J. Plasma Fusion Res. Vol.92, No.12 (2016)８６８‐８６９小特集

原型炉に向けてのダイバータの研究開発課題−現状と展望−Issues on Research and Development of Divertor towards DEMO
-Current Status and Prospects-

１．はじめに
1. Introduction
上田良夫
UEDA Yoshio
大阪大学大学院工学研究科（原稿受付：２
０
１
６年１
０月１
６日）

磁場閉じ込め核融合炉におけるダイバータは，炉心から響，等），経済性の視点，他の機器との整合性の視点，等の周辺に排出されたプラズマが，磁力線に沿って輸送された

広い視野から，方式や使用材料の選択が行われなければな

後に集中する場所であり，その最も重要な役割は，核融合

らない．このように，核融合炉ダイバータ開発においては，反応で生じたヘリウムの排気である．ヘリウムの排気の観

炉心プラズマから炉工学までの幅広い分野における研究開点からは，周辺プラズマがダイバータへ集中することは，発を，全体の整合性を取りながら進める必要がある．しかダイバータにおけるヘリウムの圧力の上昇につながり望ましながら，ダイバータの研究開発に携わる研究者が関連すしいが，一方で熱負荷が局所的に集中することで，プラズる様々な物理・工学課題について共通の認識を持ち，効率

マ対向機器の熱除去が困難となる．原型炉において，以下的にダイバータ研究開発を進める体制については，さらにに示すダイバータへの熱負荷低減措置を特に取らなけれ整備を進めなければならないのが現状である．

ば，100 MW/m2 以上の熱負荷がプラズマ対向機器に入射ダイバータ研究開発の重要性については，すでに広く認すると考えられている．一方で，現状の固体プラズマ対向

識され，その研究開発方針についても検討が進められてい材料 で は，10 MW/m2 程 度 が 除 熱 限 界 と 考 え ら れ て おる．「核融合原型炉開発のための技術基盤構築の中核的役

り，炉心から周辺プラズマにおける熱流の大幅な削減は不割を担うチーム（以下，合同コアチーム，と略称）」の報告

可欠である．このために，炉心プラズマや周辺プラズマで書においては，核融合原型炉の開発に必要な技術基盤構築の放射損失の増加と，対向材料への荷電粒子束の低減のた

課題の一つとして明記されている（２０１４年７月及び２０１５年

めの非接触プラズマの形成が重要と考えられている．一１月）．さらに，核融合エネルギーフォーラムでは，文部科方，原型炉環境においては，プラズマ対向機器は高い中性

学省からの依頼「ダイバータ研究開発の戦略的加速の方策

子負荷を受け，熱機械特性が劣化することが懸念されていの検討について」（２０１５年７月２２日）に基づいて，核融合エる．

ネルギーフォーラム ITER・BA 技術推進委員会の下に「ダしたがって，原型炉のダイバータを成立させるために

イバータ研究開発加速戦略方策検討評価ワーキンググルー

は，プラズマから対向機器への熱・粒子負荷を大幅に低減

プ」（以下，ダイバータ WG と略称）を設置し（２０１５年７させる制御法の確立と，運転期間の機器の特性劣化を最小月），ダイバータ研究開発の戦略的加速の方策を検討し，限に抑制し，必要な除熱特性を満たすプラズマ対向機器の報告書をまとめている（２０１５年１２月）．

開発が必要となる．さらにこれらの視点に加えて，安全性

本小特集は，このダイバータ WG 報告書に参考資料としの視点（トリチウム保持量，炉内ダスト発生，等），炉概念て記載された各専門分野の課題と研究方針を，学会誌の記

成立性の視点（炉内トリチウム蓄積の実効的 TBR への影

事としてまとめ直したものである．ダイバータ WG 報告書

Graduate School of Engineering, Osaka University, Suita, OSAKA 565-0871, Japanauthor’s e-mail: yueda@eei.eng.osaka-u.ac.jp

８６８!2016 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion Research

Special Topic Article

1. Introduction

Y. Uedaの根幹となる部分は，合同コアチーム報告書のダイバータ

バータの概念設計に必要となるダイバータプラズマシミュ

に関する内容の評価であるが，そのなかで個々の課題のブ

レーションの現状と今後の研究課題について説明される

レークダウンと原型炉開発への関連性を明確にすることが（３．
２星野）．原型炉ダイバータの設計のためには，信頼性の必要であることを明記しており，その具体的な内容がこの高いシミュレーションコードが必要とされ，その開発課題

参考資料に示されている．したがって，この参考資料はダと研究計画についてまとめられている．４章と５章では，イバータ研究開発に直接的，あるいは間接的に係わるすべ

工学的課題を取り上げている．４章では ITER や原型炉にての研究者の方々に有益な内容を多く含んでいると考えておけるプラズマ対向機器の開発の現状と今後の研究開発課

いる．

題（鈴木）
，５章ではプラズマ対向機器に使用される材料

具体的には，２章で日本の原型炉設計におけるダイバー（５．
１タングステン，長谷川），及び冷却管材料（５．
２銅合タ概念検討の現状と開発課題について説明する（朝倉）．

金・フェライト鋼，濱口・谷川）について，研究の現状とこの内容は，現在，原型炉の主案として考えられているダ

今後の開発課題，特に中性子照射影響研究の重要性についイバータ概念の説明であり，まず知っておくべき内容と思て説明がなされる．最後に，まとめとして，ダイバータWG

う．続いて，３章ではプラズマ対向機器への熱負荷低減に

報告書から，ダイバータ研究開発を加速するための研究体必要である非接触プラズマについて説明される（３．
１大制や研究を加速するための方策などについての提言を示す野）．ここではこれまでの知見をまとめると共に，原型炉（上田）．

開発に向けた実験課題をまとめている．次に，原型炉ダイ

８６９

J. Plasma Fusion Res. Vol.92, No.12 (2016)８
７０‐８７６

小特集 原型炉に向けてのダイバータの研究開発課題 −現状と展望−２．日本における原型炉ダイバータ概念の現状と開発課題
2. Present Status of DEMO Divertor Concept in Japan,
and Issues of the Development
朝 倉 伸 幸，星 野 一 生
ASAKURA Nobuyuki and HOSHINO Kazuo
量子科学技術研究開発機構（原稿受付：２
０
１
６年１
０月１
６日）

日本で検討が開始された 1.5 GW核融合出力のトカマク原型炉（DEMO）における熱排出シナリオとダイバータ設計の物理設計概念の現状について説明するとともに，熱排出シナリオにおける主プラズマおよびダイバータ
設計への要請および加速が必要な優先課題についてまとめる．
Keywords:
DEMO, power exhaust, impurity seeding, divertor, detachment plasma

２．
１ 原型炉設計活動の進展とダイバータ設計の課題

ことによりスクレープオフ層（SOL）
へ排出されたパワー

熱流への対処のため ITER では，不純物ガスを入射する

近年，日本のトカマク原型炉設計は，欧州との共通課題（!#!":100 MW）のうち５０−６０％をダイバータ部で放射損失を中心に幅広いアプローチ活動（Broader Approach）・原させるとともに非接触プラズマを発生させることにより，型炉設計活動（Demo Design Activity）において進められダイバータ板への定常的な熱負荷を冷却設計（10 MWm−2ている［１］．さらに，２０１４年７月にまとめられた「合同コア程度）以下に制御可能であることが示されている［７］．一

チーム（核融合原型炉開発のため技術基盤構築中核的役割

方，上記の原型炉概念では，約 300 MW の熱エネルギーがを担うチーム）」による報告書の「原型炉に求められる基本概念」に従い，２０１５年６月に発足した原型炉設計合同特表１

別チームにおいて， ２１世紀中葉までに確実に実用化のめ

核融合出力 1.5 GW レベル，主半径 8.5 m とした日本の原型炉の主要プラズマパラメータ例［６］．

どを得るため，現在の技術基盤および今後の技術見込を考慮した 修正が検討されている．日本の原型炉概念は以前と同様に定常プラズマ運転をめざしているが，核融合出力
3 GW をめざす設計概念，例えば JAEA（現在 QST）が提案した SlimCS［２‐５］，を修正し，1.5 GW レベルの核融合出力で 主 半 径（""）を 8−9 m と し た 新 た な 原 型 炉 を 想 定
し，国際熱核融合実験炉 ITER の物理・工学設計概念を延長した検討が進められている［６］．この原型炉の設計概念の詳細は省略するが，プラズマパラメータ例を表１に示
す．
原型炉の核燃焼プラズマから排出される熱流とプラズマ粒子の処理を行うダイバータの設計は，核融合炉の実現に向けた最重要課題である．この原型炉概念でも主プラズマから周辺部へ排出される熱流は ITER の３倍であり，さらに定常プラズマ運転を行うためには対向材の損耗を低減する必要があり，プラズマをダイバータ板前面の広い領域で低温化して非接触（デタッチメント）ダイバータとする設計が不可欠である．非接触プラズマ発生機構の理解と制御の課題については２．
３節でふれ，３章で詳しく説明される．
National Institutes for Quantum and Radiological Science and Technology, Rokkasho, AOMORI 039-3212, Japancorresponding author’s e-mail: asakura.nobuyuki@qst.go.jp

８７０!2016 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion Research

Special Topic Article

2. Present Status of DEMO Divertor Concept in Japan, and Issues of the Development

N. Asakura and K. Hoshino

周辺部へ排出されるため，ダイバータの冷却設計を ITER

$1に対する "917を評価した．本検
ラメータ［６］を基に，$347"

程度としても，その８０％程度をダイバータと主プラズマ周

討では，低温から高温プラズマにおいて放射損失率（クー辺部で放射損失させる必要がある．一方，表１に記すよう

リングレート）［１７］が比較的大きいアルゴン（Ar）ガスを入な 高 い プ ラ ズ マ 閉 じ 込 め 性 能（H89y2［８］，HH フ ァ ク

射した場合を示す．評価には，ITER 等の核融合炉設計のター）や不純物による粒子希釈の課題を解決するプラズマ

ために JAEA（QST）で開発され，欧州とベンチマークが開発が必要である．さらに，放射損失パワーはダイバータ行われたシステムコード（TPC）［１８］が使用された．

板および第一壁への熱負荷となるとともに，原型炉では定常運転を目標とする日本の原型炉では，ITER と比較

ITER より大きな中性子およびガンマ線による核発熱が加!
!）するため，プラズマして安全係数を高く設定（%&%#$

わる．したがって，原型炉における熱排出シナリオでは，，小半径を大きく（#7#2.42 m）
電流を低く（!
7#12.3 MA）

ITER 以上のプラズマ性能への要求とダイバータでの熱処

し た 結 果，密 度 限 界 の 指 標 で ある「Greenwald 密 度：

理の物理・工学設計とが矛盾しない指標を設定する必要が"（１０２０ m−3，MA，m）」が 比 較 的 低 く$(. #!
%#77"

ある．

（6.7×1019 m−3）な っ て し ま う．こ の た め，プ ラ ズ マ の本章では，現状の日本のトカマク原型炉設計における熱Greenwald 密度比を高く設定（$1"!
$(. #!
"）しても体積

排出シナリオとプラズマ設計への要請（２．
２節），ダイバー

平 均 密 度 は ITER よ り も２−３割 低 い 値

タの物理検討の進展（２．
３節），さらに原型炉ダイバータ設（%$1&#6.6×１０１９ｍ−3）となる．セパラトリクスにおける密計の優先課題（２．
４節）をまとめる．

度（$917）は %$1&の 1/3−1/2 程19

2.2−3.3×10 m−3

新たな原型炉ではダイバータの工学概念においても，

度

で

あ

る

た

め

となり，ITER よりも低く，ダイバータ「現在の技術基盤と今後の技術見込を考慮し」，ITER ダイでの放射損失の増加やプラズマ温度の低下は厳しくなる．

バータの概念［９，１０］（W モノブロック構造として，ブラン

現状の設計案ではプラズマの上下不安定性を導体シェルにケット設計と同様な加圧水冷却を使用）を基本設計としてより抑制するため，プラズマの非円形度（上下方向の小半

進められている．一方，核融合出力が 1.5 GW レベルの原型

径比：κ95）を ITER よりも若干低い値（κ95=1.65）に設定

炉では，中性子照射フラックスは３倍程度であるが，定常していることが，!
7を制限する一つの要因であ7および #

放電となるためフルーエンスは５０−１００倍に増加する．こる．このため，導体シェルの改良を行い，κ95 を増加した設

うした環境を 考 慮し 検 討 さ れ た 設 計 概 念，お よ び 最大計をめざしている．

10 MWm−2 の熱負荷分布と核発熱を想定した熱除去設計

具 体 的 に Ar ガ ス 入 射 量 の 増 加 に 伴 う 核 融 合 出 力［１１］については第４章で説明される．水素およびヘリウム

35
および "917の変化を図１に示す［１９］．ここ（"2:9365），"84//0プラズマの照射フルーエンスの増加による W 対向材の表で，ヘリウムおよびタ ン グ ス テ ン（W）の 蓄 積 量 は 一 定

面変質（morphology）およびパルス熱負荷による溶融も原$1〜７％，$."$1〜0.001％）と し た．図１（a）に は（$)1"

型炉では ITER 以上に厳しくなるが，現在の研究状況は過κ95=1.65 で設計した結果を示す．燃料希釈に伴い "2:9365

去の関連記事を参照いただきたい［５，１２‐１４］．

は減少し，1.5 GW 以下になるとともに，プラズマの蓄積エ

また，原型炉では核融合反応で生成されたアルファ粒子

ネルギーおよび規格化ベータ値（$+ $#!
$）を維持するた（ヘリウム）の発生量も ITER と比較して増加するが，ダイ35めに高いHHファクターの達成が要請される．"84/も増加/
0

バータはヘリウム灰（不純物）を排気する重要な役割があ$1〜0.8％ では H モードするため "917は大きく減少し，$'8"

る．非接触プラズマを維持した状態で，ヘリウムや不純物

遷移閾値［１５］まで低下する．現在，κ95>1.7 を目指しているイオンが主プラズマへ逆流し燃料希釈しないよう十分な排が，図１（b）にはκ95＝1.75 で設計した結果を示す．プラズ

気性能が得られるダイバータ形状，排気経路と真空ポンプ

マ電流と密度の増加 （!
$1&#7.2×1019 m−3）
7#13.5 MA，%の工学設計も不可欠である．本小特集では省略する．

により "2:9365は 1.5 GW を越え，HH ファクターの要求も

２．
２ 原型炉プラズマの設計と熱排出シナリオ
原型炉における熱排出シナリオでは，主プラズマ（シンクロトロン放射，制動放射および線放射を想定）および
3
5
SOL（線放射を想定）における放射損失パワー（"84/
およ
/
0

,*
び "8）を ITER よりも増加させることが必要であり，ダ/0

イバータ設計への要請に大きく影響する．一方，不純物イ$1）も増加して主プラズマ中の燃料
オン密度の割合（$347"（DT）が 希 釈 さ れ る た め，主 プ ラ ズ マ 周 辺 部 に お け る
3
5
$347"
$1の制御が必要である．さらには，"84/の増加により/0

3
5，"#：ア ル フ ァ ー 加 熱 パ ワ ー，"917（#"#""/00!"84/
/
0

［１５，
１６］に低
"/00：追加熱パワー）が H モード遷移閾値程度

図１

下すると原型炉で期待する高い HH ファクター（1.2−1.3程度）を得ることが難しくなる．ダイバータ設計とシミュ
レーションを行うに当たり，２０１４年に提案された原型炉パ８７１

システムコードによる評価結果：アルゴン密度割合に対す，主プラズマでの放射損失（Pmain，
る核融合出力（Pfusion）
rad ）κ95 ＝ 1.65，（b）
主プラズマからの排出パワー（Psep）．（a）κ95 ＝ 1.75．

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.92, No.12 December 2016(,の増加に伴い #5,3は低下する
1.2−1.3 程度となる．(&4#が，H モード遷移閾値を懸念するには至らない．これらの考察から，核融合出力1.5 GWクラスの原型炉ダイバータ設計にあたり，主プラズマにおける不純物密度と放射損失パ(,
で (&4#
ワーの指標が評価できる．後者の設計（κ95=1.75）.
1を 0.5％ か ら 0.7％ へ と 増 加 し た 場 合，#40*
は増加し
*
+

（150−200 MW），#5,3は減少するが（280−220 MW），対応するダイバータ設計の熱処理パラメータ（#5,3#$3）は33 MW/m から 25 MW/m 程度となり，それぞれ ITER の2−1.6 倍に相当する．
現状の原型炉プラズマ設計では，周辺プラズマ密度がITER よりも低く，温度も高い条件において，周辺および('.
8
ダイバータ部において #4)!#4+"150−210 MW（ITER
*
+
*
+

('
.
8
の３−４倍），つまり ###5,3"70−75％ もの放
#4)
!#4+
$
*
+
*
+

図２ ２
０
１
５年度のダイバータ形状の検討案：内側・外側ダイバー
タのレッグ長（Ldiv）
は両者とも 1.6 m，傾斜角は３
０°
，
２
５°
．

射損失が求められるため，ダイバータの大型化と同時に主プラズマでの不純物イオン（入射ガス，発生したヘリウム
および W の蓄積）による燃料希釈がより顕著になることがら排出されるパワー（#276）と プ ラ ズ マ 粒 子（$276）を 設 定

大きな設計課題である．今後，主プラズマ密度を増加する

し，プラズマ・中性粒子・不純物粒子の輸送計算をそれぞための設計改善，つまり，Greenwald 密度が高い設計のたれ繰り返し，得られた自己無撞着（self-consistent）な定常

め必要な要素開発およびGreenwald密度より高いプラズマ解を基に，ダイバータにおける不純物からの放射損失分布

運転の開発が，原型炉さらに商用炉の設計に必要と考えらやプラズマによるダイバータ板への熱負荷が評価される．
!
&""）での放射損失%#"*##5,3は主プラズマの周辺部（!

れる．

+-,
（#4,
）を #276"250 MW から除いた値に相当するが，比較*++-,的低密度であるため #4,"10−15 MW（#276の 4−6％）と*+２．
３ ダイバータ形状の設計とプラズマシミュ
レーション

わ ず か で あ り，#5,3と #276は 同 程 度 で あ る．$276は前述の不純物入射による熱排出シナリオについて，ダイ

1×1022 s−1 とし，SONIC 計算のプラズマイオンはすべて重バータへの要請を満たす形状と１年以上の定常放電に相当水素とした．計算を行う SOL プラズマ領域は，外側赤道面

する中性子照射に対応する工学設計が検討されている．ダで 3.2 cm 幅としたが，図２に示す様に内外ダイバータを連イバータ冷却ユニットはカセット内に収納するため形状の結する SOL とダイバータプラズマの大部分をカバーして修正はある程度可能であるが，その大きさは真空容器やト

い る．拡 散 係 数 は ITER の 評 価［８］で 使 用 し て い る 値，

ロイダルコイルさらには遠隔保守（交換）用ポートなどの%,"%."1.0 m２/s，!"0.3 m2/s とした．原型炉では，外側工学設計に影響するため，先ずは非接触プラズマの発生・赤道面 SOL での電子密度が低いこともあり，セパラトリク

維持に必要で十分なダイバータの大きさ，具体的なパラ

ス に お い て プ ラ ズ マ は 高 温（例 え ば %, "350 eV，

5,3長，"+.8）を示すことを考えている．本節では，シミュレー

5,3%. "740 eV）になる．したがって，磁力線に沿う電子の,）の特性長はセパラトリクス付近で熱流束密度分布（)##ションにおける排出パワーの設定値を 250 MW とした検討

1.9 mm と非常に小さく，この点でも原型炉は ITER より厳結果について説明する．この場合，ダイバータで要請されしい設計条件［２２］となる．最近提案された Goldston によるる熱処理パラメータ（#5,3#$3"29 MW/m）は ITER よりも

熱流束モデル［２３］で評価しても 2.8 mm が予想される．現

1.8倍大きいため，特に熱流の大きくなる外側ダイバータの在，SONIC 計算にはドリフトによるプラズマ輸送は組み込

レッグ長について，図２に示す "div-o=1.6 m とともに 2 m

まれていない．ドーム両端から内側・外側ダイバータ部の（ITER の 1.6，２倍）を 候 補 と し て 検 討 し た［１９］．"div-o

粒子排気を行うが，サブダイバータからの排気は ITER とメータとしてヌル点からストライク点までの長さ（レッグが長いほど SOL 磁気面は狭まるため，外側ダイバータ板の異なりカセット底部から行う設計としている．

傾斜角を前者は ITER と同様に２５°，後者は２０°として，ダ２．
３．
１ 非接触ダイバータ運転条件の選択

イバータ板上でのプラズマ照射面積を同程度とした．さら

非接触プラズマの生成では，ダイバータで粒子リサイクに，ストライク点付近の粒子リサイクリングを増加し非接リングを増加し高密度とするともに，不純物リサイクリン

触プラズマを発生しやすくするため，タイバータ板とドーグも増大させて放射損失を増加する．両者の適切なガスパ

ムとの間にリフレクターを設置して６０°に開いた V 型の形

フ量を判断するため，重水素のパフ量を 25−200 Pam3/s

状にしている．

（1.3−10.6×1022 Ds−1）へ増加し，それぞれの場合について
Ar パフ量を調整することにより総放射損失パワーを #276

非接触プラズマの発生とダイバータ板への熱負荷の評価
コード（SONIC）［２０，
２１］が使用された．主プラズマの周辺

,+-,
6
26
2/
.
8
の８０％，つまり '#4*+ !#45##276"!
!
$とした
"#
!#4+
$
4
*
+
*
+
*
+
シミュレーションを行った．それらの結果から，非接触プ&"!
!
%#）に設置した境界（core-edge boundary）か部（*#

ラズマの生成とダイバータにおける不純物遮蔽効果についには，３章２節に説明するダイバータ・シミュレーション

８７２

Special Topic Article

2. Present Status of DEMO Divertor Concept in Japan, and Issues of the Development

N. Asakura and K. Hoshino

/)54
3
52
*
高いプラズマが存在するため，&(と &(が顕著である．

て比較した（図３）．この条件では，内側ダイバータの全領域で大きな放射損失領域がダイバータ板の上流に維持され一方，ストライク点から遠ざかるにつれ #2'(はダイバータ

るため，図４（a）に示す様にダイバータ板では広い範囲で2'(
板近傍でピークとなり &(は増加するとともに，プラズマ",!")〜1 eV（ここでは「非接触プラズマ」と記す）とな

温 度 の 高 い（",，")#10 eV）接 触 プ ラ ズ マ 領 域 で は1'
3.'点付近で非接触プラズマとなる「部分非接触」ダイバータが顕著になる．図４（b）に示す内側ダイバータでは
&(
/)54
3
52
*
広い範囲で非接触プラズマが発生するため &(と &(がが 発 生 す る．こ こ で 図４は ガ ス パ フ 100 Pam３/s

顕著である．

る一方，外側ダイバータでは図４（c）のようにストライク

22−1（5.3×10 s ）の結果である．図３（a）に示す様にガスパ同じ放射損失割合でもガスパフの増加により外側ダイ3)1

フ量を 25−150 Pam3/s に増加すると %) は 1.8×1019 m−3

バータでは大きな放射損失領域が上流および外側に広がる

404
から 2.4−2.5×1019 m−3 へ増加し，一方，$
!
"とするた
!!
2
'
(

ため，接触領域で現れる熱負荷ピークは，図３（b）
に示す

(+)
と
めに必要なアルゴンガス量は減少する．その際，!2)'(様 に 8.5 MWm−2 か ら 4−5 MWm−2 に 低 減 す る．同 時%$はわずかに増加し，ダイバータにおける 全 放 射損
!2&'(に，Ar 入射量が減少するため，図３（c）に示す様に SOL

失 は 168 MW か ら 160 MW へ む し ろ 減 少 す る%)は 1.3％ から 0.4−0.5％ に減少し，主プラズ
における %#2"

,
6
（!2(
"
!)1!0.67−0.64）．しかしながら，SOL プラズマの密'( 3

マでもシステムコードで想定した 0.5％ 程度まで低減可能

度およびダイバータでのリサイクリングの増加に伴い，外と思われる．Ldiv-o= 1.6 m のダイバータ形状では，100−150

側ダイバータにおいて放射損失パワー密度（#2'(）が最も

Pam3/s 程 度 の 十 分 な ガ ス パ フ を 行 い，全 放 射 損 失 を

大きな位置はダイバータ板近くからセパラトリクスに沿っ

4
04
$
!
"まで高めた場合に内・外側ダイバータ板で熱負荷
!!
2
'
(

て上流へ移動するため，ダイバータ板上でも非接触プラズ

ピークは5 MWm−2 まで低下できることから，!*53,0/の増加

マ領域が７cm から 15 cm 程度に広がる．図４（d）では非接404や$を低下した場合でも，ITER と同様な W モノブロッ
2'(

触プラズマ領域が広がった熱負荷分布を示す．熱負荷は，

クによる水冷却技術が適応可能と思われる．

1'
3.'），ダイバータ板表面でのプラズマ
プラズマ熱流束（&(
3
52
*
2
'
(
），放射損失によるパワー（&(）およびダの再結合（&(

一方，外側ダイバータの接触プラズマ領域では温度が")(,6!20−30 eV，",(,6!30−50 eV とまだ高く，非接触部(,6との境界（'〜１０２３ m−2(,
6!15−20 cm）では粒子束も $,イバータ板の上流で発生する再結合 等 に よ る 中 性 粒子/)54（&(）の合計として評価される．シミュレーションでは，と大きいため，ITER と比較して積算時間が５
０−１０
０倍に達

ストライク点に近い非接触プラズマ領域でも低温で密度のする原型炉では対向材の損耗が懸念される［２４］．不純物イ
オンによる損耗で発生した W について，ラーマー運動を考慮した輸送のシミュレーション（IMPGYRO コード）が開始されている．上記の部分非接触プラズマ条件では損耗と再堆積がある程度発生するものの実効的な損耗率は低いという初期結果が得られた［２５］．むしろ ELM による熱・粒子束［２６］をどの程度まで緩和できるかが，ダイバータ対向材の交換時期を決める主要因になると思われる．
ダイバータにおける非接触プラズマのモデリングの大き

図３

tot ＝（Pdiv ＋ Psol
ガスパフ増加に対して Ar パフを調整し f rad
rad
rad
div
div
+Pedge/Pout ＝ 0.8 とした結果：（a）
Psep，PSOL
rad ＋ Prad，Prad，rad ）アルゴンパフ量およびセパラトリクス密度（nesep）．（b）
内外ダイバータ板におけるピーク熱負荷およびダイバータ
板への熱流．（c）
赤道面 SOL におけるアルゴン密度割合，
ダイバータでの密度比の遮蔽効果．

図４

８７３

ガスパフ 100 Pam３/s（5.3×1022 s−1）とした場合のダイ
バータプラズマ分布：内側ダイバータにおける（a）
ne， Te，Ti および（b）
熱負荷成分とその積算値．外側ダイバーにおける（c）
ne，Te，Ti および（d）
熱負荷成分とその積算値．

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.92, No.12 December 2016

な課題は，電子・イオン温度が 1 eV よりも低下しない原因

るため，熱負荷ピークも 3 MWm−2 に低減する．ただし，外である．その状態ではイオン化が依然活性でありダイバー

側ダイバータ板全体への熱流の低減は 65 MW から 50 MW

タ板の上流で再結合が進まず，ダイバータ板へのイオン粒へと比較的小さい．これらの結果から，部分非接触ダイ*,)%が大きくなる．一方，トカマク実
子束密度が高いまま (#バータで熱負荷ピークを低減する顕著な効果が期待でき験における非接触プラズマではイオン粒子束が大きく減少

る．今 後 は２．
２節 で 示 唆 さ れ た "*$(の 運 転 領 域するため，そのモデリングが不十分で原型炉での非接触ダ（220−280 MW）において ITER からの飛躍が小さい放射

イバータ評価のために早急な解決が必要である．また，内+'+〜0.7 程度）まで非接触ダイバータの運転領損失割合（ &)"#側と外側ダイバータ間でのプラズマ輸送も実験では指摘さ域を明らかにして，必要十分なダイバータサイズを提案すれており，数々の要因や研究計画について３章で説明される こ と を 考 え て い る．ま た，計 算 結 果 で は SOL で の

る．

'!)!
'$は同程度（0.45−0.5％）であるため，主プラズマでの２．
３．
２ ダイバータ形状（サイズ）の選択

粒子希釈を改善するには密度の増加も望まれる．

外側ダイバータのレッグを長くした形状（!div-o=2 m）でITER や原型炉のダイバータシミュレーションでは，大は，プラズマの低温化と粒子リサイクリングの増加が進

きな放射損失領域および非接触プラズマは長いレッグの途

み，非接触プラズマが効果的に発生できると考えられる．

中で維持される．ASDEX-Upgrade や JET-ILW のような金

外側ダイバータにおける %)"#分布と電子温度の変化を

属壁トカマクにおいても，ITER に匹敵する大きな熱処理

図５で 比 較 す る．ヌル 点 か ら セ パ ラ ト リク ス に 沿 っ て

パラメータ（"&$"+!
#(!10−15 MW/m）で窒素（N2）やネ%)"#は増加し$$は減少するが，両ダイバータともに同程度

オン（Ne）ガス入射実験が行われ，H モードプラズマにおであり，ほぼ同じ位置（!div-o〜１m）でWrad は最大となる．

いて非接触ダイバータを維持する実験が進められている

大きな熱処理（"*$(!
#(!29 MW/m）が必要な原型炉ダイ［２７，２８］．しかしながら，現状の比較的コンパクトなダイ

バータにおいて，しかも SOL での電子密度が低い条件で非+'+バータ実験では，放射損失割合の &!0.6−0.7 に達する場)"#

接 触 プ ラ ズ マ を 発 生 す る た め に は，ITER サ イ ズ

合，炭素壁トカマクでの実験［２９‐３２］と同様にヌル点付近（!div-o＝１m）では対応できない．一方，!div-o=2 m のダイで放射損失領域が急激に増加し，広い領域で非接触ダイ

バータでは，セパラトリクス付近では !div-o=1.6 m の場合

バータとなる傾向にある．この状態では，原型炉プラズマと比較してさらに上流で非接触となるため，Ldiv-o が長いほに要請される閉じ込め性能（HH＝1.2−1.3）に至らないこ

ど非接触プラズマの発生に効果的と思われる．外側ダイとや主プラズマでの希釈が進むことが懸念される．非接触

バータ全体での放射損失パワーも !div-o=1.6 m と２m では，プラズマのモデリングの問題について前節で触れたが，同81 MW から 110 MW に増加する．実際にダイバータ板での時に，その制御に適したダイバータ形状および手法を見つ

熱負荷分布は，非接触プラズマ領域が 22 cm まで広がるとけることも実験とシミュレーション研究の大きな課題であ同時に，その外側の接触プラズマ領域では粒子束が減少す

る．不純物放射に伴うダイバータプラズマの基本的な熱不安定性とヌル点付近の磁場形状効果以外にも，電場によるプラズマドリフト，体積再結合過程，不純物輸送などの変化について定量的に説明可能なモデル開発および長いダイ
バータにおける制御性の検証が必要と思われる．

２．
４ 原型炉ダイバータ開発の現状と研究の加速1.5 GW レベルの核融合出力で定常運転をめざす日本の原型炉において，ITER の物理・工学概念の延長として検討が進められているダイバータ設計の現状をまとめた．熱排出シナリオとして，主プラズマとダイバータの両方において ITER よりも大きな放射損失パワー（３−４倍）を得ることが必要である．特に，定常運転をめざすプラズマ設
計では，低密度となり，不純物入射による燃料希釈が大きな課題であり，主プラズマ密度を増加する設計の改善が必要と考えられる．一方，ダイバータ設計に求められる熱処
理パラメータ（"*$(!
#(）は 25-33 MW/m 程度となり，ITERの 1.6−2 倍に相当 す る．し た が っ て，ITER よ り 1.6−2
倍大きなサイズのダイバータを視野にシミュレーションによる検討を行っている．また，ITER ダイバータ技術を
図５ （a）
レッグ長 1.6 m，（b）
2 m の外側ダイバータにおける放射損失密度分布：両者ともに同じガスパフ（100 Pam3s−1）（c）
外側赤道面で 0.1 cm 外側の磁力線に沿っと f tot
rad = 0.8．
た電子温度および放射損失パワー密度分布：横軸はヌル点からのポロイダル距離．

ベースにした，原型炉の中性子照射環境下で１−２年使用が可能な工学概念（定常熱負荷：10 MWm−2）の検討も進めている．Ar ガスの入射による熱排出シナリオをシミュ
レーションで検討した結果，放射損失割合が高い運転，つ８７４

Special Topic Article

2. Present Status of DEMO Divertor Concept in Japan, and Issues of the Development

)(+)
2
/2
/,
4
まり "
!0'( !!01"!/32"!
!
"，ではダイバータ
"#
!!0(
$
0
'
(
'
(
'
(
板での熱負荷ピークが 5 MWm−2 程度まで低下できること

N. Asakura and K. Hoshino

究の進展は近年著しい［３７‐３９］．プラズマへの蓄積に対する抑制経験，および原型炉に外挿可能な中性子照2/2から，!*31,/.の増加や "を低下した場合でも適応可能と思0'(

射および高い粒子フルーエンスのデータベースが望まわれる．この際，主プラズマ周辺部での燃料希釈も想定しれる．

#)"0.5−0.7％）に留まっている．しかしなたレベル（##0"（８）既存あるいは新たな熱対向機器の設計・評価に必要ながら，１−２年毎の遠隔保守が必要な現在のダイバータに

対向・構造材料データベースを整備するとともに開発

代わる，原型炉後期および商用炉に向けた物理と工学およを進める．中間 C&R では設計指針が判断され，優先度

び対向・構造材料の開発も，原型炉計画では不可欠と思わの高い候補材料に対する中性子照射によるデータベー

れる．

スおよび R&D 計画を加速する必要がある．

次に，２０２０年頃に予定されている第一次中間チェック＆（９）一方，高熱対向機器に対して運転時に具体的な熱除去レビューに向け加速が望まれる重要課題を挙げる．主プラ

性能や損耗等の評価手法の開発が必要である．

ズマを含めた熱排出シナリオとともに，具体的なダイバー（１０）原型炉ダイバータのオプションについては，設計に必タ設計概念をシミュレーションと実験を通して示すことが要な物理・工学データベースを整理する必要がある．

望まれる．

具体的には，ダブルヌルダイバータ，先進磁場配位ダ（１）非接触ダイバータに関するシミュレーションの信頼性

イバータ，新たな高熱対向機器（先進材料，ヘリウムを高めることが優先される．具体的には，必要なモデ

冷却，液体金属など）の物理・工学概念が挙げられる．

ル開発を進め，完成度を高めるとともに，設定係数や謝

データベースの妥当性を検証する．そのためには，国辞

内外の実験装置を活用することが求められ，ダイバー

特に，原型炉設計合同特別チームより寄与いただいた

タコード間のベンチマークも重要である．中間 C&R

方々に感謝いたします．本研究は，幅広いアプローチ活

では，予測精度を向上する開発要素の優先度が判断さ

動・原型炉設計活動において行われ，国際核融合エネル

れると考える．

ギー研究センター（IFERC）の HELIOS 計算機システムを（２）熱排出シナリオおよびダイバータ設計が適切かを判断使用しています．

するには，シミュレーションにより非接触ダイバータ

参考文献の運転領域，つまり許容される熱負荷以下で制御できる主要パラメータ範囲，を示す必要がある．

［１］The DDA Unit of the IFERC Project Team (Rokkasho,
Japan) "Intermediate Report of BA DEMO Design Activity" (2015).
［２］飛田健次他：核融合原型炉 SlimCS の概念設計（JAEAResearch 2010-019）．
［３］K. Tobita et al., Nucl. Fusion 49, 075029 (2009).
［４］N. Asakura et al., Nucl. Fusion 53, 123013 (2013).
［５］朝倉伸幸，坂本宜照，上田良夫：プラズマ・核融合学会
誌 特集号 87, 98 (2011).
［６］Y. Sakamoto et al., 25th IAEA Int. Conf. on Fusion Energy (St.
Petersburg, Russia, 2014) FIP/3-2Rb.
［７］A.S. Kukushkin et al., J. Nucl. Mater. 337-339, 50 (2005).
［８］ITER Physics Expert Groups on Confinement and Transport and Confinement Modelling and Database, ITER
Physics Basis Editors and ITER EDA, Nucl. Fusion 39,2175 (1999).
［９］鈴木 哲 他：プラズマ・核融合学会誌 特集号 87, 607(2011).
［１０］江里幸一郎：プラズマ・核融合学会誌 92, 424 (2016).
［１１］N. Asakura et al., 12th Int. Sym. Fusion Nuclear Technology(Jeju, Korea, 2015) O5A.
［１２］時谷政行，上田良夫：プラズマ・核融合学会誌 87, 591(2011).
［１３］菊池祐介 他：プラズマ・核融合学会誌 90, 480 (2014).
［１４］波 多 野 雄 治 他：プ ラ ズ マ・核 融 合 学 会 誌 90, 489(2014).
［１５］F. Ryter and H-mode Threshold Database Group, Plasma,
Phys. Control. Fusion 44, A415 (2002).
［１６］ITPA H-mode Power Threshold Database Working
Group, Plasma, Phys. Control. Fusion 46, (2004).

（３）高温の周辺プラズマ条件で，レッグの長いダイバータ
形状ほど効果的に非接触プラズマをダイバータ内で制御できるか，およびその計測と手法が，特に高パワー入射が可能な実験装置に求められる．
（４）表１のようなITERより高い閉じ込め性能と#%を持つ
原型炉プラズマを高密度（および高 GW 密度比）で維持できうるか，データベースやスケーリング則の整備が望まれる．高い閉じ込め性能の実験データベースは#)"#$&＜１に限られ，不純物入射においても HH＝１に達する例は少ない［３３‐３６］．放射損失割合が高いプ
ラズマ運転が求められるため，そうしたプラズマ条件
での閉じ込め性能スケーリングが望まれる．
（５）ITER で計画している ELM 緩和手法の整備とともに，さらに原型炉プラズマ設計には，むしろ ELM を緩和できるプラズマ条件を優先した炉設計も望まれる．一方，タイバータおよび第一壁の形状設計のために，
ELM 熱・粒子負荷を予測可能な動的モデルの開発が望まれる．
（６）比較的低密度が予想される原型炉プラズマにおいて，
燃料希釈の低減のためには，入射する不純物および発生するヘリウムに対応したダイバータ排気性能を強化する必要がある．非接触ダイバータでガス圧力を高め，ダイバータ形状と排気経路を改善するとともに，大型の真空ポンプの開発が不可欠である．
（７）ITER で使用されるタングステン対向材について，ト
カマクでの制御実験および，特にプラズマ対向特性研
８７５

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.92, No.12 December 2016

［１
７］D. Post et al., J. Nucl. Mater. 220-222, 143 (1995).
［１８］M. Nakamura et al., Fusion Eng. Des. 87, 864 (2012).
［１９］N. Asakura et al., 22nd PSI, Roma, Italy, O16 (2016).
［２０］H. Kawashima et al., Plasma Fusion Res. 1, 031 (2006).
［２１］K. Shimizu et al., Nucl. Fusion 49, 065028 (2009).
［２２］A.S.Kukushkin et al., J. Nucl. Mater. 38, S203 (2013).
［２３］R.J. Goldston, Nucl. Fusion 52, 013009 (2012).
［２４］A. Kallenbach et al., J. Nucl. Mater. 415, S19 (2011).
［２５］Y. Homma et al., 22nd PSI, Roma, Italy (2016) P3-5.
［２６］A. Kallenbach et al., Plasma Phys. Control. Fusion 55,
124041 (2013).
［２７］M. Wischmeier et al., 25th IAEA Int. Conf. on Fusion Energy(St. Petersburg, Russia, 2014) EX/7-2.
［２８］F. Reimold et al., Nucl. Fusion 55, 033004 (2015).

［２９］S. L. Allen et al., J. Nucl. Mater. 241-243, 595 (1997).
［３０］N. Asakura et al., Nucl. Fusion 39, 1983 (1999).
［３１］S. Konoshima et al., Plasma Phys. Control. Fusion 43, 959(2001).
［３２］C. Guillemaut et al., Nucl. Fusion 54, 093012 (2014).
［３３］C. Giroud et al., Nucl. Fusion 53, 113025 (2013).
［３４］M. Beurskens et al., 40th EPS Conf. on Plasma Physics(Espoo, Finland) P2.134 (2013).
［３５］H. Urano et al., Nucl. Fusion 42, 76 (2002).
［３６］P. Snyder et al., Nucl. Fusion 44, 320 (2004).
［３７］朝倉伸幸他：プラズマ・核融合学会誌特集号 87, 575(2011).
［３８］浦野 創：プラズマ・核融合学会誌 91, 183 (2015).
［３９］仲野友英：プラズマ・核融合学会誌 91, 191 (2015).

８７６

J. Plasma Fusion Res. Vol.92, No.12 (2016)８
７７‐８８１

小特集 原型炉に向けてのダイバータの研究開発課題 −現状と展望−３．非接触プラズマと熱・粒子処理に関するダイバータ実験研究
およびモデリングの現状と研究開発課題
3. Divertor Experiment and Modeling on Detached Plasma
and Power/Particle Handling３．
１ 非接触ダイバータプラズマ実験研究
3.1 Detached Divertor Plasma Experiment
大野哲靖
OHNO Noriyasu
名古屋大学大学院工学研究科（原稿受付：２
０
１
６年１
０月１
６日）

非接触ダイバータに関するこれまでの実験について概説するとともに，原型炉開発に向けた実験課題について述べる．また，原型炉ダイバータ設計に貢献する非接触ダイバータ研究を進めるための研究方策ならびに必要な実験プラットフォームとその役割について説明する．
Keywords:
plasma detachment, detached divertor, plasma-wall interaction, volumetric recombination, impurity

３．
１．
１ はじめによるプラズマから壁へのエネルギー伝達割合（エネルギー

核燃焼プラズマの定常維持が必要な原型炉において，炉伝達係数）を表す．また !#は壁に流入するイオンが持つ電心プラズマから排出される膨大な熱・粒子流をダイバータ

離エネルギーである．この電離エネルギー分はイオンが壁によって適切に処理することが不可欠である．前節で述べ

表面で表面再結合し中性粒子に戻るときに，熱負荷としてられたように，原型炉で想定される熱流は国際熱核融合実壁に与えられる．#$はダイバータ領域におけるプラズマの験炉（ITER）の数倍であり，装置の大きさは同程度である

温度を表す．式（１）より放射冷却によりプラズマの温度ため，ダイバータ板への熱負荷は材料の限界を超える．こ#$が低下しても，ダイバータ板表面での表面再結合過程にのため，プラズマがダイバータ板へ流入する前に，プラズ

よるイオンが持つ電離エネルギー放出分（!$"!!）の寄与

マと中性ガスとの相互作用により，プラズマ熱負荷を低減が大きいため，単なるプラズマの温度の低下だけでは，ダさせることが必要である．これを非接触ダイバータとい

イバータ板への熱負荷低減に不十分であることがわかる．

う．

そのため，ダイバータ板への熱負荷を減少させるために非接触ダイバータはプラズマ物理に関する興味深い多く

は，ダイバータ板へのイオン粒子束!$を減少させる必要がの現象を有するため，これまで多くの実験研究が行われてある．

きた．本節ではこれまでの非接触ダイバータに関する実験

プラズマ温度が 1 eV 程度になると，プラズマはダイバー研究について概説し，非接触ダイバータを利用した原型炉

タ板へ到達する前に体積再結合過程により中性化する．こダイバータをの時，ダイバータ板へのイオン粒子束が減少し，熱負荷が設計するために必要な実験課題，研究戦略について述べたい．

著 し く 低 減 す る．こ れ を，非 接 触 ダ イ バ ー タ と い う

プラズマ対向壁（ダイバータ板）への熱負荷 $$ は，式（図１）．非接触ダイバータについては，優れた解説がある（１）のように表すことができる．
$$#!$&"!"$"%#$!!!'$

ので文献を参考にされたい［１］．
非接触ダイバータに関する先駆的な実験は米国プリンス（１）

トン大学プラズマ物理研究所（PPPL）の直線型装置 QED

ここで !$ はダイバータ板へのイオン粒子束であり，"$において行われた［２］．その後多くの直線型装置で基礎研はプラズマ流のマッハ数（イオン音速に対する）である．"

究が行われ，非接触ダイバータの理解が進んだ．また，Al-はプラズマ対向壁前面に作られる空間電荷層（シース）に

cator C-Mod，DIII-D，ASDEX-U，JET，JT-60U などの中・Nagoya University, Nagoya, AICHI 464-8603, Japanauthor’s e-mail: ohno@ees.nagoya-u.ac.jp

８７７!2016 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion Research

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.92, No.12 December 2016

ロントの安定維持制御は最も重要な課題である．
非接触ダイバータの制御に関しては，ASDEX-U トカマ
クにおいて CD-H モード（Completely Detached High confinement mode）という運転シナリオが開発され，重水素，
不純物ガスパフのフィードバック制御を行うことにより，非接触ダイバータによるダイバータ板への熱負荷低減と高閉じ込め炉心プラズマの両立が実証された［５］．その後，同様の取り組みが多くのトカマク装置でなされている．しかし，制御された時間はプラズマの特性時間（粒子，エネ
ルギー閉じ込め時間）より長いものの，壁の粒子吸蔵などで決定される時定数に比べて短く，定常運転をめざす原型炉ダイバータのデータベースとしてはまだ不十分である．
さらに，原型炉で必要とされる炉心プラズマからの高い放図１

射損失割合と高閉じ込め運転との整合性も明らかではな

非接触ダイバータの沿磁力線方向分布．

い．
ダイバータ板での受熱面積の増大と非接触ダイバータプ

大型トカマク装置において，体積再結合過程を伴う非接触

ラズマの安定維持のために，Snowflake や Super X というダイバータプラズマの生成とダイバータ板への粒子・熱負先進ダイバータ概念が提案されている．Super X ダイバー

荷低減が観測された．これらの成果をもとに ITER では，

タ配位では，磁力線間隔はダイバータ板に向かって拡がる

ダイバータ板への熱負荷が大きいストライク点付近を非接ので，放射領域をダイバータ板近傍に安定維持することが触化させる部分非接触ダイバータが採用されている．

可能だと考えられている（図２（b））．しかし，非接触ダイ

体積再結合過程として，三体再結合と放射再結合が主要

バータプラズマ生成に対する先進ダイバータ配位の有効性過程と考えられている．一方，水素分子密度が高い場合にの検証はまだ行われておらず，今後の課題となっている．

分子活性化再結合という新たな体積再結合が存在すること

３．
１．
２ 原型炉に向けた実験研究課題

が直線型装置 NAGDIS-II で実験的に検証され［３］，Alcator
C-Mod トカマクでも観測されている［４］．しかし，他のト

前節で述べたように非接触ダイバータの物理的理解は，カマク装置ではその寄与は明確ではなく，今後の課題と直線型装置，トカマク装置などの環状磁場閉じ込め装置になっている．

おける実験，２次元流体コードによるシミュレーション解

非接触ダイバータの放射領域（電離フロント）は，一般

析により著しく進んできた．しかし，原型炉における非接に不安定であり，放射領域がストライク点から磁力線に触ダイバータの適用可能性を明確にするためには，原型炉沿って X 点に移動し（X 点 MARFE の発生），炉心プラズ

環境（高密度，高熱流，金属壁環境下など）における非接マ性能が劣化することが観測されている．この電離フロン

触ダイバータプラズマの定常維持とダイバータ板への熱負トの位置不安定性は，原子・分子過程とダイバータ領域の荷低減の有効性を明らかにする必要がある．

磁場構造から説明がなされている．

（１）金属壁における非接触ダイバータの維持と制御

ダイバータ配位のトカマク装置では，ダイバータ板に向

これまでの環状磁場閉じ込め装置における非接触ダイ

かって磁力線間隔が狭まりプラズマも２次元的に収束する

バータ実験は，炭素壁で行われてきた．炭素は不純物放射傾向にある．そのためダイバータ板に向かうにつれて中性源として極めて優れた特性を持つため，非接触プラズマのガスとの相互作用が弱まる．このため，放射領域は最もプ生成を容易にしている．一方，原型炉はタングステン材をラズマが拡がっている（中性ガスとの相互作用が大きい）基本とした金属壁であり，これまでの炭素不純物による放X 点方向に移動すると考えられている（図２（a））．電離フ

射損失を前提とした非接触ダイバータプラズマ生成は有効ではない．そのため，ネオン，アルゴンなどの不純物ガスの導入が不可欠であり，適切な不純物ガスの選定ならびに導入方法の検討が必要である（２）非接触ダイバータ中のエネルギー輸送過程
原型炉における非接触ダイバータは 1021 m−3 を超える高密度プラズマ（高リサイクリングによる高中性ガス圧環境）になると想定される．このような環境下では，電子，イオン，中性粒子との温度緩和が大きく，プラズマからのエ
ネルギー輸送は中性粒子挙動に大きく影響を受ける．中性
粒子−中性粒子間衝突の理解が重要となる．また，低エネ

図２ （a）
通常のダイバータトカマク磁場配位と（b）
先進ダイバー
タ磁場配位における放射領域（電離フロント）の移動．

ルギー領域（数 eV 以下）の金属壁でのエネルギー反射係数の基礎データも重要である．たとえば，中性粒子輸送が拡８７８Special Topic Article

3.1 Detached Divertor Plasma Experiment

N. Ohno

散的であり，また壁での反射時のエネルギー損失が小さい場合，中性粒子温度が高くなり，電子温度，イオン温度の低下を妨げることが考えられる．実際，SlimCS を対象としたSONIC流体コードによるシミュレーション結果では，中性粒子温度が１eV となり，電子温度，イオン温度の下限値を規定し，体積再結合過程の進行を阻害している結果が得られている（次節）．また，原型炉における非接触ダイバー
タプラズマではライマン !光の平均自由行程が１mm 程度となり，光学的に厚い．そのため，輻射輸送が非接触ダイ
バータ生成に与える影響についても明らかにする必要があ
る．
（３）原型炉設計におけるリスク管理の視点に立った非接触

図３

ダイバータの適用可能性評価

直線型装置とシミュレーションの相補的研究による原型炉
ダイバータ設計．

非接触ダイバータによるダイバータ板への熱負荷低減効
しかし，これまでの直線型装置の典型的プラズマパラ

果の有効性を明らかにするとともに，非接触ダイバータによる熱負荷制御が失敗した場合のリスク評価を行う必要がメータは密度 1019 m-3，電子温度 10 eV，イオン温度

ある．たとえば，上記の放射損失領域（電離フロント）である．このパラメータは非接触ダイバータ下流側におけの 位 置 不 安 定 性 が 発 生 し た 場 合，ま た Edge Localized

る体積再結合によるプラズマ消失過程を模擬することは可Mode（ELM）等の熱パルスにより非接触ダイバータでの能であるが，ダイバータ上流から下流にいたる非接触ダイ

再結合過程が抑制された場合の，ダイバータ板への熱負バータ全体の特性を研究することはできない．特に，電子荷・粒子負荷を見積もり，ダイバータ板としてどの程度の温度に関しては 100 eV から 10 eV 程度までの放射冷却過除熱性能を担保しておけば良いのかについて明確にする必程，また，高密度プラズマでは電子とイオンの温度緩和時要がある．

間が短いためイオン温度も実機で想定される 100 eV 以上

数 eVの温度が必要である．

３．
１．
３ 原型炉設計に向けた実験研究と実験プ
ラットフォームの構築

メータを有する直線型装置は筑波大学の GAMMA１
０‐PDX

非接触ダイバータによる熱流制御の有効性を担保する原である．しかし，プラズマ密度が比較的低く，放電時間がこの点で現在最も原型炉ダイバータに近いプラズマパラ

型炉ダイバータをどのように設計するかは非常に困難な課

短い点が問題である［６］．

題である．非接触ダイバータの特性は，上流側のプラズマ

PPPL の S. Cohen により，ITER ダイバータの模擬を目的

パラメータ分布（温度，密度），リサイクリング過程を含むとした直線型装置 IDEAL（Iter Divertor Experiment And

中性粒子の輸送過程，磁場配位，ダイバータの幾何学的構

Laboratory）が 提 案 さ れ た［７］．こ の 装 置（図４）は，造など多様なパラメータに依存し，また，それらが非線形

1 MW のオーミック加熱，磁気ビーチ配位を用いた 2 MWに相互に影響し，決定されている．

のイオンサイクロトロン加熱により，上流側ではイオン温

次節で述べられるが，最も重要な点は，原型炉における度 200 eV−500 eV， 電子温度４０−90 eV を実現し，ダイ

非接触ダイバータ性能を予測可能なシミュレーションコー

バータ板近傍ではリサイクリング中性粒子（リサイクリンドを開発することである．しかし，現在のところ，非接触

グ係数 0.97）で電子密度 1021 m−3（電子・イオン 温度：

ダイバータプラズマ実験を完全に再現できるシミュレー

8 eV）の定常プラズマを実現する．GAMMA１
０‐PDX の改ションコードは存在していない．

造などにより，IDEAL と同等の装置を実現することによまた，現在のダイバータシミュレーションコードは基本

り，原型炉で想定される高密度領域での原子・分子過程，

的に定常状態のプラズマを対象にしているが，非接触プラ輻射輸送，中性粒子輸送（温度）に関する基礎データを取ズマの動的安定性の解析，また熱流制御のリスク評価を行得することが必要である．

うためには，非定常な非接触ダイバータのシミュレーショ

これらの基礎データをダイバータシミュレーションコーンが必要である．

ドに取り込み，単純な幾何学的配位である直線型装置の非

図３は，非接触ダイバータ性能を予測可能なダイバータ

接触ダイバータプラズマ実験の再現を完全に行い，設定パ

シミュレーションコードの開発戦略を示している．

ラメータへの敏感度評価を含めたシミュレーションコード

既に述べたように，直線型装置が非接触ダイバータ物理の信頼性を確認する．

の解明に果たした役割は大きい．直線型装置は定常プラズ

直線型装置の非接触ダイバータ研究の有効性を示す例とマの生成が可能であり，幾何学的配位が単純で，プラズマして，名古屋大学の直線型装置 NAGDIS-II で得られた結果

パラメータの制御性（電子密度）が高く，計測器の設置がを示す．

容易である．そのため，ダイバータシミュレーションコー

図２に示したようにダイバータ領域の磁場配位を工夫

ドによる非接触ダイバータ解析の妥当性検証のベンチマー

し，非接触ダイバータプラズマの形成（安定性）を制御す

クには最適である．

ることが考えられている．磁力線方向の磁場強度を変化さ
８７９

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.92, No.12 December 2016

図５
図４

発散・収縮磁場による非接触ダイバータ制御実験［８］．

IDEAL（Iter Divertor Experiment And Laboratory）装置の概要［７］（．参考文献［７］の図１を引用）せることが容易な直線型装置を用いて発散／収縮磁場が非接触プラズマ形成に与える影響を調べた［８］．図５に実験配位を示す．上流側の磁場を固定し，下流側の磁場を変えることにより，磁場構造を発散磁場から収縮磁場に連続的に変化させる．この時の，ターゲット板（ダイバータ板に相当）に流入するイオン飽和電流とターゲット板の浮遊電位の変化を図６に示す．磁場構造が発散磁場から収縮磁場に移行するに従って，ターゲット板への粒子束が著しく減少していることがわかる．また，電子温度の低下に伴いターゲット板の浮遊電位も浅くなっていることがわかる．
図６

この結果は，磁場構造（強度）の変化により非接触ダイ
バータの制御が可能であることを示唆している．

発散磁場から収縮磁場への変化に伴うターゲット板へのイ
オン飽和電流と浮遊電位の変化［８］．

次に，熱パルスに対する非接触ダイバータの応答に関する実験結果を示す［９］．NAGDIS-II の上流側に高周波アンテナを設置し，RF 加熱により熱パルスを生成し，非接触プ
ラズマに入射させる．図７は RF 加熱時のターゲット板へのイオン粒子束とターゲット前面での発光の時間変化を示している．ハッチされた領域が RF パルス印加時間である．
RF パルス印加初期において，ターゲット板へのイオン飽
和電流の急激な上昇が観測される．それに伴い再結合過程に伴う高励起準位からの発光（2p‐5d:T）が減少している．
これは，熱パルスにより再結合過程が抑制され，ターゲッ
ト板前面に存在する体積再結合過程によって生成された励起状態の中性原子（リュドベルグ原子）が，再電離して，
図７

ターゲット板に流入したと考えられる．

熱パルス印加時の非接触ダイバータの動的応答．

このような非接触ダイバータの動的応答を現在の２次元
流体シミュレーションコードで取り扱うことは難しいが，３０％程度に留まるという結果が得られている［１０］．これはリスク評価の観点から，非接触ダイバータの安定性，熱パダイバータ設計の前提となる炉心プラズマからの放射損失ルスに対する応答性を予測するためのコードの整備が必要割合に対する重要な指針を与えるため，何が放射損失割合である．

の上限を決めているのか環状磁場閉じ込め装置共通の課題

最終的に，直線型装置との相補的な研究により高精度化として，今後の研究の進展が望まれる．さらに，共鳴摂動されたダイバータシミュレーションコードを環状磁場閉じ磁場を用いることにより，非接触ダイバータをより安定に込め装置の実形状のダイバータ配位に適用する．特に，炉維持できるという興味深い結果が得られている（図８）

心プラズマと非接触ダイバータの両立性，二次元（三次元）［１１］．原型炉では，ITER で導入される炉内摂動磁場コイのダイバータの形状効果の検証が必要となる．この時，重ル設置は困難だと考えられるが，一方，松永らによる原型

要 と な る の は 大 型 ヘ リ カ ル 装 置 LHD と 現 在 建 設 中 の炉に適用可能なトロイダル磁場コイルを用いた摂動磁場印

JT-60SA である．

加法の提案
［１２］も有り，今後先に述べた直線型装置実験

現在 LHD では，不純物ガスを用いた非接触ダイバータ

結果を含め，磁場による非接触ダイバータ制御について検制御の実験が行われている．例えばネオンガスを用いた実討をしていく必要がある．LHD のヘリカルダイバータ配位

験において，低密度炉心プラズマでは放射損失割合は６０％においても，EMC３‐Eirene コードを用いたシミュレー程度に達するが，高密度炉心プラズマでは放射損失割合はション解析が行われている［１３］．EMC３‐Eirene コードと
８８０

Special Topic Article

3.1 Detached Divertor Plasma Experiment

N. Ohno３．
１．
４ おわりに原型炉ダイバータを完全に模擬できる実験環境は存在しない．そのため，原型炉における非接触ダイバータ研究を各要素研究としてブレークダウンして，直線型装置を含
め，既存また現在建設中の環状磁場閉じ込め装置を用いて，各要素課題に対する実験研究を推進することが重要である．その結果を統合することによりダイバータシミュ
レーションコードを高精度化し，原型炉設計に資する予測性能を有するコードとして確立することが可能となる．

謝辞

ここで紹介した研究成果の一部は，自然科学研究機構・
図８

核融合科学研究所における「自然科学研究における機関間

LHD における摂動磁場による．非接触ダイバータの安定化
実験［１１］．（参考文献［１
１］
の図１
１を参照）

連携ネットワークによる拠点形成」事業ならびに JSPS 科
研費 １６H０２４４０の助成を受けたものです．

二次元の流体シミュレーションコードのベンチマークを通じて，LHD のヘリカルダイバータ配位の研究成果を普遍化

参考文献

し，原型炉ダイバータ設計に活かしていく必要がある．

［１］高村秀一：プラズマ・核融合学会誌 72, 866 (1996).
［２］W.L. Hsu et al., Phys. Rev. Lett. 49, 1001 (1982).
［３］N. Ohno et al., Phys. Rev. Lett. 81, 8181 (1998).
［４］J. L. Terry et al., Phys. Plasma 5, 1759 (1998).
［５］O. Gruber et al., Phys. Rev. Lett. 74, 4217 (1995).
［６］Y. Nakashima et al., Trans. Fusion Sci. Technol. 68, 28(2015).
［７］S. Cohen, J. Fusion Energy 10, 327 (1991).
［８］Y. Hayashi et al., Plasma Fusion Res. 11, 1202005 (2016).
［９］N. Ohno et al., Nucl.Fusion 41, 1055 (2001).
［１０］B. Peterson et al., Plasma Fusion Res. 1, 045 (2006).
［１１］M. Kobayashi et al., Phys. Plasmas 17, 056111 (2010).
［１２］G. Matsunaga et al., PLASMA CONFERENCE 2014, Niigata, Japan, 18PB-069.
［１３］G. Kawamura et al., Contrib. Plasma Phys. 54, 437 (2014).

最後に指摘したい最も重要な点は，JT‐６０SA において早期にタングステン壁での非接触ダイバータプラズマ生成実
験を行い，開発されたシミュレーションコードにより，タングステン壁非接触ダイバータプラズマ実験のシミュレー
ションを実施し，高い放射損失割合での高性能プラズマの維持，形状効果に対するコードの信頼性を最終的に検証することである（図３）．この時，JT‐６０SA のリモートハン
ドリングの限界から，モノブロックタングステンダイバー
タ板の導入は困難であると思われるので，タングステン被覆黒鉛での実験を視野に，適切なタングステンコーティン
グ法や炉内での修復方法などについて検討をすすめる必要
がある．

８８１

J. Plasma Fusion Res. Vol.92, No.12 (2016)８
８２‐８８５

小特集 原型炉に向けてのダイバータの研究開発課題 −現状と展望−３．非接触プラズマと熱・粒子処理に関するダイバータ実験研究
およびモデリングの現状と研究開発課題
3. Divertor Experiment and Modeling on Detached Plasma
and Power/Particle Handling３．
２ ダイバータモデリング研究3.2 Divertor Plasma Modeling
星野一生
HOSHINO Kazuo
量子科学技術研究開発機構（原稿受付：２
０
１
６年１
０月１
６日）

原型炉ダイバータの物理概念設計に用いられているダイバータプラズマシミュレーションコードについて，概要と現状について海外コードも交えて解説するとともに，原型炉へ向け重要な研究開発課題とその計画について述べる．
Keywords:
Divertor plasma modeling, Divertor simulation code３．
２．
１ はじめにダイバータでは，プラズマ，中性粒子，不純物，壁との間で非線形な相互作用が起こっており，また，原子分子過程の平均自由行程とダイバータ幾何形状・実サイズの関係が重要となるため，理論及びスケーリングによる予測が難しい．そのため，原型炉ダイバータの物理設計は主として数値シミュレーションにより行われている．ここでは，そのような予測シミュレーションに用いるダイバータシミュ
レーションコードの開発状況についてふれ，今後の課題についてまとめる．

３．
２．
２ ダイバータシミュレーション研究の現状
３．
２．
２．
１ シミュレーションコードの概要
ダイバータシミュレーションでは，プラズマ，中性粒子，
不純物，壁の相互作用を取り扱う必要があるが，各々の特性・物理過程が異なるため，単一モデルで取り扱うことは難しい．そのため，各々に適したモデル化を行い，それらを結合した統合モデリングが国内外で進められている．
SOL・ダイバータにおけるプラズマ輸送については主に計

図１

算コストの観点から２次元流体モデル，中性粒子について
は原子分子過程のモデル化に加えて，図１に示すような実際のダイバータ幾何形状を取り入れるためモンテカルロ法を用いた粒子モデルが用いられる場合が多い．ダイバータ

JT-60U の SONIC 解析メッシュ．プラズマ流体は磁場配位に基づいたメッシュ上で計算され，セパラトリクスのやや内側の閉じた磁気面上で粒子及び熱フラックスを境界条件として与える．中性粒子，不純物については，壁との相互作用および排気を考慮するために，壁構造までメッシュに含んでいる．

シミュレーションでは，これらのモデル間でイタレーショ
National Institutes for Quantum and Radiological Science and Technology, Naka, IBARAKI 311-0193, Japanauthor’s e-mail: hoshino.kazuo@qst.go.jp

８８２!2016 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion Research

Special Topic Article

3.2 Divertor Plasma Modeling

K. Hoshinoンにより相互にパラメータを交換し準定常解を得る．非定常モデルを実装したコードも存在するが，今のところ統合
コードとしての解析例はそれほど多くない．統合ダイバー
タコードとしては，海外では SOLPS，EDGE2D-EIRENE，
UEDGE，EMC3-EIRENE 等が開発されており，国内では量研機構において SONIC［１，２］が開発されている．SOLPS
コードはドリフトを始め多くの詳細物理モデルが考慮されており，世界的にも最も広く用いられているダイバータシ
ミュレーションコードである．これまで複数バージョンが並行 で 開 発 さ れ て い た が，近 年，そ れ らが 統 合 さ れ た
SOLPS-ITERがリリースされた．SOLPSコードは様々な装置の実験データとの比較結果も豊富で信頼性も高い一方，計算コストが課題であり，国際熱核融合実験炉 ITER のダ
イバータの場合，１ケースの計算に数ヶ月要すると言われている．SONIC コードは，SOLPS 等と同様に，プラズマ輸
送を流体モデル，中性粒子輸送をモンテカルロ粒子モデル
で取り扱う．不純物輸送について，海外コードでは流体モデルで扱われるのに対して，運動論効果や壁との相互作用を取り入れやすいモンテカルロ粒子モデルを用いているこ

図２とが特徴である．また，並列計算が可能なことに加え，近似因子化法や pilling 法等により高速化している［１］．典型
的な原型炉ダイバータの解析では５００コアを用いて５０〜１５０時間程度（ジョブ待ち時間は除く）で準定常解が得られる．

外 側 ダ イ バ ー タ 板 に 沿 っ た 電 子 温 度 と 電 子 密 度 分 布．
SONIC 解析では，標準的なパラメータセットを用いており，実験データに合わせるための特別な調整は行っていない．

メータ調整を減らしていく必要がある．

他のダイバータコードに比べて短時間で解析を行うことが非接触ダイバータは原型炉のダイバータプラズマ設計にでき，パラメータサーベイに向いている．

おいて標準運転として考えられているが，特にトカマク実

３．
２．
２．
２ 実験データとの比較

験で得られる結果に対して物理的要因や過程を十分理解すシミュレーションコードの妥当性検証のためには，実験るには至っていない［６］．数値シミュレーションでも磁力データとの比較が重要である．ダイバータコードと実験線に沿ったエネルギーおよび運動量の損失は現れるが，特データとの比較は，特に欧州において，JET-ILW や AS-に実験で観測されるようなイオン束の大きな損失について

DEX-U を対象として，SOLPS や EDGE2D-EIRENE を用い再現が難しい．トカマク実験では，SOL 密度が増加，もした詳細な比較が精力的に行われている（例えば［３，４］）．低くは，不純物放射パワーの増加により非接触ダイバータがリサイクリングおよび高リサイクリング状態において，定形成されると，ダイバータ板へのイオン粒子束が大幅に低

性的には実験データの傾向をよく再現できている．また，下する．しかし，シミュレーションでは，SOL 密度を増加

定量的にもかなり再現度の高いシミュレーション結果が得させていっても，図３に示すようにダイバータへのイオン

られているケースもあるが，そのような場合，磁力線垂直粒子束の低下が小さく，内外ダイバータにおけるイオン粒方向の拡散係数や境界条件他，いくつかのパラメータにつ子束の非対称性を再現できない等，課題が多い．このよういてケースバイケースで調整が必要なようである．国内にに粒子束が低減しにくい要因として，電子温度の低下がおいては，SONIC を用いて主に JT-60U を対象とした炭素

1 eV 程度までとなり，体積再結合過程が十分に生じにくく

ダイバータにおけるモデリングが進められた［５］．SONIC

なっていることが考えられる．実際，文献［３］では，中性の標準的なパラメータを用いた解析では，赤道面の分布は粒子モデルの改善により電子温度が１eV 以下にまで低減

実験データをよく再現できる一方，ダイバータでは図２にし，イオン粒子束が減少したという報告もあり，低温領域

示すように実験結果よりも低温で高密度な結果が得られるにおける原子分子過程の見直しが必要である．さらに，内傾向にある．プラズマの拡散係数，ダイバータ板における外ダイバータでの熱・粒子分布の非対称が変化する問題

炭素の化学スパッタリング率，第一壁の粒子反射係数等のは，プラズマドリフトの変化が関連することも考えられ調整により実験データの再現性は向上すると考えられ，現［７］，より高度なモデリングが必要となる．また，シミュ

在も解析が進められている．ただし，SONIC だけでなく欧レーションコードによる再現性に装置依存性も見られるた州のケースも含め，実験データを定量的に再現するためにめ，非接触ダイバータプラズマの理解には，シミュレー

は，プラズマおよび不純物の発生・輸送に関するいくつもションコードの開発と同時に，装置間比較も含めさらなるのパラメータを調整する必要がある．原型炉ダイバータの実験的な研究も必要である．

予測計算に向けて，これまでの知見に基づく外挿，物理的

３．
２．
２．
３ プラズマ‐壁相互作用モデリング

知見に基づいたモデル化，もしくは，解析結果に対するパ

第一壁・ダイバータのアーマー材候補であるタングステ

ラメータ依存性の理解等を行い，ケースごとの任意のパランの損耗やプラズマへ及ぼす影響の評価は重要な課題であ
８８３

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.92, No.12 December 2016

在，開発が続けられている．

３．
２．
３ 原型炉に向けたダイバータシミュレー
ションの研究開発課題
原型炉に向けたダイバータシミュレーションの開発方針
として，まず，５年後に予定されている中間チェックアン
ドレビュー（中間 C&R）を目標として，実際の実験装置で発生する物理現象を解明し，必要なモデリングの改善・開発を進める．さらに，その後の移行判断時期へ向けて，優先度の高いモデル開発を加速し，シミュレーションコード
の予測精度，信頼性を向上させていく必要がある．
図３

赤道面 SOL 密度に対する外側ストライク点へのイオン粒子
束．SOL 密度の増加に伴い非接触ダイバータによりイオン粒子束が減少に転じている．JT-60U実験を定性的に再現できているが，イオン粒子束の減少が実験に比べて少ない．

開発課題は多岐にわたるが，以下では，そのような課題の一部を紹介する．
（１）非接触ダイバータモデリング
原型炉のダイバータ設計を進めるためには，高密度のプる．しかし，SONIC コードの不純物輸送モデル（IMPMC）

ラズマ運転において非接触ダイバータによりイオン粒子束

は不純物イオンの運動に対して旋回中心近似を用いているが大きく減少すると共に，内外ダイバータでそれが非対称ため，タングステン不純物輸送で重要となる旋回運動に起に進行する挙動を模擬できるようにすることが最優先重要

因する効果（Prompt Re-deposition や固体壁への入射角等）

課題である．

を考慮することができない．そのため，現状では，IMP-

海外のダイバータコードでの手法や結果と比較を行うとGYRO コード（慶應義塾大学）［８］を用いて，損耗解析を進ともに，実験研究との定量的な比較を進める．非接触ダイ

めている．IMPGYRO コードでは，旋回中心近似を用いず

バータの理解と物理モデルの追加・詳細化を進め，非接触

不 純 物 イ オ ン の 運 動 を 直 接 解 く た め，Prompt Re-

ダイバータの予測精度を向上させる．また，JT-60SA や

deposition を自然に取り扱うことができる．また，２体衝

ITER 等において，その予測精度を確認する．

突近似モンテカルロコード（EDDY［９］，徳島大学）と結（２）コード妥当性の検証合されており，他のモデルでは難しい反射やさらに詳細な実機実験データとの比較によるモデル妥当性検証を進めプラズマ‐壁相互作用を考慮することができる．現在，

る．また，輸送係数や境界条件等の経験にもとづくような

SONIC コードの出力を利用できるようインターフェイス

パラメータについては，予測モデルが確立するまでは，原が開発され，輸送 解 析 及 び 損 耗 評 価 が 進 め ら れ ている型炉プラズマ環境下で結果に対するパラメータ依存性を理［１０］．今後，プラズマと壁材料不純物の相互作用を自己無解し，概念設計においてその不確定さ考慮する．

撞着に行うために，SONIC と IMPGYRO コードとの結合，（３）コード開発項目と優先順位の検討

もしくは，IMPGYRO 解析結果に基づく壁近傍の輸送モデ

多くの物理モデル開発・コード改良が必要であるが，人ルの開発と IMPMC への実装が必要である．

的資源や開発期間を考えると，中間 C&R もしくは移行判

３．
２．
２．
４ 主プラズマ条件との整合性

断時期までに全ての開発を進めることは不可能である．そダイバータコードでは，主として SOL・ダイバータ領域のため，実験結果やパラメータ依存性解析により原型炉パを解析対象とするが，セパラトリクス内側のポロイダル非ラメータにおける影響を理解し，開発項目・優先順位の検対 称 性 を 考 慮 す る た め に，図１に 示 す よ う に 通 常

討を行う．

"!
!!0.90〜0.95 より外側を解析領域として境界条件を与え

以下，現時点で重要性が高く，早期に着手が必要と考える．しかし，主プラズマと SOL・ダイバータプラズマの輸られる物理モデル開発，コード開発項目例を示す．

送は相互に強く関係するため，いかに適切な境界条件を与・径方向輸送モデル

え，主プラズマと整合した解析を行うかが課題である．

シミュレーション結果に大きな影響を与える磁力線を横ITER の 解 析 で は ダイ バ ー タ 形 状 お よ び 密 度 や 排 出 パ

切る径方向輸送について，信頼性の高い予測モデルが必要

ワー・放射損失パワーなどのプラズマ運転パラメータの範である．しかし，現在のところ，SOL・ダイバータの径方囲が決定しているため，SOLPSコードを用いたデータベー向分布を説明できる理論あるいは解析的な輸送モデルはなスから主要パラメータに対するスケーリング則を作成し，く，経験，もしくは，特定の実験データを再現できるよう

主プラズマ輸送コード解析で用いることで整合性の確認をに分布も含めパラメータが調整されている．

行っている［１１］．一方，原型炉ではダイバータ形状およびそのため，まずは中間 C&R に向けて，実験データから輸

プラズマ運転領域の設計条件が絞られていないため，主プ

送係数・分布のデータベースを作成して，輸送係数の妥当

ラズマ輸送コードとダイバータコードの直接的結合を進め性・外挿の信頼性を向上させていく．その後，将来に向け整合性を評価する必要がある．SONIC コードでは，主プラて，自己無撞着な輸送モデルの開発を進めていくことが必

ズマの 1.5D 輸送コード TOPICS-IB との結合はすでに行わ

要である．

れているが
［１２］，不純物輸送モデルの結合については，現８８４

Special Topic Article

3.2 Divertor Plasma Modeling・プラズマドリフトの導入と SOL プラズマ流の再現

K. Hoshino

イクリング係数（粒子反射率）として１
００％を仮定しておダイバータプラズマの予測精度を向上させるために，内り，また，表面状態も常に理想的なバルク状態を仮定して外ダイバータの非対称性や SOL プラズマ流の駆動に寄与いる．壁材への燃料吸蔵や透過の評価と再堆積・中性子照するプラズマドリフト効果を導入することが必要である．

射等の経年変化による壁表面のリサイクリングや損耗に対

特に SOL 流は不純物イオンの磁力線に沿った輸送等にもする影響を明らかにし，考慮する必要がある．

重要でありドリフトの導入を進めると共に，径方向輸送が

しかし，そのような物理過程を考慮した動的モデルを直ポロイダル方向で変化することや運動論的効果［１３］等，プ

接ダイバータコードに実装することは，主にタイムスケー

ラズマ流を再現するための機構解明が必要である．

ルの違いから困難と考えられる．長時間放電の実機実験

ドリフト効果については海外コードですでに導入実績がや，材料研究，シミュレーション研究を元に，データベーあるものの，実験に比べてその効果は弱い．また，計算がスを作成し，コードへ実装していく．

不安定になり，計算コストも増大する傾向にある．そのた・原型炉ダイバータ設計オプションへの対応

め，数値スキームの再検討と合わせて，理論的にも再検討

原型炉の概念設計で検討されているダブルヌルや先進磁が必要と考えられる．

場配位ダイバータ等の設計オプションに対するダイバータ

・原子分子過程モデルの高精度化

プラズマ性能，熱負荷を解析し，その有効性を評価するた

原子分子過程は，ダイバータプラズマ形成に対して非常

め，設計オプション検討の選択，進捗を勘案しながら，に重要な役割を担っており，特に非接触ダイバータに関与

コードの拡張を進める．

する 1 eV 前後の低温領域における原子分子過程データ

・燃焼プラズマシミュレーション

ベースの高精度化に加え，必要に応じて詳細な原子分子モ

重水素，三重水素の混合プラズマでは，質量の違いがダデルの導入が必要である．

イバータリサイクリングや熱負荷評価に影響する可能性がそのため，直線型装置等で実験的知見を深める共に，そあり，その評価が必要である．特に前者は，主プラズマののモデル化・妥当性検討を進め，ダイバータコードへの実

DT 密度比制御にも関連し，運転シナリオ設計にも重要で装を進める．

ある．

・第一壁への熱・粒子輸送モデリング

コードの多粒子種化に加えて，重水素・三重水素を含ん

現在のダイバータコードでは内外ダイバータ間をつなぐだ素過程のデータベース作成が必要である．実験では生産

SOL（外側赤道面で約 3 cm 幅程度）でのプラズマ輸送を計が難しいデータについては，シミュレーション解析によっ算しており，その外側から第一壁までの輸送を解いてはいてデータベースを作成していく．

ない（図１参照）．ダイバータターゲット以外での粒子リ

３．
２．
４ まとめ

サイクリングや不純物の発生・輸送・再堆積過程，ブランケットへの熱・粒子負荷等を検討するために，プラズマ輸

原型炉ダイバータの物理概念設計を進めるにあたり，数送の解析領域拡大が必要である．現在の流体モデルを拡張

値シミュレーションの担う役割は大きい．しかし，予測精する場合，境界条件の設定等が課題である．他に，粒子モ度の高い原型炉ダイバータミュレーションを行うためには

デルにより流体解析領域と第一壁の間をつなぐような手法

まだ多くの開発課題があり，それぞれが個々に大きな開発も考えられ，まずは，それらの利点と開発コストを整理し，テーマである．中間 C&R，移行判断へ向けてこれらの課題

方針を検討する．

解決を加速し，原型炉の物理設計を進めていくためには，

・非定常化

これまで以上に，プラズマ，中性粒子，不純物，プラズマ壁相互作用や関連分野における実験・モデリング専門家間ELM によるパルス熱負荷の評価や，計測に基づく帰還の連携と協力が必要不可欠である．

制御手法の検討等を行うために，ダイバータコードの非定常化が必要である．
ELM のような特に速い現象を扱う場合には，流体モデ

参考文献

ルにおける Non-Maxwellian 分布・境界条件（シース等）の［１］H. Kawashima et al., Plasma Fusion Res. 1, 031 (2006).
［２］K. Shimizu et al., Nucl. Fusion 49, 065028 (2009).
［３］M. Groth et al., Nucl. Fusion 53, 093016 (2013).
［４］L. Aho-Mantila et al., Nucl. Fusion 52, 103006 (2012).
［５］K. Hoshino et al., J. Nucl. Mater. 463, 573 (2015).
［６］M. Wischmeier et al., J. Nucl. Mater. 390-391, 250 (2009).
［７］N. Asakura et al., Nucl. Fusion 39, 1983 (1999).
［８］M. Toma et al., J. Nucl. Mater. 390-391, 207 (2009).
［９］K. Ohya, Phys. Scr. T124, 70 (2006).
［１０］Y. Homma et al., in Proc. 22th Int. Conf. on Plasma Surface
Interactions in Controlled Fusion Devices (Rome, Italy, 2015).
［１
１］H.D. Pacher et al., J. Nucl. Mater. 415, S492 (2011).
［１２］M. Yagi et al., Contrib. Plasma Phys. 52, 372 (2012).
［１３］T. Takizuka et al., Contrib. Plasma Phys. 50, 267 (2010).

取り扱い，原子分子過程のパルス的応答等，課題が残る．
そのため，実験的考察に加えて，Particle-In-Cell コード等を用いた基礎的な解析により理解を深め，パラメータ調整
および新規にモデルを開発する必要がある．
・主プラズマ輸送コードとの統合
ダイバータ熱制御シナリオと主プラズマ設計との整合性検討に加えて，主プラズマ設計を含めた熱制御シナリオの開発（高密度化や主プラズマにおける高放射損失シナリオ
等）のため，ダイバータコードと主プラズマ輸送コードとの統合化を進める．
・プラズマ壁相互作用モデル
現在のシミュレーションでは，固体壁表面におけるリサ
８８５

J. Plasma Fusion Res. Vol.92, No.12 (2016)８
８６‐８９０

小特集 原型炉に向けてのダイバータの研究開発課題 −現状と展望−４．ITER 及び原型炉ダイバータ工学の現状と研究開発
4. Current Activities and R&D Status on Divertor for ITER and DEMO鈴木哲，朝 倉 伸 幸

SUZUKI Satoshi and ASAKURA Nobuyuki
量子科学技術研究開発機構 核融合研究開発部門（原稿受付：２
０
１
６年１
０月１
６日）

本章では，現在国際協力の下で建設が進みつつある国際熱核融合実験炉 ITER のダイバータの開発の現状を述べるとともに，次世代の核融合炉である核融合原型炉のダイバータの工学設計の現状について紹介する．
Keywords:
divertor, ITER, water-cooled, tungsten, copper-alloy, ferritic-steel

４．
１ はじめにしており，このようなカセット５４個を真空容器下部に配置

本章では，水冷却‐固体対向材料を採用したダイバータ

してダイバータを構成する．なお，CB は各高熱負荷受熱機

として，ITER ダイバータの開発状況を紹介すると共に，器への冷却水のマニフォールド及び DT 運転時に発生する

ITER ダイバータと同様の水冷却‐固体対向材料を主案と中性子に対する遮へいの機能を担っている．これらの機器した原型炉ダイバータの開発に向けた課題と工学設計の現は，ダイバータ製作に参画する日（JA），欧（EU），露（RF）

状を説明する．

の３極が分担して製作を行い，ITER 機構（IO-CT）に物納

ITER ダイバータは開発の当初から，運転期間中の交換される予定である．各極の分担も図１に示した．

を前提とした設計がなされると共に，DT 運転を行う観点
から遠隔保守装置による交換作業を考慮し，図１に示すよ

４．
２ ITER ダイバータの高熱負荷受熱機器の概要

うなカセット構造を採用している．ITER ダイバータは，

４．
２．
１ 垂直ターゲット（IVT，OVT）

ステンレス鋼（316L（N）‐IG 及び XM-19）製のカセットボ

ITER ダイバータの高熱負荷受熱機器において，最も過ディ（Cassette Body; CB）と呼ばれる筐体に，内側垂直

酷な負荷に曝される機器が垂直ターゲットである．垂直ターゲット（Inner Vertical Target; IVT）
，外側垂直ターターゲットは磁力線と交差する位置に設置されるため，磁ゲット（Outer Vertical Target; OVT）及びドーム（Dome;

力線に巻き付いて入射する粒子（イオン・電子）によってDO）と呼ばれる高熱負荷受熱機器が設置された構造を有非常に高い熱負荷を受ける．特に，セパラトリクスに位置
する直線部（ターゲット部）には高い耐熱性が要求され，入射熱負荷は 10〜20 MW/m2 に達する．既存のトカマク型実験装置で実績のある高熱伝導性の炭素繊維複合材（Carbon Fiber reinforced carbon Composite; CFC）が設計に採用され，開発が進められてきた［１］．一方，２０１３年１１月のITER 理事会において，表面保護材として炭素繊維複合材に代えて，タングステンを ITER の運転当初からダイバー
タ全表面に使用するという決定がなされ，もともとタング
ステンを採用していた上部の湾曲部（バッフル部）を含めて，IVT と OVT の 表 面 保 護 材 を 全 て タ ン グ ス テ ン 製（ASTM B760-86（１９９９）規格材）とする大きな設計変更がなされた．この設計変更は，放射性物質であるトリチウム

図１の吸蔵量の多い CFC 材は，ITER においても DT 運転時にITER ダイバータの構造（カセット構造）．

は安全上の理由から使用できないための措置であり，原型
Plasma Facing Component Technology Group, Department of ITER Project,Naka Fusion Institute, Fusion Energy Research and Development Directorate,
National Institutes for Quantum andRadiological Science and Technology, Naka, IBARAKI 311-0193, Japancorresponding author’s e-mail: suzuki.satoshi@qst.go.jp

８８６!2016 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion Research

Special Topic Article

4. Current Activities and R&D Status on Divertor for ITER and DEMO

S. Suzuki and N. Asakura

却管を採用している点が特徴的である．

炉のダイバータ開発をより強く指向した判断に基づく決定である．図２に垂直ターゲットの例として OVT の構造を

４．
３ ITER ダイバータの開発の現状示す［２］．
上記の設計変更では，ターゲット部のタングステン化に現在までに ITER ダイバータ調達に参画する３極は，IO-

加 え，新たに OVT の 両 端 部 の PFU 及 び 中 央 部 の PFU

CT と各機器に関する調達取り決めを締結し，各々プロト（図２における左から１〜３本目，２２本目及び１
１本目と１２タイプの製作を行っているところである．本節では，JA本目の PFU）のバッフル部に Roof-shaping と呼ばれる深いにおける実規模 OVT プロトタイプ開発について紹介する．

傾斜加工（深さ：〜5 mm）が施されることになった．さらJA では２０１３年の設計変更に先立ち，２
０１２年から小型ダにターゲット部には Fish-scale と呼ばれる深さ 0.5 mm ほど

イバータ試験体を用いたタングステンダイバータ開発に着の非常に浅い傾斜加工も施される．前者は OVT にのみ要手した．その結果，表１に示す基本的な接合方法に関して，求されるもので，プラズマの垂直変位（VDE）時にバッフ

高熱負荷試験による評価試験に合格した［３，４］．

ル部に接触するプラズマからの熱負荷によってタングステ

上記の結果を受け，JA が製作した実規模 OVT プロトタンが溶融することを緩和するためのものである．後者は，

イプ PFU 試験体を図５に示す．この試験体は，電子ビーム

IVT，OVT の両者に要求され，図３に示すように定常負荷による高熱負荷試験のために上述した Roof-shaping やFishを受ける際に，Field line 上流側に位置するタングステン側-scaleといったタングステンの傾斜加工は行っていないが，面端部が熱負荷に曝されて溶融するのを防止するためのも

その他は実機 OVT の PFU と同一の構造を有している．

のである．これらはターゲット部のタングステン化及び既本試験体を用いた評価試験（繰り返し加熱試験）を実施

存のトカマク実験装置からのこれまでの知見に基づく表面
保護材の形状変更である［２］．
４．
２．
２ ドーム（DO）
ドームは前節で述べたタングステン化に伴う設計変更の影響はなく，従来通り図４に示す構造となっている．垂直ターゲットに比べ DO は，熱負荷としては主にプラズマからの輻射と中性粒子によるものであり，5〜10 MW/m2 となる．このため，垂直ターゲットのようにタングステン表面保護材を冷却管が串刺しにしたようなモノブロック型ではなく，銅合金製の熱シンクにタイル状のタングステン表面保護材を冶金的に貼り付けた平板型（Flat tile）のより単

図４

DO の構造．

純な構造を採用している．また，除熱能力の高い矩形断面
表１のハイパーベーポトロン（Hypervapotron）と呼ばれる冷図２

タングステン／無酸素銅緩衝層／CuCrZr 管の接合．

Tungsten/
OFHC-Cu interlayer

OFHC-Cu interlayer/
CuCrZr tube

Direct casting
Diffusion bonding
HIP bonding

Brazing with Ni-Cu-Mn filler(Nicuman-37)

OVT の 構 造（１カ セ ッ ト 当 た り２
２本 の PFU．な お，IVT
は１カセット当たり１６本の PFU で構成される．
）

図５
図３

ターゲット部の傾斜加工（Fish-scale）．

８８７

完成した実規模 OVT プロトタイプ PFU の外観（中央の４本の PFU に対して熱負荷 20 MW/m2 の繰り返 し 加 熱 を 実施）．

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.92, No.12 December 2016

した結果，ITER ダイバータ OVT に要求されている最大熱

プラズマ中心部を直接見込まないストライク点付近では中負 荷 条 件（20 MW/m2×３００回）を 超 え る 20 MW/m2，性子照射が比較的低くなるため，ITER と同様に熱伝導の１０００回の繰り返し加熱に対して，除熱性能の劣化やタング

良い銅合金（CuCrZr）配管を使用し，２
００℃，5 MPa の加

ステン表面保護材の巨視的亀裂（macro-cracking）も観察

圧水での冷却が考えられる．この例では，一年間の連続運

されず，無事評価試験に合格した．

転で内側および外側ダイバータの銅合金配管が受ける「はここまで ITER ダイバータの設計と開発の現状に関してじき出し損傷率（displacement per atom）」が，それぞれ述べてきた．次節から詳述する原型炉ダイバータの工学設

0.2−1 dpa，1−2 dpa 程 度 と な る．原 型 炉 に お い て は，計においても，基本的な構造は ITER ダイバータ構造を踏ITER と同程度の冷却水温度（７０℃）では 0.1 dpa 程度の比襲しており，構造材料の選択以外，非常によく似た設計と較的低照射において照射硬化により延性の低下が懸念されなっている［５］．

るためベース温度を２００℃としている．一方，３００−３５０℃を超える高温では銅合金の結晶粒の粗大化や析出物に伴う照４．
４ 原型炉ダイバータの工学概念

射軟化も懸念されるため，原型炉使用環境での中性子照射
データベースの整備が急がれる．

原型炉設計合同特別チームで行われているダイバータの工学概念においても，現在の技術基盤と今後の技術見込を実際に，２系統の冷却水配管とダイバータ冷却ユニット

考慮し，ダイバータ対向壁前面を W モノブロック構造としをカセット内に配置した設計も進められており，概念図をてブランケット設計と同様な加圧水冷却を基本設計として

図７（a）に示す．第２章で説明したダイバータレッグ長をいる．一方，核融合出力が 1.5 GW レベルの原型炉では，中ITERよりも長い1.6 mとした設計案では銅合金配管を使用

性子照射フラックスは約３倍に増加し，定常放電となるた

する冷却ユニットを内側・外側ともに 0.8 m としている．

めその時間積分量であるフルーエンスは一年あたり

冷却配管の内径・外径は，加圧および冷却水量に対応する

５０−１００倍に増加する．こうした環境に対応する設計概念，

規格を参考にした．ダイバータカセットはトロイダル方向

および最大 10 MWm−2 の熱負荷分布と核発熱を想定した

7.5度ごとに分割され，
１６箇所あるダイバータ排気経路も兼熱除去設計について説明する．

ねた遠隔保守用ポートから各３台を交換する
［７］
．モノブ

４．
４．
１ ダイバータ冷却ユニットと冷却配管設計

ロックの大きさは ITER と同程度（幅：22×15 mm）とし，日本のトカマク原型炉ではブランケットと同様に加圧水

内側・外側ダイバータおよびドームにトロイダル方向にそ

冷却（２９０℃，15 MPa）を基本としているが，熱伝導率の低

れぞれ３４，４７，４１列のモノブロック冷却ユニットを設置しい低放射化フェライト鋼 F８２H 配管を使用するため，熱負ている．タイバータ対向面に，外側ダイバータでの熱負荷

荷は 5 MWm−2 程度が限度と考えられる．中性子輸送コー

ピークを２．
３．
１で示したシミュレーション結果よりも大き

ド MCNP-R と核データベース FENDL-2.1 を使用してダイな 10 MWm−2 とした熱負荷分布を想定し，核発熱を加えたバータの設計案（!!"#!2 m）を評価した結果（図６），特に入熱条件を与え，２つの冷却水系における流速と温度上昇の評価を図７（b）に示す．銅合金配管系では，冷却水は外側ターゲットか ら 内 側 タ ー ゲ ッ ト を 経 て 排 出 さ れ る．
ITER と同様にスワールテープにより冷却水への熱伝導を高め，内側ターゲットで最大流速を 13.4 ms−1 とした場合，最終的な温度は２
３１℃に達するが，限界熱流束に相当する

図６

Ldiv ＝ 2m ダイバータにおける（a）
ダイバータ板への中性子束，および W 表面と冷却配管への１年間でのはじき出し損
傷量（dpa）．（b）
銅合金配管（■），F82H 配管（●）のポロ
イダル位置．

図７ （a）
ダイバータカセット内の配管（b）
銅合金配管および低放射化フェライト配管の冷却水ルートと流速に対する温度上
昇．

８８８

Special Topic Article

4. Current Activities and R&D Status on Divertor for ITER and DEMO

S. Suzuki and N. Asakura

２５０℃よりも低い．F82H 配管系の冷却水は発電に使用するためブランケット温度と同程度の３２２℃に達するようにしているが，外側バッフルを経て内側バッフルをまわる経路
では，最大流速が８ms−1 に達する．また，内側と外側リフ
レクターおよびドームには並列に分流し，ほぼ同じ出口温度に達するよう流速を調整する．１ダイバータカセットあたりの冷却ユ ニ ット 用 冷 却 水 の 流 量 は，銅 合 金 および
F82H 配 管 系 統 で そ れ ぞ れ 0.029 m3s−1，0.056 m3s−1となり，ダイバータ全体（４８カセット）では 1.39 m3s−1，
2.69 m3s−1 になる．
原型炉においては，核融合で発生する中性子およびガンマ線により構成材料中では核発熱が生じる．この大きさは，ターゲット部ではプラズマによる最大表面熱負荷の１割以下で有り，冷却ユニットの熱除去設計には大きく影響しないが，バッフル，ドーム，支持構造物やカセットではITER と比較して大きく，これを考慮した熱除去設計が必要である．原型炉では，ダイバータカセット設計を，大きな核発熱の除去，ディスラプションによる渦電流・ハロー
電流などによる電磁力に耐え，かつ遠隔交換に適した構造，さらに廃棄物を減らすために再利用部を増やすことも考慮し，進める必要がある．
４．
４．
２ ダイバータ冷却ユニットの熱除去設計
前節で説明したターゲット冷却ユニットの熱除去性能は３次元有限要素法による熱輸送解析により評価されている．冷却ユニットは，W モノブロックに銅合金配管（内径9 mm，外径 11 mm）を，緩衝材に無酸素銅を使用し接合する構造とした．W 表面から緩衝材までの深さは５mm として，銅合金配管にはスワールテープを挿入し除熱性能を高める．本検討では，磁力線に沿うプラズマによる熱流束と，放射損失と中性粒子による熱負荷が，実際の熱負荷に似た分布で照射されるとし，プラズマ対向面は実際の構造を反
図８ （a）
外側ダイバータ板へのプラズマと放射損失による熱流束分布（プラズマ輸送のみ，合計）および中性子エネル
ギー束．ダイバータ板への最大熱流束が 10 MW/m2 の分布条件における温度分布：（b）
モノブロック表面，（c）
断面．

映するように，プラズマ入射側のエッジを保護するためにタイル表面はトロイダル方向に１°傾斜させ段差（Fishscale）を設けている．図８に外側ダイバータ板におけるプ
ラズマ熱負荷に放射損失パワーを加えた熱負荷条件の例と評価のために重要なことがわかる．

ストライク点付近における解析結果（モノブロック表面および最大熱負荷地点での断面温度分布）を示す．Fish-scale

熱 輸 送 の 解 析 結 果 か ら，冷 却 水 へ の 最 大 熱 流 束 はがない場合の最大熱負荷は 10 MWm−2 であるが，傾斜のた

18 MWm−2 に達するが，限界熱流束の 2/3 に相当しプラズ

め入射と反対側で 11.9 MWm−2 に達し，段差のためプラズ

マ制御による変動などを見込んだ尤度内と考えられる．まマ照射に対して影となる部分は放射および中性粒子によるた，モノブロック側面における銅緩衝材の接合部では局所

熱負荷のみ 5.6 MWm−2 を受け，トロイダル方向に対して的に 25 MWm−2 に達するが ITER の熱負荷試験とその解析も非一様な熱負荷分布となる．この結果，W 表面温度は評価を参考にすると許容範囲内と思われる．構造材である

エッジ部で最高（１０２１℃）に達するが，W の再結晶温度

銅合金配管の変位（ひずみ）と応力について弾塑性解析を（１２００℃）以下である．また，銅合金配管における銅緩衝材

開始している．接合製作時から常温冷却までの温度履歴を側の最高温度は３３１℃であり構造強度を保つことができる

経て，２００℃の運転ベース温度から最大 10 MWm−2 に相当と思われる．ここで核発熱の影響は銅合金部の温度上昇にする熱負荷を繰り返し与えたが，ひずみの進展や応力変化

して 5℃ 程度である．外側ダイバータのように部分的に接は 見 ら れ な い．ま た，銅 合 金 配 管 の 応 力 は 局 所 的 に触プラズマとなる場合，さらに磁力線に沿うプラズマ熱流

200 MPa を超えるが多くの部分では 80−150 MPa と熱膨張−2に達すると，Wによる応力を加えた許容応力（3 Sm）以下に収まる たの再結晶温度を超える．ダイバータの磁場形状やモノブ束が増え，熱負荷が局所的に 14 MWm

め，設計の修正により改善は可能と考えられる．また，対ロック形状を考慮した冷却ユニットへの熱特性解析は，プ

向材や緩衝材の応力も材料特性から評価可能であるが，機ラズマ制御による熱負荷の低減とともに，ダイバータ運転

能材料であるため強度限界の判断は難しく，むしろ試験体
８８９

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.92, No.12 December 2016

原型炉のダイバータ研究開発では，主プラズマの設計におへの熱照射試験等による R&D が望まれる分野である．
原型炉環境では，中性子照射による W および銅合金材のいても放射損失や密度の増加が望まれ，それと整合するダ欠陥生成や He 発生・透過による脆化，あるいは核変換なイバータ磁場や幾何形状および非接触プラズマ制御の改善

どによる伝熱性能の低下が想定される．照射フルーエンス

によりダイバータ板への熱負荷を低減するシナリオが不可や繰り返し熱負荷に伴う劣化を想定した熱・応力評価も行欠となる．

い，プラズマやダイバータ運転に反映することも考えられ

４．
５ まとめ

る．
本節では，最大 10 MWm−２の熱除去能力をもつ ITER

現在建設が進みつつある ITER のダイバータの開発状況

ダイバータを基本概念とし，「現在の技術基盤と今後の技に関しては，ダイバータ製作を行う３極（JA，EU，RF）が術見込を考慮した」ダイバータ設計案を説明したが，原型

プロトタイプ製作を実施しており，特に JA はその中で初炉「初期」のダイバータと考えている．その製作段階まで

めて実規模プロトタイプ PFU の評価試験に合格したとこには，さらなる材料や製造手法の開発，工学設計や製作手ろである．一方，原型炉ダイバータ開発に関しては，量研法の開発は求められる．一方，定常運転の照射環境下では，機構において水冷却‐固体対向材料を主案とし，ITER ダイ

W 対向材の損耗・溶融および銅合金配管を使用した箇所

バータの技術的な延長として捉えることのできるダイバー

は１‐２年毎に遠隔保守（交換）が必要となり，原型炉の稼働

タの工学設計が進捗している．この工学概念は上述したと率を制限する大きな要因になる．したがって，商用炉に向おり，原型炉「初期」のダイバータに向けた設計概念であけた原型炉「後期」ダイバータ設計として，プラズマ対向

り，今後，原型炉「後期」ダイバータのための工学設計及材料の開発と共に，銅合金に代わる冷却配管を使用した工び材料開発が必須と考えられる．特に，原型炉の経済性を学設計［８］，あるいは耐中性子照射性能の高い銅合金の開考慮して，保守管理の合理化に向けた一層の努力が必要で発計画が，原型炉設計の段階で求められる．

ある．

一方，熱伝導率の低い F８
２H 冷却配管を選択した場合，第２章で示したシミュレーション結果のようにダイバータ

参考文献

サイズを大きくする設計とともに，放射損失する割合をさ［１］例えば S. Suzuki et al., Fusion Eng. Des. 87, 845 (2012).
［２］例えば M. Merola et al., Fusion Eng. Des. 96-97, 34 (2015).
［３］K. Ezato et al., Fusion Eng. Des. 98-99, 1281 (2015).
［４］T. Hirai et al., Fusion Eng. Des. 88, 1798 (2013).
［５］K. Ezato et al., Fusion Eng. Des. 109-111, 1256 (2016).
［６］N. Asakura et al., 12th Int. Symp. Fusion Nuclear Technology (Jeju, Korea 2015) 05A.
［７］H. Utoh et al., Fusion Eng. Des. 98-99, 1648 (2015).
［８］J.H. You et al., Fusion Eng. Des. 109-111, 1598 (2016).

らに増加する必要があり，炉心およびダイバータにおいてより厳しいプラズマ制御が求められる．原型炉のダイバータ研究開発に向けて，プラズマ対向材および冷却配管材の開発および新たなダイバータ工学設計の進展に寄せられる期待は大きい．さらに，現在のトカマク実験装置での結果や２．
３節で記したようにダイバータプラズマの制御と主プ
ラズマの閉じ込め性能および燃料希釈への影響は大きい．

８９０

J. Plasma Fusion Res. Vol.92, No.12 (2016)８
９１‐８９６

小特集 原型炉に向けてのダイバータの研究開発課題 −現状と展望−５．ダイバータ対向・構造材料と照射影響研究の現状と研究開発
5. Current Status of Irradiation Effects Research and Development
on Plasma Facing Materials and Structural Materials of Divertor

５．
１ タングステン
5.1 Tungsten
長谷川晃
HASEGAWA Akira
東北大学工学研究科（原稿受付：２
０
１
６年１
０月１
６日）

核融合炉のダイバータ用対向材料としてのタングステンの使用環境と，それに合わせたタングステン材料の開発について概観する．さらにこれまでの中性子照射データから得られたタングステンのはじき出し損傷と核変換の効果について述べ，今後の中性子照射研究についてまとめる．
Keywords:
Tungsten and tungsten alloys, neutron irradiation, irradiation damage, nuclear transmutation, property degradation

５．
１．
１ はじめにに製造工程の変形加工等により転位組織や微細な結晶粒組

核融合炉（国際熱核融合実験炉 ITER および原型炉につ織が導入されるが，この加工工程は材料の形状を整えるだいて）におけるダイバータの中性子および熱負荷環境は，けでなく，組織の均一性や強度・延性等の特性を向上させタングステン（W）を使用した場合，表１に示すような条件ている．このような組織は，ダイバータの環境，すなわちが試算されている［１，２］．これはダイバータの形状や周辺

高温で使用すると加工組織の回復や再結晶がおこり，転位

機器の配置などにより，中性子のエネルギー分布や中性子や結晶粒組織の回復（消滅）により強度の低下と伸びの増束が変わることにより変動するが，本節の内容の前提とし

加，そして再結晶による結晶粒の粗大化などがおこる．Wて考えることにする．原型炉のダイバータでは５年ごとの材料でよく使われる「応力除去熱処理」というのは，加工交換を前提として，中性子照射により 15 dpa 程度の照射損などで材料中に残った弾性ひずみを取り除くための熱処理

傷と３％程度の核変換レニウム（Re）が発生すると予測さで，比較的高温環境で起こる応力緩和という現象を利用しれている．一方で，高エネルギー中性子によって発生するたものである．強く加工した材料は加工時の残留応力によ!）反応によるヘリウム（He）は約 10 appm 程度と，参考（n，り，加工後にたわんだり，少し時間が経ってから割れたり

値として示されている低放射化鉄鋼材料にくらべて低くな

する「遅れ破壊」現象を引き起こすことがある．W では加ると予想されている．

工の度合いにもよるが，高温で保持することで転位の移動

ダイバータのプラズマ対向部分については，ITER で使が起こり，内部に残留した弾性応力が，例えば９００℃の温度

われる W モノブロックが原型炉でも使われるとして，そので 0.1〜0.5 h 保持することで８割程度は消失（除去）する

使用温度条件を考える．ダイバータはプラズマにさらされ［４］．W ではさらに高温におかれることで，転位組織が完る側の表面の高温領域（この温度はプラズマの密度やエネ全に回復し，新たな結晶粒ができる再結晶化と，さらにこルギー，ダイバータ形状にもよる）から，冷却水の温度まの結晶粒の粗大化がおこる．W の粒界の結合強度は弱いので大きな温度勾配の中で使われると想定される．その概要

で，低温にしたときに粒界で破壊する粒界脆化が起こるこを図１［３］に示す．このような温度勾配に対して，一般的にとが知られている．また，W のような体心立方構造をもつは熱膨張による熱応力の発生などが考えられるが，材料の金属材料では，ある一定の温度以下では転位が動きにくく特性を考えると，さらに挙動は複雑になる．

なって，延性が急激に低下し，金属の母相（結晶粒内部）そW のような金属材料の特性，特に強度や伸び等の機械特のものが塑性変形を起こす前に脆性的に破壊する．この境性は温度条件で大きく変化する．さらに，金属材料は一般界の温度を延性脆性遷移温度（Ductile Brittle Transition

Tohoku University, Sendai MIYAGI, 980-8579, Japanauthor’s e-mail: akira.hasegawa@qse.tohoku.ac.jp

８９１!2016 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion Research

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.92, No.12 December 2016

Temperature:DBTT）という．機械的健全性が要求されるフィラメントのような薄板や細線が多く作られたが，高密機器の構造材料では，使用温度がこの DBTT よりも低くな

度（19.3 Mg/m3）で重く，高温でも硬く変形しにくいこと

らないようにして使われる．図１にはこれら，ダイバータから圧延などの加工が難しいこと，硬いために室温で行うの温度環境と組織変化，材料特性の温度依存性の概略も示ことの多い機械加工中での工具の摩耗や W 自身の割れやす［３］．このように温度分布のあるものについては，それ

欠けが起こりやすいことから，ダイバータのようにブロッ

ぞれの温度が組織変化や特性変化にどのように影響するのク状で使われることはほとんどなかった材料である．
核融合炉での利用状況を考えると，ダイバータのタイルかにも留意しなければならない．

は核融合炉の安全性を担保する圧力境界の構造材料ではな

５．
１．
２ W 材料開発

いので，ITER では冷却を担保する熱伝導の妨げにならな

W は金属元素中最高の融点（〜３４２０℃）をもち，資源量

ければ，き裂の発生をある程度許容している．しかし，機もそこそこあることから，高温機器用材料として古くから器を長期にわたって安全に使用するには，き裂の発生はで使われてきた．特に融点が高いので，溶融して単結晶を作

きるだけおこらない方がよい．ITER の機器・材料の調達る際に他の元素が蒸発するなどしてしまうので高純度材をの基準の一つである「ITER グレード」というのは，粉末焼得やすいので，昔から高純度単結晶を使った物性研究が行

結と熱間圧延で製造された工業用の W 材料の厚板材の一われてきた．一方，工業用材料としては，電極や電球の般的な規格（ASTM 準拠）で，不純物レベルがそこそこ低

表１

ITER

および DEMO 炉での中性子照射条件［１］．＊は［２］
より．表中の RAFM は低放射化マルテンサイト鋼を示す．
ITER
Divertor

Component Replacement
Av. neutron fluencedpa

Up to 3Max.0.15 (MWa/m2)
0.7 dpa/W

First Wall
5 year cycle
10 (MWa/m2)
30 dpa/W

DEMO like Reactor
Divertor Target
5 year cycle
5 (MWa/m2)
15 dpa/W

120 dpa/RAFM

appm(He)＊〜20 appm/W＊

60 dpa/RAFM〜10 appm/W＊

1200 appm/RAFM%Re for W
Normal Operation
No. of cycle
Peak particle flux
Surface heat flux
PFM operational
Temperature
ELM energy density
Off-normal operation(Disruptions)
Peak energy density
Duration(ms)/no.of event

600 appm/RAFM

6%Re

3%Re

10000
10×1023/m2s
10 MW/m2
W: 200−1000℃<1000
0.02×1023/m2s<1 MW/m2
W: 550−800℃<1000〜10×1023/m2s<10 MW/m2
W: 500−900℃ (Water cool)
650−1450℃ (He cool)

30 MJ/m2<<1 MJ/m2<<1MJ/m2

0.15% Re

1−10 (%)

図１(Disr.)−−(Disr.)

30 MJ/m2
1−10, max. 10

ダイバータの温度環境と W の組織および機械特性の温度依存性［３］．

８９２Special Topic Article

5.1 Tungsten

A. Hasegawa

く，結晶粒径が約 120 μm 以下，硬さが Hv：４１０と，再結晶

生産性，加工性，製造コストなども材料選択の重要な因子

していない熱間圧延材であれば，ほぼ満たしている基準でとなる．本研究の主題である中性子照射効果を確認する材ある．これは材料の調達先を広げ，コストを下げるために料としては，実験開始からデータを得るまで数年の単位が比較的ゆるい基準にしたものと思われる．

必要なこと，照射前の材料製造時の不均一性や欠陥などに一方で，ITER グレード材以上のさらに機器の高い健全よる材料特性への影響を避けるためには，毎年性能が進歩性を実現する W 材料を得るための開発方針としては，（１）

する開発途上の材料よりも，まずは再現性および均一性が再結晶温度を上げる（再結晶しにくくする），（２）DBTT

担保できる製法による材料を選択し，原子炉での照射実験を下げる（運転停止時でも破壊しにくい），（３）高温強度をを行うことが肝要であろう．

上げる（高温環境下でも変形・破壊しにくい）が考えられ，

５．
１．
３ 中性子照射効果（はじき出し損傷）

これらを実現すべく各種の材料開発が進められている．そのために結晶粒の微細化等の組織制御が様々な方法で採用

W の中性子照射効果に関する研究は，１９６０年代から８０年されている．図２は結晶粒のない単結晶から，粉末焼結

代にかけて，米国で宇宙用原子炉の燃料被覆管材料等とし（PM）やアーク溶解，化学気相堆積（CVD）法，メカニカての研究が進められた［５］．この原子炉の計画が頓挫した

ルアロイング（MA）法などで結晶粒の大きさや形状を制ことからその後は重照射の研究はほとんど行われなかった御した例を模式的に示している．K ドープや La ドープ材とが，体心立方金属中の格子欠陥の研究として低照射量の原は，カリウム（K）のバブルや，ランタンの酸化物（La2O3）子炉照射や，加速器や電子線を使った研究は行われていたを粒界・粒内に分散させて結晶粒微細化と高温強度の向上［６］．核融合炉では 15〜30 dpa という重照射が想定されてを狙った W 合金であり，工業材料としても使われているもいるが，米国において材料や燃料試験用に高速中性子炉がのである．結晶粒の微細化は，粒界が細かくなることで，使えたときはWでも10 dpa近い照射の実績があったが，９０

粒界に沿ったき裂の進展が粒界に沿って偏向する際にエネ

年代以降，高速炉が世界的に運転停止となると，照射量もルギーが余分に必要になることから，低温領域における脆

１〜２dpa のものしか行われていない．最近の W の照射化の抑制方法として使われている手法である．単結晶は結データもほぼこの範囲前後である．ここでいう dpa（dis-

晶粒がないので再結晶は起こらず粒界脆化を起こさない

placement per atom）とは照射環境のパラメータであり，し，一般的には低温でも延性を示すこともあるので良いよ

中性子照射による材料の吸収エネルギー量から計算した材

うに思えるが，ちょっとした傷が原因で，特定の結晶面に料中の格子位置からはじき出された原子の数（空格子点の沿って簡単に全体がガラスのように劈開破壊してしまうこ

数）と材料中の全ての原子の数の比（無次元量）である．例とがある．そのため仮にモノブロック程度の単結晶を作れ

えば１dpa は中性子照射により材料中の全ての原子が１たとしても，室温での機械加工で表面の研削や研磨が必要

回，その格子位置からはじき出される損傷量を示す．実際なダイバータの材料としては不向きであろう．この他にはには，格子原子のはじき出しは 10 nm 立方くらいの領域の強加工した W の薄板を積層した材料や，繊維などの強化材

局所的な現象であり，さらにはじき出された原子の９９％以や別の金属などと複合化した材料などの研究が世界各国で上が，はじき出し直後の ps から ns の極めて短時間の内に進められている．

格子位置に納まる（再結合する）ので，1 dpa といえども材

実用的には ITER では数十〜百トンレベルでの素材が必

料全体が結晶の形を崩してアモルファス（非晶質）や液体

要となることから，製造性，組織的均一性，再現性，大量状態になるわけではない．発生直後の再結合を生き残った

図２

工業的に行われている W 材料の組織制御方法．

８９３

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.92, No.12 December 2016

わずかな欠陥が，長い時間を経て蓄積され，移動し集まっ所的ではあっても原子が攪拌されることで，原子の移動がて格子欠陥集合体になって，材料を変質させるのである．

促進され，温度が上がるのと同じ効果になり，シンクが本

また，同じ中性子照射を受けても，材料原子の結合の強さ

来安定である温度でも回復や分解などで消滅してしまうこや原子の質量で dpa 値は異なる．例えば鉄鋼材料の１dpaとがある．もし，シンクが消滅して欠陥を吸収する効果がは W の約 0.3 dpa に相当する［７］．

なくなると，急激な照射による変化などが起こる可能性がこれまで我々や他の研究者の原子炉照射で得たデータをあり，その変化は簡単に外挿できるものではないので，重基に，比較的核融合炉に近い温度領域である５００〜８
００℃の照射領域までの実際の照射データが求められることにな

範囲で，約 1 dpa での純 W（再結晶材）における照射挙動

る．

をまとめたのが図３である．はじき出しで形成する照射欠

５．
１．
４ 中性子照射効果（核変換）陥集合体は，原子のはじき出されたあとの空格子点が集まったボイド（空洞）や，はじき出された格子原子が板状

中性子照射でははじき出しのみならず，中性子を吸収しに集まった転位ループなどである．これら欠陥の集合体にて別の核種や元素に変わる核変換もおこる．W では，特による材料特性への影響の例として，ボイドによる体積増加

エネルギーの低い熱中性子との核反応の（n，"）に起因する（スエリング）と，照射による硬化（強度上昇に相当）を示

核変換がおこりやすく，レニウム（Re）やオスミウム（Os）

す．W を始めとする体心立方金属は一般にボイドによるスなどが生成する［７］．この反応断面積（確率）は W の同位

エリングはあまり大きくなく，10 dpa程度の照射でも1.8％体にもよるが，Fe にくらべると１０〜１００倍以上も大きいた

程度の体積増加であり，最大のスエリングは８
００℃前後でめ［９］，熱中性子の多い照射環境では，純 W が数％の核変起こると報告されている［８］．一方で照射による硬化は欠

換形成元素を含む W-Re 合金あるいは W-Re-Os 合金に変陥集合体の大きさと単位体積当たりの数（数密度）の積のわっていくという特徴がある．W で核変換が重要なの平方根に比例すると言われており，硬化のレベルの度合い

は，非照射では Re は２５％まで，Os は５％くらいまでは W

は照射時の温度や照射速度（dpa/s）などで変化する．一般に欠陥が大きく［小さく］なれば数密度は低下［増加］すに固溶するのに，中性子照射環境下では Re が５〜１
０％程
度でも #相（WRe）や !相（WRe3）が析出することにあるる．これら欠陥集合体の大きさの変化は１０倍程度である（Osも同様）［１０］．これら析出物は金属間化合物で非常に硬が，数密度の変化は１００倍から１０００倍くらいになるので，低く，脆い．この照射誘起による析出のメカニズムはまだ完

温照射でのほどほどの大きさの高密度の欠陥集合体の方が全に解明されていないが，非照射では固溶体となって均一

硬化が大きくなるという傾向がある．この欠陥集合体の大に混じり合っている組成であっても，照射によって析出がきさや数密度は，これらの格子欠陥を吸収して消滅させる

誘起され，それにより W の母相が非常に大きく硬化するこ

シンク（sink）と呼ばれる材料中の結晶構造の乱れの部分，とがある．一方で，析出は前述の欠陥のシンクにもなるの

例えば加工による転位や結晶粒界，析出物などの存在によで，はじき出しによる照射欠陥集合体ができにくくなるとり大きく変わる．例えば金属材料の照射による影響を抑制いう良い面もある［１１］．どちらにしても材料中に異物が形する手段として，冷間加工や結晶粒微細化，析出物形成な成することで硬くなるというのは，材料が変形しにくくなどによる高密度のシンクの導入が採用されてきた．これら

るということなので良さそうであるが，強くなると材料はシンクの効果は非常に顕著に現れることもあるが，どのく脆く壊れやすくなるので，材料的には照射による硬化は小らいの照射量（dpa）まで，欠陥のシンクとして有効に働く

さい方が良く，そのバランスが重要になる．
また，Re は固溶状態では W の熱伝導率を低下させる．

か，という点が重要である．照射によるはじき出しで，局

図３ ５
０
０〜８
０
０℃の温度領域で，1 dpa 程度照射した純 W の損傷組織の概略．

８９４

Special Topic Article

5.1 Tungsten

A. Hasegawa

図４に非照射の状態における W と W-x%Re 合金の熱拡散件下では，表面近傍の粒界での He 気泡形成で粒界脆化が率（熱伝導率にほぼ比例）の温度依存性を示す［１２］．５％

起こる可能性が高い．一方，再結晶で結晶粒が粗大化したRe で室温の熱拡散率が純 W の約５０％程度に低下する．そW においては，極表面あるいは材料内部において，He 量がの結果，冷却効率が低下しダイバータタイル表面の温度が少なくても粒界に形成した He の気泡が，室温など低温領上昇する．これから核融合炉での使用中に Re が蓄積する域での粒界破壊の原因となって脆性破壊を促進することでことで，当初は再結晶しなかった W でも，冷却能力が低下

DBTT を上昇させる可能性が考えられるが，いずれも実験して表面の温度が上がることで，場合によっては再結晶を的には検証はされていない．

起こすようになる可能性が考えられている［１３］．Reは非照

５．
１．
５ 中性子照射研究の今後

射環境下では固溶状態で使うと，W の延性を増し，DBTTを下げ，高温強度を上げる W の特性を改善する元素として

前述のように W の組織制御が照射による組織変化がお昔からよく知られて元素である［１４］．しかし中性子照射環

こる環境下でどこまで有効に働くかは実際に照射によって境下では固溶範囲内でも析出がおこり，析出物による硬化

個々の材料を調べるしかない．また原子炉照射によると材料の延性低下，さらには DBTT の上昇も引き起こす可DBTT 上昇や脆化についても，はじき出し損傷量だけでな能性のあるやっかいな核変換元素である．照射下の環境でく，中性子スペクトルに強く依存する WRex の析出物の影

どのような機構でこのような劣化を引き起こすようになる

響をよく考え，その結果が核融合炉に当てはめられるかにのかについては，まだ明らかになっていない．

留意しておく必要がある．これまで得られた結果から，微核変換については，数 MeV 以上の高エネルギー側の中細組織発達についての DEMO 炉領域までの予測は行われ!）反応で発生する He による粒界の性子が引き起こす（n，ている［３，
１７］が，その確認はできていない．現在，重イオ

脆化や，ボイドの形成や成長を促進することでスエリング

ン照射による重照射領域までの研究も行われているが，中を大きくすることが鉄鋼材料では問題になっている．W

性子照射材とイオン照射材のはじき出し損傷量（dpa）と!）反応のしきい値が高いため［９］，表１に示すよでは（n，照射温度を考慮した微細組織変化のいわゆる照射相関はまうに鉄鋼材料の 1/10 以下の He しか発生しないと考えられだ不十分な段階である．

ている．He は固体材料にほとんど固溶しないため，粒界な原子炉での照射は照射する試験片を入れる体積が限られどの界面上に析出し，粒界強度を低下させる He 脆化が鉄ていること，材料の放射化により照射後の材料試験が制約

鋼材料などで知られている．W においてもわずかな He でを受けることなどから，小型の試験片（3 mm 直径，厚さも粒界脆化を引き起こす可能性があるが，W 中で He の動

0.3 mm の微小円板）での照射が主に行われてきた［１７］．

く温度が１２００℃近傍というデータがあり［１５］，同じように

この試験片では硬さや微細組織の情報は得られるが，引張K の気泡が粒界上に発生する K ドープした W 材料（非照射

り強さや延性，DBTT などは正確に評価できない．そのた材）では，高温領域でこの気泡による脆化が見られていな

め，開発した材料で非照射における材料特性が向上したもいので［１６］，中性子照射材でも高温における粒界の He 脆のや耐照射性が期待される材料でも，これらの特性を評価

化は起こらない可能性もある．ただしこれは材料内部にお可能な大きさの試験片を原子炉に入れて照射しないとそのける核反応由来の He の生成量が少ない領域の話であり，効果のほどはわからない．一方，W の諸特性は C，N，O

プラズマからの高密度の He イオンの照射にさらされる対など侵入型不純物元素や，加工度，結晶粒の形状や大きさ

向壁の極表面で報告されているファズ構造のように，Wなどに影響を受けるため，素材や製造・加工の段階から吟中での He 濃度が数千 ppm 以上に達する領域で，材料の温味して単純に組成や組織のみを変えた材料間で比較しない度が He が動くとされる１２００℃を超え，再結晶もおこる条と，それらの耐照射性の有効性を確認することも難しい．
一方で均一で再現性の高い W 材料の製造には大型の粉末圧縮の装置や千数百度の雰囲気を制御した熱処理や加工の設備が必要である．そのため，照射実験においては，非照
射材料における再結晶温度や組織均一性，熱物性や機械特性のデータを取得したものについて，照射試験を進める必要がある．
ダイバータ機器の照射効果検証のために，モックアップ
をそのまま原子炉に入れて照射する計画も考えられているが，図１や図４に示したようにダイバータには様々な温度環境があり，材料は照射温度によって様々な変化を示すことから均一な欠陥分布にはならない．さらにモックアップ
は体積が大きく，形状が複雑なため，照射温度の評価も不確かになりやすい．一方，低温照射材の場合，高温加熱によって照射欠陥が再結合で消滅してしまうこともあり，照図４

Wの熱拡散率に及ぼすReと測定温度の影響．［１
２］
より，再
構成．

射したモックアップの高熱流束加熱試験による破損の原因がどこにあるのかが，はっきりしなくなる可能性もある．
８９５

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.92, No.12 December 2016

ただ，実機でもそれほど温度勾配の無い低い温度領域の冷却管周辺やその接合部などの界面の照射後の健全性の確認には有効であろう．モックアップ試験体は体積が大きいので多くの試験体を照射することが難しく，また照射後の放射能レベルも高くなることから，容易には照射後の特性評
価ができない恐れがある．そのため，個人的には，モック
アップの照射は工学的には興味ある課題ではあるが，形状が決まっていない中で，限られた予算の下で，限られた原子炉照射の機会や照射体積を有効に利用ためには，モック
アップの照射よりも，より材料の特性変化のデータを着実に蓄積できる材料照射をまず進め，その材料データから有限要素法等により実際の構造体の照射後の特性変化を予測し，形状などを最適化したものを照射する方が確実な道で図５あると考える．

これまで得られたデータ領域と原型炉のダイバータおよび第一壁で想定されている照射環境の比較．

図５はこれまでに原子炉の中性子照射で，ある程度系統的なデータが取られた領域と，DEMO 炉のダイバータや第い高速中性子環境で重照射が可能で，温度制御あるいは温一壁で想定されている照射環境を併記したものである．最度計測が可能な照射設備をもつ材料試験炉は限られてい近の原子炉照射実験により近々データが得られるであろう

る．日本原子力研究開発機構の高速実験炉「常陽」は現在領域も合わせて示したが，それでもDEMO炉で想定されるは停止中であるが，世界的に見てもほぼ唯一といってよい

重照射領域のデータが足りていないことがわかる．現在の貴重な照射施設であり，是非，安全性確認の上で再稼働と，材料試験用原子炉はほとんどが熱中性子の多い混合スペク

核融合炉の材料試験用にも供されることを願ってやまな

トル炉であり，Re を生成する核反応が非常に優勢にない．

り，1 dpa 程度で純 W が W‐１０％Re に変わってしまうこともある．そのため，核融合環境に近づけるためにはガドリ

参考文献

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などの熱中性子遮へいが必要になる．現在，日米科学技術
協力事業核融合分野の PHENIX 計画では，米国オークリッ
ジ 国 立 研 究 所（ORNL）の 高 中 性 子 束 同 位 体 生 産 炉（HFIR）を使って，熱中性子遮へいを施したキャプセルを作製し，核変換を抑えてより核融合炉に近い環境での照射実験を進めている．しかし照射量は約１年間の照射でも2 dpa 以下で，核融合炉で想定される 15−30 dpa という照射量にはまだ届かない．一方，D-Li 反応による高エネル
ギー中性子を使った強力中性子源（IFMIF）計画が ITER
-BA 計画の中で進められている．この環境を使うということも考えられるが，IFMIF ではターゲット領域の照射体積が限られていること，IFMIF は既に原子炉で 100 dpa 近い
重照射データを得ている構造材料として使われる低放射化
鉄鋼材料において，残されている課題である核変換 He による脆化評価を中心に，照射に数年以上かけて研究が行われる予定になっている．この材料データは核融合炉の安全性を担保し，建設のライセンス獲得に必須のデータであり，最優先で取り組むべき課題である．W は鉄鋼材料にくらべて，核融合分野ではいわば「遅れて来た材料」であり，まだまだ基本的な照射データも十分ではない．そのためまずは照射体積が確保できる原子炉の照射機会を積極的に使うことが必要である．しかし世界的にみて，核変換の少な

８９６

J. Plasma Fusion Res. Vol.92, No.12 (2016)８
９７‐９０１

小特集 原型炉に向けてのダイバータの研究開発課題 −現状と展望−５．ダイバータ対向・構造材料と照射影響研究の現状と研究開発
5. Current Status of Irradiation Effects Research and Development
on Plasma Facing Materials and Structural Materials of Divertor

５．
２ 銅合金・フェライト鋼
5.2 Cu Alloys and Ferritic Steel
濱口大，谷 川 博 康

HAMAGUCHI Dai and TANIGAWA Hiroyasu
量子科学技術研究開発機構（原稿受付：２
０
１
６年１
０月１
６日）

核融合炉内機器の中でもっとも厳しい熱負荷を受け，更に核融合中性子照射影響を受けるダイバータの構造材料として銅合金および低放射化フェライト鋼が，それぞれ検討されている．本節ではこれらの材料の開発状況
および課題について，特に照射影響に着目しつつ論ずる．
Keywords:
Divertor, structural material, Cu alloy, Reduced activation ferritc/martensitic steel, Irradiation effect５．
２．
１ はじめに手法は色々とあるが，その手法の一つとして有用なのは，ダイバータの冷却管材には，高い除熱性能と熱応力負荷

比較的高温まで強度が保たれる合金化である．合金化によに耐える強度が要求される．一方，原型炉要求を満たすた

る強化の主な手法としては，固溶強化と析出強化，分散強めには一定の耐照射性をも有することが要求される．近年化が挙げられる．しかし，銅の合金化はその優れた物理特の原型炉ダイバータ概念設計検討においては，ITER ダイ

性を損なう可能性があるため，核融合炉での使用を想定すバータと同様の W モノブロック構造を維持しつつも，熱負る場合，強度，特に高温での強度だけではなく，除熱性能

荷が大きく中性子負荷が小さいターゲット部には高熱伝導を損なわない，即ち熱伝導率の低下を極力さける必要があ性を有する銅合金を，熱負荷が小さく中性子負荷が大きい

る．更に耐中性子照射特性も考慮しなければならず，これバッフル部には耐熱性と耐照射性を併せ持つ低放射化フェらの性能のバランスが最適となる合金化手法を検討するこ

ライト鋼を冷却管材として配置する２系統配管を想定するとが重要である．この前述の観点より，１９９０年代後半にかことで，原型炉要求を満足するダイバータ概念を構築する

けて ITER ダイバータ等の冷却配管や他のヒートシンク材

試みがなされている［１］．

としての用途を想定して数多くの研究が行われ，アルミナ

本節では，この２系統配管原型炉ダイバータ概念設計を

分散強化銅である GlidCop"と時効析出強化型の CuCrZr

参照設計条件としつつ，それぞれの材料について開発の現が有力な候補材となり，現時点ではコストと破壊靭性の点

状と課題を示す．

で優れる CuCrZr が第一候補材となっている．図１は種々の銅合金の熱伝導率と 0.2％ 耐力との関係を示したもので

５．
２．
２ 銅合金

ある［６］．

銅は電気伝導率及び熱伝導率と言った物理的特性の良さ

時効析出強化型である CuCrZr の強度発現は加工熱処理と耐食性に優れていることより様々な工業的用途で使用さに依存し，Cr および Zr の添加による微細で均一な析出物

れている材料である．核融合炉における用途としても高熱の形成が高強度および延性に寄与する．これらの析出物の負荷が想定されるプラズマ対向部の除熱材としての使用が形成は，溶体化処理後の急冷により Cr および Zr の過飽和

長年検討されてきている［２，３］．しかし，純銅は比較的軟ら状態を作り，その後時効熱処理を施すことにより得られるかい金属であり，強度が要求される構造部材としての用途ものであるが，その析出形態は溶体化処理後の冷却速度とは制限されることや耐照射性の観点より，ITER では銅合時効温度に大きく影響される．例えば，CuCrZr では時効金の活用が古くから検討されてきた［４，５］．銅を強化する

温度が４８０〜５５０℃で最も効率的に強化されることや，冷却National Institutes for Quantum and Radiological Science and Technology, AOMORI 039-3212, Japanauthors’ e-mail: hamaguchi.dai@qst.go.jp. tanigawa.hiroyasu@qst.go.jp

８９７!2016 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion Research

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.92, No.12 December 2016

図２

図１

種々の銅合金の熱伝導率と 0.2％ 耐力との関係［６］．

銅合金の凝固組織に及ぼす冷却速度の影響．（a）
Cu‐0.51％
Cr，冷 却 速 度４９８K/min（b）
Cu‐0.49％Cr，冷 却 速 度
5.9 K/min（c）
Cu‐0.52 ％Cr‐0.04％Zr，冷却速度 18.5K/min［１３］．

速度の低下や過時効により析出物や結晶粒の粗大化およびミナ分散強化銅のGlidCop!であるが，アルミナの分散粒子強度の著しい低下がみられることが知られている［７‐９］．

が溶体化温度近傍まで安定に存在することにより再結晶をそのため，加工熱処理条件を厳しくコントロールする必要阻害し，溶体化温度近傍まで軟化を抑制することが知られがある他，使用温度条件についても注意が必要である．まている．このため，CuCrZr に比べて高い使用温度を許容

た，Cr 析出物を粗大化させないための Cr 組成比と，延性することができる他，接合に対しても複雑な制御を必要とと硬化に寄与する微細で均一な析出物の形成に寄与する

しないことより，ダイバータの設計如何では検討の余地がZr 組成比の見極めも重要である［６，１０］．CuCrZr 合金は一ある材料である．しかし先にも述べたように，分散強化銅

般的な製品として入手可能な合金であるが，各国の規格にの問題はその破壊靭性の低さにあることより，靭性値の向合せて比較的幅広い組成と加工熱処理条件を持った製品と上をめざした合金の開発が課題である．

なっている．したがってITERで用いるものはITERグレー

銅合金をダイバータの構成部材として使用するには，そドとして組成範囲及び熱処理条件を工業製品より更に細かの中性子照射影響も併せて考慮する必要がある．ここで，く規定している［１１，１２］．しかし，前述の様な加工熱処理条考慮すべき主な問題点はスウェリング，照射脆化，そして件の制御は大型製品を製造する際には難しく，製品品質の照射クリープである．スウェリングについては析出強化型

管理が困難になる可能性がある．例えば ITER グレードでの CuCrZr も分散強化銅の GlidCop!も純銅に比べて非常には溶体化処理後の急冷に水の使用を推奨しているが，大型良い耐性を示し，照射温度〜４１５℃，150 dpa の照射量でも溶解物の場合冷却速度が不均一となり，製品品質が担保で２％程度であることが確認されている［１８‐２０］．照射脆化

きない恐れもある．CuCrZr 合金は一般的に金型鋳造によについては，いずれの合金も中性子照射による顕著な硬化

り溶製されるが，冷却速度の低下に伴い凝固組織が粗大化と，それに伴う加工硬化能の低下がみられるが，CuCrZr

し，晶出物の局在化によって製品品質が不均一になる事がは 照 射 脆 化 の 傾 向 が 照 射 温 度 に 大 き く 依 存 す る［２０］．

課題とされている［１３］．図２に示すのはその一例である．

Fabritsiev らは種々の分散強化銅及び析出強化銅に対しまた，CuCrZr 合金の様な時効析出強化型の合金は，大型て，ロシアの SM‐２炉を用いて８０〜２００℃の温度範囲で約構造物を製作する際に必要な接合に伴う再結晶温度を超え

5 dpa までの中性子照射による引張特性の変化を調べているような入熱によって強度特性が損なわれることより，接るが，その結果では１５０℃以下で顕著な延性低下がみられ，合後に強度回復の為の再熱処理を施す必要がある．その更にその傾向は 0.001 dpa で既に認められ且つ 0.1 dpa 程度

為，接合温度の最適化や冷却速度の綿密な制御が要求されで飽和することを確認している［２１］．また，最近の米国のることとなる．例えば，量子科学技術研究開発機構（旧日HFIR 炉を用いた照射研究でも同様の結果が得られてい本原子力研究開発機構）における ITER 用 W ダイバータ開る．図３は Li ら の 研 究 に よ る，HFIR 炉 で 照 射 さ れ た

発では，ターゲット部の W モノブロックと CuCrZr 冷却管

CuCrZr の 引 張 特 性 の 照 射 量 依 存 性 で あ る が，１００℃以の接合時に，CuCrZr 合金の溶体化温度に合わせたろう付

下，0.1 dpa の照射で加工硬化能の顕著な低下と一様伸びのけ温度９８０℃を選択し，その後のガス冷却速度を１℃/s 以

喪失を確認することができる［２２］．一方，CuCrZr は２２０上に制御することで健全な接合と CuCrZr 管の強度回復を〜３００℃の照射温度では硬化および延性劣化が比較的小さ両立させている［１４］．このように，析出強化型合金である

く，また３００℃より高温の照射では照射軟化することも明

CuCrZr はコンポーネントや素材の製造および使用時の温らかとなっている［２３‐２６］．これは照射促進による再結晶

度に十分な注意を払う必要のある材料である．一方，分散温度の低下が一因と考えられており，３００℃以上での照射強化型の銅合金は CuCrZr に対して比較的温度に鈍感であクリープへの影響が懸念されている．図４は Fabritsiev

ることが利点である．分散強化銅に関しては CuCrZr と並らがまとめた 2〜10 dpa の中性子照射を受けた CuCrZr とんで多くの研究が ITER の材料選定時に行われてきたが，GlidCop!の，降伏強度の変化の照射温度 依 存 性 で あ る

破壊靭性の悪さから候補としては外された経緯がある［１５‐が，CuCrZr は３００℃以 上 で 顕 著 に 軟 化 し て い る の に 対

１７］．工業製品として広く知られている分散強化銅はアル

し，GlidCop!は３００℃以上でも軟化傾向は小さいことがわ
８９８Special Topic Article

5.2 Cu Alloys and Ferritic Steel

図５
図３

D. Hamaguchi and H. Tanigawa

CuCrZr における破壊靭性特性の照射量依存性［２２］．

HFIR 炉で照射された CuCrZr の一様伸びと全伸びの照射量
依存性［２
２］
．

いてもデータベースが充実している［２８］．一方，その物理特性は本質的に Fe のそれに準じており，よって熱伝導率
は銅合金の 1/10 程度しかない［２９］．このため，ITER ダイ
バータと同構造の W モノブロック構造を想定した場合，定常熱負荷条件が最も厳しい（10 MW/m2）ターゲット部においては，想定使用温度内（５５０℃以下）に制限すると，肉厚 0.8 mm の非常に薄い円管でしか設計上成り立たないことになる［３０］．これは，ステンレスと比べて耐蝕性に劣る
8Cr 系フェライト鋼の使用を想定する上で十分な腐れ代を確保できないことを意味する．高Crフェライト系耐熱鋼の熱伝導率は Cr 量に依存する．すなわち Cr 添加量増加とともに熱伝導率は低下する．例えば Mod.9Cr-1Mo（Grade91）
や F８２H（Fe-8Cr-2W，V，Ta）の熱伝導率は約 30 W/m/K
図４であるが，2.25Cr-1Mo（Grade22）の熱伝導率は２００度で約CuCrZr と GlidCop!における降伏強度の変化の照射量依存
性［２
０］
．

40 W/m/Kである．このような低Cr耐熱鋼ベースの低放射化 鋼 は 8〜9Cr 系 の 開 発 初 期 に 並 行 し て 検 討 さ れ た がかる．しかし，分散強化銅は照射による破壊靭性値の著し［３１，３２］，非照射靭性が劣る点に加えて４００℃照射による脆い低下がやはり問題であるのに対し，CuCrZr は低温にお化が大きかったため［３３，３４］，その開発は 8〜9Cr 系と比べ

け る 引 張 強 度 の 顕 著 な 劣 化 に 反 し て 照 射 温 度 約８０℃，てあまり活発ではなかった．近年では溶接後熱処理不要の

1.5 dpa 程度の照射量でも破壊靭性値は大きく低下しない

低放射化構造材料として組成を若干変更して開発が進めら2（JQ>200 kJ/m ）ことが報告されている（図５参照）［２２］．

れており［３５］，低Crであるが故に本質的に劣る腐食性につ

最後に，ダイバータの設計アセスメントにおける重要な指いてはSi添加量を増やすことで改善することが期待されて標の一つは疲労またはクリープ疲労特性であるが，銅合金いる．ただし靭性課題とあいまってダイバータ冷却管材料の照射クリープ及び疲労に関するデータはほぼ皆無であるとして利用するには課題が多く，今後の展開を注視する必ことを指摘する．しかし，fcc 金属では顕著な低温照射ク

要がある．

リープが生じることが明白であり，照射クリープおよびク

本節では以下に，水冷却を前提とした利用を想定した

リープ疲労に関するデータの取得が喫緊の課題である．Ni

データベースが最も充実している低放射化フェライト鋼

および Zn 等の核変換生成元素の影響については評価が少F82H について，ダイバータ冷却管として利用する場合のなく，特に Ni は強度および熱伝導特性への影響が大きいと課題について示す．

考えられ，今後評価していく必要があると考えられる．

低放射化フェライト鋼 F８２H の中性子照射影響評価においては，板材についてのデータベース整備が進んでいる

５．
２．
３ フェライト鋼［３６］．強度に対する照射影響としては一般的に３００℃では低放射化フェライト鋼については，日本で開発が進めら顕 著 な 照 射 硬 化，脆 化，お よ び 延 性 喪 失 を 示 す 一 方

れ る F８２H（Fe-8Cr-2W-0.2 V-0.04 Ta-0.1 C）等 の 8〜9Cr（図６），４００℃以上では軟化または緩やかな硬化と，延性系フェライト鋼がブランケット構造材料として開発が進め喪失を示すことが挙げられる（図７）．特に３５０℃以下の低られており，製造実績やデータベースの拡充が図られてい温照射による硬化・脆化現象は，フェライト鋼を利用するる．その高温強度は一般的に利用されている 9Cr 系耐熱鋼

上での最重要課題として多くの研究が実施されてきた．

（Grade91）並の強度を示しており［２７］，且つ耐照射性につF８２H については，現象そのものを完全になくす事は困難
８９９

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.92, No.12 December 2016

ではあるが，Ta 添加量を最適化する［３７］，あるいは熱処
理を最適化することにより［３８］，その発現を抑制できる可能性を見出しつつある．一方，全温度範囲に見いだされる延性低下は，き裂先端部の鈍化が期待できなくなることを示唆することから，靱性劣化や疲労き裂進展の加速（疲労
寿命低下）として表出することが懸念される．
強度特性変化以外に影響の大きい現象としてボイドス
ウェリングが挙げられる．特に 14 MeV 中性子照射による核変換反応により Fe から He および H が生成する環境では
４２０〜４３０℃近辺にスウェリングピークを有すると考えられおり，その温度では 20 dpa 近傍までは顕著なスウェリング
を示さず，その後 0.1〜0.2%/dpa のスウェリングを示すと考えられている．
物理特性については，非照射特性については一通りの評価が進んでいるが［３９］，照射影響については殆ど評価例が無い．特に熱伝導率については核変換反応により Fe から
Mn，W から Os，Re が生成することから，照射量によってはその影響が懸念される［４０］．また，ダイバータでは高効率の除熱機能を確保するため，冷却水速度は 5.8〜8.0 m/sという高い流動速度が想定されている．このため，流動加速腐食現象の影響が懸念される．PWR 条件水による流動加速腐食については顕著な流動加速効果があることが報告されているが［４１］，高溶存酸素量条件では抑制される可能性も見出しつつあることから，必ずしも大きな腐食代が必要とは限らない可能性は残されている．現在，照射下（照図６ ３００℃照 射 さ れ た F82H の 照 射 後 特 性 変 化（上：降 伏 応
力，中：全伸びおよび均一伸び，下：シャルピー衝撃試験
延性脆性遷移温度）の照射量依存性．

射後）腐食挙動についてはデータが一切ないことから，除熱性能に尤度を持たせるためには今後さらなるデータ取得が必要と考えられる．
なお，これらの特性評価はすべて板材について実施されたものであり，管材については非照射データも含めて殆ど
データベースが整備されていない．焼戻しマルテンサイト
組織を有するフェライト鋼の強度は最終熱処理条件が支配的であることから，部材形状依存は小さいと期待できるが今後実証を要する．
このような F８
２H の照射影響を念頭に，F８
２H をダイバー
タ冷却管として利用する場合の使用条件で予想される技術課題を以下に 示 す．現在設計検討がすすめられている
1.5 GW 級原型炉では，照射量はバッフル部利用で最大7 dpa/fpy であり，使用温度条件は３
００℃〜５５０℃の広い温度域が 1.5 mm の薄肉円管の径方向に広がると想定される［１］．よって，円管最内側が低温照射を受けることで硬化・脆化し，全体としては延性が劣化する傾向を示すことが予想される．４００℃領域はスウェリングの発生が懸念されるが，損傷量が 20 dpa を大きく超えるまでダイバータ寿命を設定しない限りは有意な影響はないと考えられる．また，核変換反応による組成変化の影響についても，損傷量
が 20 dpa 程度ならば W から Re への核変換反応量もわずかであり，無視できる可能性が高い．このような条件では，硬化および脆化が進む円管内側の傷や欠陥の影響が顕在化

図７

することが最も大きな影響と予想される．

F82H の照射後引張強度特性（上：降伏応力，下：均一伸びおよび全伸び）の温度依存性．試験温度は照射温度とおな
じ．

円管内部の傷については，円管製作時の引き抜き傷が残ったもの［４２］，または介在物が表出することによる傷
９００

Special Topic Article

5.2 Cu Alloys and Ferritic Steel

D. Hamaguchi and H. Tanigawa

nual Progress Report; DOE/ER-0313/22; Oak Ridge National Laboratory; 1997, p143.
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［４３］T. Hirose et al., Fusion Sci. Tech. 52, 839 (2007).

（砂傷）［４３］が挙げられる．これらは特に亀裂起点となって靭性劣化や疲労寿命低下をもたらす可能性を有する．即ち，傷周辺が照射硬化するとともに延性劣化することによって，延性を十分有する場合には亀裂先端部で期待できる亀裂鈍化が起こりにくくなり，その結果亀裂進展が顕著となる可能性が類推される．ただし，真応力‐真ひずみ解
析では低温照射された F８２H においても比較的高照射量まで塑性伸びおよび加工硬化を示していることから，本質的な延性喪失には至っていないと予想され，さらには薄肉円管であることから塑性拘束条件が緩やかであることが予想され，結果として照射特性劣化影響も構造的に緩和できる余地があると考えられている．この他，砂傷については冷却水による局部腐食が進行する可能性を有しているが，一般的に局部腐食は冷却水流速が非常に低速または停留している場合に顕著となる現象であるため，高流速が想定されるダイバータ冷却管では問題になりにくいと予想される．
最後に，銅合金および低放射化フェライト鋼共通の課題
として，対向材（W）との接合課題が挙げられる．ITER
ダイバータでは無酸素銅によるろう付け接合が用いられているが，核融合中性子照射環境で使用する場合には適切でないことが予想される．低放射化フェライト鋼（F８２H）とW の接合についても様々な技術の可能性についての検討が進められている段階にとどまっており，今後照射影響評
価も含めた開発を進める必要がある．

参考文献［１］鈴木 哲，朝倉伸幸：本小特集第４章プラズマ・核融合
学会誌 92, 886 (2016).
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９０１

J. Plasma Fusion Res. Vol.92, No.12 (2016)９
０２

小特集 原型炉に向けてのダイバータの研究開発課題 −現状と展望−

６．まとめ
6. Final Remark
上田良夫
UEDA Yoshio
大阪大学大学院工学研究科（原稿受付：２
０
１
６年１
０月１
６日）

本小特集の最後に，第１章で触れたダイバータ WG の報り，多くの研究者がこれらの国際協力研究に参加できるよ

告書の概要を簡単にまとめる．

うな方策を具体的に検討する必要がある．さらに，これら（１）ダイバータ機器への熱負荷制御については，プラズによる成果を有機的に組み合わせて，原型炉開発研究を戦マ周辺での放射損失の増加とデタッチメントプラズマの安略的に進めることが必要である．

定な生成が最も重要な課題であり，また，ダイバータ機器（６）海外での共同研究で日本の研究者が主導的に研究をについては，タングステンプラズマ対向材料−銅合金冷却進められるようにするためには，国内研究開発を活性化さ

管−水冷却の概念を主案とし，さらに他の概念についてもせ，その成果を起点にして国外における発言力を増すこと並行して開発を進めることが望ましい．

が必要である．

（２）原型炉開発という目標への近接度が明瞭となるよう（７）以下の５つの項目をダイバータ研究開発を加速させな課題設定のためには，それぞれの研究・開発に携わる研るための重要な方策として提案する．

究者や技術者が，直接関われるようなレベルまで課題をブ〇海外における実機実験装置の積極的な利用（中間レークダウンし，さらにその課題がどのように原型炉開発

C&R，２
０２０年頃までの方策）につながるか，を具体的に示すことが必要である．

〇海外共同研究への研究者参加促進策の整備（前項と関（３）我が国全体として合理性の高い活動を進めるために連した内容）

は，活動の主要部分を総合調整する組織が必要であり，そ〇ダイバータ級定常高密度プラズマ実験装置の整備（原の下で効率的に研究・開発を進めることが必要である．こ型炉高密度ダイバータプラズマの基礎過程を研究するのような総合調整機能を有する組織については，原型炉設

装置）

計合同特別チームの総合調整グループが検討することが適〇中性子照射実験環境の整備と中性子照射材・機器の熱当と考えられる．また，ダイバータ開発目標の整合性確認

負荷試験施設の整備（照射研究の推進を目的）と炉設計への適用性の検討，については，この組織が主導〇ダイバータプラズマシミュレーション研究推進のため的に対処することが適当である．

の研究資源の整備（大型計算機 Helios（BA）が２
０１６年（４）最新の情報交換や詳細な議論を行う研究会や作業会

末に停止した後のシミュレーション推進方策）の開催には，核融合科学研究所の共同研究と核融合エネル
ギーフォーラムの枠組み等を利用することが効果的であ本小特集を結ぶにあたり，ダイバータ研究開発は，決しり，そこに多くの研究者が参加できるような方策を検討すて核融合炉開発において独立して進められるものではなる必要がある．

く，多くの研究開発分野と連携して進める必要があること（５）多くの研究・開発課題の解決には，国際協力によっを強調したい．したがって，核融合研究に携わっておられて大型装置の実験データの利用や原子炉照射などを行うこる方には，自身の仕事に直接的な関わりが少なくてもダイとが重要である．このためには，ITPA（国際トカマク物理

バータ研究開発の本質的な課題や，その解決への取り組み活動）における国際装置間比較実験，IEA の PWI 協定，日を理解していただき，機会があればその研究開発に関する

米科学技術協定の枠組み等を利用することが効果的であ議論に参加していただけるとありがたいと思う．

Grad. Sch. of Eng. Osaka University, Suita, OSAKA 565-0871, Japanauthor’s e-mail: yueda@eei.eng.osaka-u.ac.jp

９０２!2016 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion Research

!!
うえ

だ

よし

小特集執筆者紹介

おは上 田 良 夫
大阪大学工学研究科．プラズマ・壁材料（特にタングステン）相互作用．ITER のファースト
プラズマが退職後になってしまったことに，複雑な思いを持つ今日この頃です．
あさ

くら

のぶ

ゆき

量子科学技術研究 開 発 機 構・核 融 合 エ ネ ル
ギー研究開発部門，上席研究員．JT-60U でダ
イバータおよび周辺プラズマ物理を研究し，青森・国際核融合エネルギー研究センターにて原型炉概念とダイバータ設計を行っています．下北半島での７年目の冬を迎えました．
の

かず

のり

お

やす

き

さとし

哲

ぐち

だい

濱 口

大

たに

がわ

ひろ

やす

量子科学技術研究 開 発 機 構 核 融 合 エ ネ ル
ギー研究開発部門 核融合炉材料研究開発部
核融合炉構造材料開発グループ リー
ダー．１
９９
８年京都大学大学院工学系研究科原子力工学専攻博士課程修了博士（工学）．核融合炉構造材料開発を担当．ダイエットと体力向上をめざして少しずつ運動しているものの，小さな故障を連発して体力低下を防ぐのに精一杯な状況に，年齢を実感する今日この頃です．

名古屋大学大学院工学研究科教授．核融合周辺プラズマ物理，プラズマ・壁相互作用を研究．最 近，子 供 が 吹 奏 楽 で 全 国 大 会 に 出 場
し，にわかに音楽を聴く機会が増える（自らは楽器は弾けない．当然楽譜も読めない）．新しい指導者が赴任し半年余りの全国出場に驚き．自分の指導力を顧みる日々で
す．

すず

晃

谷 川 博 康大 野 哲 靖

鈴 木

せ

２
０
０
１年九州大学大学院総合理工学研究科博士課程修了．量子科学技術研究開発機構に於いて金属材料の照射効果について研究中．九州
大学での核融合炉構造材料としての鉄鋼材料の研究から一転，スイスのポールシェラー研究所と原子力機構にて核破砕中性子源用材料の研究を行った後，核融合炉用材料の研究に復帰．現在，ブランケット構造材料としての低放射化フェライト鋼と，ダイバータ用途としての銅合金の開発に携わっている．核融合炉発電の実現は人類最大のテーマの一つと認識し，それに向けて日々努力していく所存である．

量子科学技術研究 開 発 機 構・核 融 合 エ ネ ル
ギー研究開発部門，主幹研究員．２
０
０
８年に慶應
義塾大学大学院理工学研究科・後期博士課程を修了（博士（工学））．原子力機構・核融合部門の量研機構への移管と同時に，六ヶ所研を離れ那珂研に戻り，周辺・ダイバータプラズマのモデリング・シミュレー
ション研究を継続中．日頃の運動不足がたたり，５月に生まれた次男の抱っこで腕の筋肉痛と腰痛を発症中．
の

あきら

はま

星 野 一 生

おお

がわ

長 谷 川

東北大学工学研究科量子エネルギー工学 専攻・教授．８
４年東北大学工学研究科原子核工学専攻修了（工学博士）後，科学技術庁金属材料技術研究所（現・物質材料研究機構）・研究員を経て，東北大学工学研究科・助教授を経て現職．主な研究
分野は原子力・核融合関係の金属・セラミックスなどの材料の照射効果に関する研究．趣味は山野や街角を歩くこととジョギング，写真撮影や工作など．機械いじりをしながらその材料や素材のことをいろいろ考えるのが好きです．

朝 倉 伸 幸ほし""

量子科学技術研究 開 発 機 構 核 融 合 エ ネ ル
ギー研究開発部門 ITERプロジェクト部 プ
ラズマ対向機器開発グループ リーダー．筑波 大 学 大 学 院 理 工 学 研 究 科 修 了．博 士（工学）．ITER のダイバータの開発に手を染めて早２
７年．ようやく実機の製作を開始できるかというところまで来ました．長
かったような短かったような．趣味はロック（プログレ，パンク等）を聴くことと読書（主に漫画．こちらは雑食）．

９０３