the center of asmaller cylinder which rotates without sliding on the interior circular surface with larger radius of anasymmetric floating body. The floating body responds in roll to the action of incident wave, and due tocoupling effects between the floating body and smaller cylinder inside, the smaller cylinder rotates and thenthe electric-power generator installed in the smaller cylinder generates electricity. When only the roll motion
is allowed for the floating body, the conditions for maximizing the wave-energy absorption efficiency can bederived analytically. It is also shown analytically that if an asymmetric floating body has a special feature thatno wave generates on the lee side of the floating body, the maximum wave-energy absorption efficiency
becomes 1.0 only with a single mode of roll motion. It is also shown by numerical computations that thewave-energy absorption efficiency becomes higher around the two resonant frequencies in the swing motionof smaller cylinder and in the roll motion of floating body, and that the total wave power absorbed can belarge by tuning the geometric parameters of the device and the damping coefficient of an electric-power
generator.
Fundamental Study on WEC as a Floating Platform Motion Suppression System
Kangping Liao (¬øĭ)
Although floating offshore wind turbine (FOWT) can extract large amount of wind energy in deep water
region, it often suffers from large amplitude motion in heavy sea states. The large amplitude motion will
reduce aerodynamic performance of wind turbine and result in additional structural loads. Therefore,
suppression of floating body motion in waves is an important task in designing a floating wind turbine system.
Since the energy to drive the floating body motion mainly comes from the incident waves from the incident
waves, a natural consideration is that if a wave energy converter (WEC) can be used to absorb part of theenergy from the incident waves. In this presentation a new WEC concept that can be installed in asemi-submersible type floating wind turbine system to suppress the floating body motion is introduced with aseries of fundamental studies.
Ocean Tidal Energy Development in Ocean University of China
Shujie Wang (Ocean University of China, China)
Recent research and development activities in Ocean University of China on marine energy conversion
technologies are introduced. Important results of fundamental research and practical application on wave andmarine current (tidal stream) energy converters, vertical axis wind turbines, micro wind turbines,
electromechanical integration equipment and apparatus are presented.
W^K@]Y°ŝƗšňūīEGMY*š)8·£cƜ ÉƓ (¬øĭčőĒĸ(OWC)°šň<ƍƊ ůē*šňƊ OWC @]Y5,ūƗƊ@]YÊNLA)ƙ
µ9 Ď°*W^K@]Y°ŝƗšňūīEGMY MC-WEC <łd 91%*·£%+Àŀ
9 qŏ± OWC įī*ĔŜ)"$Ļ./0ĔŜ<Ũ{8&%85)(7""8Ż·£%+ůē* OWC NLAx)ų- MC-WEC )"$OWC @]Y*ģÂÝƊ&>Q^BŴĔŜ) 0m¨)"$ñ¹)57Ļ. ƑšňƊ`IU_P*ĔŜęŕoÍŲ, xpâ (ÊŌĭÈŬ)ūīð ƑšňITb<vŗ}ýĭkĭłd ÊŌĭ+ ƑšňITbU_
P*ě³&ĔŜę<İŎ$8ITbU_P+ Adkins&Liebeck Ǝƛ<Ɗ$ŭŔç¹&ĒķnÎç¹)ÚŅ(ě³Ċ¶%ě³ ĔŜę+ƌğlőƕƎƛ& 3 ëºêƖi¦Ƌğŷ<Ɗ$Ï! ŭŔç¹<ñåƎƛ³áĲ&ñ¹ĲƔjĶ<ì&<Ś ×ě³&ĔŜ― 212 ―ę)Ɗ Ǝƛ ƑšňITb*ě³ĔŜę)ƇÆ%8&<Ś 
OIST )8 Ƒšň*šŠƜÓś vŗ}ýĭkĭ)vŗ}ýĭkĭ ľą OIST?=GO %+2012 śŊ57Öĺ<Ƅń&Ƒšň*š<ã ņ°ń(ŭô&Œ 3 żU_P*šň<Ēď 100 m ŃŊ) Ł6®ƒ8ŝƚ*m¨ĂķĠ%cŀ)Ƒ98Öĺ<ƍƊ8 2%8×śŊ+Ďš*U_P)"$ĒĢñ¹<ÏšňŖĔ<³Ĩ 
Ã:ªJCOU=*ħŝķĔŜÇć)8·£×hË (Øĭ Ɖ>Q^B·£HbI)ūīðčőĒĸ°ŝƗšňĤĵ*jõ%8Ã:ªJCOU= Backward Bent Duct Buoy * Wave
farm )Ĭt8ñ¹<¬øĭtƊƗ·£Āď ñ¹ĒĢ)$ñå ĤĵujƘ)ſ¾¿ų.69 &zŀƂ°*ĄjëŴÆƏ) 0m¨<³Ĩ h řòŝ*ŝÑ+ 5cm
jŀ÷ T=1.0 1.8 ũ& *µ~Ƃ°Ů<Œ*ĈÒįj*ĈÒ&ţ$ÚĭÆƏ<&8÷ŝēļŝļĦ)(7Ŗ)ļŝļĦ*ÆƏĥ|8&<Ɓ6) ēĲZN^<Ɗ rťĭŌ)8ĺƑEX[_E\bÊÃÄZ, KiBÈ{ £§TrťĭŌ)8 ĺƑšň*ŅĴWLV *Ýĕ5,šň)ƇÆ(ĺƑSa*ĭ i<đŀ8 2)ĺƑEX[_E\b<Ï! ³áµ~<ĨĲ&ţ)57ēĲZN^*ėŊ<Ũ{ ĺƑ*­ŰŪ+5Ù½9$8³á ĺƑSa+ĂŨ{¯Çì9 ēĲEX[_E\b*µ~6ĭŌ §*ōĦ)$ĺƑšňŅĴ&$ƇŸ%8 i8&Ű! ŋĽäźŶ i)8ĺƑEX[_E\b)"$Ě Ę²Ŀƈß (¬øĭ)In this study, we have used FVCOM (Finite Volume Coastal Ocean Model) to simulate the tidal current in
the sea area near Kakara Island and checked whether the simulation could reflect the real tidal current or not.
We simulated the velocity distribution and the simulated flood-tide and ebb-tide could almost reflect the real
phenomenon from filed observation. In a word, this simulation by FVCOM can help us to understand andcharacterize the tidal current and select a proper place for tidal current generation.
Robust and Accurate Unstructured-Grid CFD Model for Multi-Phase Flows Including Free Interface
and Moving Body
Bin Xie, Feng Xiao (ō¤È©ĭ)In this study we have derived an accurate and robust scheme on unstructured mesh for incompressible fluid.
The numerical test shows this method is more accurate and less mesh dependency compared with traditional
FVM method. The present method provides a practical formulation for real-case applications thatwell-balances solution quality and computational cost. The present scheme has been applied into multi-fluid
flow. The numerical tests show good agreement with referred data and strong ability to deal with various
problem.
Recent Progress on CFD Development for Simulation of Floating Wind Turbine
Chen Liu, Changhong Hu (¬øĭ)New improvements are presented on development of CFD model for simulation of a floating offshore windturbine (FOWT) platform in large waves and strong winds. The CFD model is a Cartesian grid method for
multi-phase free surface flows which contains a CIP based free surface flow solver, a wind turbine model anda mooring line model. A comparison computation against an experiment with a semi-submersible type FOWT
model has been performed for validation of the CFD model. Reasonably good agreement between the― 213 ―

numerical simulation and the experiment has been obtained on floating body motions in large waves.
Ɖ>Q^BƍƊ)8MCR`F <AaP)Ī*ŰƆ6·£óù17 ƑšňĺîšňƉćŭƗšňŝƚšň('õ* Ɖ>Q^BƍƊŶŷ)$ĳ¸<ď2ĉŵÅ
<Ï! ×+ķÕ6Ĺƀ(·£ó<ăķÕ)8 Ɖ>Q^Bš½ċ*ĆÏ;
9 * 2)jŘƄ*Ðsƛ<pÄ%Ï! 1 ĭÜĭō¤È©ĭÊŌĭïéŌĭvŗ}ýĭ6*·£šŧÏ;9ŘŻ* Ɖ>Q^Bš<Ï·£ó)&!$Ƈg(·£ù&$Śĳ9$8&<Č 

3 = & : 6X ¬ 2014· 26­ 1 g 10 ¬c11 ¬¥  dTHÀÇTh^ºV 6 R W601 
g 10 ¬c

13:00 - 13:10 ~» f¡ ¾zdT
13:10 - 14:00

R&D Activities in China on Utilization of Tidal Current Energy and Offshore Wind Energy
Liang Zhang (Harbin Engineering University, China)

14:00 - 14:30

Observation and Simulation of Tidal Current at Goto Islands, Japan
Huihui Sun, Yusaku Kyozuka (dT)

14:30 - 15:00 Wave-Energy Absorption by an Electric-power Generator Installed in an Asymmetric Floating
Body°¼  @tpyT
15:00 - 15:30

Fundamental Study on WEC as a Floating Platform Motion Suppression System
Kangping Liao (dT)

15:30 - 15:40 
15:40 - 16:30

Ocean Tidal Energy Development in Ocean University of China
Shujie Wang (Ocean University of China, China)

16:30 - 17:00 4;,#:6e¯Ç²¤µ'(-6Q²Uh^?Ë mÆ (dT
17:00 - 17:30 PÅ²¤À=*2<0®O
ªDq·, WJE| (n§TlT¶
17:30 - 18:00

OIST PÅ²¤YQ²±Ët­I«LT]TCT)v  Ng¬¥

9:00 - 9:30

jb+%/2![¯®kUh^u@o\ (wMTP¿"1;$h^)>*)

9:30 - 10:00 7.; ÀF³§Å'58<'9>ÊÃÄZ, KiBÈ{ £§T

― 214 ―

10:00 - 10:30 ¦ }¹¸PAÅ'58<'9> f¡¾z (dT)
10:30 - 11:00

Robust and Accurate Unstructured-Grid CFD Model for Multi-Phase Flows Including Free
Interface and Moving Body
Bin Xie, Feng Xiao (¨_laT)

11:00 - 11:30

Recent Progress on CFD Development for Simulation of Floating Wind Turbine
Chen Liu, Changhong Hu (dT)

11:30 - 12:00s©É― 215 ―

25 特 4-5

ËĒV\POÄĚöäÎÙ2Ò&>ė?^`N3m2y&>±âç ýhÕu uú Øó}oul aøĘì Čâ 
Üė103ė?@Ĕđ$Ē2V\PO@Ç%#'-(3è2;+-ĕâ2öä&>Á$¼~ċÄ
Ěöä¹3qö2³=ÊA.>(3ex/$-û^`Nû².±đi#?->RBV[J@đ-¸Ě@Ïj&>¹3gđ@ç$->ĀÆ   òæ2gđĚuº3Âp}{Ěu±Ä
Ì2-¼|É«ÎÙ@đ-  ®RBV[Jė?^`N3~ċ/¸ĚÏj3y@Ý7>±
@Ēß3  õ3ß#3ė?^`N.¸Ě   õ2Ïj&>m@ë* ć.4±đi2!-āåqöÛ3  Ĉ3ĒcÍ.Àè&>ü3ËĒV\POöäÎÙ2
Ò&>ė?^`N3m2,-gđĚuº3Âp}{Ěu±ÄÌ@Ĕđ$-±â2ç@
 ±ÎÙ5±ąĆ ćòæđ*  ´Ĝ3ė?^`N3×Ċ@Ã  2¯&ė?^`N3ėĝą3ß#4^`NÕĒß  3 õ^`N¼
  õ3ß#/$*C`^PSsRBV[Js4(?)?e¦òæ¥ã.+* /$*ÊĖ3¿@Ã 
2¯&8*M_Sü4 

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Ô²63³ù!č2ÈÙ$*¿@Ã           Ã ė?^`N×Ċ
2¯&                           Ã ė?^`NÊĖ¿Ó      Ã ËĒV\POöäÎÙ5ė?^`N
3. ±m^`NÕ2,-ėÐ@U\ZO2$-M_Sü/öäę3y@ÎÙÖî3¾¡:z9-Ã 4 2¯
&M_Sü8>2,?-öäę4Ïj$M_Sü 650mm .4ėÐ 1.0 m/s .ď 19W 3öä

― 217 ―

ęë<?*8*éÃ@ÎÙÖî3¾¡2Ò&>øĕ2$-Ã 5 2¯&M_SüĒß100mm
3 10 õb½.:ÎÙÖî/ø7-öäę4Ïj$-=M_Sü3·¼//:2Ïjøĕ4ÏÕ&>
M_Sü 600 mm 2-4ėÐÚ 0.75m/s . 2.2 õėÐ3Ð 1.0m/s . 2.5 õë<?
*   Ã 4 M_Sü/öäę(^`NÕ) Ã 5 M_Sü/öäęÏjĕ(^`NÕ)^`N¼3m@Ã 6Ã 7 2¯&öäę4M_Sü 600 mm 3¾¡ ėÐ 0.75m/s . 1.8 õ1.0m/s. 2.2 õ2Ïj&>b½3Ïjøĕ4¦òæM_Sü@;=

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NÕ3 3.2 õ^`N¼3 2.9 õ2ø7>/1=¼#ÎÙÖî3 2 õáæ3öäęë<?>"/
rñ.*  Ã 6 M_Sü/öäę(^`N¼)

     Ã 7 M_Sü/öäęÏjĕ(^`N¼)

4. 

 ė?^`N4M_Sü@ .1ËĒV\POöäÎÙ2Ò$-:Đ.>"/rñ.*¨ÿ(1) aøĘìet.al,V\POÄĚöäKMQY3ïć}ounĞÿ¶(B ă)75 w 758 ,2009(2) (v)¹qöH`I]O`Sô3 6 ®ªi2¬&>Þàē£đV\POą°XCG_ÄĚöäKMQYêð
2;>ôđÄĝ3ET]FĔđ3kóÅÝ¤ĀÆ 23 òæô©Ñ 6 ®ªiÒ§­ě/Ä3x¹tĉW_LDGS­Ą¢»ĀÆ 24 ò 3 (3) aøĘì V\POÄĚöäÎÙė?^`N3¼i2y&>±âçĀÆ 24 òæµÕugđĚuº ÁET]FĚuþĎ éÆmĄ¢  í  ― 218 ―

25 特 4-6

$! & #+%"! ' * 
ċ¬ñiðĬ6D=GK9'~æĔùÕĒ Ì&x4¨lïqnĴ:HR<BUC
cąÄ_¦]¢éÌĂ1 
 Ī"(,ġì¸ÏĊÓúėĆâ÷'_À"
Buoy ; BBDB)#)54â÷&ûİ!

46D=GK9(Backward Bend Duct

4 Fig.1 . ĸĲ#!BBDB(ġì#ÓºĎ'Óú'ĭµ&}XĿĜÎ&¤%4/, ê'ÏĊÓúėĆâ÷13_¶Ĩuĺ(Ĕ:HR<2}:HR<,'Ĩu)¤ķă

4. ._¶Ĩuĺ«ï#%4Ĕ'Ĕü(ġìü'4ĖĀć#%4/, ġì'ü7ô4#"Éh×®ě7Ķ4#"4.
2&ď¼Ĕ'Čÿ'ÂĔÔí&!ĔÌå,ĝèÝÑ4. 'ĔÌå,'ĝèÝÑ(ëÔ'ÂĔÔí'Ĕ§­4»n^"(, Ĕgĩ&ĉĔĞĻĿ7þ"4/, ļě7þið7òÖ4/&ı" 4. 1!BBDB&øİ7Ñ/! 4.
Īđć(BBDB f_ŀ&ĕ÷5 Wave Farm 7ßÿ_¶ĨuĺaĊ& -Ļì'ásË7ç

ď¼Ĕ

Fig. 1 Concept of Backward Bend Duct Buoy (BBDB)

2 ()
 »&°ĵ BBDB į7 Fig.2 &·Ø²µL ´'D=G'ÓÜYg'Ģĥ&(Óď!3ÓÜ13Ì'Ģĥ}º#%!

4}º&(ėĆCIU'Û÷7ßÿ

;QJ8@'7ÛaĊç( MVTec ½×kãmÙLS>PM HALCON 7ĵ

Fig. 2 Specification of BBDB
― 219 ― »(ÃïqeĵĿqÈ'Ðn|yĿq»Óà&!»±°ĵÓà(ü 65m,
ģ 5m, ÓÐ 7m "4»"(' BBDB 7°ĵį A, B 'ÝĢ(T9O" ăļĢ(F>@"vļFig.3,4 & BBDB 'ĕ÷7·Fig. 3 Configuration of experiment apparatus(twin800mm, twin1600mm)

Fig. 4 Configuration of experiment apparatus(single, single weak) ď¼Ĕ(Ĕ¤ 50mmÂ{ 1.044~1.808 Ġ'~æĔ7ĵ ď¼Ĕ'Â{V#įÞü L 'Ě( =2.0~6.0 &áĈ4äĔ|"Ĕ7®3ď¼Ĕ¤Ę¼Ĕ¤}ºĎĢĔ¤}ºĎ
ĢXĿġìaĊ7ç_¶Ĩuĺ7ç― 220 ―BBDB&14ĔŁ:HR<'_¶Ĩuĺ(¶¸"ÿ54

E
Ei

1

(1)

 "E(}&ĳ254¯³ĺ (ď¼Ĕ'¯³ĺ"4Ïģ '~æā%ď¼Ĕģ "Ąē4Í¥':HR<JPE=@(¶¸"ğ54

1
g i2C g B
2

Ei

W

(2)

 _ĩ}ºĎÓĮĨĊ}&ĳ4:HR<(Yg'1&ğ#"4}ºĎ
ÓĮĨZ7

ĔÌå ,

Ĕgå #4#;QJ8@7ýj4}ĻľQ(t) (1*}ºõĮÚS7ĵ !¶¸"ğ54

Q(t )

1

t

(t )
2

2

(t )

S

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(3)

W

(4)

}&ĳ4¯³W(t)(¶¸"ĳ254

W (t )

p(t )

t

1

(t )
2

2

(t )

S

1Â{&4ĦĔ:HR<ÁľE(¶¸"ğ54

E

3 

1 T
W (t )dt
T o

S Tp (t )
T o
t

1

(t )
2

2

(t )

dt

W

(5)



Fig.5~ Fig.7&įw'ĹpĹ800mm, 1600mm, single įóčÛ÷Ģļ , single weakįóčÛ÷Ģļ¿ '_¶ĨuĺĎĢĔ¤Ïģ'ī¶öĎĢXĿ'ī¶ö7·.Fig.8~ Fig.10&ġì'Surge, Heave, Pitch'ī¶Ïģ7·Twin'Í¥_¶ĨuĺĎĢĔ¤ĎĢXĿ(2į'Ħö" 4f¹("4

Fig. 11,12 &įùd&4ď¼Ĕ7zÇ#Záª7ğÅ¹(Ì2(a)ď¼Ĕ¤, (b)_¶Ĩuĺ, (c)ĎĢĔ¤ ĔÌĔg , (d)ĎĢXĿ, (e)ĎĢĔ¤ `© , (f)ġìaĊ"4f¹(#Záª(W2W" 4W"r!1 2 1 'ę[#― 221 ―

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

twin800mm
twin1600mm
singlesingle weak

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

5.5

6

5

5.5

6

Fig.5 Primary conversion efficiency
1.6

twin800mm

1.4

twin1600mm

1.2

single1/Lsingle weak

0.8
0.6
0.4
0.2
0

2

2.5

3

3.5

4

4.5

/L

Fig. 6 Amplitude of inner wave height0.9

twin800mm

0.8

twin1600mm

0.7

single0.6

single weak



0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

2

2.5

3

3.5

4

/L

4.5

Fig. 7 Amplitude of pressure― 222 ―

5

5.5

6

1.2

twin800mm
twin1600mm
singlesingle weak

1



0.8
0.6
0.4
0.2
0

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

5.5

6

/L

Fig. 8 Amplitude of motion(Surge)
1.4

twin800mm
twin1600mm
singlesingle weak

1.2
1
0.8



0.6
0.4
0.2
0

2

2.5



3



3.5

4

4.5

5

5.5

6

/L

Fig. 9 Amplitude of motion(Heave)

3
twin800mm

2.5

twin1600mm

2

singlesingle weak



1.5
1
0.5
0

2

2.5

3

3.5

4

/L

4.5

Fig. 10 Amplitude of motion(Pitch)― 223 ―

5

5.5

6

Fig. 11 Phase (twin800mm : Incident wave )― 224 ―

Fig. 12 Phase (twin 1600mm : Incident wave )― 225 ― _¶Ĩuĺ (įóč'Í¥=3.5 & !2 įħŀĕ÷'Í¥=4.0 & !«ïö7·ĤÔĕ÷&13_¶Ĩu«ï#%4ÂĔÔüĔüå&\Ċ. įÛ÷'Í¥ĹpĹ 800mm "'_¶Ĩuĺ'«ïö(į A  0.68į B  0.71 " 3įw'ĹpĹ 1600mm "(į A  0.84į B  0.86 "į A, B 'Ĺ7 800mm

2 1600mm &¡4#"Ľĩ'į'_¶ĨuĺÌÊ _¶Ĩuĺ«ï#%4ÂĔÔ& !óčĕ÷ĤÔĕ÷$20 Surge, Heave Ïģ«
ïö7#4.ĎĢĔ¤0«ï"

4/ĎĢXĿ0«ï7#4.'ÂĔÔ&!

2 įħŀĕ÷'Í¥Surge zÇ"(ĎĢĔ¤Heave Zá#%3Pitch (ċZá"457Ò·4# Fig.1315 &%4Fig.13 Surge motion and Water

Fig. 14 Heave motion and Water

Fig.15 Pitch motion and Water― 226 ―



.3HeavezÇ"(D=GĎĢ'ÓaĊ#į'aĊċ{5Ó'ÌgÏĊï%

Surge, PitchzÇ"(D=GĎĢ'ÓaĊ#į'aĊZá#%3ÓaĊ#į'aĊ+3¥#%52'aĊċµ&4/D=GĎĢ&ïľ'ÓÆď3ĎĢĔ¤ÌÊĎĢXĿ«ïö7#3_¶Ĩuĺ«ï#%#£254

4 ,
BBDB 'ħŀĕ÷_¶Ĩuĺ&ĳ4b7Óà»"çį7ħŀĕ÷Í¥_¶Ĩuĺ«ï#%4ÂĔÔóčĕ÷'Í¥13üĔüå&\Ċ'/Û÷n^#îğĔü.5)â÷7ħŀĕ÷4#"â÷?9A7É"4NQEG

4#oĐ5

5  Ī(ÃïqeĵĿqÈ'ċķĵ#!»±5&!t¾4

― 227 ―

25 特 4-7

平成 25 年度応用力学研究所 特定研究報告
マルチカラム型波力発電浮体の性能評価および向上に関する研究
九州大学大学院工学研究院
准教授 安澤 幸隆

1. 研究目的
地球温暖化対策や従来の化石エネルギーなどの枯渇の可能性から、近年、世界的に再生可能エネル
ギーの利用が注目されている。海洋再生可能エネルギーの一つである波力エネルギーの利用に関する研究は、日本では 1980 年代におこなわれたが、当時の社会的な事情や経済性などの理由により実用化が遅れているが、欧州では次世代の代替エネルギーの有力な選択肢として活発に研究開発が行われている。そこで、われわれは、日本における波力発電の早期実用化を目指して、平成 20 年度より新型のマルチカラム型波力発電浮体システム（MC-WEC）の研究を開始し、振動水柱(OWC)型発電を利用した、複数の発電用 OWC カラムおよび浮力用カラムが、広いデッキに連結された波力発電
浮体システムを提案している。
著者らの研究では、これまで、タービン部をノズルに置き換えることで単純化し、波エネルギーから空気エネルギーへの変換性能に主眼を置いて調査してきた。しかし発電システムとしての性能を評価するためには最終的な発電性能を評価する必要がある。昨年度は、OWC カラムにタービンと発電機からなる発電ユニットを取り付けて規則波中の水槽実験を行ったが、その実験結果は予想とは大きく異なるため、その原因究明が必要となった。そこで昨年度実験によって得られた現象の解明と２次変換を調べるための装置の開発を研究の目的とした。

2. 研究方法
昨年度の結果から得られた現象を理解するために数値解析プログラムの改良と、エネルギーの２次変換部の性能を調べることができる装置の開発を行った。
(1) 一次変換性能を評価推定するプログラムにおいて、OWC カラム内の水面形状分布を計算できるよう改良を施し、昨年度の実験結果で得られた OWC 内水位変動計測結果と比較する。
(2) 二次変換性能、即ち、OWC によって引き起こされる空気エネルギーから、タービンの回転、発電機を通して得られる発電性能を評価できる実験装置を設計・製作し、発電性能を評価する。

3. 研究組織
本研究は次のような組織で行った。
             Table 1 研究組織
氏名

所属

職名

役割・担当

安澤幸隆 九州大学大学院工学研究院海洋システム工学部門

准教授

代表者

木下順二 九州大学大学院工学研究院海洋システム工学部門

技術職員

実験装置製作

高松直登 九州大学大学院工学部地球環境工学科

修士１年

実験補助

胡 長洪 九州大学応用力学研究所

准教授

実験指導

― 229 ―

4. 研究概要
４．１ OWC 内水面変動分布を計算できるプログラムによる数値計算結果
水面変動の分布を考慮した数値計算結果と実験との比較を示す。ノズルのみの OWC カラムでは、
波下側と波上側の水位差を計算できるようになった。しかし、タービン付きでは、現在の解析プログ
ラムでは評価できていない（Fig.1）。
見かけ上有効ノズル比を小さくすることにより、圧力、変位、吸収エネルギー、一次変換効率を計算して実験結果と比較したが、タービン付きモデルの応答を数値計算で表現できなかった。(Fig.2)
1

1

0.9

0.9

0.8

0.8

0.7

0.7
0.6
16枚翼タービン

0.5

8枚翼タービン

0.4

Z2/a

Z1/a

0.6

ノズル

16枚翼タービン

0.5

8枚翼タービン

0.4

ノズル

数値計算new

数値計算new

0.3

0.3

0.2

0.2

0.1

0.1

0

0.8

1

1.2

1.4

1.6
1.8
2
2.2
wave period [sec]

2.4

2.6

2.8

0

3

0.8

1

1.2

1.4

1.6
1.8
2
2.2
wave period [sec](a) 波上変位振幅

2.4

2.6

2.8

3

(b)波下変位振幅         Fig.1 OWC 内水位変動振幅の周波数応答関数
200

1

180

0.9

160

0.8

16枚翼タービン

140

ノズル

0.6

100

Cs=72%

0.5

80

Cs=62%

Cs=42%

40

Cs=32%
Cs=22%

20
0

0.8

1

1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8
wave period [sec]Cs=72%
Cs=62%
Cs=52%

0.3

Cs=42%

0.2

Cs=22%

Cs=32%

0.1
03(a)OWC 内圧力振幅

0.8

1

1.2

1.4

1.6
1.8
2
2.2
wave period [sec]

2.4

2.6

2.8

3

       (b)平均変位

1

0.5

0.9

0.45

0.8

0.4

0.7

16枚翼タービン

0.35

0.6

8枚翼タービン

0.3

0.5

ノズル

0.25

ノズル

0.2

Cs=72%

Cs=72%

0.4

η1

Ea[W]

8枚翼タービン

0.4

Cs=52%

60

16枚翼タービン
ノズル

Z/a

P[Pa]

0.7

8枚翼タービン120

Cs=62%

0.3

Cs=52%

0.15

0.2

Cs=42%

0.1

Cs=32%

0.1
0

0.8

1

1.2

1.4

1.6 1.8 2 2.2
wave period [sec]

2.4

2.6

2.8

8枚翼タービン

Cs=62%
Cs=52%
Cs=42%

0.05
03

16枚翼タービン

0.8

1

1.2 1.4 1.6 1.8 2 2.2 2.4 2.6 2.8
wave period [sec](c)吸収エネルギー               (d)一次変換効率
Fig.2 ノズル比の変化が、各応答に及ぼす影響― 230 ―

3

Fig.3 は波周期 0.8sec における水面計状の計算結果である。

Fig.3 水面形状の計算結果
４．２ 二次変換性能評価用試験装置の設計製作
 水槽実験で様々な条件下で、二次変換を含むエネルギー変換性能評価を行うことが好ましいが、発電機、タービンなどの最適化が実現していない現状では、二次変換性能を別途評価できる試験装置が必要である。そこで、機械的に OWC を模擬できるピストンによる空気流発生機構を有する二次変換
性能評価用試験装置を設計製作した。
（Fig.4, Photo 1）

Fig.4 二次変換性能評価用試験装置― 231 ―

(a) 装置全体

       (b) 装置上面       (c) タービン部             (d) ピストン部(d) アクチュエータ部
Photo 1 二次変換性能評価用試験装置の各部
５．結言
 OWC 内水面変動分布形状を計算できるプログラムを開発した。しかし、タービン部の取扱いおよび二次変換性能については、まだ、計算で十分な推定を行うことができないため、今回、製作した装置を使って今後研究する予定である。

― 232 ―

25 特 4-8
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Ĝ½¢ČČwĂÃň½² ä ĹĽė¦ÞČ|ńō²â5;ÖüL\mNIŇń-F0A:ĂÃė8ŃçĥĚÐø:Øń~IĽÎ
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i

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ij

i 9$!4s}:C"9 VIA 6 PV IĔ-F

1ii( x, y , z ) d( xij , yij , zij , t ), j

(1)

1,2,

J

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9C24á+GF
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2

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(2)

2

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,

2

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5;ÌļĈ·ļĈ_kdV[<alReŐļĈ9ĉ|-FÆ¾ďðIĖr,ĪqàóŊĈ:ðĎ¬ÊgYmI
ĥ,0¬Êõě93!4XkxbpUc
Oľč9$(F±åIÀ20î 1 9Õ
-C"9ßņ©:ŁµĈöĸ9ĩ=ðĎ¹Å<ÜĄŉ&Čį9

û+G0

Fig.1 The numerical errors and convergence rate invelocity (left) and pressure (right) for Taylor vortex test
problem.

― 233 ―2iî 2 9;ģóŊRe=1000ħyªMh^
XK`o:¬Ê¯IÕ-ġÛŎ:Í9$!4ŋ¼8¯&ğDG0F.@$13K#JH%

(a) Computational meshes)G?5ēºÍ«5ĥ,0ċð©

 Öłļĵĸ5 F  ĸIvĨė8Ī¾ăÍ9Đ,ç:Ī¾
ăÍ«9$(FÖłļĵðĎĸIĥ(b) Stream lines,0?.Sm*69ŊĈ:Ĉöŉ%DćÔ
³:ÿ£ùô÷ð

1
1 tanh2

H i ( x, y , z )I¾ď-F))5

P ( x, y , z ) d#J-D9P ( x, y , z ) #J+6&8;+GJ

E2*JA/4 I

C8 d ;ÿ£ùô÷ð:ĈöĲ&ĝSm9(c) Horizontal velocity profiles
Fig.2 The numerical solutions to a half-circularlid-driven cavity flow on unstructured grids oftriangular elements (left) and quadrilateral elements(right).

$(FĈöŉ98FC"8òŀè°9C24®
Ĕ-FĺÚĸ5;ļIġÔ£ļ5¥ÒF)6&5'ßņ: ĸ:>6J7;ĳļ

5¥Ò-F´é9ĩ=Č'8úì68Fv
ŏ6,4î  9  Ô£ļ9CF   Æ¾ď,Fig.4 A deformed moving interface test by
unstructured THINC scheme.

Fig.3 THINC reconstructions with quadratic surface
on Cartesian (left) and unstructured (right) grids.

0,0Öłļ:¬Ê¯Iĭ-ßņ:Æ¾ď9CF

ļIÕ-î  9;Ī¾Í9CFĴª ĸ9Ćê:8!õěIÕ,4!F´Ç;

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

― 234 ―

Ģ

25 ME-1
風レンズ風車用に開発された軽量・高強度素材の疲労強度評価

琉球大学

工学部

真壁朝敏

・目的
風レンズ風車を軽量化する目的で，新川ら(１)が開発した炭素繊維系の複合材料の疲労特性と強度について検討した．
また，その複合材料の風レンズ風車への適応に際しては，分割して製作した構成部材を接合する必要がある．そのため，本研究においては，機械加工が可能であり，締結用要素のために開発された東洋炭素（株）製の C/C コンポジットの強度特性との比較を行った．まず，これまでに実験結果を報告してきた，東洋炭素（株）製の C/C コンポジット（２）について検討した結果を紹介する．次に，風レンズ風車用の素材の検討結果を示す．風レンズ風車は，洋上で使用する計画があり，軽量化と塩害による劣化の両方を考慮して材料や締結手法を基本的な面からも検討する必要がある．本報告では，
特に上記の材料の性能の優劣を評価する計画はなく，今年度の取り組みでは，開発された材料と締結用の市販材料の特性が製造手法や使用目的等によって異なることを紹介したい．そして，今後，炭素繊維系の複合材料の締結について検討する計画であるが，その検討の際の参考資料にしたいと思っている．
・材料および実験方法
材料および実験方法
素材の一つは東洋炭素（株）製の機械加工が可能な C/C コンポジット CX-31 である．この材料はフェノール樹脂を炭素繊維で編んだ布にしみこませ，布の方向を揃えて何枚も重ね高温圧縮し板に成形したものである．炭素繊維の方向は互いに直交するように編まれたものである．他の素材は，新川ら(１)によって開発されたものであり，一方向に揃えた炭素
繊維にエポキシをしみ込ませたものである．前者の場合は，板材の制作にあたって，炉の中で高温圧縮成型している．それに対し，後者の場合は，真空中で繊維素材の間にエポキシをしみ込ませながら板材を成型したものである．それらの製造方法等によって，強度特性や破壊特性に差異が生じる．
図１にフェノール樹脂を用いた C/C コンポジットの場合の試験片形状を示す．この場合は，スリットや穴等を有する
試験片について検討を行い，製作の過程における板厚さ（t=3.2mm と 5.1mm）の影響について主に検討した．図 2 にエポキシを用いた炭素繊維の複合材料の場合の試験片形状を示す．この場合は，本報告の段階では破壊過程について検討し，一方向繊維素材における破壊過程をスリット試験片の観点から検討してみた．
C/C コンポジット試験片においては，まずスリット試験を用いて，応力振幅を徐々に増加させていく荷重漸増法（Step Load Test）と一般的な一定応力振幅での疲労試験における疲労限度の評価に関して考察している．そして，両者を比較した結果にもとづき，荷重漸増法による実験結果を整理している．
エポキシを用いた新川らが開発した複合材料においては，本報告では破壊過程の観察を主に行った，そして，荷重漸増法による疲労強度の検討も行った．いずれの実験においても，引張・圧縮方式の疲労試験を行(a) Slit(b) Blunt notch(c) Holeっている．応力比 R は主に-1 であり，周波数は 10Hz を基本とした．きFig. 1 Geometry of C/C composite specimen

裂はマイクロスコープを用いて直接観察した．

{Thickness b= 3.2mm, 5.1mm: 2(W-t)=20mm}

・実験結果および考察
・C/C コンポジット板材について
コンポジット板材について
荷重漸増法によって本研究では仮に疲労限度σw を求めた．その方法では応力をある一定繰り返し毎増やし破断した時点の一つ前の応力を疲労限度とみなした．前報(2)の範囲では，その手法による仮の疲労限度は複数の試験片を用いて従来の手法で求めた 107 回の繰り返しで判断した疲労限度とほぼ一致した．本報告では，簡便のために，荷重漸増法によって疲労限度σw を求めている（R= - 1 の結果を示した）．

t =10mm – 14.5mm, 2W=30mm

板厚によって疲労限度σw が変化するのかどうかを検討した．その結果を図 3 にFig.2 Geometry of epoxy base carbon

示す．スリット試験片について板厚の影響を比較すると，板厚が 3.2mm の場合にcomposite specimen (b=3.1mm)― 235 ―

比べて 5.1mm の場合，σw が明らかに高くなっている．また，3.2mm

60の場合には，スリットの長さが長くなるとσ w が低下していくが，
Fatigue limit σw , MPa

5.1mm の場合には，σw がほぼ一定になっている．
破壊した試験片の様相を観察した例を図 4 に示す．これらの破断面
は，いずれも板表面部では荷重軸にほぼ垂直で，板厚方向に傾斜していた．その様相から平面応力形のすべりによってせん断と引張りの混合モードで母材の中でき裂が進展したことが推察される．そして，母50

b=5.1mmslit
blunt notch
hole

40

30

材のすべり変形が炭素繊維と試験片全体の破壊モードに影響したこ

R=-1

b=3.5mmslit
0.5とが考察された．

1.0

2.5

5.0

Notch length t, mm

板厚の違いによる疲労限度の差異を考察するため

Fig.3 Effect of thickess t on fatigue limit σw

素材の断面における空洞の状況を調べた．樹脂を繊繊維に含侵させるために，C/C コンポジットでは何度も高圧・高温度で作業する．その含侵の積み重ね
で，素材の空洞が減少していく．

(b) R=0

Fig.4 Broken specimens; t=5mm, b=3.2mm

Fig.5 Void fraction f (Left; t=3.2mm, f =32%, Right; t=5.1mm, f =18%

図 5 は空洞の状況を調べた場合の例であり，ポイントカウン
ト法で空洞の体積率 f を測定した．その結果，空洞体積率は板
厚ｔが 3.1mm の場合が 32%，ｔが 5.1mm の場合が 18%，ｔが 10mm の場合が 6.7％であった．この結果から，板厚が疲労限度に影響を及ぼす理由は空洞体積率の差異が起因していると考察される．
・エポキシを用いた炭素繊維複合材料について
図 6 に荷重漸増法で測定した疲労限度σw を示す．現在の

330

Stress amplitude σa, [MPa](a) R=-1R=-1324MPaxσw=322MPa

320

310

段階ではその値が正確かどうか検討する余地があるが, 一つの繊維束の強度は新川らが開発した素材の方が前報で使用した C/C コンポジットより高くなっていることが期待される．

2.2

2.3
Number of cycles [N]2.4
6[×10 ]

Fig..6 Fatigue limit (t=14.5mm, 2(W-t)=1mm)

この試験片ではリガメントを 1mm 幅にするために，スリットを深く切込んでいる．図 6 はこのようにして強制的に疲労き裂の進展方向を
荷重軸に垂直方向に導いた場合の結果である．
図 7 はき裂の進展状況を観察した例である．スリットが短い場合，炭素繊維の方向に沿って，き裂は荷重軸方向に母材と繊維間に生じるせん断力によって一方向に進展する．それに対して，スリットが長くリガ
メントが狭い場合（幅 1mm）にはリガメントの Crack1 と繊維方向のCrack2 が発生し，試験片は Crack１によって破断する．その方法は検討する余地があるが，炭素繊維素材の強度評価手法の一つになると考え(a) 2(W-t)=3mmている．
以上の結果から素材の製作手法により炭素繊維素材の破壊特性や強(b) 2(W-t)=1mm

Fig.7 Examples of crack growth behavior

度が異なるので，構造物の素材として使用する場合にはそのようなことに注意する必要があると考えている．
・文献 省略― 236 ―

25 ME-2
Int J Fract
DOI 10.1007/s10704-013-9912-6© Springer Science+Business Media Dordrecht 2013

LETTERS IN FRACTURE AND MICROMECHANICSINTERLAMINAR FRACTURE TESTING METHOD FOR CFRP USING TENSILELOADING WITH ACOUSTIC EMISSION ANALYSIS

Sang-Jae Yoon

Interdisciplinary Graduate School of Engineering Sciences, Kyushu University
Kasuga-koen 6-1, kasuga, Fukuoka 816-8580, Japane-mail: ar-s-yoon@mms.kyushu-u.ac.jp

Dingding Chen

Interdisciplinary Graduate School of Engineering Sciences, Kyushu University
Kasuga-koen 6-1, kasuga, Fukuoka 816-8580, JapanJa-Uk Gu, Nak-Sam Choi

Department of Mechanical Engineering, Hanyang University
Seongdong, Seoul 133-791, Korea

Kazuo Arakawa

Research Institute for Applied Mechanics, Kyushu University
Kasuga-koen 6-1, kasuga, Fukuoka 816-8580, Japan

Abstract. A method is described to characterize the uniformity of interlaminar fracture
toughness of laminated carbon-fiber-reinforced polymer (CFRP) composites fabricated by
the modified vacuum assisted resin transfer molding process. To prepare specimens forMode I fracture toughness tests, pieces were sectioned from the inlet and vent regions of a
CFRP plate ([+30/-30]6), with a starter crack inserted. The specimens were packed between
two rectangular epoxy plates to apply a load using a universal testing machine. Acoustic
energy signals were monitored using two sensors attached to the epoxy plates during tensileloading. The difference between the material properties of specimens from the inlet and ventregions of the CFRP plate were statistically compared using one-way analysis of variance(ANOVA); we show that the specimens showed no statistically significant differences in theinterlaminar fracture characteristics depending on the part of the mold from which they weretaken.
Keywords: Interlaminar fracture test, Laminated CFRP, VARTM process, Acoustic
Emission analysis.
1. Introduction. Laminated composite materials are particularly prone to damage fromdelamination due to poor interlaminar fracture toughness. Hence, the interlaminar fracture
behavior should be investigated to improve the material properties of the composite. We
used the double cantilever beam (DCB) method to investigate Mode I toughness, and test
procedures were standardized for the measurement of the critical strain.
Several studies of interlaminar material properties have used the DCB method tocharacterize the interlayer bonding strength in composite materials (Arai (2008)). However,123― 237 ―

S.-J. Yoon et al.

the DCB does not account for intraply cracking or cracks jumping between neighboring
interfaces (de Morais (2010)), and a large bending moment may occur during the test. In
addition, since typical specimens for the DCB test typically have a length-to-width ratio of
5:1 (ASTM D 5528-94a (1994)), these long specimens can result in excessive wastage ofmaterials in preparing specimens and, furthermore, if acoustic emission (AE) measurements
are used, the sensor should be placed some distance from the crack propagation pathbecause, if the specimen is placed near the crack propagation path, it may be subject to alarge bending moment. If the distance between the sensor and crack path is large, the signals
are attenuated when they reach the sensor.
Some studies have suggested the use of a modified DCB test, and have reported interlaminar
fracture testing methods that were suitable for types or shapes of materials (Chen (2001)). In
this study, a DCB testing method is described for investigating the interlaminar fracture
behavior of composite materials, and applied to composites fabricated using vacuum
assisted resin transfer molding (VARTM). The VARTM method is a composite fabricatingprocess where thermoset resins are injected into a mold through inlet ports, and coringmaterials contained in the mold are saturated with the resin by the vacuum. Hence, nonuniformities may frequently occur between the inlet and vent parts due to incomplete resin
filling. To address these problems, we applied an additional treatment to VARTM process.
The purpose of this study was to apply the new interlaminar fracture testing method toinvestigate the mechanical uniformity of laminated CFRP composite fabricated by themodified VARTM technique. Specimens for Mode I fracture toughness tests were preparedusing a single-notched CFRP composite and epoxy plate. Tensile loading was applied to thespecimens, and fracture behavior was monitored by AE analysis in real time. The uniformityof the test results was statistically compared.
2. Material and methods Fabrication of CFRP plate: Laminated composite specimens witha single edge notch were fabricated using a modified VARTM process. Fig. 1a shows thetransverse flow of the VARTM setup; additional treatments were used to the typical
VARTM technique: a rigid covering of the mold for compaction and smoother surface wasapplied. Carbon fiber fabrics [SAERTEX] were laid in a one-side mold with a [+30/-30]6
sequence. Teflon film was inserted to create a starter crack in the two edges of the plate, as
shown in Fig. 1b. The fabrics were sealed in a vacuum bag, and then the resin [Nagase
ChemetX] was impregnated with fiber layers using a vacuum. The whole process was
performed at room temperature.
Preparation of the Mode I fracture test specimen: Samples were sectioned from the inlet andvent parts of the CFRP plate as shown in Fig. 1c to form Mode I fracture test specimens. To
make the 5-mm-long starter crack, the following procedure was used: (i) we removed asection from the edge of the CFRP plate using a diamond wheel cutter along an orthogonal123― 238 ―

Interlaminar fracture testing method for CFRP

direction of the longitudinal Teflon film; (ii) we opened the starter crack in the separated
plate using a razor blade, and measured the length of the Teflon film; (iii) a cutting-planeline was marked on the surface of the main CFRP plate, considering the location of the
Teflon film. The pieces were packed between two rectangular epoxy plates to clamp the
specimen to a universal tensile testing machine (Zwick 250, testXpert), as shown in Fig. 1c(Arakawa (2010)). The epoxy plates were attached to the CFRP piece using the same resin
used for the VARTM process. The resin was carefully applied to the interface between
CFRP and epoxy plate to prevent permeation into the CFRP layers. The resin was allowed toharden for 24 hours at room temperature, and the two plates were directionally aligned using
two frames to prevent dislocation of the specimen shape. After the resin hardened, theframes were removed. Using the above procedure, a relatively small amount of CFRP was
required, compared with the typical DCB method.

Figure 1. Specimen preparation procedure. (a) Schematic diagram showing the VARTM process for specimen fabrication.
(b) The location of specimens taken from the CFRP plate. (c) Illustration of the specimen for Mode I fracture testing withAE monitoring.

Tensile test & AE analysis: All tensile specimens were characterized under displacementcontrolled conditions using the universal tensile testing machine, with a constant crossheadrate of 1 mm/min. The AE signals were monitored during tensile loading in real time. The
two-channel AE detection system MSTRAS 2001 (Physical Acoustic Corp.) was used forrecording the AE data from two AE sensors, S1 and S2 (Physical Acoustic Corp.), whichwere attached to the epoxy plate surface using vacuum grease and mechanical fixtures, andthe distance between either of the two sensors and the starter crack was 35 ± 1 mm (see Fig.
1c). The AE measurement used a 40-dB pre-amp, with a threshold level of 40-dB andsampling rate of 4 MHz. To determine the fracture mechanism, the fracture surface wasobserved using an optical microscope and a scanning electron microscope (SEM) after thetest was carried out.
Statistical analysis: One-way analysis of variance (ANOVA) was used to analyze thedifferences between group means, and Tukey’s post hoc tests (p = 0.05) were used to123― 239 ―

S.-J. Yoon et al.

determine the statistical differences, KI, and cumulative AE energies of specimens takenfrom the inlet and vent regions. Here, the null hypothesis of the one-way ANOVA was that“there is no difference between the means of variables”, and the significance probability
value (p-value) was the probability that the null hypothesis is true. For example, a p-valueless than the predetermined significance level (0.05 in this study) means that the null
hypothesis can be rejected with 95% confidence.
3. Results and discussion Tensile fracture test and AE analysis: Figures 2a and 2b show
typical tensile load and amplitude distributions of the AE signal as function of time for the
inlet and vent specimens, respectively. The specimens showed similar tensile load and AE
amplitude characteristics regardless of whether the samples were from the inlet or ventregions. Table 1 lists the average cumulative energy of the AE signal for inlet and ventspecimens. Here, energy is the integral of the rectified voltage over the duration of the AE
signal. Although the mean value of the cumulative energy for samples from the inlet wasaround 13% lower than those from the vent, there was no statistically significant difference
between the two groups (p = 0.158). This indicates that a similar amount of fracture energy
was released during crack propagation from both sets of samples. R.J. Johnson (2003)
suggested that mold filling during VARTM is the most important step in the process, andthat defects often arise in a region of local low permeability, and may depend on the
distance to an exit vent. However, the CFRP fabricated using VARTM in this study resulted
in specimens where the material properties did not depend on the position within the mold.

Figure 2. Load-displacement curves and the corresponding AE behaviors for the specimens taken from (a) the inlet and(b) the vent.

Stress intensity factor: The stress intensity factor of the specimen, KI, was obtained fromK I =ı ʌa F(a/W)

123― 240 ―

(1)

Interlaminar fracture testing method for CFRP

where ı is the tensile strength, a is the crack length, and W is the width of a specimen.
Expressing a / W = ξ , we can write the stress intensity factor at the crack tip as

F (ξ ) 䍦1.12 − 0.231ξ + 10.55ξ 2 − 21.72ξ 3 + 30.39ξ 4(2)

Table 1 lists the average KI values for the inlet and vent specimens; there was no significant
difference in the stress intensity factors (p = 0.695). Since KI is related to the crack shape,
we can conclude that the compacting method used here provided a uniform resin flow,
resulting in uniform material properties across the whole of the CFRP plate.
Table 1. Mean cumulative energy and KI for specimens from the inlet and vent regions of the CFRP plate.

Specimen type

Cumulative energy (N)

KI

Inlet

2192(237)

31.6(7.02)

Vent2479(266)

31.4(2.56)

Numbers in parenthesis are standard deviation.

Fractography: Figures 3a and 3b show typical fracture surfaces for specimens from the inlet
and the vent regions, respectively. They exhibited a similar fracture surface, and roughfracture surfaces were observed after the starter crack area due to very rapid crack
propagation. Resin matrix cracking, fiber-matrix debonding and fiber pull-out wereobserved.

Figure 3. Optical microscopy of fracture surfaces of specimens taken from (a) the inlet and (b) the vent.

123― 241 ―

S.-J. Yoon et al.

4. Conclusions
We have experimentally studied a new interlaminar fracture testing method for Mode I
fractures. We fabricated single-notched CFRP specimens combined with the epoxy plates,
which requires less material for testing than the DCB method, and allows for a shorter
distance between the crack propagation path and the AE sensors. Tensile testing and AE
analysis were carried out to investigate the uniformity of the mechanics of VARTM
material. The results can be summarized as follows: The inlet and vent specimens showedsimilar load-displacement curves and AE amplitude characteristics, and there were no
significant differences in the cumulative AE energy (p = 0.158) or in KI (p = 0.948). The
inlet and vent specimens exhibited similar fracture surfaces, and three typical phenomena
were observed: resin cracking, fiber-matrix debonding and fiber-pull out.
5. Acknowledgments
This work was partly supported by a research grant from the Japan Society for Promotion of
Science (#23656605), and by the Collaborative Research Program of Research Institute forApplied Mechanics, Kyushu University.
References
Arai, M. (2008). Mode I and mode II interlaminar fracture toughness of CFRP laminates toughened by carbon nanofiberinterlayer. Composite Science Technology, 68, 516-25.
de, Morais, A.B. (2010). Double cantilever beam testing of multidirectional laminates. Composites Part A: Applied Scienceand Manufacturing, 34, 1135-1142.
ASTM D 5528 – 94a (1994). Standard test method for mode I interlaminar fracture toughness of unidirectional fiber–
reinforced polymer matrix composites.
Chen, L., Ifju, P.G., Sankar, B.V. (2001). A Novel Double Cantilever Beam Test for Stitched Composite Laminates.
Journal of Composite Materials, 35, 1137-1149.
Arakawa, K., Kato, M., Mada, T. (2010). Tensile fracture testing and energy evaluation of a light-cured composite resin.
Polymer Testing, 29, 1-6.
Johnson, R., Pitchumani, R. (2003). Enhancement of flow in VARTM using localized induction heating. Composite
Science Technology, 63, 2201-2215.

123― 242 ―

25 ME-3

xƁþœƙī ŸƜƅŽÄà«Ăã Ő 45 Ʋ5":ŅŤ-¬ŮƈRodSHfØ~ƷƓċ, (2014), pp. 29-34.

:$89>()  =%A&30<6ìƫŏ  Św Çöì Ư´Ċŏ  Ţ ŝŝĨĻ ƸƌHigh Strain-Rate Compressive Characteristics of Cross-ply Carbon/Epoxy Laminated Composites
in Through-Thickness Direction
Kenji NAKAI*, Takashi YOKOYAMA*,
Dingding CHEN** and Kazuo ARAKAWA***
Abstract: The effect of strain rate up to nearly = 103/s on the compressive stress-strain propertiesof a cross-ply carbon/epoxy laminated composite in the through-thickness direction is investigated.
Small solid cylindrical specimens are machined such that the direction of the compression loading
was perpendicular to the fiber direction of the laminates. The high strain-rate compressive
stress-strain curves are determined using the standard split Hopkinson pressure bar (SHPB). The low
and intermediate strain-rate compressive stress-strain relations are measured on an Instron 5500R
testing machine. It is shown that the ultimate compressive strength and absorbed energy up to failure
increase significantly, while the ultimate compressive strain decrease slightly with increasing strain
rate.
Keywords: Compressive properties, Cross-ply carbon/epoxy laminated composites, Hopkinson bar, Strain
rate, Through-thickness impact loading2 # ƐÛèƱ3³ňèƱ-ƃ +ƃ¬ŮƃÚıÙ',/ƄƵćƠ>ōĦıōƝƣ
ı0=ƧC+B&<Ö¶ ŋøŲāƏƉąTd YƩµ/.2ƒƥ,ÒƂ0îƩC+
BC@2ƐÛèÕŃƑ3ű îƩ Ś0Ğ¾čEĆBĢÛŉ&<Ĺ¼ġƐÛè
2Ğ¾ŵıZ WƊÀ,Bą2ĶŀƐÛè xƘÐ¬èšÍĶŀèĥƑ¬è/. 2Ğ¾č0BĶŀƢŶ2pĎyŞA#Fŕŵı/.Ă- +b`LoVoƛƙ
[1]0?AŅŤC+&Ɯƒƥ0B²ź2Æ§ŨƚØâƓÅşàƴ0)+3Ŝÿ2
ī0?Bĺ[2] 0Ġ Đ7@C+BƀÏƘÐ2Ğ¾pĎŵı0)+3ƢŶƘÐ2$C
0ƃ7+ĘĮ[3, 4]Eĕ+9AÆ§C+/ ƜÆ§2ƤŦ3Ī¶ĈðĩĴŃƙ qVaRTM ƙ-Ʈ! 0?AĲ¹ &šÍĶŀK co IdLRƐÛè2ƀÏƘÐ2Ğ¾pĎƲ5":ŵıEƈ!B-,B9"ƆđŦ/pĎ¸b`LoVoƛŁŗEƩ+šÍĶŀK co IdLRƐÛè@ƀÏƘÐ0ķď&ž|śĤòÈƖ0)+Ù5":ŇŮ,2Ž9,2pĎƲ5":·EŅŤ &
2pĎƲ5":·@°ËpĎ¬Ů°ËpĎ5":°ËpĎ5":Ŗ9,2¤ĉI]kMEÁŤ &õ0GoT[moòÈ 0?AţŚ5":ŇŮ,2pĎƲ5":·EŅŤ &ưòÈÂ2ƃ0*šÍĶŀK co IdLRƐÛè2pĎŵı0£8!5":ŇŮ2{®EĠæ0ş7&@0VaRTM Ĳ¹ƙ-J [Nl _ƙ0?AĲ¹ &šÍĶƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹƹ
*Department of Mechanical Engineering, Okayama University of Science, Okayama**
Interdisciplinary Graduate School of Engineering Science, Kyushu University, Fukuoka***
Research Institute for Applied Mechanics, Kyushu University, Fukuoka― 243 ―

ŀK co IdLRƐÛè2ưpĎŵıŖEƃ!B-0?ApĎŵı0£8!Ĳ¹ģÃ2{®Eş7&89= 0,"@45B
 ©òè- +VaRTM ƙ0?AĲ¹C&ÏƦ 3.5 mm 12 `iG 2šÍŌĝĶŀ
[0/90/0/90/0/90]S K co IdLRƐÛèEîƩ &2ĶŀƐÛè2¬Ľvè?6e[jXNTĈð2ąƳĽvŋĶƨƬETable 1 0÷! Ñ0?AĶŀƐÛè2ƀÏƘ
Ð0}(+|śĤpĎòÈƖEåă &|śĤòÈƖ2ŧĳ/æŠƃ Ï h šº d 2İƦġq2?0¹ĤįƙEÁŤ &ĵŦpĎòÈƖ¹Ĥ0)+ASTM E9-89a[5]¡,3æŠƃ h
d = 1.5 2.0 ĭĖC+BƜĶŀƐÛè2ƀÏ 3.5 mm ž&<2æŠƃEƟņ
!B?0šºEė Ñ!B-3Þŷ,B$2&<>;EŴ"òÈƖEĸřç0?A 3 ƞč1+æŠƃ h d1.3 -/B?0šº2įƙ d = 8 mm EÁŤ &xƘĞ¾pĎòÈƖ¹Ĥ0)+3pĎ¸b`LoVoƛòÈ0Bŧĳ/òÈƖæŠƃ2Ƃs 0.5
h d1.0 [6]0ŹB?0šº2įƙ d = 8 mm EÁŤ &
Table 1 Types of reinforcing fiber and matrix resin used in cross-ply carbon/epoxy laminated composite
Cross-ply carbon/epoxy laminated composite
HTS40 F13 12K (Toho Tenax)
Epoxy XNR/H 6815
0.56

Fiber
MatrixFiber volume ratio Vf

,"AB /1
 7;0,"
 GoT[moòÈgZk 5500R EƩ+û0+ĵŦŚ5":ŇŮ,pĎòÈE×
/(&ĵŦòÈƖEòÈ 2ġpĎöµ0­:xŤNmTaX\ŇŮ 1, 50 mm/min ,òÈƖŽ!B9,pĎƎE×/(&pĎöµƏů2Ŕıƕ¹2&<0NmTaX\2uŲƕr
@3òÈƖ2ĳ/pĎƕr¼Ņ,/&<ħ6¼EîƩ &òÈƖ2ưŒƢ-ġpĎöµ,2ƝêÔń0?Bő¹ƕ¹2{®E°ƲĘ/!B&<0ÌŋĒçÑ¯ƩnUjo
EòÈƖ2ưŒƢ0ŭƍ & CB 30,"
 Ğ¾òÈ0îƩ &pĎ¸b`LoVoƛŁŗ2ƮĬEFig. 1 0÷!ƜŁŗ3Ă- +ŹďƲƛ JIS SUJ2šº 16 mmŠ 1500 mm -Ŋď ƛ JIS SK5šº 15.9 mmŠ 350 mm
@ÕĲC+BŊď ƛ2ŇŮŅŤŁŗE;ŅŤ»3ĜƮ +BFig. 1 0÷!?0
Ğ¾òÈƖEŹƲƛ-ďƲƛ20­:ÝF,ăAƋBòÈƖ2ưŒƢ03Ɲê2{®E½Ê
!B&<0ÌŋĒç Ñ¯ƩnUjo Eŭƍ +BòÈĄē2Ġæ3Ŝÿ2ƓÅ[4] E
ëěC&ŹďƲƛġ25":P S0?AŅŤ &ŹýſýŰ5":^kT i , r ,@xõÉŔıżŬ4ƫƷ0*+òÈƖ2Îĝ5": (t ) Îĝ5":ŇŮ (t ) ÎĝtƲ (t ) 3õù@ÁŤ,B[7]
t(t )u1 (t ) u 2 (t )
h

2co
h 0

(t )

u1 (t ) u 2 (t )
h

2co
h

i (t )i (t )t (t ) dtt (t )― 244 ―

(1)
(2)

(t )

P2 (t )
As

AE
As

(3)

t (t )&' òÈƖŶ2ŲŦƲ2)AÛģÃ 1(t) = 2(t)tô E Ť +B,P
- u 3$C%CŹďƲƛ2ŒƢ ŹƲƛ2zŒƢE 1ďƲƛ2ßŒƢE 2 2ũó,Ƈ! 0é
Ʃ!BĞ¾pĎč-Ō!BúƕrEƇ!A, E, co 3$C%CŹďƲƛ2ŕƢĶhoOƬČ5":^kT2Ŭ4ŇŮ = 5193 m/s ,Bh, AS 3$C%CòÈƖ2ƕ¹ľ2Š 3.5 mm-ŕƢĶ,B

1500
Input bar

1200
Gun barrel

Hand valve

Striker bar( 15.9 350)

Channel steel

Cushion16

Pressurechamber

750

1500
Output bar
750

Gage no.1

Gage no.2

Stopper ringV-block

Supportblock(Dimensions in mm)
Compressor

Input bar

Output bar

Specimen

Fig. 1 Schematic diagram of standard split Hopkinson pressure bar apparatus

,"  '* b`LoVoƛƙ0?BĞ¾pĎòÈ@Ŵ@C&ŹďƲƛġ25":P SďƲ2ŎƇŦ/J
RmTQ `¢ƶƴEFig. 2 0÷!2ġƏ[l TŹƲƛġ25":P S No. 1 @2ď
Ʋż¹EƏ[l TďƲƛġ25":P S No. 2 @2ďƲż¹E÷ +B[lT2đôú?A ġ Ð2ďƲpĎ yŞA 5":0Ō +B25":^kT@òÈƖ2ưŒƢ0éƩ!BpĎƲ2ôŦƕE¦<B-Fig. 3 2?0/B2
Ĭ?AưƲ3?xŘ ++òÈƖŶ2ŲŦƲ2)AÛģÃ2 ŤĲƭ!B-ğơC&Fig. 2 2Źý5":^kT iŰ5":^kT t E Eqs. (1) (3) 0ŎŹ ô t EĚ
¨ +ÁŤ &Ğ¾pĎƲ5":ŇŮ5":·EFig. 4 0÷!2·@ƕ¹Ś
2òÈƖŶ25":ŇŮ3xŤ,3/äŏpĎƲ C = 562 MPa ,òÈƖp ï<B-¥¿0ƕ¹ťÓė/A5":ŇŮ¥Ň0ġę0Ū"B-DB = 0 @°Ëp
Ď5": C p5": 0.072 0ñB9,25":ŇŮEĮŖĶƒ $2ŖE C ,ĕ +Ɣ±5":ŇŮE¦<B- 790/s -/(&q0÷!Ğ¾pĎƲ5":·0+Ƈ÷
&5":ŇŮ3Ŀ+2?0 +íď &°ËpĎ5":9,2Ɣ±5":ŇŮE÷ +BĵŦ?6Ğ¾pĎƲ5":·EFig. 5 0÷!üļĞ¾òÈxūáļŚ5":ŇŮòÈŽļţ5":ŇŮòÈ2ÂE÷ +B2Ĭ?A5":ŇŮ2ġę-ª0°ËpĎ¬Ů-$C0Ō!B5":3ł +B-DB5":ŇŮpĎŵı0£8!{®Eş7B&<0°ËpĎ¬Ů C°ËpĎ5": C°ËpĎ5":9,2¤ĉI]kM UCEŽô25":ŇŮ f
C / t f  t f 3pïôÜ 0Ō +`mX[ &ÂEFig. 6 8
0÷!C@2Ĭ?A°ËpĎ¬Ů°ËpĎ5":9,2¤ĉI]kM3Žô25":ŇŮġę!B0)C+ł +B-DBC3Ɨè,BIdLRĈð0Ìƨ2Ż
Ŕıŵı0?B=2,B
― 245 ―

Gage
no.1

r
i

Gage
no.2

t

Sweep rate: 100 s/div
Vertical sensitivity:
Upper trace: 200mV/div (497 /div)
Lower trace: 200mV/div (501 /div)

Fig. 2 Oscilloscope traces from SHPB test on cross-ply carbon/epoxy laminated composite (VS = 8.1 m/s)

1000
(MPa)

Cross-ply CFRP

1 (Front stress)
2 (Back stress)

800

Striker bar velocity: Vs = 8.1 m/s

Compressive stress600

C = 562 MPa

X: Failure

X

400

1

1 2

200
0

2

tf = 118 s

0

50

100

150

200

250

Time t ( s)Fig. 3 Axial compressive stress histories at front and back ends of specimen

3000

Cross-ply CFRP
800

2400

600

C = 562 MPa

400

X

.

(1/s)

Striker bar velocity: Vs = 8.1 m/s.

1800 .
X: Failure

1200= 790/s

2000600
C = 0.072

0

0.05

0.1

Strain rate

Compressive stress

(MPa)

1000

0
0.15

Compressive strain

Fig. 4 Dynamic compressive stress-strain and strain rate-strain relations for cross-ply carbon/epoxy laminatedcomposite in through-thickness direction― 246 ―

Compressive stress

(MPa)

1000

Cross-ply CFRP
800.
. = 790/s -2 (l/d = 0.4)
. = 8.0x10 -3/s (l/d = 1.3)
= 1.6x10 /s (l/d = 1.3)

d = 8 mm

600

X
X
X

400

X: Failure

200
0

0

0.05

0.1

0.15

Compressive strain

1000

Cross-ply CFRP

C

(MPa)

Fig. 5 Through-thickness compressive stress-strain curves for cross-ply carbon/epoxy laminated composite at
three different strain rates

Ultimate compressive strength

800

Instron

SHPB





600
400
200
0 -4
10

10-3

10-2

10-1

100

Strain rate at failure

101
.

f

102

103

104

(1/s)

Fig. 6 Effect of strain rate at failure on ultimate compressive strength for cross-ply carbon/epoxy laminatedcomposite in through-thickness direction

0.15
Ultimate compressive strain

C

Cross-ply CFRP

Instron

SHPB





0.1

0.05

0 -4
10

10-3

10-2

10-1

100

Strain rate at failure

101
.

f

102

103

104

(1/s)

Fig. 7 Effect of strain rate at failure on ultimate compressive strain for cross-ply carbon/epoxy laminatedcomposite in through-thickness direction― 247 ―

Absorbed energy UC (MJ/m3)

50

Cross-ply CFRP
40

Instron

SHPB





30
20
10
0 -4
10

10-3

10-2

10-1

100

Strain rate at failure

101
.

f

102

103

104

(1/s)

Fig. 8 Effect of strain rate at failure on absorbed energy for cross-ply carbon/epoxy laminated composite inthrough-thickness direction  # šÍĶŀK co IdLRƐÛè2ƀÏƘÐ2ţÙ5":ŇŮ10-3 103/s ,2pĎƲ5":ŵıEƆđ¸b`LoVoƛƙ£6GoT[moòÈ EîƩ +ƈ &pĎŵı0£8!5":ŇŮ2{®0)+ş7&Â5":ŇŮġę!B0)C+°ËpĎ¬Ů
£6°ËpĎ5":9,2¤ĉI]kM3ł!B°ËpĎ5":3D"0ÊĘ!B.  ƜÆ§3´ĊŏƩƲÆ§Ĕ2ªųƪƩÆ§- +×DC&0¢ +Ā2tE
Ƈ!B
+'?!
[1] H. Kolsky: Proceedings of the Physical Society, B62 (1949), 676-700.
[2] T. Yokoyama: Journal of the Japanese Society for Experimental Mechanics, 6 (2006), 105-114.
[3] M.V. Hosur, J. Alexander, U.K. Vaidya and S. Jeelani: Composite Structures, 52 (2001), 405-417.
[4] T. Yokoyama: Journal of the Society of Materials Science, Japan, 53 (2004), 272-277.
[5] ASTM E9-89a: Annual Book of ASTM Standards, Vol.03.01, American Society for Testing and Materials,
Philadelphia (1995), 98-105.
[6] G.T. Gray III: ASM Handbook, Vol.8, Mechanical Testing and Evaluation, ASM International, Materials Park,OH (2000), 462-476.
[7] U.S. Lindholm: Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 12 (1964), 317-335.

― 248 ―

25 ME-4

SiC ÒğĮÓ";VK5[ãĄoĈ"Ħ¼đŀx=OTY=U[¶Íûxûxc¥xk mô¤Ěİĉ
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K. Geim, Phys. Rev. Lett. 100 (2008) 016602.
[2] K. V. Emtsev et al., Nat. Mater. 8 (2009) 203.
[3] D. W. Brenner, Phys. Rev. B 42 (1990) 9458.
[4] D. W. Brenner, Phys. Rev. B 46 (1992) 1948.
[5] F. Gao, W. J. Weber, Nucl. Instr. and Meth. B 191 (2002) 504.

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― 251 ―

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非一様力学場を用いた機械的伸縮刺激による幹細胞の機能発現と力学量の相関性の解明
名古屋大学

森田

康之

１．まえがき
生体内の細胞は様々な力学的刺激を受けており，これらの刺激が細胞機能の調整に重要な役割を果たし得ることが近年明らかになっている．特に繰り返し伸縮は，細胞を特定の向きに整列させる作用や，特定の伸展率・伸縮時間において幹細胞を筋，腱，あるいは骨系列の細胞へと分化させる作用をもつことが報告されている(1), (2)．そのため，伸縮をはじめとする力学的刺激が細胞に与える影響を調べることで，細胞の機能解明や再生医療への応用に貢献することが期待される．力学的刺激による細胞のバイ
オメカニクスや分化に関する研究は数多く行われているが，無数の条件を一つ一つ評価するにとどまっており，力学的刺激と細胞応答の定量的かつ系統的な関係性の評価は未だ十分に行われていない．そこで本研究では，低伸展から高伸展までの連続的ひずみ分布をもつ伸縮場を細胞に負荷することで，一つの実験環境下において無数の伸展率における細胞応答を調べた．そして伸展率の違いが幹細胞に与える影響を，配列変化の観点から定量的に検討した．
２．実験方法２．１．伸縮実験
フィブロネクチンをコーティングしたシリコン容器底面（32 × 32 mm2）にヒト骨髄由来間葉系幹細胞を接着させ，コンフル
エント直前になるまで 2 日間培養した．その後，自動伸展装置を用いて容器を引張り，細胞に繰り返し伸縮刺激を負荷した．伸
展装置は，温度 37°C，CO2 濃度 5%に設定したインキュベータ内で作動させた．このとき，シリコン容器の下端のみを伸展装置に固定し，容器が台形状に変形させることで低伸展率から高伸展率に連続的に変化するひずみ勾配を実現した．一方でシリコン容器の四隅を固定し，領域全体を伸展率 5%，10%で一様に伸縮したものをポジティブコントロールとして比較した．また伸縮を与えず培養した細胞をネガティブコントロールとした．伸縮時間は，ひずみ勾配を有した伸縮が 3, 6, 12, 18, 24, 48 h，コント
ロール群が 24, 48 h とし，伸縮周波数は 1Hz とした（Table 1）．各条件とも，5 回ずつ実験を行った．
２．２．デジタル画像相関法による伸展率の測定
シリコン容器底面における正確な伸展率はデジタル画像相関法を用いて解析した．その結果を Fig. 1 に示す．容器中央部が伸展率 1.89～15.8%で滑らかに変化するため，容器中央部を解析範囲とした．さらに，容器側壁部のエッジの影響を排除するため，
容器側面から 2 mm の部分は解析領域から除外し，Fig. 1 の白破線内（28 × 5 mm2, 2～15%）を解析領域（ROI）として観察した．
２．３．配列角解析
伸縮後の解析範囲内の細胞を，位相差顕微鏡により観察し，細胞の配列角を画像処理により解析した．ImageJ（NIH）を用いて撮像した細胞を楕円近似し，楕円の長軸を定めた．そして，伸縮方向と細胞の長軸のなす角を配列角 とした．その後，Fig. 1
で求めたひずみ量と細胞の位置を照合し，細胞の受けた伸展率と配列角を各細胞で対応させた．さらに，伸展率 2～15%において，0.5%ごとに細胞分布を正規化し，その配列角分布を調べた．また，ポジティブコントロール，ネガティブコントロールについて同様に配列角を求め，正規化した．
３．結果および考察
配列角および伸展率に対する細胞の頻度を表した 3D ヒストグラムを Fig. 2 に示す．ここでは例として，伸縮時間 0, 24, 48 h の三つの結果を示す．横軸が配列角，縦軸が容器の伸展率であり，色相変化が伸展率 0.5%ごとに正規化した細胞の頻度に対応する．Fig. 2(a)は伸縮時間 0h，すなわち無伸縮の状態を示す．したがって，当初，細胞頻度は一様に分布すると考えられた．しかしながら，結果を見ると，若干の分布が現れている．この分布が，細胞固有のばらつきであり，その標準偏差は±2.1%であった．
Fig. 2(b), (c)の結果から示されるように，24, 48 h ともに，伸展率約 5%以下では細胞頻度の分布に特徴が見られず，配向が生じなかった．それ以上の伸展率では，60º～70ºをピークとして細胞が配向したことを示している．特に高伸展になるにつれ，そTable 1

Experimental conditions.

― 253 ―

のピーク値が高くなった．一方，24, 48 h を比較すると，
48 h の方がよりピーク値が高く，伸縮が進むにつれて高伸展の細胞の配列が顕著化していく様子が確認できた．特に伸展率 10%以上では 60º～70ºにおけるピークが高くなっていることと，細胞がほぼ存在しない領域（紫色の領域）が広がっていることがわかる．このように，高伸展を受けるものほど細胞が特定の角度に配列し，低伸展では配列挙動を示さない理由として，許容限界軸ひずみの影響(3)によるものと考えられる．ここで，Wang らの理論式(4)を使用
し，本研究における許容限界軸ひずみ a limit を求めた．その際，3D ヒストグラムにおいて細胞頻度が 0%となる頻度曲線が必要になるが，上述のように細胞固有のばらつきを考慮して，標準偏差の 2.1%とした（Fig. 2(c)の破線）．細胞頻度 2.1%に，Wang らの理論式を用い，最小二乗法により近似曲線を引いた．そのときの a limit の値が，5.1%であった．Neidlinger-Wilke らは，我々と異なる実験手法により各種細胞の a limit について検討している．その値は，6.4%（骨芽細胞），4.2%（線維芽細胞）である．本研究で得られた値は，上記の値と非常に近い値となっており，本実験および考察の妥当性を示している．ただし，Neidlinger-Wilke らの行った実験に比べて，本実験手法は簡便で，かつ得られる a limit は高精度で信頼性が高いこと
は特記に値する．
最後に，ひずみ勾配自体が細胞へ与える影響を検討する．
すなわち，一様伸縮における結果と比較して，妥当な結果が得られているかを確認した．グラフは省略するが，いずれの実験手法においても，同一の伸展率では同様の傾向が全結果で確認できた．これは，本実験手法がひずみ勾配の影響はなく，あらゆる伸展率における細胞の影響を調べることが可能であり，ひずみ勾配をもつ伸縮による解析の妥当性を示している．
４．まとめ
間葉系幹細胞に，約2～15%の間で連続的にひずみが変化する伸縮刺激を負荷した．そしてひずみ量の違いが幹細胞に与える影響を，細胞の配列の観点から検討した．その結果，特定の伸展率において，細胞の配向に対して明確な違いが現れることが分かった．本結果を用いて，許容限界軸ひずみを精度良く求め，5.1%であることを明らかにした．また，ひずみ勾配を有する伸縮での各伸展率における細胞の応答は，一様な伸展率の実験結果と整合性のとれるものであった．
参考文献(1) Zhang, L., Kahn, CJF., Chen, HQ., Tran, N., and Wang, X.: Effect of uniaxial stretching on rat bone mesenchymal stem cell: Orientationand expressions of collagen types I and III and tenascin-C, Cell Biol. Int., 32-3 (2008), 344-352.
(2) Chen, YJ., Huang, CH., Lee, IC., Lee, YT., Chen, MH., and Young TH.: Effects of cyclic mechanical stretching on the mRNA expression of
tendon/ligament-related and osteoblast-specific genes in human mesenchymal stem cells, Connect. Tissue Res., 49-1 (2008), 7-14.
(3) Neidlinger-Wilke, C., Grood, ES., Wang, JHC., Brand, RA., and Claes, L.: Cell alignment is induced by cyclic changes in cell length:
studies of cells grown in cyclically stretched substrates, J. Orthop. Res., 19-2 (2001), 286-293.
(4) Wang, HC., Ip, W., Boissy, R., and Grood, ES.: Cell orientation response to cyclically deformed substrates: Experimental validation of acell model, J. Biomech., 28-12 (1995), 1543-1552.

研究成果
Y. Morita, S. Watanabe, Y. Ju and S. Yamamoto, “In vitro experimental study for the determination of cellular axial strain threshold andpreferential axial strain from cell orientation behavior in a non-uniform deformation field,” Cell Biochemistry and Biophysics, Vol.67, No.3,
1249-1259, (2013).
研究組織
研究代表者
研究協力者
所内世話人

森田康之（名古屋大学・工学研究科）
山本周平（名古屋大学・工学研究科）
東藤貢 （九州大学・応用力学研究所）― 254 ―

25 ME-7

カルコパイライト型化合物半導体太陽電池基板の作製
宮崎大学 工学部 電子物理工学科
永岡章、吉野賢二
１．はじめに
近年、四元系材料である Cu2ZnSnS4 (CZTS)、Cu2ZnSnSe4 (CZTSe)、混晶である
Cu2ZnSn(S, Se)4 (CZTSSe)は、構成元素が地殻中に豊富にあり、S/Se 比をコントロー
ルする事でバンドギャップも 0.9~1.5 eV と制御できるため、現在高い変換効率
20.3 %1)を達成している Cu(In, Ga)Se2 (CIGS)の低毒素、低コスト新規代替材料として注目を集めている。しかし、In や Ga のレアメタルは、透明導電膜産業などでも必要なため、将来相対的な不足という問題を抱える。
近年、CIGS と同様の物性値を持ち、レアメタルフリーで、構成元素が豊富にある環境配慮した CZTS、CZTSe、CZTSSe 化合物が注目を浴び、5 年程度の短い期間で着実に研究報告が増加している。例を挙げると、ヒドラジン溶液を用いた非真空プ
ロセスで CZTSSe 薄膜太陽電池において 11.1 %の変換効率が報告されている 2)。Shin
等は、真空プロセスを用いた蒸着法によって CZTS 太陽電池において変換効率 8.4%を達成している 3)。Repins 等も同様に蒸着法を用いることで CZTSe 太陽電池において 9.2 %の変換効率を達成している 4)。しかし、現在の CZTS 系化合物の問題点は、太陽電池における窓層やバッファ層のデバイス構造問題、格子整合の界面問題、固有点欠陥制御も挙げられるが、一番の問題は、「良質な単結晶を用いた基礎物性値の評価の報告が圧倒的に少ないという現状」が考えられる。そのため、半導体の重要物性値であるバンドギャップも CZTS 1.4-1.6 eV、CZTSe 0.9-1.6 eV と正確な値も決定していない。
更なる高効率太陽電池作製を目指すため良質な CZTS 系単結晶作製、および単結晶を用いた基礎物性の評価が早急さを求められる課題である。しかし、CZTS 系化合
物は、Ⅰ-Ⅲ-Ⅵ2 族カルコパイライト化合物同様、融点以上において一致融解せず、包晶反応などの相転移によって CZTS 相となる 5)。本研究では、良質な単相 CZTS 系
化合物単結晶成長を確立し、電気的特性、光学的特性などの基礎部生評価を行い、CZTS 系太陽電池の変換効率上昇へ繋げることを目的とする。
２．実験方法CZTS-Sn 擬二元系状態図は、目視法を用いて液相線の確認を行った。相の同定は、各 mol 濃度における液相点から急冷後、粉末 X 線回折(XRD)、電子線プローブマイクロ分析（EPMA）により解析を行った。全ての CZTS 単結晶は、THM 法を用いて作製した。Feed となる CZTS 多結晶は、Cu (5N)、Zn (6N)、Sn (6N)、S (5N)のショッ
ト原料を用いてカーボンコートした石英アンプルに 10-6 Torr の条件下で真空封入後、1100°C で融液成長した。XRD と Raman 分光法から相評価、背面ラウエ回折と X 線
ロッキングカーブ(XRC)測定から単結晶の結晶性評価を行った。ホール効果温度変化
測定は、測定温度 20~300 K、磁場 0.55T の条件下で Van der Pauw 法を用いて行われた。サンプルサイズは、5 mm×5mm×0.5 mm とし、表面は粗さ 0.01 μm の Al2O3 粉末で研磨した。直径 1 mm、厚さ 200 nm の Au 電極をサンプルの四角に真空蒸着法を用いて作製した。Au 電極はオーミック特性を示し、各電極間の抵抗値は磁場と電流を反転させ均一であることを確認している。

― 255 ―

Fig. 2 CZTS 単結晶インゴット

Fig. 3 (112)面背面ラウエ回折Fig. 1 CZTS-Sn 擬二元系状態図

３．結果と考察CZTS-Sn 擬二元系状態図を Fig. 1 に示す。mol 濃度 X は式(1)を用いて算出した。

X mol%

CZTS mol
100
CZTS mol Sn mol

(1)

CZTS が 30 mol%以下の Sn 溶液においては CZTS 相と二液相に相分離し、30~60
mol%の溶液においては SnSx 相と CZTS 相に相分離した。60 mol%以上においては単
純に CZTS が Sn に溶け相分離は見られなかった。結果として、60 mol%以上の Sn 溶
液，成長温度 780~980°C において CZTS 単結晶成長が可能であることを突き止めた。
CZTS において 60 mol%以下の Sn 溶液において相分離をし、Sn 相と SnS 相は CZTSや CZTSe よりも比重が大きいため底部に溜まり結晶成長の妨げになる。70 mol%溶液，成長温度 900°C において CZTS 単結晶が得られ最適な結晶成長条件とした。
CZTS 単結晶インゴットを Fig. 2 に示す。背面ラウエ回折の結果を Fig. 3 に示す。正方晶の(112)面における 3 軸対称を確認した。
CZTS 単結晶の粉末 XRD パターンを Fig. 4 に示す。(112)面 = 28.53°、(220)面 =47.33°、(312)面 = 56.18°で主要なピークを観察でき、ICDD パターン(00-026-0575)と一致した。各ピークから算出した格子定数は、a 軸 = 5.455 Å、c 軸 = 10.880 Å であり、これは報告されている a 軸 = 5.430 Å、c 軸 = 10.850 Å と良い一致を示した 5)。
Figure 5 に CZTS 単結晶の Raman スペクトルを示す。異相（ZnS）のピークと CZTS
ピークはほとんど位置が同じため Raman 測定を行った。287、338、371 cm-1 にピークを観察し、これは文献と一致している 6)。Cu-S 化合物、Zn-S 化合物、Sn-S 化合物のピークは観察されなかった。したがって、XRD と Raman 分光測定から CZTS 単相単結晶が得られていると判断した。Figure 6 に(112)面 XRC 測定結果を示す。全半値
幅は、125 arcsec でありこれは、CIGS 単結晶の値 100~200 arcsec と同等の値であり結晶性の良さを示した。CZTS 単結晶の EPMA 組成分析は、結晶成長方向に沿って先端から 5 mm 間隔でウエハー状にカットし、測定を行った。インゴット全体にわたり組成は均一であったがわずかに Cu-poor、Zn-rich 組成である（Fig. 7）。

― 256 ―

Fig. 4 CZTS 単結晶粉末 XRD パターン

Fig. 5 CZTS 単結晶粉末 Raman スペクトル

Fig. 6 CZTS 単結晶 XRC 測定

Fig. 7 CZTS 単結晶組成の場所依Fig. 8 に CZTS 単結晶の伝導率温度変化を示す。低温 100 K を基準にして、2 つの異なる傾きの領域を観察したことから 2 つの伝導プロセスが起因していると考え、式(2)に示すように欠陥準位間のホッピング伝導と一般的なアレニウスプロットで表現出来るバンド伝導を導入した。
1 

 E 
 T  4σ T  σ H exp   0    σ B exp  A 
 T   k bT (2)

σH、σB はプレファクター、T0 は、Mott characteristic 温度、EA は熱活性化伝導プロセスに関連する活性化エネルギー、kb はボルツマン定数である。式(1)の第一項は、欠陥中の Mott バリヤブルレンジホッピング(M-VRH)伝導、第二項は典型的な熱活性によるバンド伝導である。T > 100 K の範囲においては、典型的なバンド伝導が支配的であり、アレニウスプロットから全てのサンプルにおいて活性化エネルギーEA = 132±5 meV となった。本研究で実験的に得られた熱活性化エネルギーEA は第一原理計
算より求められた CuZn 欠陥の欠陥準位 120 meV と非常に良い一致を示している 7)。

― 257 ―

ホッピング伝導を説明するうえで、式(3)の関係が求められる。
a B N A,crit  0.25
*

13

aB
*

4 π ε sε0 2
*

m e

(3)

2

a*Bは有効ボーア半径, εsは比誘電率,、ε0は誘電率、ħ =h/2πはプランク定数, m*は有効質量、 NA,crit は臨界アクセプタ濃度である。理論計算と実験報告からεs =6.78) とし、有効質量は理論計算の結果
を用いてm* ≈ (m2⊥mǁ)1/3からm*=0.47mとした 8) 。上記のパラメータを用いて a*BとNA,critはそれぞれ7.5 Å と3.7×1019 cm-3とした。アクセプタバンド幅WはW = kb
Fig. 8 CZTS 単結晶の伝導率温度変化
31/4(T MT0) で与えられ、 W= 40±1 meV とした。ここで現在報告されている伝導率温度変化から求めたCZTS薄膜多結晶の活性化エネルギーと本研究結果を比較する。CZTS薄膜多結晶の活性化エネルギーは、2040 meVの範囲にあり、臨界アクセプタ濃度以上のNA = 2.04×1020 cm-3と高い補償度K= 0.98を持つ9, 10)。臨界アクセプタ濃度NA,crit = 3.7×1019 cm-3と以上になると、アクセ
プタバンドは価電子帯の頂上と重なり合い、移動度端EVが生じ、結果としてフェルミ準位EFとEVの差が活性化エネルギーとなりより小さくなると考える。この状態では、アクセプタ状態密度は局在化しており、より金属的な性質となる。
４. まとめ
本研究は、良質な CZTS 単結晶成長技術を確立し、得られた単結晶を用いて、まだまだ未知の部分が多い CZTS の基礎物性を明らかにすることを目的としている。
CZTS-Sn 擬二元系状態図を作製し、70 mol%の Sn 溶液、成長温度 900°C において
THM 法を用いて良質な CZTS 単結晶成長に成功した。CZTS 単結晶中の伝導メカニ
ズムは、二つのファクターを持ち、100 K 以下の低温において欠陥パスによる MVRH 伝導が支配的であり、100 K 以上においては典型的なバンド伝導が支配的であることを示した。アクセプタバンドの準位は、価電子帯の頂上から 132 meV の位置で、バンド幅は 40 meV とした。本研究で得られた結果は CZTS 薄膜多結晶を理解す
るうえで重要なリファレンスになると考えている
引用文献

1) P. Jackson et al., Prog. Photovoltaics 19 894 (2011).
2) T. K. Todorov et al., Adv. Energy Mater. 3 34 (2013).
3) B. Shin et al., Prog. Photovolt: Res. Appl. 21 72 (2013).
4) I. Repins et al., Sol. Energy Mater. Sol. Cells 101 154 (2012).
5) I. D. Olekseyuk et al., J. Alloys Compd. 368 135 (2004).
6) K. Wang et al., Appl. Phys. Lett. 97 143508 (2010).
7) S. Chen et al., Phys. Rev. B 81 245204 (2010).
8) C. Persson, J. Appl. Phys. 107 053710 (2010).
9) V. Kosyak et al., Appl. Phys. Lett. 100, 263903 (2012).
10) J. P. Leitão et al., Phys. Rev. B 84 024120 (2011).

― 258 ―

25 ME-8

洋上エネルギープラントへの輸送用航空機に関する研究
広島大学大学院工学研究院エネルギー・環境部門
教授 岩下 英嗣

1. 研究目的
現在，洋上風力発電に代表されるように，我が国周辺に広がる広大な洋上にエネルギープラントを建造し，集中的に高効率で自然エネルギーを生成するプロジェクトが各所で進行中である．将来の建造，運転を考えた場合，エネルギープラントへの人や物資の輸送手段についても検討を行う必要があり，その候補として洋上を高速で飛行する地面効果翼機が考えられる．滑走路などのインフラが不要であり，低空で飛行するため与圧機も不要かつ，揚抗比が通常航空機よりも 10～20% もよいことから，主機としてプラントで得た電力で駆動するモーターを利用することもできるであろう．韓国においては 50 人乗りの実機が製造されているが，未だ定期運航には至っておらず，日本の様な波高の高い海象を持つ国においては地面効果内といった特殊な飛行状況下における安全航行が保障されていない．地面効果内，特に波面を取り扱った研究については未だ成熟していない状況にある．本研究では，地面効果翼機が静水面上を飛行したときに翼周り圧力場が形成する波面形状と波面が空力に与える干渉影響，また地面効果内を飛行した時の後流影響について理論計算と実験により調査する．

2. 対象主翼と機体形状
本研究で対象としている機体形状と主翼形状を Fig. 1 に示す．主翼の翼型は NACA3409 であり，コー
ド長 0.7 m，スパン長 1.65 m，8◦ の下反角と 4◦ の後退角がついている．翼端部には地面効果を促進させるため，NACA0012 の翼厚を半分にした翼端板を装着している．また，全機については 2.5 m サイズの自航試験用 RC モデルを対象としている．機体形状は，久保・秋元らによって提案された離水性能を向上させた前翼式形状を提案しており [1]，主翼迎角を最大揚抗比を取る 3◦ で固定し，対称翼を用いた前翼と水平尾翼に関しては，風洞試験と理論計算結果を基に，機体の縦の静安定性が確保されるよう，それぞれ 9◦ と 0◦ に設定している．飛行高度は水面から後縁までの高さをコード長で除した h/c として定義し，翼端板が水面につかない最も低い飛行高度である h/c = 0.35 を巡航飛行高度に設定し，飛行速度
は 20 m/s で解析を行っている．
Main wing with end-plate

Whole airframe

Airfoil : NACA3409

Sp

an

Chord length = 0.7

Airfoil : NACA0012( 50%×Wing thick )

=1

.65

Tail wing
Chord length = 0.24 m

Length : 2.63 m
Breadth : 1.67 m
Height : 0.60 m

Tail wing

Main wing
Chord length = 0.7 m

mm

Front wing
Chord length = 0.15 m

Main wing

8 degs.
0.14 mFront wing

Fig. 1: Main wing with end-plates and whole airframe model.

― 259 ―

3. 自由表面干渉影響
空気場，水中場共に非圧縮，非粘性，非回転の理想流体と仮定し，空気場を一定速度 U (m/s) で進む翼を考える．Fig. 2 に物体固定座標系を示す．
SH は物体表面，SW は後流面，SF は自由表面を示している．法線ベクトル n は流体内向きとし，自由表面は剛体壁，後流面は主流に沿って平行に流れると仮定する．ラプラス方程式に支配された空気の速度ポテンシャルを Φ(x, y, z) = U [−x + φ(x, y, z)]と表し，次の境界条件を満足させる．

Fig. 2: Body ﬁxed coordinate system.

[L]∇2 φ (x, y, z) = 0∂φ (x, y, z)
[H]
= nx
∂n
∂φ (x, y, z)
=0
[F ]
∂n
[K] p+ − p− = 0

(1)
on SH

(2)

on SF (z = 0)

(3)

on SW

(4)

流体領域に Green の第 2 定理を適用すると，次の積分方程式が得られる．

φ(P )
−
2

∫∫

∫∫

∂G0 (P, Q)
φ(Q) dS −∂nQ
SH +SF∫∫∂φ(Q)
G0 (P, Q) dS ,=−SH +SF ∂nQ

ただし，

SW

−
[φ(Q+
T ) − φ(QT )]∂G0 (P, Q)
dS∂nQ

P ∈ SH + SF (z = 0)

(5)

√
1
， |P Q| = (x − x� ) + (y − y � ) + (z − z � )4π|P Q|P = (x, y, z)， Q = (x� , y � , z � )G0 (P, Q) =−また，φ(Q+T ) と φ(QT ) は後縁上下面での速度ポテンシャルを表している．SH と SF 上で速度ポテンシャ
ルが求まれば，自由表面上の圧力分布と波面を鏡面の剛体壁としたときの空力を求めることができる．
次に，自由表面場について考える．水中場についても非圧縮，非粘性，非回転の理想流体を考え水中場の速度ポテンシャル Φw (x, y, z) を Φw = U [−x + φw ] と定義する．運動学的条件と力学的条件を満足させ，z = 0 における線形自由表面条件式と隆起量を求める式が得られる．

1 ( ρa ) ∂ ( p − p0 )∂ 2 φw
∂φw
=
+
K
,
0
∂x2
∂z
2 ρw ∂x ρa U 2 /2ζ=

1 ( ρa )( p − p0 )}1 { ∂φw−
on z = 0
K0 ∂x
2 ρw ρa U 2 /2

(6)

ここで，波数は K0 = g/U 2 であり，ρw は水の密度である．ランキンパネル法によって φw に関する境界値問題を解くことによって，波の隆起量 ζ を求めることができる．波面との干渉影響を調べるため，(3)の境界条件を新たな境界条件である ∂φ/∂n = nx ( z = ζ ) に変更する．こうして再度計算された空力と，最初に計算された鏡面の剛体壁として得られた空力とを比較することによって，自由表面干渉影響について考察している．
飛行速度 Fn = 7.6 ( 20 m/s ) で飛行したときの，翼端位置での自由表面の x 断面隆起量とその鳥瞰図を Fig. 4 に示す．隆起量 ζ (m) と後縁基準で計測した飛行高度 h (m) はコード長で無次元化しており，
低空飛行時の h/c = 0.35 における計算結果である．
全機と主翼いずれにおいても翼端部分の負圧部により生じる顕著な波の隆起が翼後方で観察することができるが，全機の場合，胴体等の干渉影響により翼中央部での隆起は非常に小さくなっている．

― 260 ―

したがって，2.5 m の RC 模型が時速 72 km で飛行したときに生じる波の隆起は 2 mm 程度であり，非常に小さいことが分かった．その結果，Fig. 5 に示すように，自由表面が空力に及ぼす干渉影響は非常に小さい．このことから，実機が定常飛行しているとき，翼端から波の飛沫が上がる程度であると考えられ，大きな造波は起こらないと考えられる．また，自由表面は鏡面として仮定して問題なく，自由表面を排除して計算を行えば，大幅な計算時間の短縮が可能になる．

4. 後流影響
本研究では，翼が飛行しているときの後流変形による影響も調査するため，境界要素法による時間領域解法を適用した．Fig. 3 に解析に使用した・・・
0
空間固定座標系を示す．自由表面は剛体壁として・・扱う．解析手法として，初期状態 t = 0 (s) の解・・・・・
析では定常問題を解く．したがって，境界条件は(1)～(4) を用いて境界値問題を解くが，この時の後流は主流に沿って平行に流出させている．自由Fig. 3: Space ﬁxed coordinate system.
表面干渉影響の結果を受け，自由表面パネルは除外している．したがって，グリーン関数はこれまで定義してきた G0 (P, Q) から鏡像項を考慮した (12) で表されるグリーン関数 G(P, Q) に置き換えている．t = 0 (s) 以降は時間刻み ∆t に従って時々刻々，長さ U ∆t の後流面を追加しながら一定速度 U で前進させる．空気の速度ポテンシャル Φ(x, y, z; t) は各時間ステップにおいて次の境界条件を満足する．

[L]∇2 Φ (x, y, z; t) = 0∂Φ (x, y, z; t)[H]= U nx∂n∂Φ (x, y, z; t)
=0
[F ]
∂n
[K] p+ (x, y, z; t) − p− (x, y, z; t) = 0

(7)
on SH

(8)

on SF (z = 0)

(9)

on SW

(10)

空気の速度ポテンシャル Φ(x, y, z; t) に関する積分方程式は次の様になる．

Φ(P ; t)
−
2

ただし，

∫∫

∂G(P, Q)
Φ(Q; t) dS = −∂nQSH (t)∫∫∂Φ(Q; t)G(P, Q) dS∂nQ
SH (t)∫ t {∫∫∂G(P, Q) }−[Φ(Q+dS dτ , P ∈ SH+
T ; τ ) − Φ(QT ; τ )]∂nQ0
SW (t)

1
G(P, Q) =
4π

(

1
1
+ �
r r

)

,

r
r�

}

=

√

(x − x� )2 + (y − y � )2 + (z ∓ z � )2

(11)
(12)

各時間ステップにおいて積分方程式を解き，物体表面上での速度ポテンシャル Φ が求められると，後流面上での流速場を求めることができる．即ち，(11) の両辺に ∇ を取って，∇Φ(P ; t) = −+∫ t {∫∫0∫∫SH (t)SW (t){∂G(P, Q)
∂Φ(Q; t)∇G(P, Q) − ∇Φ(Q; t)
∂nQ
∂nQ

−
[Φ(Q+
T ; τ ) − Φ(QT ; τ ) ]∇}dS

∂G(P, Q) }dS dτ , P ∈ SW
∂nQ

(13)

この手法により，すべての後流面グリッドの流速を計算し，時間変化 ∆t を乗ずることで，後流を移動させる．この様な時間領域手法を適用することによって，後流形状の変化と空力に及ぼす影響を解析している．

― 261 ―

Fig. 6 に飛行高度 h/c = 0.35 における翼端板付き主翼の後流変形を示す．主翼，前翼，水平尾翼全ての端部から翼端渦による roll-up が発生しており，主翼についてみると，2 つの翼端渦が翼端と翼端板下面から発生しており，翼端部で生じる渦が支配的であることが分かる．また，尾翼については主翼からの吹き降ろし影響を受けるため，下向き揚力が発生しすることによる roll-down が生じている．さらに，
前翼から発生した後流が主翼の後流を巻きこむといった干渉も観察することができる．この様な後流の変形が空力に与える影響について調べるため，Fig. 7 に主翼単独の翼中央と翼端部での圧力分布と揚抗比の時系列データを固定後流と比較した結果を示す．圧力といった局所量では翼端後縁位置において差異が見られるが，揚抗比といった積分値では後流の違いによる差異は 1% 未満であることが分かった．複
雑な後流変形が起きても空力には変化を及ぼさず，計算においては後流は主流に沿って平行に流出させて問題ないと言えよう．

5. 結言
本研究で，地面効果翼機が水面上を定常飛行しているときに発生する造波と干渉影響，また後流影響について調査した．Fn = 7.6 で翼が水面上を飛行した時に大きな造波は起きず，それによる干渉影響も非常に小さいことが分かった．また，地面効果内では主翼，全機共に後流は大きく変形するが，空力に及ぼす影響は非常に小さく，自由表面は鏡面としてた剛体壁，後流は主流に沿って平行に流出させて問題ないことが分かった．

6. 研究組織
氏

名

岩下 英嗣
伊藤 悠真
梶野 恭平
高橋 悠
大屋裕二

所

属

広島大学大学院工学研究院 エネルギー・環境部門
広島大学大学院工学研究科 輸送・環境システム専攻
広島大学工学部第四類 輸送機器環境工学課程
広島大学工学部第四類 輸送機器環境工学課程
九州大学応用力学研究所

職

名

教授
修士課程 2 年
修士課程 1 年
修士課程 1 年
教授

役割・担当
代表者
研究補助
研究補助
研究補助
実験指導

REFERENCE
1) 秋元博路，久保昇三，川上真秀，田中幹樹 : 3.6 m 長自航模型試験による前翼型表面効果翼船の特性評価，日本船舶海洋工学会論文集 第 3 号，pp.97 － 102（2006）― 262 ―

0.005

Wing tip ( y/c = 1.13 )ζ/cMain wing only
Whole airframe

0-0.005
3

5

0

y/c

-5

x/c

-10

2
1
0

-0 .

-1

00

-0 .0 0 1

05

-0. 00 15

00.00200.000 50.0 00 0

-2
-3
3

5

y/c

0

-5

x/c

-10

2
1
0
-0 .0 0 0

-1

-0 .0 01 0

50.00100.00050.0 00 0

-2
-3

5

0

x/c

-5

-10

Fig. 4: 2-D and 3-D wave elevation of main wing and whole airframe model ( h/c = 0.35，U = 20.0m/s，αwing = 3.0 degs.，αbody = 0.0 degs. ).
0.8

CL

0.08

0.7

0.07

Considering steady wave
Flat surface

0.6

0.05

0.4

0.04

0.3

0.03

0.2

0.02

0.1

0.01
0

1

αB (degs. )2

Considering steady wave
Flat surface

0.06

0.5

0
-1

CD

3

0
-1

0

1

αB (degs. )Fig. 5: Aerodynamic properties of the whole airframe.

― 263 ―

2

3

Fig. 6: Perspective views of wake deformation of whole airframe ( αB = 0.0 degs.，h/c = 0.35，∆t = 0.001 (s)，Time step = 56 ).
2-1(p-p0) /(ρU /2)

F ixed wake ( Mids pan )F ixed wake ( Wing tip )F ree wake ( Mids pan )F ree wake ( Wing tip )

-0.5

0

C L /C D

25

20

0.5

1

1

0.5

0

x/c

15

0

0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08

t (s )

Fig. 7: 2-D pressure distribution and time history of lift to drag ratio of main wing with end-plate (h/c = 0.35，α = 3.0 degs.，∆t = 0.001 (s)，Time step = 85 ).

― 264 ―

25 ME-9

エネルギー効率向上のための船舶の耐航性能に関する研究
広島大学大学院工学研究科
教授 岩下 英嗣

1. 研究目的
近年，船型開発において CO2 削減が重要な要素になっている．これまでの研究では波浪中抵抗増加低減のために船首部の船首部のフレアー形状を強くすることが有効な手段となることが分かっているが，この手段はいくつかの特定の船型に対して有効性が確認されたものである．本研究では、その手段の一般性を確認するために，船首部で起こっている物理的な抵抗増加低減のメカニズムを探究することを目的とする．

2. 研究方法
供試模型として長さ 2.5m の模型を用い、船首部形状を容易に取り替えることができるようにする。船首形状としては、フレアーの強弱、チャインラインの高さの異なる 4 種を準備し、各船首部を装着した模型の規則波中曳航試験によって船体運動および波浪中抵抗増加と船体周りの非定常波を計測する。抵抗増加は非定常波からも算定できることから、力の計測により得られた抵抗増加と波形から得られた抵抗増加の二つの視点から、船首部形状の相違による抵抗増加の低減量を比較検討する。加えて船首部、
船体中央部、船尾部の圧力の計測、船側波形の計測も行い、波形と絡めて抵抗増加低減のメカニズムの解明を行う。 供試模型は広島大学にて製作し、波形計測および解析は応用力学研究所深海機器力学実験水槽において研究所所有の装置、解析ツールを用いて行う。また、波形抵抗増加の算出については広島大学・大阪大学で開発された解析ソフトを用いて行う。

3. 研究組織
本研究は下記のような組織で行った。
氏

名

岩下 英嗣
伊藤 悠真
小川 恭平
梶野 恭平
高橋 悠
徳永 紘平
小頭 康孝

所

属

広島大学大学院工学研究科
広島大学大学院工学研究科輸送・環境システム専攻
広島大学大学院工学研究科輸送・環境システム専攻
広島大学大学院工学研究科輸送・環境システム専攻
広島大学大学院工学研究科輸送・環境システム専攻
広島大学大学院工学研究科輸送・環境システム専攻
広島大学第四類輸送機器環境工学プログラム― 265 ―

職

名教授
修士課程 2 年
修士課程 2 年
修士課程 1 年
修士課程 1 年
修士課程 1 年
4年

役割・担当
代表者
実験補助
実験補助
実験補助
実験補助
実験補助
実験補助

4. 研究結果
4.1 供試模型
実験で使用した供試模型の図とその諸次元を Fig.1，Table.1 に示す．実験には PCC 船型の供試模型を使用した．PCC 模型は M13066 をオリジナル線形とし，フレアーの強弱，チャインラインの高さの異なる船首部形状の違う 4 種類の模型を使用する．

Table.1 諸次元
M13066

M13067

M13068M13069PCC
運動計測試験
2.50000.4566
0.11480.06620.50460.8125-0.1431-0.1163
0.0955-0.0515
0.06330.19373.94050.11480.25130.0000

要目
(m)
(m)
(m)
(m3 )

Lpp
B
d
∇
Cb
Aw=S0
(m2 )
xF
(m)
xf ・Aw=S1 (m3 )xB (=xG )(m)zB (=KB-d) (m)
KB
(m)
BMT
(m)
BML
(m)
KG
(m)
kyy /L(m)zG (=KG-d) (m)Fig. 1 PCC 模型
4.2 試験内容
水槽試験
試験項目は，PCC 模型に対しては運動計測装置を用いた運動・抵抗増加計測試験および大楠によって開発された Multifold method により非定常波形の計測を実施した．実験中は静水中を航走する定常試
験，また入射波中を航走する非定常試験を行った．解析位置は船体中央から xG 離れた重心周りである．
Fig. 2 に運動計測試験の装置設置図を，Fig. 3 に運動計測試験時のシステム図を示す．供試模型と地上波高計との距離は PCC 模型の船体側面から y=100mm の位置である．
PC

ジャンクション

モニター
A/D変換ボード

Y

㐠ືィ

供試模型

⿦⨨
地上波高計
X1 X2

y
o

O

アンプ

アンプ

X6

x

X

検力計，ポテンショメータ

U
サーボ式波高計

ξ3
f1

ξ5

トリガー

ξ 1 , f2

Fig. 2 運動計測装置設置図

Fig. 3 運動計測試験システム図― 266 ―

入射波

4.3 実験条件
PCC 模型のフルード数は Fn =0.24 で実験を行った．入射波は λ/L=0.3∼3.0 の正面向かい波(χ = 180degs.) で計測を行った．入射波の波高に関しては λ/L によって変化させ，波岨度がH/λ=17/623∼2/229 となっている．
4.4 結果・考察
船体運動

PCC 模型の船首形状を 4 種類変更し，運動計測を行い左から surge，heave，pitch の船体運動を Fig.
4 に示す．上段は横軸に入射波の波長を船長で除した無次元値 λ/L をとり，縦軸に運動振幅を入射波の振幅で除した無次元値で表している．下段は横軸に λ/L をとり，縦軸に入射波に対する船体の位相をとっている．PCC 模型の heave 運動の同調点は λ/L=1.2 付近に存在し，pitch 運動の同調点は λ/L=1.5 付
近に存在している．surge 運動には同調点は存在しない．長波長域にかけてはチャインラインのないほうが船体運動は小さくなっている．
ξ5/k 0A

ξ3/A

ξ1/A

2

2

2

1

1

1

0

experiment M13066
experiment M13067
experiment M13068
experiment M13069

experiment M13066
experiment M13067
experiment M13068
experiment M13069

experiment M13066
experiment M13067
experiment M13068
experiment M13069

0

1

2

0

3

0

1

2

0

3

0

1

2

3

λ/L

λ/L

λ/L
180

180

180

90

90

90

0

0

0

-90

-90

-90

-180

-180

-180

Fig. 4 PCC 模型の船体運動
波浪中抵抗増加

PCC 船型の船首形状の違いによる波浪中抵抗増加の比較を Fig. 5 に示す．横軸に λ/L をとり，縦軸に抵抗値の無次元値をとっている．左側のグラフは抵抗増加の無次元値を，右側のグラフは抵抗増加の生値となっている．Fig. 5 より同調点では船首形状の違いによる抵抗値に差は見られない．しかし短波長域および長波長域に関してはチャインラインの入った船型の抵抗増加が小さな値となっている．特に，

15

RAW /ρgζ2(B2/L)
experiment M13066
experiment M13067
experiment M13068
experiment M13069

10

5

0

0

1

λ/L

2

Fig. 5

3

1
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0

RAW (kgf)
experiment M13066
experiment M13067
experiment M13068
experiment M13069

0

1

λ/L

PCC 模型の波浪中抵抗増加― 267 ―23

長波長域では M13068 が他の船首形状に比べ抵抗値が小さいことがわかる．この M13068 は 4 種類の船
首形状のなかで最もフレアーが強い形状である．

5. まとめ
船首形状の違う 4 種類の PCC 船型に対して運動，抵抗及び非定常波形を計測し，船首形状の違いによる影響を考察した．本研究の結論を以下に示す．

(1) 船首形状の違いによる船体運動の変化はほとんどなかった．
(2) 船首形状の違いによる造波抵抗の違いを確認した．長波長域ではフレアーが強いほど造波抵抗低減となる．
(3) 抵抗増加の結果より，最も優れていたのはフレアーの最も強い船型である M13068 であった．

― 268 ―

25 ME-10
25ME-10「3 次元環境下における細胞の力学エネルギー測定法の確立」
北海道大学先端生命科学研究院

水谷

武臣

・目的
細胞の運動機構を明らかにすることは、基礎分野のみならず、医療や生体組織再構成の応用分野からも重要である。例えば、運動機構を利用して体組織における癌細胞の浸潤を制御することや、細胞集団の移動を制御することで任意の 3 次元形状をもつ臓器の再生などを可能にすることができると考える。
細胞の運動にはどのような要素が必要であるか。静止状態の物体が運動状態を変える際には力が必要である。これは細胞の運動においても同様である。これまでに進められてきた細胞の力の測定に関する研
究は、ガラスやゲル基盤上、マイクロピラーなどの 2 次元環境における細胞が発生した力を対象としたものが主であった。しかしながら、3 次元環境では、周囲を細胞外基質や組織内の細胞に囲まれるなど
2 次元環境とは大きく異なるため、力の発生とそれに伴う細胞の運動についても新たな議論が必要である。
これまでに我々は、細胞が出す力学エネルギーに注目し、研究を進めてきた。細胞は力を発生させることで、様々な機能を持った細胞に分化したり、組織・器官を維持するために増殖したり、外部から生体内への侵入者の元に運動したり、する。これらの活動は、もちろん、３次元環境下でなされている。
本研究では、３次元環境で細胞が出す力や力学エネルギーの空間分布を測定する手法の開発を目指した。
更には、この空間分布の時間変化と、細胞の運動の動態とを対応させることで、生体内における細胞の機能発現のメカニズムを力学の観点から明らかにすることを試みた。
・実験方法
細胞をコラーゲンゲル中に培養し、力を発生することによって分化・増殖・運動する様子を蛍光顕微鏡で観察する。細胞の動態変化と 3D 下での力学量の変化とを対応させることで、3D 下における細胞の機能発現と力学との関係を明らかにすることを試みた。
・実験結果
GFP によって標識した細胞を蛍光顕微鏡で撮影することで、細胞の輪郭を取得した。さらに、3 次元
コラーゲンゲル内を細胞や空洞がくりぬかれたメッシュとして表現することに成功した。加えて、コラーゲン繊維の変位情報を元に、コラーゲンゲル中に生じた３次元変位情報をプロットすることに成功した。変位情報から有限要素解析によって３次元歪分布情報の算出し、さらに、バルクのコラーゲンの弾性率と組み合わせることで、細胞が出す力の分布と歪エネルギーの分布を算出することに成功した。
・考察
細胞が基質に与える応力ならびに歪エネルギーを評価することに成功した。細胞の３次元形状と応力分布を照らし合わせたところ、細胞の形状が突出している箇所に特に大きな歪エネルギーが生じていることが明らかとなった。一方、細胞の形状でくぼみが生じている箇所では、歪エネルギーはそれほど大きくなかった。力やエネルギーに関しての分子機構を考えると、細胞骨格タンパク質の貢献が大きいと考えられる。細胞の形状・力(エネルギー)・細胞骨格の空間分布、今後、これらの対応関係を調べていく。

― 269 ―

2.0

Error Bar = S.D.

strain energy（nJ)

1.8
1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

図

2D (N=2)

3D (N=3)2 次元と 3 次元培養環境での細胞が発する歪エネルギーの違い

蛍光標識コラーゲンゲル上(2 次元; 2D)もしくはゲル中(3 次元; 3D)に細胞を培養し、細胞の力を無くす
薬剤を投与した。試薬投与前後においてコラーゲン繊維の変形を撮影し、画像相関法によって繊維の変位分布を解析した。さらに、変位分布から歪分布を解析し、コラーゲンの物性値を組み入れることで、応力と歪エネルギーを解析した。2 次元環境と 3 次元環境で培養された細胞を比較した場合、2 次元上で培養された細胞の方が歪エネルギーを多く出す傾向がみられている。

－現れてきた問題点と今後の展望－
現時点では、コラーゲンゲルの局所変位から応力分布と歪エネルギーを得ることに成功している。ただし得られた数値の妥当性については、検証が必要である。そこで、現在、磁力を用いた局所応力印加とそれによる歪との対応をみることで、解析の妥当性を検証する予定である。
・研究成果報告－論文投稿－①Modulation of extracellular conditions prevents the multilayering of the simple epithelium.
Mizutani T, Takeda K, Haga H, Todo M, Kawabata K., Histochemistry and Cell Biology, (in press).
－発表－
①水谷

武臣:

「細胞の力学コミュニケーション」
大阪府立母子保健総合医療センター研究所、１１月６日

２０１３年

・研究組織
水谷

武臣

北大・先端生命

助教

田中

良昌

北大・先端生命

修士２年

東藤

貢

九州大学応用力学研究所

代表者
研究協力者
准教授

所内世話人

― 270 ―

25 ME-11
電磁波遮蔽材料の創製とその評価法の確立
信州大学繊維学部
機能機械学課程   倪 慶清
九州大学応用力学研究所
汪 文学
１．目的
カーボン繊維強化ポリマー（CFRP）をはじめとする軽量・高強度複合材料は，飛躍的に産業用途へ展開されている．一例として，CFRP を主翼や胴体にまで利用拡大し，複合材
料が構造重量の 50%を占めることになった中型旅客機 B787 が挙げられる．また，省エネとエコの観点から，次世代の自動車構造材料にも FRP 複合材料は一部利用されている．複合材料は従来の金属や高分子材料を単純に置換するものではなく，微視的な構成素材から構造までの種々の階層での「複合化」「機能化」「知能化」を集結できる新しい材料・構造であり，その材料用途の可能性は今後も広く深まっていくものと予想される．現在のフロンティアとして，スマートコンポジット，グリーンコンポジット，ナノコンポジットなどの分野での研究が展開されている．
一方，軽量・超高強度複合材料の航空，自動車分野への応用や IT 技術の発展による情報量の増大に伴う高速通信の普及につれて，電磁波がますます重要視されている．高速通信を実現するために，マイクロ波帯域からミリ波帯域への高い周波数の利用が望まれている．
これらの応用にあたり，部品ごとに応じて電磁波の遮蔽と透過がそれぞれ要求され，機器の誤作動や人体への影響が懸念される．そこで，広範囲の周波数領域にわたる電磁波の遮蔽や抑制は必要不可欠であり，今後も益々重要視される．本研究では高性能の電磁波遮蔽
材料・構造を開発するとともに，電磁波遮蔽性能の評価方法を確立することを目的とする．
２．実験手法◆試料作製  CFRP はプリプレグ(グラノックプリプレグ，E6026C-12S)を用い，エポキシ樹脂を含浸させた炭素繊維により構成される．グラノックプリプレグに用いられる炭素繊
維はピッチ系であり，高い弾性率を持ち，軽量および高剛性という特徴を有している．Cu
メッシュは，200，100 および 50 メッシュ(1 inch 間のメッシュの数)の 3 種類を用いた．
また，プリプレグの繊維配向を同一方向で Cu メッシュを挟んで積層したものおよび繊維配向を 90°変化させて Cu メッシュを挟んで積層したものを各メッシュの粗さで作製した．
作製した試料は，CFRP で 200 メッシュの Cu メッシュを挟んだものをそれぞれ，Cu200 0/0
および Cu200 0/90 とし，200 メッシュの Cu メッシュで CFRP を挟んだものを CFRP 200 とする．同様に 100 メッシュおよび 50 メッシュもそれぞれ，Cu100 0/0，Cu100 0/90，CFRP 100，
Cu50 0/0，Cu50 0/90 および CFRP 50 とする．
◆電磁波遮蔽の評価 試料の電磁波遮蔽特性を評価するために電磁は遮蔽効果 (SE，Shielding Effectiveness)を測定した．SE は材料に入射する電磁波および伝送後の電磁波の比率で表される．
本測定装置の概略図を Fig.1 に示す．測定周波数は0.5-18 GHz である．また，電波遮蔽特性は材料の導電性，誘電特性と強い相関があると考えられ，作成した材料の導電性，誘電特性の測定も行った．各試料の比誘電率，比透磁率および誘電正接の測定は，上― 271 ―

Fig.1 The schematic of an EMI
shielding measurement system.

記の同軸管に治具を取り付けることによって測定した．また，誘電正接は式(1)から求めた．
(1)
３．結果および考察◆Cu200 における実験結果  Fig.2 にCu200 における EMI SE の測定結果を示す．Fig.2 より，繊維配向を 90°変化させた場合，変化させなかった場合より，10dB 程度 EMI SE の値が高くなっていることがわかる．また，CFRP200 は右肩下がりに変化しているにもかかわらず，Cu200 0/0 および

Fig.2

EMI SE for Cu100

Cu200 0/90 は右肩上がりで変化していることがわかる．
 Fig.3(a)に Cu200 0/0 および Cu200 0/90 の Fig.3(b)に比透磁率(μr’および μr”)および Fig.3(c)にそれぞれの誘電正接(tanδ)を示す．この結果から，繊維配向を変えても同じ電気的性質が得られ，Cu200 0/90 はより良い EMI SE を有する材料であることがわかる．

Fig.3(a) Relative permeability of Cu200        Fig.3(b) Dielectric tangent of Cu200◆全体における考察  本研究ではメッシュの粗さにおける EMI SE の変化は少なく，繊維配向は 90°変化させた場合の方が高い EMI SE 値をとることが分かった．これは，メッシュが粗くなるにつれて接着性がよくなり，繊維配向を変化させることで Cu メッシュの隙間を抜けてきた電磁波も遮蔽できたと考えられる．
４．まとめ CFRP/Cu メッシュ複合材料における周波数の変化による電磁波遮蔽挙動を示すことができた．0.5 GHz～18 GHz の周波数域において，どの粗さの複合材料も平均的な EMI SE 値を示し，CFRP で Cu を挟んだ場合は高周波の方が高く，Cu で CFRP を挟んだ場合は低周波の方が高くなることが分かった．また，CFRP の繊維配向を 90°変化させると EMI SE 値も大きくなり，透磁率および誘電正接に影響しないことが分かった．
５．研究組織研究組織 １．信州大学繊維学部機能機械学科 倪 慶清（研究代表者）
２．九州大学応用力学研究所    汪 文学― 272 ―

25 ME-12

ワイドギャップ半導体結晶の結晶欠陥と電子物性との関連に関する研究
佐賀大学大学院工学研究科 嘉数 誠
1.

目的
ダイヤモンド等のワイドギャップ半導体は、絶縁破壊電界が高く、大面積ウエファー（基板）と p 型やｎ型伝導が可能になれば、Si を越える、最も高効率で大電力のパワーデバイスが実現し、電力ネット
ワークを格段に高効率化できる。
本研究では、ダイヤモンド等のワイドギャップ半導体結晶で、電子物性と結晶欠陥との関連性を明らかにすることを目標とし、今年度は結晶欠陥の導入メカニズムを明らかにするためにシンクロトロン光を用いた X 線トポグラフィー観察を行った。
これまで Tamasaku らは HPHT 成長 IIa タイプ単結晶試料で、Kato らは CVD 成長単結晶試料の報告を行っている[1,2]。
2. 実験方法
観察したダイヤモンドの試料は高圧高温(HPHT)法により成長した高純度タイプⅡa 単結晶(不純物<0.1 ppm. 5.4×5.3×0.7 mm3 (001)面方位)（HPHT 単結晶）および CVD で成長した(001)面方位の単結晶（CVD 単結晶）である。HPHT 単結晶の中には、(001)成長セクターに、ほとんど結晶欠陥の見られないものが得られているが[3]、本研究ではこのセクター内に結晶欠陥が観察される結晶を用いた。X 線ト
ポグラフィー観察は九州シンクロトロン光研究センター(SAGA-LS)のビームライン BL09A で行った。本研究では、透過配置で、X 線エネルギー14.6 keV（波長 0.85 Å）で、 [±2±20]の等価の 4 つの回折面で観察を行った。単色 X 線による透過配置での X 線トポグラフィー観察装置を図 1 に示す。

3. 実験結果
図 2 は HPHT 単結晶の[-220]回折の X 線トポグラフィー像である。各々独立した転位を観察することができる。転位密度は～100 cm-2 であり、ダイヤモンドとして大変低い水準にある。また、図３は転位の拡大写真であるが、X 線入射面から X 線出射側に向けて、転位は干渉縞（フリンジ）が観察された。
このフリンジは均一性の高い結晶中を X 線が多重反射して起こる現象である。また、[220]等価の 4 つの回折面の X 線トポグラフィー像を比較し、バーガーズベクトル b と g ベクトルで b・g=0 のとき像が消滅する原理を用いると、転位のバーガーズベクトルは b=a/2<110>、b=a/2<-110>、

b=a/2<1-10>、

b=a/2<-1-10>の 4 種類に分類できた。
さらにバーガーズベクトル b と転位
線の方向 t の関係を用い、観察された転位は全て刃状転位と同定した。

― 273 ―

図４に CVD 単結晶の [-220]回折の白色 X 線トポグラフ
ィー像を示す。測定した試料には転位欠陥が観察された。
転位は束のようになっており、鳥の足跡のように見える。
これは CVD 単結晶の転位の特徴である。この転位は CVD
成長の際に基板結晶と成長結晶の界面の歪により発生したと思われる。これらの転位を消滅則を用いて解析した
結果、転位は主に混合転位とわかった。

図４： CVD ダイヤモンド単結晶の X 線
トポグラフィー像（白色 X 線、反射配置）

4. 結論と今後の課題
次世代のパワー半導体として注目される高純度タイプⅡa の HPHT 合成ダイヤモンド単結晶および CVD
ダイヤモンド単結晶をシンクロトロン放射光を用いて X 線トポグラフィー観察した。HPHT 合成結晶では転位が刃状転位と同定した。また CVD 単結晶では混合転位と同定した。この違いは、HPHT と CVD の成長
様式の違いによると思われる。今後、九州大学応用力学研究所の他の結晶評価装置による評価と合わせて、多面的に結晶成長機構、欠陥生成機構を解明し、デバイス特性との関連性を明らかにしていく予定である。

謝辞 本研究で援助、議論いただいた九州大学応用力学研究所、柿本浩一先生、寒川義裕先生に感謝いたします。また測定および貴重なコメントを頂いた九州シンクトロン光研究センターの川戸清爾博士、
石地耕太朗博士に感謝申し上げます。

参考論文[1] K. Tamasaku, et al., J.Phys D38, A61 (2005).
[2] Y. Kato, et al., Japanese Journal of Applied Physics 51, 090103 (2012).
[3] H. Sumiya, et al., Japanese Journal of Applied Physics 51, 090102 (2012).

― 274 ―

25 ME-13
25ME-13 人工関節置換術を施施した股関関節に及ぼす
す骨リモデ
デリングの
影響
響に関する研究横浜市立大学横学医学部 稲葉
稲

裕

１．諸 言
古典的
的なバイオメカニクス理論
論では，18000 年代にすででに，骨梁構造
造と主応力のの分布状態の関係性が論じられれており，Voon Meyer と CulmannCは， 大腿骨断面のの主応力分布布状態を Fig.11(a)のように描いている．このの結果に触発された Wolfff はさらに理論論を発展させせて，負荷状態が変化する
ると，その荷荷重の影響を最小ととするように骨梁構造が変変化するといいう，世界で初めて骨のリ
リモデリング
グを力学的に説明した
いわゆるる Wolff’s Law
w を提案した
た．このようににバイオメカカニクスの分野
野において，骨梁構造と主応力分
布の間にには，密接な関関係性がある
ることが示唆
唆されてきた．しかし，3 次元的に複雑
次雑な構造を有有する大腿骨に対しして，計算力学的手法を用用いてその妥妥当性を示した研究は少なない．さらにに，人工股関節置換術を行った
た後には，主主応力分布状態
態は大幅に変変化することが予想される
るが，人工関関節置換後の主応力分
布状態にについては，詳詳細に調べらられてはいな
ない．そこで，本研究ではは，CT 画像よより大腿骨モデルを構築し，適適当な境界条件のもとで応応力解析を行行い，主応力分布状態につついて調べたた．次いで，全人工股関節置換
換術（THA）と表面置換型
型人工股関節節置換術（HRRA）を施した
たモデルを構構築し，同じ境界条件で応力解解析を行い，主応力分布にについて比較
較検討した．さらに，ひずずみエネルギギー密度を制御パラメータとしした骨リモデデリングモデルルを導入したた解析を行い，骨リモデリ
リングが主応応力分布状態に及ぼす影響につついて検討した．

(b) Wolfff, 1869
M
& Culmann, 1867(a) von Meyer
Fig.1 Principal stre
ess projectio
ons on femur by classical theories.
２．解析
析方法
５４歳
歳の男性患者の下肢 CT 画像より，
画
Mecchanical Findeer 6.1 を用いてて３次元大腿
腿骨モデルを構築した．
ヤング率率分布は，Keeyak の方法をを用いて，CT
T 画像上の HU
H 値を骨密度度に変換し， 骨密度からヤング率を推定しした．Fig.2 に境界条件をに示す．荷重条条件として，骨頭に作用すする分布荷重重と筋力を，Heller らのモデル
ルを参考にして決定した．筋力の作用 状態についてては，Heller らのモデルよ
よりも，より現実的な分布状態態を仮定している．また，拘束条件ととして，膝関節節顆部面の一
一部を完全拘拘束した．
腿骨モデルに
次に，作成した大腿に，表面置換換型人工股関節節置換術（H
Hip Resurfacinng Arthroplassty; HRA）と全置換
換型人工股関節節置換術（T
Total Hip Arthhroplasty; TH
HA）を施し，Fig.3 に示すすモデルをそれぞれ作成した．HRA モデル
ルでは，カップ
プと骨頭の間間に骨セメントを挿入してており，Co-C
Cr-Mo 合金製
製のカップ
と骨セメ
メント間，および骨セメン
ントと骨間ははそれぞれ接触
触条件を適用用している． 一方，THA モデルでは，ステ
テムは Ti-6Al--4V 合金製ととし，HA コーーティングがが施してある部
部分は，接着着状態を仮定定し，コー
ティング
グがない先端端部分は，接触
触条件を適用用した．また，骨頭ボール
ルはアルミナナセラミックスを仮定している
る．コバルトククロム合金，チタン合金 ，アルミナ，骨セメントのヤング率はは，それぞれれ 230 GPa,
114 GPa, 370 GPa, 2.665 GPa とした
た．
HRA や THA と骨骨リモデリングの関係性をを調べるためめに，月僧によより提案されれたひずみエネルギーパラメータと密度（SEED）を制御パとする骨リモモデリングモデルを用いてて解析を行っった．骨のヤング率分，高 SED布は各要要素の SED 値に基づいて
値変化し，低 SSED ではヤン
ング率の減少少（骨密度の低低下に対応）― 275 ―

ではヤン
ング率の増加（骨密度の増増加に対応） が生じる．各モデルの骨
骨リモデリン
ング解析は，ヤング率の分布状状態が定常状態に達するままで行った．

ndary conditions
Fig.2 Boun

Fig.3 Femoral modelsmwith immplants

３．結果
果と考察
大腿骨
骨モデルにおける断面でのの主応力分布布と Von Meyeer と Wolff の主応力線図，の，および実際
際の大腿骨の X 線図
図および骨梁
梁構造をまとめ
めて Fig.4 に 示す．左上のの解析結果は，引張り応力でである最大主主応力（青表示）とと圧縮応力である最小主応
応力（赤表示示）を示したもものであり，von Meyer や Wolff が提
提案した主
応力分布
布状態に類似している．下
下図に示したた実際の骨梁構造と主応力力分布もよいい一致を示しており，骨梁構造
造が主応力と良い対応を示示し，骨梁のの形成がマクロ的（あるいいは連続体力力学的）には主応力に対応してて形成されることを示唆ししている．
Fig.5 にに大腿骨モデデル，HRA モデル，THA
モ
A モデルにおおける主応力分分布状態（青青が最大主応応力，赤が最小主応応力）を示す．HRA モデル
ルでは骨頭がが保存されてているために，力学的にはは大腿骨モデデルと類似の主応力
力分布を示すす．しかし，骨骨頭は高弾性性率のコバルルトクロム合金
金で覆われてているために変形が拘束され，主応力の低下
下がみられる
る．一方，THA
A モデルではは，骨梁の大部部分が取り除除かれているために，主応力のの分布状態は大腿骨とは全全く異なったたものとなっており，特にに外側では主主応力の高密度化が生じている
る．

n of principal stress distrib
butions and trabeculaetsttructure
Fig. 4, Comparison― 276 ―

HRA モモデルと THA
A モデルでのの骨リモデリ ング解析の結結果を，Fig.6
6 と Fig.7 にそそれぞれ示すす．骨リモ
デリング
グによりヤング率の低下（すなわち骨骨密度の低下下）が生じた結結果，主応力力の分布密度が低下している．HRA モデル
ルでは，ステムム周囲およびび大転子部において骨密度度の低下が著
著しい．一方，，THA モデルでもも大転子部において骨密度度が低下してており，外側のの皮質骨におおいても低下下がみられる．THA のデザイン
ンが骨リモデリングに与ええる影響をみみるために，骨頭ボールの骨の直径を 34 m
mm から 48 mm
m に増加
させた L
Large ball モデ
デルと，ステテム長さを 500%程度に減少少させた Shoort stem モデル
ルの２種類をを作成し，骨リモデデリング解析を行った．な
なお，Large bball モデルででは，骨頭ボーール表面におおいて分布荷荷重の作用する範囲
囲がより大きくなっているるのが特徴でである．得られれた結果を Fig.8
Fに示す．部分的に骨
骨密度の低
下がみら
られるが，骨密度が増加ししている部分
分もあり，全全体的に骨リモモデリングのの影響が小さく，骨頭
ボールののサイズアップやショートステムが大大腿骨における生体力学的的環境に対しして好ましいことが予想されるる．なお，骨頭ボールのサ
サイズアップ
プについては，臼蓋側に設設置するカッ
ップやライナーとの関ムについては係もあるるので，容易でではない．シ
ショートステム
は，最近，そのの有効性が注
注目を集めているが，生体力学学的観点からの研究は未だだ少ないのがが現状である．
．

pal stress dis
stributions
Fig.5 Princip
moral, HRA anda THA moddels. distribu
ution.
in feme remodeling on principal
Fig.7 Effect of boneution in THA model.
msttress distribu

Fig.6 Effect ofo bone remoodeling on prrincipal
stress distribution in HRA model.

Fig.8 Effects of bone remoddeling on prin
ncipalss distributioon in large annd short stemm models.
Stres― 277 ―

25 ME-14

25ME-14

薬剤徐放機能を有するバイオセラミックス/ポリマー
複合系多孔体の創製と評価
九州大学大学院歯学研究院

古谷野潔

1. 緒言
大規模な骨欠損では，自家骨を用いて骨再生治療を行うことが多いが，量的制限や健常骨除去後の痛み等の問題が指摘されている．そこで，近年では組織工学に基づいた新しい治療法として，連通多孔質構造を有する骨再生用 scaffold と細胞を組み合わせた再生培養骨の利用が検討されており，
機能性 scaffold の開発が進められている．Scaffold に付与する機能性の中でも，薬剤徐放機能は有効性が期待でき，薬剤の種類を変えることで，様々な効果を生み出すことが可能となる．
そこで本研究では，骨再生用 scaffold への応用を目指し，骨形成促進作用を持つ汎用のコレステ
ロ ー ル 低 減 薬 剤 で あ る statin， お よ び 対 悪 性 腫 瘍 治 療 へ の 応 用 を 意 図 し た 汎 用 抗 悪 性 腫 瘍 剤 のcisplatin をポリマー相に分散させたポリマー/ハイドロキシアパタイト（HA）複合系 scaffold を開発
し，微視構造観察，圧縮試験，薬剤徐放試験による基本的特性の評価を行った．

2. 実験方法
本研究で用いた薬剤は，骨形成促進用薬剤の Fluvastatin Sodium Salt（F601250，Tronto Research
Chemicals Inc.），および抗悪性腫瘍剤の cisplatin（033-20091，Wako Pure Chemical Industries, Ltd.）の２種類である．複合系 scaffold の作製方法は以下の通りである．HA 粉末とポリビニルアルコールの
1:1 混合溶液にポリウレタンスポンジを含浸・乾燥後，1300℃で４時間焼結して HA scaffold を作製した．次に，ポリ乳酸・グリコール酸共重合体（PLGA）またはポリカプロラクトン（PCL）の塩化
メチレン溶液に薬剤を分散させ，HA scaffold を浸漬・乾燥させて statin（cisplatin）含有型 HA/polymer
scaffold を作製した．また，HA scaffold にポリマー層をコーティングした後，蒸留水を用いて薬剤を表面に凝着させた statin（cisplatin）表面凝着型 HA/polymer scaffold も作製した．なお本研究では，
statin（ cisplatin）含有型 HA/PLGA scaffold と HA/PCL scaffold をそれぞれ HLGS-C（HLGC-C）と HCLS-C（HCLC-C），statin（cisplatin）表面凝着型 HA/PLGA scaffold と HA/PCL scaffold をそれぞれ HLGS-A（HLGC-A）と HCLS-A（HCLC-A）と称す．
微視構造観察には，電界放射形走査型電子顕微鏡（FE-SEM）を用いた．圧縮試験は，小型材料試験機を用いて行い，圧縮弾性率，強度，および臨界点までのひずみエネルギー密度を評価した．
薬剤徐放試験は，一定温度 37℃のインキュベーター内で scaffold を 5ml のリン酸緩衝生理食塩水（PBS）に浸して行い，PBS 中の statin 濃度を紫外可視分光光度計により測定した吸光度から算出した．また，FE-SEM を用いて徐放試験前後の scaffold の微視構造の

(a)

(b)

(c)

変化を観察した．

3. 結果および考察
図１に，生体吸収性ポリマーとして PLGA を用いた scaffold の

500m
(d)

20m
(e)

20m
(f)

FE-SEM 画像を示す．図１(a)，(d)より，海綿骨に類似した多孔質構

500m

造が形成されていることが分かる．
また，図 １ (b)， (e)に示 す含有型
scaffold では，ポリマーにより薬剤

Fig.1

20m

20m

FE-SEM micrographs of (a), (b):HLGS-C, (c): HLGS-A,(d), (e): HLGC-C and (f) HLGC-A.

が十分に保持されているのに対し，図１(c)，(f)に示す表面凝着型 scaffold では，ポリマー表面に薬剤が凝着している様子が観察された．なお，全ての scaffold において，図１(a)，(d)と同様の微視構― 279 ―

造が観察された．また，PCL を用いた scaffold についても，図１と同様の微視構造が観察された．
圧縮試験では，生体吸収性ポリマーコーティングを施した scaffold は，コーティングを施していない HA scaffold と比較して，圧縮弾性率，圧縮強度，および臨界点までのひずみエネルギー密度が飛躍的に向上した．なお，薬剤は scaffold の圧縮力学特性にあまり影響をもたらさなかった．
図２に薬剤徐放試験結果を示す．statin および cisplatin いずれを用いた場合においても，生体吸収性ポリマーとして PLGA を用いた scaffold は PCL を用いた scaffold に比べて，薬剤の徐放速度が速いことが分かる．これは，PLGA が PCL よりも分解速度が速いことに起因すると考えられる．また，
表面凝着型は含有型に比べて，薬剤の徐放速度が速いことが分かる．これは，各 scaffold における
図３に，薬剤徐放試験後の FE-SEM 画像を示す．各
scaffold において，ポリマーの分解により保持されていた
statin が徐放されていることが分かる．また，図３(a)，(b)を比較すると，PLGA は PCL よりも分解が進行している
ことが分かる．一方，図３(a)，(c)を比較すると，statinの徐放により，含有型ではクレータ状損傷が生じていのに対し，表面凝着型では表面粗さが増加していることが分かる．

Statin concentration [mg/ml]

薬剤の保持状態に起因すると考えられる．
0.2
0.15
0.1
0.05
0

4. 結言
本研究では，骨再生用 scaffold への応用を目指し，薬scaffold を作製した．ポリマーコーティングにより圧縮力学特性が向上した．また，薬剤の保持形態と分解速度が異なるポリマー相を導入することで，薬剤徐放速度が制
御できることを確認した．

成果発表
1) M. Todo, N. Yamada, T. Arahira, Y. Ayukawa and K.
Koyano,Development

andcharacterization

of

0

0.1

HLGC-C
HCLC-CHLGC-A
HCLC-A

0.05
0

0

5

10
15
Time [days]

20(b) Cisplatin

December 2013, Singapore.

Fig.22) 山田，東藤，荒平，鮎川，古谷野，薬剤徐放機能を有
(a)

20

0.15

function for bone tissue engineering, ICBME2013, 4-7

複合系 scaffold の創製，第 24 回バ

10
15Time [days]

0.2

bioceramic/polymer composite scaffold with drug release

するポリマー・バイオセラミック

5(a) Statin

Cisplatin concentration [mg/ml]

剤 徐 放 機 能 を 有 す る HA/ 生 体 吸 収 性 ポ リ マ ー 複 合 系

HLGS-CHCLS-CHLGS-A
HCLS-A

Drug release curves of HA/polymer
scaffold with statin or cisplatin.

(b)

(c)

イオフロンティア講演会，2013/11/1-2，京都．
3) 東藤，山田，荒平，鮎川，古谷野，薬剤徐放機能を有する骨再生用有機・無機複合系多孔質足場材

20m
Fig.3

20m

20m

FE-SEM micrographs of (a): HLGS-C, (b): HCLS-C, and (c): HLGS-A
after the drug release test.

料の創製と評価，第 13 回日本再生医療学会総会，2014/3/4-6，京都．

― 280 ―

25 ME-15
25ME-15 歯科矯正治療における顎骨の生体力学的環境変化のコンピュータ解析

九州大学大学院歯学研究院 高橋一郎
Introduction

Orthodontic mini-implants are widely used to provide absolute anchorage without affecting teeth
which should not be moved in the treatment plan. A common problem with temporary anchorage
devices is a loss of stability and failure especially during the first 4-5 months after placement.
Aim
This retrospective study aimed to evaluate applied orthodontic mini-implants in order to investigate
possible mechanical factors affecting their survival.
Materials and methods
Twenty-two successful implants and 6 failed implants from selected were included in the study. Eachpatient had two CT images taken; firstly before the placement of the mini-implant and the second withthe mini-implant in place. The first CT image was used to generate geometries of the model and acquirebone properties, while the second CT image was used to define the position of mini-implant. A novel
finite element analysis was applied to mini-implants. The detail of the modeling procedure is shown in
Fig.1.
Results
Some of the important results are shown in Fig.2. A regression analysis showed a significant relationshipbetween mini-implant failure and high levels of tensile and compressive strains. More specifically, thetensile strain in bone at a distance of 0.5 – 1 mm from the mini-implant surface was significantly able todetermine failure and success. The possible parameters that can explain the high values of tensile strain
were the maximum elastic modulus (cortical bone quality) and proximity to adjacent teeth. The
regression analysis showed that the interaction between these two parameters was significant.
Conclusion
Maximum tensile strain is a good indicator of orthodontic mini-implant failure. The effect of root proximity
on failure depends on the quality of cortical bone and in circumstances of close or actual root contact,mini-implant failure is expected only if cortical bone is of low quality.

― 281 ―

Fig.1 Detail of the modeling procedure.

Fig.2 Strain distribution and probability of failure.

― 282 ―

25 ME-16
25ME-16 生体埋入型バイオ燃料電池に関する基礎研究
九州大学産学連携センター
1.

藤野

茂

緒言
近年，グルコースの分解時に放出される電子を利用したバイオ燃料電池が注目を集めており，様々な研究が行われている．バイオ燃料電池は一般的な燃料電池と異なり，糖類を燃料とし，触媒には生体触媒を用いるため，安全かつ循環型社会に相応しい発電デバイスであるといえる．またセパレータを必要としないため構造が単純で小型化しやすい点も魅力である．このような理由から，バイオ燃料電池は生体内埋め込み型電源として人工心臓などの医療デバイスへの利用が検討されている．しかし，現状のバ
イオ燃料電池では発電出力は一般的な燃料電池と比べて非常に小さい．さらに，現在一般的な酵素電極
では耐久性に大きな課題を抱えており，それゆえ発電効率かつ耐久性に優れる高機能な電極材料の作製が必要とされている．
本研究では，広範囲な表面積が得られる連通多孔質構造と，優れた導電特性と比表面積をもつカーボ
ンナノチューブ（CNT）に着目し，メディエータを必要としない電極材料として CNT を分散させた
collagen 多孔体を作製した．FE-SEM による微視構造観察を行い，多孔質構造や CNT の分散状態について検討した．また，基本的なバイオ燃料電池を作製し発電性能を測定し，多孔体の電極としての可能性
について検討した．
2.

実験方法
CNT/collagen 多孔体は凍結乾燥法で作製した．ブタ皮膚製コラーゲン（Type I，日本ハム株式会社）にCNT（MWNT-7，保土谷化学工業）を 2，3，4wt%加え攪拌することで CNT/collagen 溶液を調整した．次に，酵素としてアノードにはグルコースオキシターゼ（Glucose Oxidase，Wako）とカタラーゼ（Catalase,from Bovine Liver，Wako），カソードにはラッカーゼ（Laccase M120，天野エンザイム）をそれぞれ 5mg，10mg と同じ分量で CNT/collagen 溶液に加えた．これをシリコン製の型に注入し凍結乾燥を行い，多孔体を作製した．collagen 多孔体は水溶性のため，架橋を行ったものを別途作製した． 37℃に設定した恒温機内で気化したグルタルアルデヒドを多孔体に 4 時間浸透させることで架橋を行い，架橋反応を停止させるため，グリシンに 24 時間浸積した．グルタルアルデヒドには殺菌効果があるため，多孔体の作製段階では酵素を加えず，架橋後の多孔体に酵素を溶解させた PBS をスポイトで添加し，再び凍結乾燥を行い多孔体に酵素を凝着させた．また，酵素の緩衝液への流出を防ぐために，多孔体の表面をセルロー
スフィルムで覆った．
FE-SEM による多孔体表面の観察を行い，多孔体の微視構造について評価を行った．また，簡単な燃料電池を作製し，発電特性について評価した．緩衝液にはグルコースを 0.05mol/l 溶解した PBS を用い，液温を酵素が活発に活動する 37℃に設定し，電極間電圧に及ぼす CNT 含有量および酵素量の影響を評価した．
3.

結果および考察collagen のみの多孔体の微視構造を Fig.1(a)に，2wt%CNT，3wt%CNT を Fig.1(b)，(c)に示す．2wt%CNTの場合，気孔の構造は collagen 多孔体によく似た性質を持っており，気孔壁の表面の状態も collagen の影響が大きく，collagen の気孔壁の中に CNT が分散している．しかし，3wt%CNT では，CNT の体積含有率の増加による凝集のために，collagen 単体の気孔サイズよりも大きな気孔を形成している．気孔壁の表面には微細な collagen 繊維構造が観察され，CNT を連結することで構造安定性が得られていることが期待できる．

― 283 ―

50μm

50μm

(a) Collagen only.

50μm(b) 2wt% CNT.

(c) 3wt% CNT.

Fig.1 FE-SEM micrographs of distributed CNTs.
発電性能の測定結果を Fig.2 に示す．CNT/collagen 電極は最大で 0.18V 程度の電圧を発生する．また，
酵素量が増加するとグルコースの分解が活発に行われるため，電圧が大きくなる．しかし，時間の経過による電圧降下が著しく，最大電圧付近で 30 分ほどしか電圧が維持できない．collagen 多孔体は水溶性で熱に弱い性質を持つため，電極を緩衝液に浸すと，構造が非常に不安定になる．電極の CNT 同士を繋ぐ collagen が水分を多く含むことで，CNT 同士の接触が弱くなり，電極抵抗が増加したと考えられる．
また，時間の経過と共に徐々に collagen が溶解し，酵素が溶液中に流出するため，電極に含まれる酵素が減少し，電池寿命が短くなったと考えられる．そのため，気孔サイズの小さい 2wt%CNT のほうが，酵素が流出しにくいため電圧維持時間が長い．CNT/collagen 電極は，最大電圧は大きい値を示すものの，測定後の電極は水分を多く含んでゼラチン状となり崩れやすいため，耐久性の面から電極として好まし
くない．そこで collagen 多孔体の水溶性という弱点を補うために架橋を行った．
架橋後に同量の酵素を凝着させた CNT/cross-linked collagen 電極は，セルロースフィルムの作用で多孔体に緩衝液が浸透するまでに時間がかかるため，電圧の急上昇は見られなかった．また，多孔体の作成
後，酵素をスポイトで添加する凝着方法では，酵素は気孔壁に埋め込まれず気孔壁表面に付着するため，
CNT との接触面積が小さく，未架橋の場合に比べて発電量が非常に小さい．また，酵素を含む PBS を多孔体の吸収性によって浸透させるため，全ての酵素を多孔体の中心まで均等に拡散することが難しく，多孔体表面に偏ったこともひとつの要因と考えられる．また，CNT 含有率が大きいほうが電極自体の電気抵抗率が小さいため，発電量が大きい．最大電圧は 3wt%CNT/10mg で 0.10V 程度と CNT/collagen 電極の半分程度であるが，寿命が長く，0.08-0.10V 程度の電圧を 48 時間以上維持した個体も確認された．
結言

Cell Voltage/mV

200

200

2wt%_5mg
2wt%_10mg
3wt%_5mg
3wt%_10mg

150

Cell Voltage/mV

4.

100
50

2wt%_5mg
2wt%_10mg
3wt%_5mg
3wt%_10mg

150
100
50
0

0
0

20

40

Time/min

60

0

80

20

40

Time/min6080(a) CNT/collagen electrodes.
(b) CNT/cross-linked collagen electrodes.
Fig.2 Effects of the enzyme and CNT contents on the voltage.
本研究では，酵素と CNT を分散させた collagen 多孔体を作製し，それらを電極として用いたバイオ燃料電池の基本的発電特性を評価した．未架橋の CNT/collagen 多孔体は大きな電圧が確認されたものの，構造的に非常に不安定であり，燃料電池用電極としては問題があった．一方，CNT/cross-linked collagen
多孔体は，発電量は小さいが構造的に安定であり電池寿命も長い．酵素量や配分を改善することで発電量の向上が期待される．

― 284 ―

25 ME-17
25ME-17 数値損傷力学を用いた人工股関節置換股の骨折解析
九州大学大学院医学研究院 中島康晴
1. 緒 言人工股関節全置換術（THA）は，末期状態の変形性股関節症に対する最終的な治療法として広く行われている．
THA を施すことで，鋭い痛みや過度の変形で歩行もままならなかった状態が大幅に改善され，軽度の運動も可能となる．一方，骨頭壊死等骨頭の一部に患部が限定される場合や，比較的若年層の変形性股関節症の場合は，骨温存型である表面置換型人工股関節置換術（RHA）が施術されることもある．しかし，THA や RHA 後に転倒等により過度の負荷が股関節に作用した場合，まれに骨折が生じることが知られている．この原因としては，高剛性の金属製インプラントと骨の力学的不適合性による応力・ひずみ集中，および骨粗鬆症等による骨密度低下による骨強度の低下等が考えられるが，そのメカニズムは未だ不明な点が多い．
本研究では，CT 画像を用いた大腿骨の数値モデル化，CT 値による骨密度およびヤング率分布の推定，応力基
準とひずみ基準による骨損傷モデルの導入と有限要素法を組み合わせて THA と RHA の転倒状態での応力解析を行い，骨折のメカニズムを明らかにすることを目的とした．
2. 数値解析方法
医療機関より提供を受けた 54 歳男性患者の CT 画像データより，Mechanical Finder（RCCM 社）を用いて大腿骨モデルを構築した．このとき，Keyak のモデルを用いて CT 値より骨密度，ヤング率，圧縮降伏強度を推定した(3)．次に，大腿骨骨頭部に対してコンピュータ上で骨切りを行い，全置換型人工関節と表面置換型人工関節の
CAD データと組み合わせて THA と RHA モデルをそれぞれ構築した．大腿骨，THA，RHA モデルをそれぞれ Fig.1に示す．境界条件としては，転倒時に大転子部に荷重がかかること想定し，Fig.2 に示すように大転子部に直接10kN の荷重を作用させた．また，THA，RHA モデルともに Fig.2 に示すようにカップ表面と大腿骨遠位部（膝関節部）の表面を完全に固定した．損傷モデルとしては，各要素の応力またはひずみが臨界値に達すると，その要素の剛性がゼロとなるモデルを採用した．引張り損傷については，最大主応力を評価基準として用いており，
圧縮降伏強度の 0.8 倍を臨界値として設定した．一方，圧縮損傷については，最小主ひずみを評価基準とし，3000
を臨界値として設定した．

Fig.1 Femoral, THA and RHA models.

Fig.2 Boundary conditions.

3. 結果と考察
Fig.3 に荷重レベルが 5kN での最大主応力分布図と最小主ひずみ分布図を示す．RHA の場合，最大主応力は主に骨頭部に生じており，特にカップ・エッジと骨との界面部で生じていることがわかる．また，THA では，荷重を作用させた大転子部と骨幹の小転子下方に最大主応力は集中している．一方，最小主ひずみについては，RHA では主に，大転子部，ステム端周辺部，カップ・エッジ周辺部で集中している．また，THA の場合は，大転子部に主に集中していることがわかる．
Fig.4 に損傷解析結果を示す．
RHA では損傷発生は主に骨頭内部と大転子部に集中していることがわかる．
また，骨頭内部の小転子側では主に圧縮損傷が支配的であるのに対し，大転子側では引張り損傷が生じている．この引張り損傷については Fig.3(a)に示した最大主応力分布に対応している．特に，微視損傷はカップ・エッジと骨との界面部（頚部）に集中している．また，大転子部では主に圧縮損傷が生じており負荷形態に対応している．さ― 285 ―

らに，ステム先端や周辺部にも損傷が集中していることがわかる．これらの結果より，RHA では，頚部骨折や大転子部骨折の危険性が示唆された．また，ステムのルースニングも予想される．一方，THA については，引張り
損傷，圧縮損傷ともに大転子部に集中しており，大転子骨折の危険性が予測される結果となった．

(a) Maximum principal stress(b) Minimum principal stressFig.3 Distribution patterns of max principal stress and min principal strain.

Fig.5 に破壊荷重を比較した図を示す．ここで破壊荷重とは微視損傷の蓄積により骨が形状を維持できなくなった状態を判定して評価した荷重値であり，体重に対する比として表している．また，階段昇降での立位状態を想定して，骨頭に対して鉛直下方に 10kN の荷重を負荷させた場合の結果も示してある．この結果より，立位を想定した場合よりも転倒を想定した場合の方が，明らかに骨折の危険性が高いことがわかる．また，立位では骨のみの状態よりTHA や RHA の方が骨折の危険性が低く，さらにRHA の方がTHA より骨折し易い結果となっている．
一方，転倒を模擬した状態では，骨のみより THA や RHA の方が骨折の危険性が高く，また THA の方が RHA より骨折の危険性が高い結果となった．

Fig.4 Damage formation in THA and RHA.

Fig.5 Comparison of fracture loading.

4. まとめ（1）表面置換型人工股関節では，微視損傷は骨頭頚部に集中しており，頚部骨折の可能性が示唆された．また，
大転子部に負荷が作用する場合は大転子部骨折も予測される結果となった．
（2）全置換型人工股関節では，微視損傷は主に大転子部に集中しており，大転子部の骨折が示唆される結果となった．
（3）CT 画像を用いて骨密度分布をヤング率分布に反映させた骨モデルを構築し，損傷モデルを導入した有限要素解析を行うことで，人工関節置換股に対して過度の負荷が作用する場合の骨折の危険性とそのメカニズムを評価することが可能であることが示された．

― 286 ―

25 ME-18

25ME-18 生体材料と間葉系幹細胞のハイブリッド化による骨再生研究
大阪大学未来医療センター

名井

陽

１．緒言
骨肉腫のような悪性腫瘍を除去した場合，大規模な骨欠損部が生じるため骨再生治療が必要となる．通常は，腰骨等の自家骨が使われることが多いが，量的な制限，骨を採取した部位の痛み等の問題がある．そこ
で，生体活性セラミックス製の人工骨が使用されるようになってきているが，生体骨に比べると骨形成能に劣ることが問題となっている．そこで，人工材料を足場材料（scaffold）とし細胞と組み合わせて培養再生骨組織を作る組織工学的手法を用いた新しい治療法が検討されている．骨は主に炭酸アパタイトと I 型コラー
ゲンの複合材料であるために，scaffold としては，リン酸カルシウム系セラミックスとコラーゲンあるいは生体吸収性合成ポリマーとの複合材料が検討されている．しかし，高機能性 scaffold の開発や細胞とのハイブリッド化，培養骨組織の形成技術の確立等課題は多く，いまだ研究段階にあるのが現状である．
本研究では，リン酸カルシウム系-TCP と I 型コラーゲンを 2 種類の方法で複合化し，多孔質構造と基本的な圧縮力学特性を比較した．さらにラット間葉系幹細胞を各 scaffold に播種し，最長 28 日間培養して，圧縮弾性率，細胞数，ALP 活性，骨分化マーカ等の変化を調べ，骨再生用 scaffold としての有用性を検討した．
２．実験方法間葉系幹細胞を培養するための scaffold として，連通多孔質構造を有する材料を 2 種類作製した．用いた原料は，-TCP 粉末（太平化学産業）とブタ皮膚由来 I 型コラーゲン溶液（日本ハム）である．2 種類の-TCPとコラーゲンの複合系多孔体は，-TCP 粒子をコラーゲンマトリックス中に分散させた多孔体と，焼成した-TCP 多孔質骨格構造内にコラーゲン多孔体を導入した 2 相系の多孔体である．-TCP 粒子分散コラーゲン（以下，分散型と呼ぶ）は，コラーゲン水溶液に-TCP 粉末を分散させ，-80℃で予備凍結後，-50℃で凍結乾燥を行うことで作製した．一方，-TCP/コラーゲン 2 相型（以下，2 相型と呼ぶ）は，テンプレート法を用いて-TCP の連通多孔体を焼成後，コラーゲン溶液に浸漬して凍結乾燥により作製した．多孔質構造と複合構造の評価のために，FE-SEM を用いた微視構造観察を行った．次に，作製した scaffold にラット間葉系幹細胞（rMSC, KE-400）を 1.0×105cells/scaffold となるように播種し，インキュベータ内で 1 時間静置させた
後，増殖用培地（α-MEM，10%FBS，1% penicillin-streptomycin）を添加し，1 日間前培養を行った．翌日，
骨芽細胞分化サプリメントを増殖用培地に添加した分化誘導培地と交換し，培養を開始した．一定期間ごとに試料を採取し，細胞数，ALP 活性，骨分化マーカの測定，および FE-SEM による表面観察を行った．
３．結果と考察
多孔質構造と表面形態の FE-SEM 画像を図 1 に示す．図 1(a)に示すように，分散型は良好な連通多孔質構造を形成しており，-TCP 微粒子がコラーゲンマトリックス中に密に分散していることがわかる．一方，図1(b)に示すように，2 相型では，-TCP の骨格構造内にコラーゲンの多孔質構造が形成されている．また，多孔質構造を形成する-TCP の柱構造は，小図に示すように，-TCP 粒子の結合体として構築されており，粒子間の空隙にはコラーゲンが充填されていることがわかる．

(a) -TCP filled collagen(b) -TCP/collagen 2-phase
Fig.1 FE-SEM images of porous microstructure and surface morphology.
scaffold 内での rMSC の培養に伴う圧縮弾性率の変化を図 2 に示す．図 2(b)は，2 種類の複合系 scaffold の細胞を播種した場合と未播種のまま培地に浸漬した場合の圧縮弾性率の変化率を示している．ここで，変化率は，培養開始（あるいは培地浸漬）直後の弾性率を基準としている．図 2(a)より，2 相型の弾性率は，分散型（初期弾性率は約 9 kPa）よりもはるかに大きく 20 倍程度の違いがある．2 相型は，焼成した-TCP の骨格構造が圧縮変形に抵抗するのに対し，分散型では，-TCP 粒子による強化効果があるものの，コラーゲ
ンがマトリックスであるために，弾性率の差は大きくなっている．図 2(b)より，分散型では，rMSC の培養により弾性率が大きく増加する．細胞を播種しない scaffold のみの場合も弾性率は増加する傾向にあるが，この原因としては，培地が多孔質構造内に充填されることによる硬化効果によると思われるが，その詳細は明らかではない．一方，2 相型では，細胞が未播種の場合は弾性率の変化は小さい．細胞を播種すると 14 日
― 287 ―

目までは弾性率は減少する傾向にあるが，この原因として，rMSC の存在が-TCP 骨格の分解を促進している可能性が考えられる．しかし，14 日目以降，rMSC の増殖，分化とそれに伴う細胞外基質の形成（主に，I型コラーゲンと炭酸アパタイトの形成）により，構造が強化され，弾性率は上昇する．なお，2 相型の圧縮強度は，培養 7 日目で少し減少した後，28 日目まで増加する傾向を示しており，細胞外基質の形成が強度の上昇に大きく寄与していることが示唆された．

(a) Compressive modulus(b) Rate of change

Fig.2 Variation of compressive modulus and rate of change.
細胞数，ALP 活性およびオステオカルシンの変化を図 3 に示す．ここで，ALP 活性は，リン酸エステル化合物を分解する酵素であり，骨芽細胞において活発に分泌される．また，オステオカルシンは，非コラーゲン性タンパク質であり，骨芽細胞において活発に生成される．図 3(a)より，細胞数は，14 日目以降に逆転し，2 相型の方が優れた増殖挙動を示しているが，これは，2 相構造のために細胞増殖のための足場がより広い面積で確保されているためだと考えられる．一方，ALP 活性は，28 日目を除いて終始分散型の方が高い．また，
オステオカルシンについても分散型の方が高く，その差は大きい．分散型には，未焼成の-TCP 粒子が多く含まれており，-TCP はカルシウムイオンとリン酸イオンに分解する．これらのイオンは，rMSC の骨芽細胞への分化を促進すると共に，細胞外基質の形成をも促進することが考えらえる．一方，2 相型の焼成した
-TCP では，イオン分解が抑制されており，rMSC の活性化の度合いが小さいことが考えられる．
以上の結果より，-TCP/コラーゲン 2 相型は，-TCP 粒子分散コラーゲンよりも高い圧縮弾性率を示しており，移植後の周辺部の骨組織との力学的適合性という観点からは，分散型よりも優れていることが考えられる．一方，rMSC の骨芽細胞への分化とそれに伴う細胞外基質の形成に関しては，分散型の方が優れていることが分かった．

(a) Cell viability(b) ALP activity
Fig.3 Variations of cell viability, ALP activity and osteocalcin.

― 288 ―(c) Osteocalcin

25 ME-19
25ME-19

3 次元膝関節モデルを用いた人工膝関節の力学的応答性評価
愛媛大学大学院医学系研究科 三浦裕正

1. Introduction
Mobile bearing TKA has been designed to facilitate high conformity at tibiofemoral articulations withoutcompromising the need of natural knee kinematics associated with the range of motion (ROM) and tibial
rotation. Existance of second articulation at insert-tray interfaces has reduced cross-shear at PE insert,
hence decrease wear and delamination and at same time reduce constraint forces at implant-bone interfaces.
However, previous studies reveal the wear damage has taken place at these mobile bearing interfaces. Weardamage at mobile bearing surface was reported as severe as tibiofemoral articular surface in a few recent
investigations. Engh et al. analyzed tibial inserts from TKA revision and found that higher Wear Score wasgained from backside surface of mobile insert. They claimed that appearance of mobile bearing
articulations has generated more visible wear. Work by Kelly et al. addressed comparable outcomes
whereas almost similar total damage scores were achieved by both upper and lower articular surfaces ofmobile insert. Both studies are consistent in suggesting that wear damage at mobile bearing articularinterfaces was attributed by appearance of third body debris trapped between mobile insert and tibial
component of TKA. Therefore, this study attempts to investigate the effect of surface friction at insert-tray
interfaces due to third body debris to the shear stress distribution at post of mobile bearing TKA during
deep bending motion.
2. Method & Analysis
Finite element model of mobile bearing TKA consists of 123468 elements was constructed from 3D
CAD model as shown in Figure 1. The dynamic model was developed in LS-DYNA environment. The
mobile insert was assumed to be elastic-plastic material and the friction coefficients of 0.04, 0.10 and 0.15
were employed to represent normal and mobile bearing interfaces with appearance of wear particles [6,7].
The action of ligaments around the knee was represented by a couple of nonlinear springs which positioned
at anterior and posterior sides of knee joint. The implant was modeled to perform dynamic motion 0° to
135° of flexion angle with 0°, 10° and 15° of tibial rotation and subjected with load of deep squatting whichhave been obtained using 2 dimensional model of human knee in previous research.
3. Results
Figure 2 shows the peak value of maximum shear stress for coefficients of friction of 0.04, 0.10 and 0.15
respectively. It can be noted that the peak value of maximum shear stress increases with increase of tibial
rotation and coefficient of friction. At 10° tibial rotation, peak value of maximum shear stress with 0.04 offriction coefficient is 32 MPa rises to 36.6 MPa with 0.15 of friction coefficient. Similar tendency can beobserved for 15° of tibial rotation where peak value of maximum shear stress rises from 35.3 MPa with
0.04 of friction coefficient to 40.6 MPa with 0.15 of friction coefficient.
Figure 3 depicts the dependence of maximum shear stress on flexion angle from 0° to 135°. It clearlyshows that the maximum shear stress is most sensitive towards tibial rotation with 0.15, followed by 0.10
and 0.04 of friction coefficient.

Figure 1(a)(b)(a) CAD model (b) FE model of mobile bearing TKA― 289 ―

Figure 2

Peak shear stress at the post of tibial insert at 0°, 10° and 15° tibial rotation
with 0.04, 0.10 and 0.15 friction coefficient respectively.

(a)Figure 3

(b)

(c)
(d)
History of maximum shear stress from 0° to 135° of flexion angle for (a) 0.04 (b) 0.10(c) 0.15 of friction coefficient respectively.

4. Discussions & Conclusions
The results show that surface friction at insert-tray articular surfaces give significant effect on the shear
stress state at tibial post during deep bending motion. When the surface friction increases, the frictional
torque increases, which in turn leads to increase of force transmission between implant and bone. During
tibial rotation and post-cam engagement, femoral cam induces torsional and bending moment from thetransmitted force which results in high shear stress at tibial post. High conformity at tibiofemoral articularsurfaces in mobile bearing TKA to lower the contact stress, however, will increase the level of cross-shear
during knee motion. This condition attributes to higher wear damage at articular surface of mobile insert.
Retrieval study by Engh et al. reported that total Wear Score of mobile insert articular surface was greaterthan Wear Score of fixed insert articular surface．.

― 290 ―

25 ME-21
25ME-21
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― 292 ―

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Fig.2 Set-up system(Back view)Fig.3 Set-up system
in wind tunnel(Back view)ĂƕàdÆÝ[wƨĒçƼ§ #4)-'#-'+&¤)2$()-'#-'+&

Fig.4

Fig.1 Coordinate system¹Ź[w==fćƵ[wÜÊƽ?ôƽH8Ʋƽ
I8®ƽJ@dĽúƤñRtj¹ŹėgƤñgÆÝzĿfŵÎ[wn_ôƽÝŃ ƲƽÝŃ ®ƽÝŃ  h±ËgtPfŵÎYxWxuh }Ń& Rtj¢=/ cndpuxweR=ųßh% !,"Rtj=ĘƼh , !*'"cNw

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Z_Ŀ Ŀ fƴ<e¹ŹėgƤñzň¿f[w_pfĻ_fŋćZ_ƢĭēÛzĔ[Apparatus forchanging theaxis of rotation(Back view)

Fig.5

Photo ofthis apparatus(Back view)  RqvƗ³ftw¹Ź¢gºƻĈƍžċƵZ_ęæƵ==hō¢zd
w_pf=g¹ŹėfŀųeŐƅ«ĢĴg £īfRqvzƦpÿ{cO_ZSZō¢TdxbOeS`_
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!0/1"ýŅƓÔƷhĄŦ !,"cNwWdTyS`_
Table.1 Kicked by high school players― 293 ―

Ball speed [m/s]( Range )Corner kick
Free kick
Side change kick

22.4
(18.926.9)
26.0(19.230.0)
24.3(19.727.8)

Ball spin rate [rps]( Range )5.5(3.27.5)
5.1(1.2 9.7 
5.6
 3.1 7.9 Distance[m]( Range )40.3(30.0 49.3)
24.4(24 25.1)
49.3(39.960.6)

Fig.9

Orbital flight of a soccer ball ƚƄęæâµĒg¾hƚŜ !,1"8§E¤EđgĈƍžg
¹ŹèŁĿ.68ƥƍžg¹ŹèŁĿ.7gáśâµcNw9
n_Ŀ8 hƥƍžgśŵâµz / ft`bndp_qg
cNw}TįeOŊžgtO / gśŵâµT
Ɔux_

(a)Orbit by shooting experiment(b)Orbit by calculation
Fig.10 Comparison of orbital flightFig.6 Rotational speedCTimeƑĚřŬSuƑĚZ_=g¶Ś¸ŎftvÐp_ƓǁÌƅdƚƄęægÜÊƽSuÐp_ƓǁÌƅchƃƴg
=Z_ÌƅTƆux_9

(12)

59âê
1)¹Ź[w==f³ywÜÊƽgśŵgŊžºŕfŅðZ_92)¹ŹėgƤñzň¿fZƚƄęæzúPWdTc
U_93)ƑĚřŬcƑĚZ_đgÌƅd8ƚƄęægÜÊƽSuÐ
p_ÌƅhƹĜlmªŭZ_9

Fig.7 Rotational speedCTime

6. ĝĕƥåÒgłúfĆZ,XÖƽzŲUnZ_Ŧ°ưƊŒŉ(ÚŦ­ƽåīű), ŽơïƔŒŉ(ÚŦ)fÄĝŭZn[.

(13)

Fig.8 Aerodynamics characteristics with change of Sp ƚƄęægÌƅáĊdƑĚęægÌƅ¸ŎgƒÀ ƚƄęægÜÊƽSuÐp_ƓǁÌƅz8°ƈcú`_ƑĚęæcƆ_ƓǁÌƅdƒÀZ_9¹ŹƤñT c D
A0/1B8KD A,1BcƑĚZ_đg=g¡¶ŚzĿ fĔ[9 Ŀ  gLf¡¶ŚSuÐp_Ìƅ8MfK  !,1"đgƚƄęæcƆux_ÜÊƽSuÐp_Ìƅg ./3)&4 zĔ[ĉùƞä1)Taketo Mizota, Kouhei Kurogi, Yuji Ohya, Atsushi Okajima,
Takeshi Naruo & Yoshiyuki Kawamura The strange flightbehavior of slowly spinning soccer balls, Nature, Scientific
Reports ,Volume;3, Article number;1871, 2013, DOI; doi ;10.1038/srep01871
2)ǂƺƐ, ƚƄęædŃŪ =¢ftw
==gÜÊƽÁ, ƟŅ 24 ƍžĤČƿƞ, ƛ¯óÙŦÁ3)ÏŻŇĹ, ŮşÞƮ, ƚƄÊƸŮc¹Ź[w==f³ywÜÊƽgśŵ(Ìƅ¸ŎdƑĚęæ), ƟŅ 24ƍžŞÙƿƞ, ƛ¯óÙŦÁ4)ƛŻİÍ, ůŗòƞ, ¹ŹƓǁ[w==gÜƽśŵg½Ƒ(¹ŹėƤñgƠ²dƚƄęæ), ŧ
91 ÈƋƥÉ»Á·ƸŢóÁƙƭû¬·ƿƞĦ, ÚģŦÁG9NdTUƥƍžzq`b6ļŌĜhƛ¯óÙŦÁzŵƍťķ[w7==gÜÊƽÁŷeåÒh­ƵƽÁåÒīg
ŦÊƂŤƚƄftwęæŷeåÒcZ_úQeOĉùƞä fËZ_åÒŅµTŉoħ]_WdzŦUeÇjd
Z_OśŵřŬªĖh6ƃčěŦÁƟŻĮąØġfĶŽ
Z_gc6Āî¹Ź[w==gåÒŅµTŉn
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― 294 ―

25 ME-S1
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― 295 ―

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ÉiƉETĒsmZÔďµŉśŁiÜöUƁeHYMQÔªYSETŻíOg,`QðÌZĢªVMT+smĢŃZŷöŗƋµÒóZÔªcıZĺ¦ŶHeZnyqusmĢŃYSETbŻíOg,
@,9?.:8 9?.=82;8ŷ3œĶŶġ× ĎĘ ŸŰ ø
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A,9?.=8 9@.982:8ŷ3
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×ÄĵŮĂ.ŎĿ ß2ÎąĶµã3čŜğƒĜ.¶ħÀƆ2ÎąĶµ£×3

― 296 ―

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