第６章

応用技術の展開を支える
基礎・基盤的研究成果

第６章

6-1

アークプラズマの数値解析 ………………………… 44

6-1-1

アークプラズマの物性

6-1-2

アークプラズマの数値解析技術

6-2

アークプラズマの発生・制御技術 ………………… 49

6-2-1

直流プラズマトーチにおける発生・制御技術

6-2-2

交流プラズマトーチにおける発生・制御技術

6-3

アークプラズマの計測診断技術 …………………… 60

6-3-1 輝線スペクトルの自己吸収を考慮した温度計測技術
6-3-2

プラズマの流速計測技術

6-1

アークプラズマの数値解析

増加していくと、4,000K、8,000K、16,000K 付近に極大が出現する。これらの極大は、それぞれ、AℓO の解離、

本節では、アークプラズマの数値解析に必要な物性のAℓ原子の電離、O 原子の電離に対応している。

計算結果と、アークプラズマから被加熱物への伝熱現象
を数値解析によって解明した成果をまとめる。

⑵

輸送特性
輸送特性の一例として、鉄蒸気が混入したアルゴンの6-1-1

アークプラズマの物性

導電率を図 6-1-2 に示す（3）（4）。同図から、15,000K 以下の温度領域では、わずかな鉄蒸気の混入により導電率がアークプラズマの電磁流体解析には、アークプラズマ

著しく増加すること、それ以上の温度領域では、鉄蒸気の比熱、エンタルピーなどの熱力学特性、粘性率、導電の混入により導電率が低下することが分かる。これは、率、熱伝導率などの輸送特性、さらにアークプラズマか

次のように説明できる。すなわち、導電率は電子密度に

らの放射特性など、アークプラズマの物性が必要になる。

比例し、電子が衝突する粒子の密度と衝突断面積との積

ここで、熱力学特性とは、物質を巨視的に捉えた物理量の総和にほぼ反比例する。15,000K 以下の温度領域では、で、質量密度、エンタルピー、比熱などを指す。また、鉄の電離エネルギー（7.90eV）がアルゴンの電離エネル

輸送特性とは、分子衝突によってある物理量が運ばれる

ギー（15.755eV）に比べて小さいため、鉄の混入により現象を総称したものである。質量、運動量、エネルギー、

電子密度が著しく増加するため導電率が増加する。一方、電荷が、粒子の衝突によって移動する場合、それぞれの

15,000K 以上の温度領域では、大きなクーロン衝突断面物理量の移動のしやすさを、拡散係数、粘性率、熱伝導積を持つ Fe2+ が出現するため導電率は低下する。

率、導電率で表す。

当研究所は、上述のアルミナが混入したアルゴンガ

局所的な熱平衡状態にあるアークプラズマを対象として、これらの物性を求めた研究成果の概要を以下に示す。

ス、鉄蒸気が混入したアルゴンガス（3）（4）の他に、

（1）
（2）

鉄、銅、アルミニウムが混入した空気（5）について、熱力学特性や輸送特性を計算するプログラムを開発して

⑴

熱力学特性

いる。

熱力学特性の一例として、アルミナの混入したアルゴンの比熱を図 6-1-1 に示す（1）（2）。計算は、圧力 105Pa、⑶

放射特性
大気圧以上の気体において、数 A 以上の電流によっ～ 100％として計算している。純粋なアルゴンの場合て 生 成 さ れ る ア ー ク プ ラ ズ マ は、 温 度 が 10,000 ～（アルミナ混入率０％）には、14,000K 付近に比熱の極大が存在する。これは、この温度領域でアルゴン原子の電離が進行するためである。一方、アルミナの混入率が

100
50

104

0~1
5
10
50
100

100
104

1
10
10

3

1
0
5,000

図6-1-1

44

10

100

0
図中の数字は、Aℓ2O3の混入率（%）を表す。
圧力：105Pa
10,00015,000
温度 T(K)

20,000アルミナの混入したアルゴンの比熱

導電率 σ (S･m-1)

10

比熱Cp (J・kg-1・K-1)

第６章

温度 4,000 ～ 20,000K の範囲で、アルミナの混入率を 0

5
1
10

3

0.1
0.01
0
102
0

10,000

圧力：105Pa
数字は鉄蒸気混入率を表わす(%)。
20,00030,000

温度 T(K)

図6-1-2鉄蒸気が混入したアルゴンの導電率

30,000K に達し、強い光が放射される。この放射光は、輝度、アークプラズマの半径、および電流との関係を解主としてアークプラズマ中の電子が関与しており、アー析的検討から導出した。この関係から、放射輝度はアー

クプラズマを構成する元素に固有の波長を示す線スペク

クプラズマの半径に反比例し、アークプラズマの電界とトルや、広い波長範囲で連続的な強度分布をもつ連続ス

半径が一定の場合の放射輝度は電流の２乗に比例するこ

ペクトルからなる。

と が 示 唆 さ れ た。 そ こ で、 水 冷 し た 石 英 管（ 内 径

一般に、原子やイオン、分子の周りに束縛されている

15mm）内に、電流が直流 20 ～ 60A、電極間隔が 15 ～電子には、安定に存在できる離散的なエネルギー準位が44mm の範囲でアルゴンのアークプラズマを発生させ、存在する。線スペクトルは、安定なエネルギー準位から放射輝度はガス流量や電極間隔にはほとんど依存せず、より高いエネルギー準位へ励起された電子が、安定なエ

電流の２乗に比例することを確認した。この結果から、

ネルギー準位へ再び遷移する際に、これらの準位のエネ

適用範囲を考慮すれば、アークプラズマの放射輝度は便ルギー差に応じた波長の光を放射することによって発生

宜上、電流および半径から予測できることがわかった。

する。一方、アークプラズマ中の自由電子が、原子やイ②自己吸収を考慮した分光放射輝度計算プログラムの開発

オンなどと衝突しエネルギーを失う場合や、自由電子が局所熱平衡状態が成立するアークプラズマにおいて、イオンと再結合する場合には、自由電子が持つエネル

幅広い温度域や圧力域で計算できる分光放射輝度計算プ

ギーが一意に決まらないので、放出されるエネルギーは

ログラムを開発した。このプログラムでは、アークプラ

連続的なものとなり、波長に対し連続的な分布を持つ光

ズマの線スペクトル放射、再結合放射、および制動放射が放射される。

の放射機構ならびに光学的厚さ（粒子による光の吸収）

アークプラズマから放射される光のスペクトル分布やを考慮した三次元でのシミュレーションが可能である。

その強度が放射特性と呼ばれる。放射特性は、アークプ

図 6-1-3 に計算結果の一例を示す。アークプラズマの直ラズマの（電子）温度や（電子）密度などの非接触な計径を 1cm とし、高圧高温のアルゴンのアークプラズマ

測診断に利用されている。また、放射輝度（アークプラ

について、圧力、および温度の空間分布の依存性を考察

ズマの放射エネルギーの出力密度）、放射効率（エネル

した結果、アークプラズマによる光の吸収を考慮しない

ギー変換効率）、分光分布（放射エネルギーの波長分布）場合の放射輝度は、考慮する場合と比べて最大で約 10に代表される光源の特性評価に重要である。

倍も過大評価することが示された。

当研究所では、アークプラズマからの放射光がアーク
電線の故障電流を想定した 50kA 級アークの温度（6）
（６

1011

章３節）などの特性を解明している。また、アークプラ

1010

耐摩耗性、耐食性、耐熱性を向上させることを目指した研究（7）を推進した。これらの研究の中で、分光放射輝度を計算するプログラムを開発している（8）。
ここでは、アークプラズマの放射輝度などの放射特性に与える電流などの影響を基礎的な実験を通して解明した研究成果（9）と、開発した分光放射輝度を計算するプ
ログラムを用いた解析結果の一例を紹介する。
①電流などがアークプラズマの放射輝度に与える影響

垂直放射輝度［W/(m2･sr)］ズマからの放射光を利用し、金属表面の非晶質化によるアーク直径1cmφ
10MPa

109
1MPa
108
107
0.1MPa106
放射輝度の極大値の変化105
104

実線：吸収考慮/破線：吸収無視

10,000局所熱平衡状態が成立するアークプラズマの放射光を20,00030,000温度[K]連続スペクトルとみなし、アークプラズマの半径で規格化した電界－電流特性を用いて、アークプラズマの放射

図6-1-3アルゴンのアークプラズマの放射輝度

電中研レビュー No.54 ● 45

第６章

プラズマ自身に吸収されるプロセスを考慮して、基幹送

6-1-2

アークプラズマの数値解析技術

アークプラズマの数値解析では、流体解析に加え電荷の保存則を解き、電荷の移動として電流を、さらに、マアークプラズマを用いた廃棄物の溶融処理などにおいクセル方程式により電流を規定する電界や電位が求めらて、アークプラズマから被加熱物への伝熱に関する知見れる。また、電流が作る磁界から、磁場とアークプラズ

は、溶融処理工程の加熱シーケンスの確立や、高効率・マの相互作用なども考慮できる。

安定な加熱といった観点から重要である。アークプラズ

さらに、アークプラズマの数値解析では、着目する現マから被加熱物への伝熱に影響を及ぼす因子としては、象に応じて保存則を分離・追加して解くことも行われて

熱伝導率などのアークプラズマの物性を始め、ガス流量いる。例えば、アークプラズマの周辺や電極領域などでなどのプラズマトーチの運転条件、また溶湯が形成されは、電子と重粒子（分子、原子、イオン）の温度が異る場合は溶湯蒸気の混入状況、溶湯の形状やアークプラ

なっている。このような場合には、電子と重粒子についズマを構成している元素と溶湯との化学反応などが挙げて、それぞれのエネルギー保存則を解くことが報告されられる。このため、当研究所では、これらの影響因子がている（13）（14）。また、アークプラズマに注入された粒子

及ぼす影響に関して、電磁流体解析技術を用い解明してとアークプラズマの相互作用を解析的に検討する場合なきた。

ど、化学種の生成や消滅に着目する場合には、アークプ

本節では、電磁流体解析の概要を纏めた後、当研究所が行ってきた数値解析のうち、陽極点現象に関する研究

ラズマを構成している化学種の保存則を解くことが報告されている（15）。

成果とアークプラズマから被加熱物への伝熱現象に関し
⑵

て述べる。

陽極点現象の数値解析
大気圧の熱プラズマの陽極点には、２つの異なった形⑴

アークプラズマの数値解析手法（電磁流体解析）

態があることが知られている（16）。すなわち、拡散モー流体解析では、質量、運動量、エネルギーの各保存則

ドと呼ばれるベル形に拡がった形態および収縮モードとを解くことによって、場の圧力、速度、温度を決定する。

呼ばれる収縮した形態である。アルゴン（Ar）中でのこれらの保存則は一般形では次式のように表され

電流 50A のアークプラズマの拡散モードと収縮モード

るの一例を図 6-1-4 に示す。プラズマガスの流量以外は全。

（10）～（12）第６章∂（ρφ）＋div（ρuφ）＝div（Γgradφ）＋S∂tて同一の条件である。同図⒜に示す拡散モードは、陽極（6 -1-1）に向かうガス流の影響を強く受けた場合に存在する。陽極へ向かうガス流は、プラズマトーチのように陰極周囲

t：時間、r ：密度、f ：単位体積当たりのある物理量に流すガスなどによって生じる。同図⒝に示す収縮モー（質量、運動量、エネルギー）、u：速度場、G ：輸送係数、

ドは、熱的な効果とアークプラズマの電流による自己磁S：生成項、である。ただし、輸送特性と生成項は、着目している物理量によって決まる。例えば、エネルギー

場のピンチ力によって誘起される形態である。すなわち、に着目した場合、f は温度（エンタルピー）、G は熱伝導率、S は単位体積当たりの発熱量になる。

プラズマトーチ

プラズマトーチ

この式の物理的な意味は、ある微小な領域内で着目している物理量 f の時間変化（左辺第１項）は、物理量 f

水冷銅
陽極

26mm

の領域の境界を通した出入り（左辺第２項と右辺第１

水冷銅
陽極

26mm

項）とその領域内部での発生（右辺第２項）に等しいというものである。左辺の第２項は対流項で、物理量 f が
流れ場によって運び出される量を表している。また、右辺の第１項は拡散項で、物理量 f の勾配によって領域に移動してくる量を表している。

46(a) 拡散モード（プラズマガス流量：5ℓ/min）(b) 収縮モード（プラズマガス流量：0ℓ/min）

電流：50A、プラズマトーチ下面と陽極間の距離：26mm
プラズマガス：Ar、 チャンバー内ガス：Ar

図6-1-4

拡散モードと収縮モードの一例

陽極の近くのアークプラズマの周辺は陽極によって冷やる。これは、器壁安定化装置の下部においてアークプラ

されるため、アークプラズマの断面積は、陽極に近づく

ズマに流れ込む冷たいガスの流量が増加するためである。

ほど小さくなる。このため、電流の流線は陽極から離れプラズマガス流量が 0.2g/s の場合の流れ場を図 6-1-6 にるにしたがって広がり、自己磁場と電流によってコラム示す。同図から、器壁安定化装置から吹き出し陽極に衝の外側から中心方向へ作用するピンチ力は、陽極から遠突し外側へ吹き出すガスの流れと、器壁安定化装置の下ざかるにつれて弱くなる。この結果、コラム内部の軸方部で、計算領域の外側から流入しアークプラズマに流れ

向への圧力勾配が発生し、陽極ジェットが観察される。

込むガスの流れが観察できる。

器壁安定化装置の出口から陽極までの 200A のアークプ

次に収縮モードでの計算結果を示す。まず、プラズマラズマを対象として、プラズマガス流量を変え、これらガス流量を 0.001 ～ 0.05g/s の範囲で変えた場合の電子

２つのモードを解析した（17）。

温度の等温線を実験結果（18） とともに図 6-1-7 に示す。

拡散モードの解析結果として、プラズマガス流量を

文献（18）では、プラズマガス流量が計測されていないが、0.2、0.6、1.0g/s と 変 え た 場 合 の 電 子 温 度 12,000K と今回の計算結果は、プラズマガス流量が 0.02g/s 以下で7,000K の等温線を図 6-1-5 に示す。同図から、器壁安定

良い一致を示している。次に、図 6-1-8 に、プラズマガ化装置の出口の下の領域では、プラズマガス流量が増加

ス流量が 0.01g/s の場合の流線を示す。同図から、器壁するにつれアークプラズマの高温部分が下方に伸びるこ

安定化装置の出口から吹き出すプラズマの流れと陽極とが分かる。これは、対流の寄与が大きくなるためである。一方、周辺の領域では、プラズマガス流量の増加と器壁安定化装置

ともに等温線は中心へ向かって移動していることが分か

0.6

1.0

軸方向の距離 x (mm)

器壁安定化装置

軸方向の距離 x (mm)プラズマガス流量 (g/s)
0.2

8

10

12

文献(18)の実験結果
12,000K

10,000K（図中の単位：103K）

半径方向の距離 r (mm)

0.001

0.01

0.02

0.05

第６章

プラズマガスの質量流量(g/s)

半径方向の距離 r (mm)

図6-1-7
図6-1-5収縮モードの電子温度の等温線

プラズマガス流量を変えた場合の電子温度の等温線（図中の単位：10-3g/s）

1 2 3

0

器壁安定化装置

456軸方向の距離 x (mm)

軸方向の距離 x (mm)（単位: 10-2g/s）

半径方向の距離 r (mm)

図6-1-6

プラズマガス流量が0.2g/sの場合の流線器壁安定化装置

-1
2

4

6

8

10

12

14

半径方向の距離 r (mm)

図6-1-8

プラズマガス流量が0.01g/sの時の流線

電中研レビュー No.54 ● 47

ジェットが衝突し、その結果、淀み層が器壁安定化装置

る熱輸送としてアークプラズマから陽極への電子のエンの下約 0.4 ～ 1mm の範囲に存在すること、器壁安定化

タルピー輸送および電子のコンデンセーション、および装置の下面に沿って外側への流れが存在すること、さら熱伝導の合計３種の伝熱機構を考慮した（24）。

に、陽極ジェットの発生により陽極前面では外側の境界

図 6-1-9 に⑴ Ar プラズマ、⑵ N2 プラズマの温度分からプラズマへ向かう流れが存在することが分かる。拡布を示す。5,000 ～ 13,000K の範囲の等温線を比較する

散モードの流れ場（図 6-1-6）と様相が全く異なってと、Ar プラズマの方が太く、N2 プラズマの方が細い。

いる。

また、中心部における 13,000K を超えると等温線は N2以上のように、拡散モードと収縮モードについて、陽が太い。
また、図 6-1-9 の温度分布の計算結果を基に得た水冷極点現象を解析できるツールを開発した。

銅陽極への伝熱量の計算結果を、実験結果（25）と比較し、⑶

固体陽極への伝熱現象の数値解析

図 6-1-10 ⑴、⑵に示す。また、同図⑶は、水冷銅陽極

アークプラズマの物性値が、伝熱機構や伝熱に及ぼす影響を解明したへの伝熱に強く影響するプラズマの物性を明らかにする

。

（19）

陽極は、溶湯からの蒸気の影響を受けないように固体

水冷銅への伝熱量（kW）

10

水冷銅陽極とした。ガス種は、プラズマ溶融処理において用いられる代表的なガスであり、また、互いに特長的な物性値を持つアルゴン（Ar）および窒素（N2）とした。
対象とするアークプラズマは２次元円筒座標で扱った。

8

熱伝導率 定圧比熱
N2

6

2

（1）
実験
結果

方向の運動量、エネルギー、電荷の各保存則を解いた。
を考慮した。

図 6-1-10

移行形アークプラズマから固体水冷銅陽極への伝熱機構としては、放射は小さいため考慮せず、荷電粒子によ

第６章
～
～

0

2

軸方向位置（mm）

4

（2）
計算
結果

ノズル
B

図中の数字は温度を示す。
単位×103K

200A
5mm

6
17
8
10
20

5

9

13

5

9
17

13

水冷銅陽極
（1）Ar プラズマ11,000D
文献（20）の計算値
13,00015,000（2）N2 プラズマ17,000

図 6-1-9 （1）Ar、（2）N2 プラズマの温度分布計算結果

48

Ar

Ar

N2

Ar

(C)

N2

N2

Ar

水冷銅陽極への伝熱量に関する（1）実験結果と（2）計算結果との比較および（3）計算に用いた熱伝導率比熱を N2 プラズマの物性とした
計算結果

ガス 10ℓ/min

0

陰極
アーク電流
ギャップ長

Ar

(B)

（3）
計算結果
（数値実験）A

2

N2（条件：アーク電流２００A、ギャップ長５mm、プラズマガス流量１０ℓ/分）

アークプラズマ（22）および銅（23）の物性値は温度依存性

半径（mm）
64(A)

0

域を考慮した（20）（21）。支配方程式として、質量、軸・径

8

N2

▲

(A)

Ar

Ar

他

Ar

●

(B)

N2

4

また、水冷銅陽極に隣接した微小体積を以ってシース領(C)C

性値に置き換えて伝熱量を計算した結果である。すなわ

40(a) Xcu=10-5 %ち、（A）では熱伝導率のみを、（B）では定圧比熱のみを、（C）熱伝導率と定圧比熱の双方を N2 プラズマの物性値30

軸方向位置 x (mm)とし、導電率などの他の物性値は Ar プラズマとした。
このような手法は、実験では実施することができないた
め、数値解析の長所を活かしたアプローチである。図6-1-10 ⑴⑵から、今回解析した水冷銅陽極への伝熱量は、

20(b) Xcu=10-1 %
40
陰極

温度

温度

19,000K

19,000K

15,000K

15,000K

11,000K

11,000K

7,000K

7,000K201010

定量的には N2 プラズマの場合に差異が見られるものの、

30

軸方向位置 x (mm)

ため、Ar プラズマの物性値の一部を N2 プラズマの物

定性的には実験結果と同様の傾向を示している。また、
0

同図⑵⑶から、（C）の熱伝導率と定圧比熱の双方を N2

10プラズマの物性値とした場合の水冷銅陽極への伝熱量の計算結果が、N2 プラズマの値に近いことが分かる。こ

図6-1-11の理由は、これらの物性値を N2 プラズマの値とするこ0
半径 r (mm)100

それぞれの銅蒸気濃度下におけるアーク
プラズマの等温線の数値解析結果とで、Ar プラズマの場合に比べて、水冷銅陽極との境
界における温度が比較的高く、かつ熱伝導率も高くなる

気濃度はそれぞれ銅の溶湯陽極と水冷銅陽極を形成したためである。

場合において分光計測により測定した結果（26）を用いた。

以上より結論を纏める。アークプラズマから水冷銅陽

銅蒸気の混入に伴う導電率の上昇の結果、固体水冷銅陽極への伝熱機構は、熱伝導機構による寄与が高い。また、極の場合に比較して中心軸周りの温度が低くなった。さ

水冷銅陽極への伝熱に影響を及ぼしている支配的な物性

ら に、5,000K か ら 10,000K へ の 温 度 領 域 に お い て は、は熱伝導率と定圧比熱の両者であった。N2 を用いた場

窒素プラズマの熱伝導率がプラズマの温度に強く依存す合、窒素分子の解離反応に伴う熱伝導率と定圧比熱の値

るため、温度のわずかな低下が熱伝導率の顕著な低下をが共に高いことが効率良い伝熱を実現させている。これ引き起こした。熱伝導率の低下は、陽極への伝熱量をさより、アークプラズマの被加熱物への伝熱量増大には、らに低下させる。

熱伝導率と定圧比熱が共に高いガスの選択が有効である。

以上より、アークプラズマから溶湯陽極への伝熱量に⑷

溶湯陽極への伝熱現象の数値解析

ズマの温度の低下をもたらし、最終的に熱伝導率の低下

本節では、陽極を溶湯陽極とし、溶湯からプラズマにをもたらすことが明らかとなった。したがって、金属蒸混入する銅蒸気が伝熱量に及ぼす影響を数値解析手法に気のアークプラズマへの混入は、この被加熱物への加熱より評価した結果

効率の低下を引き起こすことが明らかとなった。これらに関して述べる。

（26）-1

N2 プラズマの導電率は、銅蒸気濃度が 10 % 未満のは、プラズマから被加熱物への伝熱現象の解明の一助と領域で、なおかつ温度が 7,000K 以下でのみ銅蒸気濃度なるだけではなく、実際の処理時における有効な知見でに依存する。一方、熱伝導率や比熱といった他の物性値ある。

は、ほとんど変わらない。そこで、銅蒸気の混入に（27）

よる導電率の影響を数値解析手法により調べた。

6-2

アークプラズマの発生・制御技術

6-2-1

直流プラズマトーチにおける発生・制御技術

窒素プラズマの導電率は、文献（4）（28）（29）から求めた。
数値解析では、導電率の値のみをこれらの銅蒸気濃度の値に対応した値を入力し温度場などを計算した。
図 6-1-11 に銅蒸気が混入した場合のプラズマの温度
-1

-5

⑴

直流プラズマトーチにおける電極損耗現象

分布の計算結果を示す。銅蒸気濃度は 10 %、10 % で

アークプラズマ加熱技術は、その優れた特長から、金全領域に一定濃度で分布しているとした。これらの銅蒸属の溶解や精練、廃棄物の減容、有害物質の熱分解・溶電中研レビュー No.54 ● 49

第６章

関して、銅蒸気の混入に起因する導電率の上昇は、プラ融による無害化などへの応用が展開している。これらのめには、プラズマトーチの大容量化が重要である。ロッ応用技術の実用化やその高度化にあたっては、プラズマド形プラズマトーチでは、アークプラズマの電圧はアー

トーチの長寿命化と大容量化、運転コストの低減などを

クプラズマの長さでほぼ決定される。このため、電圧で克服する必要がある。このため、当研究所は、まず、タ

出力を大きくするためには、アークプラズマを長くする

ングステン（W）系の合金を陰極とする直流のプラズマ必要がある。しかし、アークプラズマを長くすると、放トーチについて、電極寿命を決定する電極損耗量に及ぼ

射エネルギーが大きくなり耐火物の寿命が短くなること、す添加材の種類の影響などを解明した。次に、新日アークプラズマが不安定になりやすいこと、また、炉の本製鐵株式会社（以下、新日鉄）との共同研究により、大きさの制約を受けること、などが懸念されるため現実

新日鉄が開発したプラズマトーチと当研究所の大容量電的ではない。このため、ロッド形プラズマトーチの大容力短絡試験設備を用いて、世界トップレベルの 10kA 級

量化のためには、大電流化が重要になる。

（30）のアークプラズマの発生に成功した。さらに、プラ（31）

当研究所は、1988 年度から 1990 年度にかけて、世界

ズマガスをアルゴン（Ar）から安価な窒素（N2）に変トップレベルの 10kA 級プラズマトーチの開発を目指し、えると、電極損耗量は増加するものの、運転コストを低

新日鉄と共同研究を実施し、図 6-2-1 に示すリング形の減できることを明らかにした（32）。

タ ン グ ス テ ン を 陰 極 に 使 用 し た プ ラ ズ マ ト ー チ が、10kA 級の大電流に対し必要な陰極面積を有し、その時①タングステン電極のアークプラズマによる損耗に発生する熱応力に耐えることを明らかにした（31）。

W 電極へ添加する材料の種類が、電極の損耗に及ぼプラズマトーチの電極材料には、電極損耗の実験結果

す影響を、実験用のプラズマトーチを用い明らかにしを踏まえ、La2O3、または、ThO2 を添加した２種類のた。 添 加 材 と し て は、 当 時 研 究 が 行 わ れ て いW 陰極を準備した。実験では、0.1 ～ 11kA の直流電流て比較的入手の容易な酸化ランタン（La2O3）、を、60 ～ 300 秒間通電しアークプラズマを発生させ、酸 化 セ リ ウ ム（CeO2）、 酸 化 ト リ ウ ム（ThO2）、 酸 化

こ れ を 反 復 し た。 そ の 結 果、La2O3 陰 極 の 場 合 に はイットリウム（Y2O3）を選んだ。アークプラズマを 10

5.1kA で積算 34 分、11.4kA で積算３分のアークプラズ

時間以上発生させた結果、La2O3 を添加した電極は、そ

マを、ThO2 陰極の場合には 5.7kA で積算 10 分のアーの損耗量と直径の減少量が少ないことから、電極材料とクプラズマを安定に発生できた。この結果から、陰極はして有望であることが分かった。

10kA 級のアークプラズマの発生中に生じる定常的な熱

（30）

（33）
（34）

第６章

次に、プラズマトーチの運転条件として、電極損耗量

応力や、陰極の温度分布が平衡に達する時間に比べ短いの電流依存性やプラズマガス中の酸素濃度の影響を実験

時間での 5kA 程度の電流の昇降により発生する過渡的的に調査した。その結果、単位通過電気量あたりの損耗

な熱応力に耐えると判断した。

量（損耗率）は、電流の増加とともに急激に増加した。

また、実験時には通電が終了する毎に、陰極の型を取

これは、電極の冷却能力は冷却構造や冷却水の流量など

る こ と に よ り 陰 極 の 損 耗 量 を 計 測 し た。 そ の 結 果、で決定されるため電流に関わらずほぼ一定と考えられる

La2O3 を添加したタングステン陰極の損耗率は、電流が、アークプラズマから電極への入力エネルギーは電流6kA で（2 ～ 3）× 10-6（g/（A・s））、10kA で 21 × 10-6の増加により増加するためと考えられる。プラズマトー（g/（A・s））と、アーク電流の増加に対し急増した。損

チの電極損耗量を低減し、その寿命を延ばすためには、

耗率の電流依存性は、小電流域で得られた結果と定性的電極の冷却が重要な要素となる。また、プラズマガス中に同じ傾向である。

に酸素がわずかでも存在すると、電極は酸化反応によりさらに、実験時には望遠接写が可能な光学計測系を構著しく損耗する。電極周辺に酸素が混入しない構造にす築し、約 10m ほど離れた２か所の地点から陰極点の状ることが重要である。

況を高速度ビデオ（400 コマ / 秒）などで観察した。その結果、陰極点は、電流 3kA 以下では１か所に安定に、②加熱用プラズマトーチの大電流化
大規模な産業加熱へアークプラズマ加熱を応用するた

50

3kA を超えると 2 ～ 4 箇所に分散して形成された。その状況を図 6-2-2 に示す。また、これらの画像から、陰アルゴンガス

1m

：銅

10mm

12mmφ
パイロット電極115mmφ

冷却水

リング形電極

図6-2-1

プラズマトーチとその電極形状

は、通常プラズマガスとして Ar が用いられる。運転コ⒜

リング形陰極点

ストを低減するため、Ar に代えて安価な窒素（N2）に陰極点
アークプラズマすることが考えられる。しかし、この場合には、電極の損耗量が増加することが懸念される。そこで、プラズマ
ガスを Ar から N2 に代えた場合の電極損耗現象を実験

電流2.2kA

的に明らかにし、電極の損耗に伴うコストとガスのコス
３ヶ所に
分裂した
陰極点

トを比較評価した（32）。
実 験 で は、La2O3 を 添 加 し た W を 陰 極 と し、 直 流
400A の移行形のアークプラズマを積算で 100 時間まで安定に発生させ、電極損耗現象に関し以下を明らかに

電流4.4kA

した。
４ヶ所に
分裂した
陰極点

まず、Ar に代え N2 を使用した場合、電極損耗量は、25 ～ 50 倍に増加する。これは、アークプラズマから電極に伝わる熱が増加し、損耗を防ぐ添加材 La2O3 が図⒞

図6-2-2

陰極材料：La2O3-W

電流7.8kA

高速度ビデオで観察したプラズマトーチ陰極
におけるアークの発生状況

6-2-3 に示すように電極の先端で減少するためと考えられる。ここで、電極の冷却の効果を確認するため、電極の直径を 6mm から 7mm へと２割ほど太くすると（断面積で 1.4 倍）、電極損耗量を 0.3 ～ 0.6 倍に低減できた。

極点の面積はアーク電流に比例して増加し、陰極点での電極の冷却能力は、電極の寿命に重要な因子であること

平均電流密度は 6 ～ 9kA/cm の範囲にあった。

が明らかになった。

2

以上のように、大容量プラズマトーチの設計に資する
データを取得することができた。

次に、Ar と N2 を用いた場合について運転コストの比較を行った。運転コストには、ガス、電極と電力を考慮した。その結果、N2 を用いれば約２割のコストダウ③プラズマトーチの運転コストの低減ンが可能であることが明らかになった。

タングステン系の合金を陰極とするプラズマトーチで

電中研レビュー No.54 ● 51

第６章⒝

電極（陰極）（1） Arガスの場合先端の0.2mm程度の領域で添加物（白い点）が減少している。

プラズマトーチ

ノズル

ガス
廃棄物中の粉塵

アークプラズマ（2） N2ガスの場合
Arガスの場合に比べ添加物（白い点）が著しく減少している。

廃棄物
溶湯（陽極）

図6-2-3

電極先端部断面の組織の電子顕微鏡による
拡大写真
１．

⑵

溶融処理時のアークプラズマの安定性

プラズマの冷却による導電性の低下

粉塵

導電率

200μm

塊

プラズマの温度が低下し、導電率が低下
温度①アークプラズマの安定性を損なうメカニズム
２．

プラズマによる加熱に比較して、ガス流量（排ガス量）

プラズマの組成の変化による導電性の変化が少ないという特長がある。しかし、低レベル放射性雑プラズマの組成が変化し、導電率の温度依存性が変化

導電率

移行形アークプラズマによる加熱は、非移行形アーク温度

固体廃棄物などの廃棄物の処理では、保温材などの不燃物を金属と同時に処理する必要があるため、プラズマ溶

３．

アーク経路の変化

融炉に不燃物などが投入されたとき、アークプラズマが不安定になり、消弧したり、加熱パワーが変化したりすることがある。このため、廃棄物が投入されたときの蛇行、陽極点移動

４．

溶湯の導電性の低下

アークプラズマの変化について理解しておくことは重要である。

スラグ→抵抗増

アーク電圧は、アークプラズマを形成している電極間

第６章の電圧であり、加熱対象が一方の電極となる移行形アークプラズマにおいては、プラズマトーチの電極と加熱対

図6-2-4

廃棄物投入時のアーク電圧の変化の機構

象間の電圧である。アーク電圧は、アークプラズマの安定性や加熱能力と密接に関わる重要なパラメータであり、抵抗を増加させるとは限らない。しかし、廃棄物がアー

計測が容易である。このため、アーク電圧は、アークプ

クプラズマに接したときにアークプラズマ内で起こる現ラズマの安定性の指標となり得る。

象は、上記のように単純には説明できないが、大筋では、移行形アークプラズマで廃棄物を溶融中にアーク電圧が変化する機構は、概ね図 6-2-4 に示すとおり、４つで
ある

。

（35）

このように理解しておいて差し支えない。
次に、「２. プラズマの組成の変化による導電性の変化」について述べる。投入された廃棄物は、アークプラ

まず、「１. プラズマの冷却による導電性の低下」につズマから熱を奪いながら、急速に溶融・気化する。このいて述べる。6-1-1 項で述べたように、アークプラズマ

とき、ガス化した廃棄物は、アークプラズマの内部に混の導電率は温度に強く依存する。廃棄物の投入により、入し、アークプラズマの組成を変化させる。この結果、アークプラズマが冷却されるとアークプラズマの導電率

アークプラズマを構成する高温気体の輸送特性が変化し、は急速に低下し、アーク電圧は上昇する。正確にはアーアーク電圧も変化する。ただし、廃棄物投入に伴うガス

クプラズマは、周囲条件により形態や性質が変化するた

組成の変化が、アーク電圧を上昇させる方向に作用する

め、局所的な導電率の低下が常にアークプラズマ全体ののか、あるいは低下させる方向に作用するのかは、廃棄52

物の成分により異なることに注意が必要である。一般的

本来、アーク電圧に電極内の抵抗分に相当する電圧は含には、金属を多く含む廃棄物の場合、金属蒸気が混入す

まれていない。また、通常の電極系ではこの抵抗は十分ることになり、6-1-1 項に示したように、アークプラズに小さいので無視できる。しかし、廃棄物溶融炉では、マの導電性を向上させ、電圧を低下させる方向に作用し、一方の電極となるスラグの抵抗が無視できない程度に大後述のように、可燃物を多く含む場合、解離エネルギー

きくなることがあり、この場合、電極間電圧は真のアーの高い多原子分子の混入に伴う温度低下により、導電性

ク電圧とは言えない。しかし、この抵抗はスラグの組成、が低下し電圧を上昇させる方向に作用する。

温度、体積などにより時々刻々変化し、その値を特定す

次の「３. アーク経路の変化」とは、特に低ガス流量ることは困難であるため、筆者らは、便宜的に、スラグで金属に比較して導電性の低いスラグを加熱している場の電圧降下を含む電極間電圧をアーク電圧と呼んでいる。

合に起こりやすい現象で、炉内への廃棄物の投入に伴い、当然ながら、スラグの抵抗分が増えるとアーク電圧も上

加熱対象表面の陽極点が移動し、アークプラズマが斜め昇する。

になったり蛇行したりすることを指す。実質的にアーク②可燃物や不燃物投入時のアーク電圧に生じる現象

が長くなるため、電圧は上昇する。陽極点は急激に移動投入する廃棄物の種類により、アーク電圧の上昇の様する場合があり、アークプラズマの消弧に至りやすいた

相が異なる例として、図 6-2-5 に⒜不燃物としてケイ酸め注意が必要である。

カルシウム系保温材、⒝可燃物としてゴム手袋を炉内に最後に「４. 溶湯の導電性の低下」について述べる。
不燃物
投入
バケット

落下

400

電圧上昇

第６章

電圧 [V]

500
300
200
100
0

0.15sec
-0.5

02

⒜

0.5

31

時間 [sec]

1.5

不燃物投入時のるつぼ内状況と電圧波形の例（ケイ酸カルシウム系保温材 200g）

可燃物

電圧 [V]

500
400

電圧上昇

落下

300
200
100
0

4.8sec-10⒝2

時間 [sec]

46

8

可燃物投入時のるつぼ内状況と電圧波形の例（ゴム 2.5g）

図6-2-5

廃棄物投入時の電圧波形例

電中研レビュー No.54 ● 53

プラズマトーチ

①

②

ゴム塊

プラズマ
溶湯

投入前

③

④

落下１秒後

投入

⑤

３秒後

⑥

⑦

５秒後

４秒後

⑧

６秒後

図6-2-6

７秒後

ゴム塊投入時の炉内の様相投入したときの電圧波形を、それぞれ示す（36）。同図⒜するため、表 6-2-1 に示すようにプラズマ炉の運転条件の場合、投入直後に急峻な電圧上昇が見られ、その後はを変えて電圧上昇を調べた。まず、炉内へ注入する空気

緩やかな上昇が見られる。これは、主に前述の機構 1、量を増加させると、すすの濃度が低下し、さらに、るつ4 が対応しているものと考えられる。一方、同図⒝

ぼからすすの排出が促進されることがビデオで観察されの場合、廃棄物が溶湯に落下してから、約４秒後から急た。この結果から炉内の分解生成物の濃度が低下するた

激な電圧上昇が見られ、短時間に電圧上昇が収まっていめ、電圧上昇は抑制される。また、一般的にプラズマガる。また、わずか 2.5g の廃棄物で大きな電圧上昇をもス流量を増加させるとアーク電圧は上昇する。これに加たらしていることが分かる。図 6-2-6 は、図 6-2-5 ⒝のえ、アークプラズマの流速が増し周辺の雰囲気をアーク

電圧波形に対応する炉内の様相である。電圧上昇に対応

プラズマ内に巻き込む効果が強くなり（38）、分解生成物

する投入から４～５秒後に、炉内に熱分解生成物（すを内部に取り込みやすくなることにより、アーク電圧がす）が大量に発生していることが分かる。このことから、上昇すると考えられる。さらに、アーク電流を増加させ

図 6-2-5 ⒝の電圧上昇の主要因が、熱分解生成物のプラ

るとアークプラズマの保有熱量の増加により、分解生成

ズマへの混入によるものと考えられる。炉内での可燃物物の混入による温度低下が抑制される効果、あるいは電の熱分解の様相は、可燃物の種類により異なる。ゴムや流の増加に伴ってアークプラズマの粘性が高まり分解生

プラスチックスは急速に熱分解が進むため、少量でも電成物のプラズマ内への混入が抑制される効果により、圧を上昇させる効果が高いが、熱分解しにくい木片の場

アーク電圧の上昇が抑制されたと推定される。

（37）

第６章

合、熱分解が比較的ゆっくりと進行するため、電圧への影響が小さい。

実用炉では、アーク電流は、炉の処理能力などで決定されるものと想定される。しかし、プラズマガス流量はプラズマトーチの仕様の範囲内なら、また、炉内へ注入③運転パラメータが可難燃物の投入時のアーク電圧に及する空気量は排ガス処理装置の処理能力の範囲内なら制

ぼす影響

御しやすい運転条件であるので、これらを制御すること

電圧上昇を抑制し安定な加熱を継続できる方策を検討

は、可難燃物を処理する際にはアーク電圧の上昇を抑制

表6-2-154可難燃物投入時のアーク電圧上昇とプラズマ炉運転条件の関係

プラズマ炉の運転条件増加させた時のアーク電圧の増減

原因

炉内の分解生成物の濃度が低下するため。

炉内注入空気量

電圧上昇が低減

プラズマガス流量

電圧上昇が増加

アークプラズマ内への分解生成物の混入量が増加するため。

アーク電流

電圧上昇が低減

アークプラズマの保有熱量が増加し、分解生成物による冷却が低減するため。

する有効な方法と考えられる。
⑵

6-2-2

交流プラズマトーチにおける発生・制御技術

電極損耗現象と電極設計手法
交流トーチの電極損耗については、2,000 ～ 8,000A の大電流領域における検討（44）～（46） が行なわれているも⑴

交流プラズマの特長および課題のの、これらは実験的検討に終始している。このため、

6-2-1 項では直流プラズマに関する特性を述べた。こ

電極損耗現象を解明し、さらに、プロセスで要求されるの直流プラズマは主に導電性物質を加熱する際に利用さ電流などの運転条件に応じ、電極損耗を低減できる設計れる。直流プラズマを用いて非導電性物質のみを加熱す手法を開発した。

る場合は、非移行形プラズマを利用するかもしくは複数①電極損耗現象本のプラズマトーチ間に発生させた移行形プラズマを利

電極損耗の低減化方策を明らかにするためには、電極用することが考えられる。しかし、非移行形プラズマで材料および電極形状をパラメータとすることが考えられは加熱効率が低い、移行形プラズマではトーチ内電極

る。電極材料については、直流トーチにおいて電極損耗（陽極）の損耗が著しい、という課題がある。

が少ないと報告されているタングステン合金を選定し、一方、複数本のプラズマトーチ間に発生させた移行形の交流プラズマを利用する場合、それらのトーチ内電極

電極の直径や長さなどの形状をパラメータとして検討を行った（47）（48）。

の損耗量は直流プラズマトーチの陽極の損耗量より少な

50Hz の移行形交流プラズマを大気中で１～３時間連い。このため、交流プラズマは非導電性物質を加熱する

続で発生させ、アーク電流および電極サイズをパラメー際に利用されることが多い。例えば、廃棄物の焼却施設

タとした場合のトーチ電極の損耗量を図 6-2-7 に示す。

から排出される焼却飛灰の溶融・無害化、ガラス屑

いずれの電極サイズの場合も、アーク電流の増加とともに利用されている。また、プラに損耗量は増加した。また、電極径が 8mm や 10mm のズマにガス（メタン、エチレン）を吹き込みカーボンブ

場合は 450 ～ 550A で損耗量は急増したが、電極径がラックのナノ粒子を合成している例

13mm の場合は 550A でも損耗量の急増は見られなかっ（39）の溶融・リサイクル

（40）

もある。

（41）

た。実プロセスを考慮すると、損耗量が急増しない範囲用できる交流プラズマには、直流プラズマ利用時に必要を把握する必要がある。以下、今回の実験条件においてな炉底電極は不要となる。このため、大幅な改造を行わ損耗量が急増しない範囲（5mg/h 以下）について、電ずに既存プロセスに取り付けやすく、現行加熱技術の代

極先端温度に着目し考察する。

替技術として利用される場合もある。例えば、製鋼プロ

冷却水によるトーチ電極からの抜熱量（実測値）など

セスの一つのレードルまたはタンディッシュという装置

を用いて電極における熱バランスを計算した。また、そに複数本のトーチを取り付け、そのトーチ間に形成された交流プラズマを用いて溶鋼加熱を行っている（42）（43）。

15の課題がある。
①交流プラズマトーチ内の電極が損耗し易い
直流プラズマトーチ内の陽極に比べれば損耗量が少な
いものの、陰極に比べれば損耗量が多い。
②直流プラズマに比べてプラズマが不安定になり易い

電極損耗量 Ew [mg/h]

しかし、この交流プラズマを利用する際には次の二つ

10d [mm]
Sc [mm2]

L［mm］

○

８
（５０）

１２

△

１０
（７９）

１２

□

１３
（１３３）

１１

トーチ電極：La2O3-W
プラズマガス：アルゴン10 ℓ/min
プロット点：2～4回の平均値

5

交流プラズマの電流は正極性と負極性が交互に流れるので、その切り替わる瞬間は電流が零になる。この時点でプラズマの導電性が低くなり不安定になりやすい。

0

0

100

200

300

400

500

600

アーク電流 Iac ［Arms]

本項では、これらの課題を解決するための具体的な方策について述べる。

図6-2-7

電極損耗量のアーク電流依存性

電中研レビュー No.54 ● 55

第６章

また、上記のように複数本のトーチ間で発生させて利15

電極損耗量 Ew [mg/h]

平均電極降下電圧 Vdrop = (Qdrop / Iac) [V]

Iac [A] D[mm] L[mm]
8
12
○
10
12
△ 100～
550
13
11□● 200 6～10 11～31

トーチ電極：La2O3-W
プラズマガス：アルゴン10 ℓ/min
プロット点：2～4回の平均値

10

5

10
d [mm]
Sc [mm2]

8△

6

L [mm]

８
（５０）
１０
（７９）
１３
（１３３）

○

□

１２
１２
１１

4
2
0
2,000

2,500

3,000

3,500

4,000

電極先端解析温度 T t [K]融点
01,500 2,000 2,500 3,000 3,500 4,000

図6-2-9平均電極降下電圧の電極先端温度依存性

電極先端解析温度 T t [K]

図6-2-8

電極損耗量の電極先端温度依存性
(a)

START

れらの結果と実験後の電極先端のアーク痕跡面積を用い
所望の損耗量 Ewを設定

電流 I を設定て電極内部の定常熱伝導解析を行い、電極先端温度を計算した。この電極先端解析温度と電極損耗量との関係を(b)が低いほど損耗量が低く抑えられている。また、損耗量

平均電極降下電圧 Vdrop

Vdropの急増しない範囲を上述の 5mg/h 以下と仮定すれば、その範囲に抑えるためには電極先端解析温度を 3,000K

Tt (opt)
電極サイズを仮設定

程度以下（融点：3,660K）に低減すればよいことが分かる。なお、電極損耗現象が電極蒸発現象であると仮電極への入熱量 Qin を計算

Qin＝ Qdrop ＋ QradA ＋QRI2＝ Vdrop・I ＋（ Vcol・I ）・α・β＋R・I ２

アークコラムの電圧（アーク長×電界）アークコラムパワーから放射パワーへの変換効率

定して、タングステンの蒸発速度から電極損耗量を試算

第６章したところ、上記と同程度の 3,000K を超えるあたりか

電極内部を通過する熱量 Qの計算②電極設計手法

電極先端における入熱面積 Sinの計算

入熱面積とアーク電流の比例定数

電極先端温度 Tt を計算

極における熱バランスの計算結果から、平均電極降下電平均電極降下電圧と電極先端温度との関係と、前述の電S in ＝ γ・ I

電極温度

電極内部の熱伝導解析

まず、電極サイズ設計手法について述べる。上述の電端温度への依存性が図 6-2-9 のように求められる。この＝ Qin －ε・σ・ S r ・T 4
熱放散面積
ステファン・
ボルツマン定数

た（48）（50）。

圧（陰極降下電圧と陽極降下電圧の相加平均）の電極先

Q＝ Qin － QradE

電極の放射率

上述の結果から得られた知見を基にして、電極損耗量
さらに大電流領域 2,000A の電極サイズの設計を試み

電極の電気抵抗

アークから電極を見たときの立体角を考慮した変数

ら損耗量が急増した。

を低減できる適正な電極サイズを設計する手法を考案し、Tt (opt)

適切な電極先端温度 Tt (opt)

図 6-2-8 に示す。ばらつきはあるものの、電極先端温度

（49）

Ew

no

Tt ＝ Tt (opt)yes

最適な電極サイズの決定

END

極損耗量と電極先端温度との関係などを用いて電極サイズを設計する。そのフロー図を図 6-2-10 に示す。概略
次の通りである。まず、図中の右上⒜の電極損耗特性56

図6-2-10トーチ電極サイズの設計手法フロー図

（例えば、図 6-2-8）を用いて、所望の損耗量にするた15

めの適切な電極先端温度 Tt(opt) を選定する。次に、図中

I＝2,000A
Tt＝3,000Kの右上⒝の特性（例えば、図 6-2-9）を用いて、電極先
電極長 L ［mm］

端温度が Tt(opt) のときの平均電極降下電圧 Vdrop を算出する。また、あらかじめプロセスで必要なアーク電流値を設定しておき、また、電極サイズ（直径、長さなど）を仮に設定しておく。上記検討で得られた諸量を用いて電10Q ＝9.2～9.9kW

5

文献 (51) の電極サイズ

極への入熱量 Qin を求める。次に、電極先端から電極内部に入る熱量 Q（＝ Qin － QradE）を求めるために、電極

0

先端での出熱量として QradE を求める。ここで、QradE は、

Q ＝8.1～8.7kW

0

500

1000

電極断面積 Sc ［mm2］電極から放射によって失われる熱量である。熱量 Q の電極先端における入熱面積 Sin は、アーク電流値と比例

図6-2-11定数の積として求める。これらの結果を用いて電極内部

電極サイズの設計例の熱伝導解析を行い、このときの電極先端温度 Tt を計算する。この計算された電極先端温度 Tt と最初に選定計算を行った。なお、今回の計算の範囲では電極先端かした電極先端温度 Tt(opt) とが等しくなるまで、電極サイ

らの入熱量 Q は 8.1 ～ 8.7kW であり、前述の 8.5kW かズをパラメータとした計算を続ける。以上により、プロら最大 5％程度変化した。
以上のような解析を行い電極先端温度が 3,000K とな

セスで必要なアーク電流に対し、所望の電極損耗量以下

るように電極サイズ（電極長 L、電極断面積 SC の組みとする電極サイズを決定できる。

合わせ）を求めたものを図 6-2-11 に実線で示す。このの電極サイズの設計を試みた。ここでは所望の損耗量を

実線上の電極サイズを「最適な電極サイズ」と呼ぶこと5mg/h とするが、この電極寿命は約 1,000 時間であり実にする。この図の実線より下の部分の電極サイズ領域が、用レベルと考えられる。仮の電極サイズとして電極径を

電極損耗の低減化という観点からは「安全領域」と考え

23mmf および電極長を 6mm とし、電極先端は平坦状られる。また、文献（51） での Q の実測値は前述の通りと設定した。この仮の設定値は、文献（51）でアーク電流

9.7kW であるので、先程と同様に電極径および電極長のが 2,000A の場合に用いられている電極サイズである。

変化による熱量 Q の変化（9.2 ～ 9.9kW）も考慮に入れこれらの諸量などを用いて、電極先端から電極内部に入て、電極先端温度が 3,000K となるように電極サイズをる熱量 Q は 8.5kW と算出された。なお、この熱量 Q は求めたものを図 6-2-11 に破線で示す。この破線は実線

電極内部を通過して冷却水により抜熱される。この冷却よりも下方にあるので前述の安全領域が狭くなっている

水による電極からの抜熱量は実測することができ文ことが分かる。なお、比較のために文献（51）の電極サイ

献（51） の 結 果 は 9.7kW 程 度 で あ り、 今 回 の 算 出 結 果

ズを同図中に◆印で示す。この◆印は同図の実線および8.5kW とは１割程度の差異が認められるものの、概略同破線よりも下方にあるので文献（51）の電極サイズは安全レベルの値と考えられる。これらの値を用いて、電極内領域にあると考えられる。文献（51）では損耗量は明記さ

部の熱伝導解析を行い、このときの電極先端温度 Tt をれていないが、陰極として用いたときと同程度の損耗量

計算し、この温度と今回選定した 3,000K とが等しくなと記述されているので、損耗量はかなり小さいと考えらるまで、電極サイズをパラメータとした計算を続けた。

れ、◆印が今回求めた安全領域に存在することが理解で

なお、パラメータである電極径（電極断面積）および電きる。

極長の範囲はそれぞれ 15 ～ 35mmf （177 ～ 962mm ）2および 5 ～ 15mm とした。ここで、電極径および電極⑶

長を変化させると、前述の諸熱量が変化するため電極先①電流零点における不安定現象

端からの入熱量 Q も変化するが、このことも考慮して電流零点におけるプラズマの安定化技術
電流零点において交流プラズマを安定化させる方策と

電中研レビュー No.54 ● 57

第６章

次に、この考案した手法を用いて、大電流領域 2,000A

して、電流零点における電流の時間変化率を大きくして、の安定性に及ぼす影響について検討するとともに、その電流零点直前のプラズマの導電性を高く維持しつつ、電際のパルス重畳法の適用効果を明らかにした（54）。

流零点直後に電極間に急峻な過渡回復電圧を発生させて雰囲気温度を制御できるチャンバー中でプラズマトー

プラズマの再発弧を容易にすることが考えられる。これ

チと対向電極の間に電流 100 ～ 500A（実効値）、周波まで実規模のプロセスで使われている具体的な安定化方

数 50Hz の移行形のアルゴンプラズマを発生させた場合

策は、交流電流を整流して一旦直流に変換し、これをサの、電流零点近傍のアーク電流・電圧波形の一例を図

イリスタ制御により矩形波交流電流に変換するものであ

6-2-13 に示す。ここで、電流が零値から増えて図中のる。この場合、確かにプラズマは安定化するが高価○印で再発弧して電流が急増しアーク電圧が急に低下すな整流器などを用いるため設備費が高い。また、この場

るときの電圧を「再発弧電圧 vb」とした。アーク電流の合の電源構成（例えば、交流電源の電源電圧など）につ増大とともに再発弧電圧 vb が減少し、低い電源電圧でいては特に最適化検討を行っておらず、オーバースペッ

も安定に交流プラズマを発生できた。

（46）

クな部分があれば、さらにコスト高になる。
そこで、交流プラズマの簡易な安定化方策としてパル
ス重畳法

（52）

また、アーク電流を 500A 一定とし、雰囲気温度が異なる場合の交流プラズマの安定性を図 6-2-14 に示す。

を提案し、その有効性を明らかにした。こルス電流を重畳し、電流零点付近だけの電流の時間変化率を高くする方法である。また、運転開始時の炉内は、

電流の方法は、図 6-2-12 に示すように、電流零点だけにパ

常温（300K）であるが、運転時間の経過に伴い炉内はプラズマからの発生熱により 1,300K 程度（53） の高温雰

2.5A

囲気になる。このような場合のプラズマ安定化方策の最プラズマの安定性に及ぼす雰囲気温度の影響の解明が必

電源電圧

電圧

適化（例えば、設定電源電圧の最適化）を行うためには、10μs

要である。ここでは、実プロセスで利用されることが多い移行形プラズマを対象として、雰囲気温度がプラズマ

再発弧電圧 vb

100V
10μs

第６章

（アーク電流 500Arms，電源電圧 270Vrms，雰囲気温度 600K）①アーク電流図6-2-130アーク電流・電圧の波形例

時間500
プラズマを安定化させるための電源電圧波高値②パルス電流

400

0

時間

電圧［Ｖ］

270Vrms

300

○

安定

×

消弧

200Vrms

200③パルスを重畳したアーク電流0プラズマの状態

220Vrms時間

再発弧電圧 Vb

・アーク電流 500A・アルゴン10 ℓ/min
・電極間距離 40 mm・プロット点は 4～8回の平均値

100
200

400

600

800

1000 1200 1400

雰囲気温度 Tatm［K］

図6-2-1258

パルス重畳法の模式図

図6-2-14

移行形プラズマの安定性の雰囲気温度依存性

ここで、５分以上プラズマが継続した場合を安定とみな（1 ～ 2kW）を考慮してもプラズマ安定化に必要な電源し、この時間未満で消弧したものを不安定とみなした。

容量を低減できる。また、再発弧電圧、安定化に必要な不安定と評価したほとんどのケースは数～数十秒で消弧

電源電圧ともに雰囲気温度の影響はほとんど受けなかっした。雰囲気温度を 600K 程度まで上昇させるとプラズた。つまり、パルス重畳法を適用した場合、実プラズマ

マ安定化に必要な電源電圧が８割程度に低下するが、そ炉内相当の 1,300K 程度におけるプラズマ安定化に必要れ以上の雰囲気温度では変化せず、実プラズマ炉内相当

な電源電圧は、雰囲気温度が 300K の場合と同程度と推の 1,300K 程度でも同程度と推測される。このとき、再測される。このことから、実プロセスにパルス重畳法を

発弧電圧 vb も同様の傾向を示している。ここで、流れ適用すると、炉内温度が 300K 程度である運転開始時か始めているアーク電流 I とアーク電圧 V との積の時間積

ら、炉内温度が 1,300K 程度に高くなる運転定常期まで、分値と損失 N の時間積分値との差分がプラズマのアー

常に低い電源電圧における運転が可能であり操業を簡易

クコラムに注入され、アークコラムに蓄積されるエネルにできることが期待できる。

ギーが増加して、あるレベルに達すると再発弧が起きる

また、電流零点後再び電流が流れ始めてから再発弧がと考えられる。このため、電流が流れ始めてから再発弧発生するまでのアークコラムの蓄積エネルギー増分を求が発生するまでの電流・電圧実測値および Mayr アーク

めたところ、パルス重畳法を適用することにより、パルモデルを用いて、プラズマのアークコラムにおけるスなしに比べてアークコラムの蓄積エネルギー増分が減エネルギーバランスを求めた。その結果、雰囲気温度の少し、また雰囲気温度の影響は受けなかった。これは、上昇とともに蓄積エネルギーの増分 Q（再発弧に必要なパルス重畳により電流零点におけるアークコラムの温度

エネルギー）が減少することが明らかになった。これは、が高くアークコラムの蓄積エネルギーが高いためと考え

プラズマガスとして用いているアルゴンのエネルギー密られる。また、パルスを重畳すると、電流零点直前（～

度（単位体積当たりのエンタルピー）の温度依存特性に

5 m s 程度）まで、電子密度が高い値を維持しているこ起因すると考えられる。

とが分かった。

（55）

さらに、雰囲気温度の差がプラズマのアークコラムの蓄 積 エ ネ ル ギ ー に 与 え る 影 響 を 調 べ る た め、Ha －③材料創製への応用を想定した交流プラズマの安定性
交流プラズマは、上述のような高温の炉内で利用する近傍の電子密度はアークプラズマの安定性（消弧／再発

ことに加え、非導電性のセラミックス粉の溶融や加熱へ弧）に多大な影響を与える物理パラメータであるの応用も期待される。当研究所でも５章で述べたように、

。

（57）

その結果、雰囲気温度が 300K の場合に比べて 600K のアークプラズマの高温場での溶融蒸発などの熱的な現象

方が電子密度が若干高くなることが分かった。このことと蒸発した原子の凝縮の過程での化学反応を制御した材からも、雰囲気温度が高くなると、電流零点におけるプ

料創製に関わる研究開発を推進している。そこで、物性

ラズマのアークコラムの蓄積エネルギーが高くなること

値が既知のセラミックスであるアルミナ（平均粒径：15が推測される。

m m）を、70A の交流プラズマに 11 ～ 84g/min と比較的大きな注入速度で注入した時の安定性を調べた（58）。

②パルス重畳法の適用効果

その結果、アルミナを注入すると電流零点直前でアーク

パ ル ス 重 畳 法 を適用した場合（パルス電流： ５ ～プラズマのエネルギー密度が高くなること、さらに、15A）のプラズマの安定性について調べたところ、パルAℓ原子の電離により電子密度が高くなることにより、

ス重畳法を適用しない場合に比べて７～８割程度の低い

交流プラズマは、アルミナを注入しない場合より安定化

電源電圧で安定化できた。例えば、アーク電流が 500Aすることを明らかにした。

の場合、プラズマ安定化に必要な電源容量を 110kVA

以上のように、高温場での利用や材料創製などへの応から 90kVA へと 20kVA 低減できた。これらのことから、用においても、交流プラズマの安定性が確保できること

パルス重畳法を適用することによって、パルス電源容量を明らかにした。

電中研レビュー No.54 ● 59

第６章

を用いて電子密度を算出した。電流零点

Stark 幅法

（56）

6-3

アークプラズマの計測診断技術

こ の 手 法 を 50kA 級 超 大 電 流 ア ー ク に 適 用 し た 結果（60）～（62）についても述べる。

6-3-1

輝線スペクトルの自己吸収を考慮した温度
計測技術⑵

自己吸収を考慮したアークの温度計測技術および50kA 級アークジェットへの適用結果⑴

計測手法の原理図を図 6-3-1 に示す。「⒜自己吸収特アークプラズマの温度計測技術

性計算と見かけの温度の実測」と「⒝粒子組成の計算とアーク放電の温度計測手法の中で、比較的多く利用される方法として二線強度比法（59）が挙げられる。これは、電子密度の実測」を行うことにより、実温度と電極蒸気アークを分光観測して得られる原子などの異なる二本の混入率を同時計測する。つまり、自己吸収がある時の見輝線スペクトルの強度比から温度を計測する比較的簡易

かけの温度は、真の温度と金属蒸気混入率の関数となるな手法である。しかし、アークが光学的に厚い場合には、ので、二線強度比法で見かけの温度が得られれば、これ観測する輝線スペクトルに自己吸収が生じるので、このを与える真の温度と金属蒸気混入率の組合せ（⒜）が決現象を考慮する必要がある。例えば、数十 kA 級の超大まる。また、電子密度は真の温度と金属蒸気混入率の関

電流領域のアークを対象とする際には注意を払う必要が数となるため、電子密度が実測できればこれを与える真ある。超大電流であるため、アークの直径が太く、また、の温度と金属蒸気混入率の組合せ（⒝）が決まる。これ観測するスペクトル線の原子なども多く含んでいるため

らの両者を満たすところが、真の温度と金属蒸気混入率である。この自己吸収が無いと仮定して二線強度比法をとなる。

用いて計測された温度（以下、見かけの温度と記す）は次に、これを 50kA 級アークジェットに適用した結果

実際の温度とはかなり異なることが懸念される。本項でについて述べる。ここで、アークジェットとは、アーク

は、当研究所が開発した輝線スペクトルの自己吸収を考が点弧している電極表面から噴出する高速流の電磁流体慮したアークの温度計測技術である。アークジェットは、その周辺に存在する碍子装（60）を紹介するとともに、◎自己吸収特性の計算と見かけの温度の実測
自己吸収特性計算
温度 Tr

金属蒸気混入率 XＭ

第６章

12000
ある見かけの温度のときの金属蒸気混入率と温度との関係

11000

スペクトル線の見かけの強度（計算値）
二線強度比法（ａ）

10000

温度 Tr [Ｋ]

自己吸収を考慮した計算温度Tc（見かけの温度；計算値）
二線強度比法を用いた
見かけの温度Tcの実測

9000

温度 Tr と金属蒸気混入率 XM との関係

8000

◎粒子組成の計算と電子密度の実測
7000

（ｂ）
ある電子密度のときの金属蒸気混入率と温度との関係

6000
5000
10-3

粒子組成計算
温度 Tr

金属蒸気混入率 XＭ

アークの粒子組成計算
10-2

10-1

100

101

電子密度Ne（計算値）

102

電子密度Neの実測

金属蒸気混入率 XM [％]温度 Tr と金属蒸気混入率 XM との関係

図6-3-160

計測手法の原理図

置などの電力機器に熱的ストレスを与えるため、大電流

温度は 13,000 ～ 14,000K であり、電流の増大とともにアークジェットの温度、流速、挙動などの基礎特性を解低下し 50kA では 10,000 ～ 12,000K である。また、これ明することが望まれている。上述の計測手法を用いて、らの温度と見かけの温度との差は 3,000 ～ 5,000K であっ

電力流通設備で使用されている鉄、銅およびアルミニウ

た。また、アーク電流が 10kA では鉄蒸気混入率は１％ムの電極から噴出する 50kA 級アークジェット部（電極程度であり、電流の増大とともに急増し、50kA ではから 10cm の位置）の温度測定を行った。アークジェッ

50％程度となった。

トの温度および鉄電極蒸気混入率の測定結果を図 6-3-2

以上のように、大電流アーク放電にまで適用できる温および図 6-3-3 に示す。アーク電流が 10 ～ 20kA では

度と電極蒸気の混入率を測定できる技術を確立した。この測定結果を用いれば、碍子装置などへの熱的ストレス

電極： 鉄（40mmφ）
観測ポイント： 電極から0.1mの3mmφ円
露光時間： 0.5～1ms（発弧後 45msの電流波高値付近）
エラーバー： 測定条件における誤差を考慮した幅16000を推定するために必要なアークのエネルギー密度も推定
できる。

6-3-2

プラズマの流速計測技術

温度［K］

14000
12000

アークプラズマを加熱源として用いた高融点廃棄物の10000

溶融処理や、超微粒子などの材料の製造において、アー8000

クプラズマ中の廃棄物や材料の溶融・蒸発挙動を把握す
ることは重要である。溶融・蒸発挙動を検討する際に必6000

自己吸収の考慮無し（見かけの温度）

4000

■

2000

有り
□ （考案した手法を用いて求めた温度）

0
アーク電流［kA](実効値）

要となるパラメータとしては、アークプラズマの温度分
布の他、アークプラズマの流速と廃棄物や材料の飛行速度が挙げられる。
アークプラズマの流速や、注入された材料などの飛行速度の測定については、様々な手法が提案されているが、当研究所では、材料の蒸発挙動の観察も同時に行うこと

図6-3-2温度のアーク電流依存性が可能な高速度ビデオカメラを用いた流速測定法を確立

観測ポイント： 電極から0.1mの3mmφ円
露光時間： 0.5～1ms（発弧後45msの電流波高値付近）
エラーバー： 測定条件における誤差を考慮した幅画像を用いた流速分布の測定は、大きく、流れの可視化と画像からの流速の算出の２段階に分かれる。流れの可視化のためには、ガス流中にガス流への追従性の高い

102

鉄蒸気混入率 XFe［％］

微粒子をトレーサーとして注入し、レーザー光などの強力な光を照射して、微粒子の反射光を記録するというものが一般的である。検討を開始した当時、既に燃焼炎程

101

度までの温度のガス流の流速分布の画像を用いた測定法はほぼ確立されていた。このような方法をアークプラズ
マなどの熱プラズマの流速測定に適用するためには、ト100

レーサーが蒸発・拡散してしまう、熱プラズマ自身の強い発光を上回る光源が必要であるなど、課題が多かった。
そこで、高温度の熱プラズマに適した流速測定法として、

10-1
アーク電流［kA](実効値）

図6-3-3

鉄蒸気混入率のアーク電流依存性

トレーサーの蒸発を前提とし、その発光を狭帯域のバン
ドパスフィルターを装着した高速度 CCD カメラで撮影する方法を採用し、器壁安定化アークに注入したフライ

電中研レビュー No.54 ● 61

第６章

した。

が徐々に延びている様子が確認できる。この先端部を適アッシュ粒子の飛行挙動などを解明した（63）。
トレーサーは、大きく２種類を用いた。すなわち、フライアッシュ粒子などの固体微粒子と、水素などのガス

切な輝度値で定義し、その進展速度を求めることにより、プラズマの流速を推定できる。

である。前述の器壁安定化アーク中にこれらのトレー

気体をトレーサーとして用いる場合、いくつか注意す

サーを微量注入し、可視化を行った。トレーサーに求める点がある。その代表的なものが、拡散である。すなわ

られる要件としては、目印としての役割を果たすことにちトレーサーの物質移動には拡散と流れの両方が関与し加えて、測定場を乱さないことが必須である。このため、ているため、トレーサーの移動速度は、測定対象の流速極微量を単発的に注入する必要があり、固体粒子の注入にトレーサーの拡散速度が重畳されたものとなる。一般のために、単発型微量粉体供給装置を製作したに流れが速いほど、拡散の寄与は相対的に低下する。筆

。

（64）

この装置を用い、微量の微粒子として平均粒径 10

者らは、高温アルゴン中の水素の拡散係数の温度依存性

m mn のフライアッシュを単発的にプラズマガス中に注を用いて両者の寄与を比較し、今回の実験条件において入し、その発光を、狭帯域バンドパスフィルターを装着

は、拡散の影響をほぼ無視できることを確認した。

した高速度 CCD カメラで捉えた画像を図 6-3-4 に示す。

図 6-3-6 に同一条件下での微粒子を単発注入したとき得られた画像より、発光部分の重心などの移動速度を算の微粒子飛行速度と、水素を微量注入したときの発光の出することにより、微粒子の飛行速度を算出することが進展速度を示す。水素の発光の進展の方が速く、両者と可能となる。ただし、微粒子の飛行速度は周囲のプラズもプラズマガス流量の増加に、ほぼ比例して速度が増加

マ流の速度より低いため、微粒子をプラズマ流の流速測していることが分かる。

定のトレーサーとして用いる場合は速度差を仮定するな
どの注意が必要である。

陰極（z =0mm）

陽極（z =80mm）

一方、固体粒子の代わりに微量のガスを使用すること0μsができれば、プラズマ流に対する追従性が高いため、優280μs

れたトレーサーとなる可能性がある。このため、Ar

560μs

アークプラズマ流の中に微量の水素ガス（0.1cc/ 回）を注入し、その進展を観測した（65）。得られた画像を図

830μs

6-3-5 に示す。プラズマの流速に対し注入継続時間が長1110μs

図6-3-5

CathodeZ

Flow direction

Arc

Arプラズマに注入した水素の発光（強調のため着色）

Anode

100

t = 0.17ms

80

速度 ［m/s］

第６章

いため、発光が帯状に延びた形になっているが、先端部

t = 0.33ms
t = 0.50ms

VH (Hα)VP (Particles)
Iarc = 25A, Plasma gas: Ar
d = 80mm

60
40
20

t = 0.67ms

062

Arプラズマ中のフライアッシュ粒子からの発光（青い部分は強調のため着色）

20

30

40

50

60

プラズマガス流用 ［slm］

t = 0.83ms

図6-3-410

図6-3-6

プラズマガス流量と微粒子飛行速度および水素発光の進展速度の関係（sℓm は標準状態でのガス流量（ℓ/m）を表す。）

以上は、微量のトレーサーを用いた流速測定の検討であるが、実際に廃棄物や材料を熱プラズマ中で処理する
場合、大量の物質が注入され、その蒸気がプラズマ全体に拡がるため、注入した物質そのものを同様の手法で目印 と す る こ と は で き な い。 そ こ で、PIV（Particle
Image Velocimetry）の手法のうち、画像の濃淡の移動から流速分布を測定可能な、相互相関法を用い、多量の微粒子が注入されたときのアークプラズマの画像から、流速分布の測定を試みた（66）。この手法で算出したフライアッシュ粒子多量混入時の流速は他の方法で測定した場合と同程度である。
本手法を適用するためには、画像に濃淡、すなわちプラズマの発光のむらが必要であること、また、濃淡の移
動が物質移動によるものであると仮定できる必要がある
ため、常に適用できるものではないが、簡便に流速分布まで計測できるため、材料合成の際の材料注入条件の検討などに有用であり、筆者らは、第５章で述べた超微粒子、複合ナノ粒子の合成に際し、ツールとして活用した。
以上、当研究所におけるプラズマの流速計測技術の概要を述べた。熱プラズマは高温であるため、通常のガス流に用いられるトレーサーをそのまま適用することが困難であり、熱プラズマに適した流れの可視化手法を、計測場の制約や計測目的に応じ、取捨選択することが重要である。

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トーチ用タングステン電極の損耗、電気中央研究所研
究報告、W88042（1989）（31）天川正士、足立和郎、安井晋示、渋谷正豊、廣津信義、
篠田強志、田島伸夫：加熱用プラズマトーチの大電流化、電気中央研究所研究報告、W90012（1991）（32）天川正士、足立和郎、渋谷正豊、稲葉次紀：プラズマ
トーチ用電極の損耗現象−窒素ガスとアルゴンガスによる違い−、電気中央研究所研究報告、W90037（1991）（33）松田福久、牛尾誠夫、熊谷達也：アーク放電電極の研
究 Ⅱ、溶接学会全国大会講演概要、No.37、66（1985）（34）田中和士：大出力プラズマトーチ用熱陰極材料の開発とその特性についての基礎的研究、大阪大学学位論文（1996）（35）足立和郎、天川正士、安井晋示：プラズマ溶融処理時のアーク電圧の上昇−ケイ酸カルシウム系保温材を投入した場合−、電力中央研究所研究報告、W95028（1996）（36）足立和郎、天川正士、安井晋示、古川静枝：ゴムを含む雑固体廃棄物のプラズマ溶融処理−アークプラズマの電圧に及ぼす可 ･ 難燃物の影響−、電力中央研究所
研究報告、W97034（1998）（37）足立和郎、天川正士：不燃性粉体の注入による安定化
アルゴンアークの電圧変化とその機構、電力中央研究
所研究報告、W99036（2000）（38）E. Pfender, J. Fincke and R. Spores: Entrainment ofcold gas into thermal plasma jets, Plasma Chemistry
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Progress in the analysis of the 3-phase AC plasma（42）D. Neuschütz, K. H. Schubert and H. J. Bebber：
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pp.543-550（1990）（43）H. Fujimoto, H. Tokunaga and H. Iritani：A HighPowered AC Plasma Torch for the Arc Heating of
Molten Steel in the Tundish, Plasma Chem. Plasma
Processing, Vol.14, No.3, pp.361-382（1994）（44）D. Neuschütz, H. Rossner, H. J. Bebber and J.
Hartwig：Development of 3-phase AC plasma
furnaces at Krupp, Iron and Steel Engineer, pp.27-33（1985）（45）D. Neuschütz, H. J. Bebber and K. Heinen：Heating
molten steel in an inert-gas atmosphere using 3-phase
AC plasma torches, Proc. of Japan – German Seminaron Fundamental Iron Steel Making, pp.151-66（1987）（46）H. J. Bebber：AC torches, Proc. of 1st Int. EPRI
Plasma Symposium（EPRI CMP Report No.90-9）Palo
Alto U.S.A., No.23（1990）（47）岩田幹正、安井晋示、渋谷正豊：交流プラズマトーチ
における電極の損耗現象−電極のサイズおよび先端面積の影響−、電力中央研究所研究報告、W91024（1992）（48） 岩田幹正、渋谷正豊：交流プラズマトーチにおける電極の損耗現象（その２）−アーク電流の影響−、電力中央研究所研究報告、W94037（1995）（49） H. Hackmann and H. J. Bebber：Electrode erosion inhigh power thermal arcs, Pure & Appl. Chem., Vol.64,
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誌 A、Vol. 118-A、No. 9、pp. 965-970（1998）（51）D. Neuschütz, A. Hauck and Y. Zhai：Effect of arc
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pp.471-478（1995）（52）稲葉次紀：アークプラズマの利用、電中研レビュー
No.18、pp.50-54（1988）または、岩田幹正、安井晋示、
渋谷正豊：交流プラズマの安定化手法−パルス重畳法に 関 す る 基 礎 的 検 討、 電 力 中 央 研 究 所 研 究 報 告、
W92016（1993）（53）渋谷正豊、天川正士、足立和郎、安井晋示、岩田幹正、
山崎建利、木下勝雄、飯田久米男：不燃性廃棄物の溶融用プラズマ炉の開発−都市廃棄物の焼却灰溶融用100kW 級プラズマトーチの開発−、電力中央研究所研
究報告、W90038（1991）（54）岩田幹正、渋谷正豊：高温雰囲気場における移行形交流
プラズマの安定化、電力中央研究所研究報告、W97026（1998）（55）O. Mayr：Beitrage zur Theorie des statischen und
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Electrotechnik, Vol.37, pp.588-608（1943）（56）H. R. Greim：“Spectral Line Broadning by Plasmas”，
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Phys. D: Appl. Phys., Vol.22, pp.129-135（1989）（58）岩田幹正、足立和郎、天川正士：セラミックス粉注入
時の移行形交流プラズマの安定性とその機構、電力中央研究所研究報告、W00025（2001）（59）例えば、宮地巌、鬼頭幸生、岡田勝男：電力アークにおける温度および電極蒸気密度分布のアークスペクト
ル線強度による決定、電気学会論文誌、Vol. 87、p235（1967）（60）岩田幹正、田中慎一、池田弘一、合田豊：50kA 級長
ギャップ交流大電流アークにおけるアークジェット部の温度特性−分光計測時の輝線スペクトルの自己吸収を考慮した温度測定手法の開発−、電力中央研究所研
究報告、W99027（2000）（61）岩田幹正、田中慎一、池田弘一、合田豊：50kA 級長
ギャップ交流大電流アークにおけるアークジェット部の温度特性（その２）−鉄電極から噴出するアーク

ジェット部の温度とエネルギー密度−、電力中央研究
所研究報告、W00026（2001）（62）岩田幹正、田中慎一、池田弘一、合田豊：50kA 級長
ギャップ交流大電流アークにおけるアークジェット部の温度特性（その３）−温度およびエネルギー密度の軸方向
分布−、電力中央研究所研究報告、W01010（2002）（63）足立和郎、天川正士、古川静枝、岩田幹正：不燃性粉
体の注入による安定化アルゴンアークの電圧変化とその機構、電力中央研究所研究報告、W99036（2000）（64）K. Adachi, M. Iwata and S. Furukawa: Observationsof hydrogen vapor propagation in wall stabilized
argon arcs using high-speed CCS cameras, 14th
International symposium on plasma chemistry, Czech
Rep.（1999）（65）足立和郎、岩田幹正：器壁安定化アルゴンアークに添加された水素の流速測定、電気学会論文誌 A、120、p.18（2000）（66）足立和郎：PIV によるアークプラズマ内金属蒸気の流速測定、平成 12 年電気学会全国大会、1-122（2000）

第６章
電中研レビュー No.54 ● 65