J. Plasma Fusion Res. Vol.93, No.4 (2017)１
９６‐１９９講座

核融合炉からの熱の取り出し
Heat Extraction from Fusion Reactor

１．はじめに
1. Introduction
八木重郎
YAGI Juro
自然科学研究機構・核融合科学研究所（原稿受付：２
０
１
７年３月２日）１．
１ はじめにンの作動に有効なもので異なる場合が多く，またトリチウ

核融合「炉」とは，核融合反応のエネルギーを取り出し，ムを含めた放射性物質の拡散抑制等のためにも上流側と下外部に供給する（端的にいえば発電する）ためのものであ流側を区分することが必要と考えられている．５章では視り，現在存在する核融合プラズマ「実験装置」とは異なり，点を上流側に戻し，磁場核融合炉のブランケット内固有のプラズマの外側にエネルギーを積極的に取り出す装置（ブ

課題となる，強磁場の存在による熱輸送への影響と，その11

ランケット）を設ける必要がある．p- B 反応のような核融解決策について，最新の研究の概況も含めて説明する．そ合反応に伴い発生する荷電粒子のエネルギーを直接取り出して６章では，熱輸送試験装置の設計・製作に有用なノウ

しうるものとは異なり，D-T 核融合炉では核融合エネル

ハウを，最新の核融合関連の熱流動ループを引き合いに説ギーの 4/5（14.1 MeV）が中性子により放出されるため，こ明する．

の中性子のエネルギーを取り出さなければならない（1/5

なお本講座では割愛するが，化学利用などの発電以外のの 3.5 MeV は !粒子に与えられ，磁場核融合炉ではプラズ熱の利用についても興味深いものであるため，興味のある

マ加熱，レーザー核融合炉では炉の内壁の加熱に費やされ読者は文献［１，２ほか］を参照されたい．

る）．中性子のエネルギーはトリチウム生産を含む核反応

１．
２ 核融合炉における熱の流れ

や原子との散乱により熱に変換されるものであるため，この熱エネルギーを発電機まで輸送することが肝要である．

核融合炉のエネルギーの流れは簡略化すると前述のとお熱を使って発電する，というのは火力発電や原子力発電とり①核融合プラズマ→②中性子→③ブランケット内での熱同じであるが，核融合には核融合の特殊性があるため，単→④（１次）冷却材→⑤熱交換器→⑥２次冷却材→⑦ター

純に従来のシステムを転用するということは難しい．

ビン

を経て仕事に変換され発電機に至る（図１．⑥〜⑦

そこで本講座では，熱の上流側から下流側に向け，まず第１章でブランケット内部での熱の動きを，基礎的な原理・物性値などを踏まえて説明する．そして２章では，その熱で発電機を駆動する熱機関（タービン）について，熱力学的な原理から説明する．タービンについては，超臨界二酸化炭素を媒体としたものが熱効率のみならずトリチウ
ム管理の観点からも注目されており，これについては３章
にて個別に解説を行う．続く４章では，熱輸送の媒体の変更に不可欠な熱交換器について説明する．熱輸送媒体は，

図１

ブランケットからの熱の取り出しに有効なものと，タービ核融合炉でのエネルギーの流れ．

National Institute for Fusion Science, Toki, GIFU 509−5292, Japanauthor’s e-mail: yagi.juro@LHD.nifs.ac.jp

１９６!2017 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion ResearchLecture Note

1. Introduction

J. Yagi

間にさらに熱交換器を介して，三次冷却材とすることもあ（3.5 MeV）も直接炉の内壁に入射される．!粒子は物質内りうるが，本章では簡単のため，タービンを駆動するもの

での飛程が非常に短く，損傷及び発熱密度が高いため，固を２次冷却材とする）．詳細は２章にて解説するが，ター体壁を使用することが難しい．このため，蒸発を前提としビンでの仕事のためには熱機関の下流側に冷却器（水系でて液体壁を使用することが考えられている．レーザー核融

蒸気から水に戻す場合「復水器」と呼ばれる）も必要とな

合炉 KOYO-Fast の設計においては，液体壁とブランケッ

る．また，磁場核融合炉では一般に荷電粒子の入射するダ

トを同一のリチウム鉛共晶合金（PbLi）とする設計［６，８］イバータ部に少なくない割合のエネルギーが注入されるとなっている．

が，ここの冷却も④以降と同様に，もしくは同時に行われ

１．
３ 熱媒体の諸物性値ると考えられる．核融合炉の諸スペックは発電量やそこに至る熱効率だけでなく，ブランケット構造，熱媒体，プラ

核融合炉で利用されると考える熱媒体には，主要なもの

ズマ性能や建設コストなど，多様な条件によって決定されとして一次側でトリチウム増殖性のないものに加圧水（超るが，代表的な案として，日本のトカマク型［３］・ヘリカル

臨界水 sH2O を含む，以下でも同じ）・高圧ヘリウム，増殖

型［４，５］・レーザー型［６］核融合炉設計の諸元を表１にまと性のあるものに溶融塩・リチウム・リチウム鉛共晶合金がめる．近年やこれからの研究の進展を反映して使用する構

考えらており，タービンを駆動する２次側には加圧水・高造材料，トリチウム増殖材料，冷却材の種類・温度圧力条

圧ヘリウム・超臨界二酸化炭素 sCO2 が考えられている．

件など，見直しは必要であろうが，いずれにしても 1 GW

代表的な物性値について表２［９‐１１］にまとめる．溶融塩はの発電を行うために，核融合炉からは 3 GW の熱を取り出

いくつかの種類があるが，核融合を含めた原子力分野で長し，輸送・利用する必要がある．

く研究されてきた FLiBe（LiF と BeF2 のモル比２：１の混合物）について記載してい る．FLiBe は融点が約 733 K

ブランケットに入射した中性子は散乱を繰り返しつつ減速し，構造材料やトリチウム増殖材を加熱する．最終的にと高いため，融点が 578 K 程度
［１２］と低くなる FLiNaBe

は大部分の中性子は増殖材中のリチウムと反応し，トリチ（LiF，NaF，BeF2 の等モル比程度の混合物．比率により融ウムを生成する（6Li および7Li で反応は異なるが，7Li では点などが変動する）も着目されているが，熱流動に関連す

再度中性子が放出され，また反応断面積が6Li に比して小る物性値は類似していると予想されている［１３］．

6さい）．この際 Li+n→T+He となり，トリチウムとヘリウム

圧縮性の流体（加圧水・ヘリウム・二酸化炭素）についはホットアトムとして周囲を加熱する．加熱量は中性子照射ては圧力によって物性値が大きく変動するが，一概に低密量およびスペクトルにより大きく異なるが，トカマク炉にお度の流体は熱容量が小さいため，冷却には大流量が必要とける試算では最も中性子熱負荷が高い第一壁で数十なる．また，同じ液体増殖材料であっても溶融塩は伝熱性

33MW/m ，ブランケット内部で 10 MW/m 弱とされている［７］．

が低く，流路管から流体への伝熱性の向上が必要となる．

レーザー核融合では核融合プラズマ中で発生した !粒子

一方で液体金属の場合，伝熱性は非常に良好であるが，同時に電気的にも伝導性が高いため，磁場核融合炉で金属配表１

日本の代表的な核融合炉の設計諸元．

炉の形態
トカマク型
名称
CREST
核融合出力［MW］
２
９
７
０
トリチウム
リチウム
増殖材
セラミック
ブランケット
ODS 鋼
構造材料
１次冷却材
加圧水
２次冷却材
加圧水
電気出力［MW］
熱効率［%］

ヘリカル型
FFHR-d１３０００
溶融塩
FLiNaBe
フェライト鋼or V 合金
FLiNaBe
超臨界 CO2

1163
〜41

＞1000
42

表２
熱媒体

条件

加圧水
15.5 MPa−598 K
超臨界水
25 MPa−773 K
ヘリウム
6 MPa−773 K
超臨界二酸化炭素
13 MPa−773 K
溶融塩（FLiBe）
773 K
リチウム
773 K
リチウム鉛（Li17Pb83）773 K管を用いると誘導電流により圧力損失が発生する（詳細は５章にて解説）ことに対策が必要となる．

レーザー型
KOYO-Fast
３
２
０
０
リチウム鉛
Li17Pb83
フェライト鋼or SiC 複合材
リチウム鉛
加圧水
1283
41.5

１．
４ 熱の流れの基礎
熱は高温から低温に流れるものであり，流れる経路としては熱伝導・対流・および熱放射がある．また核融合炉の特徴としては，中性子や "線，核反応や崩壊熱による体積発熱の存在がある．
熱放射は温度の４乗に比例し，核融合炉の熱輸送系で想定される数百℃程度では熱輸送量が小さく，さらに中実（固体・液体および高圧のガス）であることから熱伝導及核融合炉で考えられている代表的熱流体の物性値．

比重
（等圧）
比熱
体積比熱
熱伝導率
熱拡散係数
3
$
［kg/m3］ c［［W/m/K］ !
［m2/s］
p J/kg/K］［kJ/m /K］ k
655
6890
4514
0.50
1.1×10−7
89.7
3764
338
0.10
3.0×10−7
3.7
5200
19
0.30
1.6×10−5
87.7
1209
106
0.058
5.4×10−7
1940
2414
4683
1.0
2.1×10−7
486
4188
2035
52.7
2.6×10−5
9274
181
1682
17.1
1.0×10−5

１９７

動粘性係数
#
［m2/s］
1.2×10−7
3.4×10−7
1.0×10−5
4.0×10−7
2.9×10−6
6.7×10−7
1.2×10−7

プラントル数
Pr
1.08
1.15
0.64
0.74
13.5
0.026
0.011

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.4 April 2017

徴づける Reynolds 数（Re）が重要な指標となりここでは，

び対流に比較すると，影響は非常に小さくなる．そこでこれを省略すると，ブランケット内の各部位での熱輸送は代表流速)×代表長さ（ここでは流路直径%）÷動粘性係数

図２のように模式的に記される．

$で定義される．流体の質量流量及び代表流速から算出しここで熱伝達係数 '（W/m2/K）は熱流体の種類や温度圧

た Re はそれぞれ表３のようになる．

力といった流体の熱特性だけでなく，熱接触面の構造や流次に，伝熱量を計算するうえでの係数となる Nusselt 数

動の状況等に応じて変わるものである．そのため静止状態（Nu）については，流動場によって算出式が変わり，今回との比として Nusselt 数が定義され，その Nusselt 数を算出の単純に直線の平滑な円筒配管を仮定した場合，液体金属するために種々のパラメータを用いて解析的・実験的に数を除く一般的な流体（Prandtl 数 Pr が 0.5<Pr<2000 の範囲）

式が導出されている．例えば熱膨張に伴う自然対流が支配においては，発達した乱流（3000<Re<106）で的な状態では Grashof 数，磁場核融合炉などの強磁場環境&,$

では磁場 Hartmann 数を用いて，その状況に適した Nusselt
数および熱伝達係数 'を得る．一般的な熱伝達の解説につ&"#&(*!"!!!&
'+
%
%
#"
$
!
"
'+
"""#
%!&
#%
!"&

（１）

−2
（3.64 log10Re−3.28）
ただし，&は管摩擦係数で &によ$いては専門書［１４，１５など］を，強磁場下での熱伝達については本講座の５章や，研究論文［１６］を参照されたい．

り与えられる．
簡易な式としては，1≦Pr≦10 の液体・104≦Re≦105 のブランケット内や熱交換器など，実際の体系での熱伝達・温度分布の計算は，３次元形状を用いて熱流体解析ソ

範囲で Dittu-Boelter の式

フトウェアを利用することになるが，概算をするうえで図２

Nu=0.023Re0.8Pr0.4をさらに簡略モデル化した図３に即した試算を行ってみ

0.5<Pr≦1.0 の気体・104≦Re≦１
０6 の範囲で Kays の式

る．50 mm 角 で 1 m 長（"$"）の 矩 形 断 面 の 構 造 物 に，
30 mm 径（%$!
!
!$）の冷却管があり，構造体は 10 kW で加Nu=0.022 Re0.8Pr0.5

熱されているとする（5.6 MW/m3 に相当）
．ここで熱流体を流して冷却した場合に，管壁温度と流体の間の平均温度が知られている．

差 #$［K］は流体によりそれぞれどの程度になるであろうか．

一 方 で Pr が 0.01 程 度 と 小 さ い 液 体 金 属 に お い て は流体の代表流速 )は 15 m/s（sH2O，He，sCO2）およびSubbotin の相関式

1.5 m/s（FLiBe，Li，PbLi）とし，表２を参考として流体の0.8
Nu=5＋0.025（RePr）

平均温度は 773 K，超臨界水の圧力は 25 MPa として考える．なお代表流速とは管内で均一と仮定した場合の流速でとなる．ただし上記はいずれも磁場の効果がない場合でああり，実際には通常，壁近傍の流速（ほぼ０）＜代表流速＜る［１４］．

管路中心の流速となる．流れ場を考える上では，流れを特超臨界流体については擬沸点とよばれる比熱などの物性値の極端に変換する領域（圧力／温度の状態図における，蒸気圧曲線の延長部分）があり，この領域を扱うためにPetukhov らや Krasnoshchekovらにより整理式が提案され
ている．
そして
%"
(
&,$'#
であるため，これより各々の 'は以下のようになる．これと除去すべき熱量 10 kW，伝熱面積 !$%)"，#$!'#$
から，#$ は表４のように求まる．
この結果だけを見ると液体金属の場合の温度差が小さく

図２

ブランケット内での熱輸送．
表３流路モデルにおける各流体の流量及び Re 数．

流体
平均流速 m/s
体積流量 L/s
質量流量 kg/s
Re 数［１
０4］
表４

図３

sH2O
15
10.6
0.95
132

１９８

sCO2
15
10.6
0.93
113

FLiBe
1.5
1.06
2.06
1.55

Li
1.5
1.06
0.52
6.72

LiPb
1.5
1.06
9.8
37.5

流路モデルにおける各流体の Nu 数，h 及び #T ．

流体
sH2O
Nu 数［１０2］
20.1
h［kW/m2/k］ 6.71
［k］
15.9
#T

流路のモデル．

He
15
10.6
0.039
4.50

He
0.91
0.91
117

sCO2
13.0
2.51
43

FLiBe
1.52
5.06
21

Li
0.148
26.0
4.1

PbLi
0.245
14.0
7.6

Lecture Note

1. Introduction［５］A. Sagara et al., Fusion Sci. Tech. 68, 303 (2015).
［６］神前康次ら：プラズマ・核融合学会誌 82, 817 (2006).
［７］Q. Huang et al., Fusion Eng. Des. 81, 1239 (2006).
［８］田中照也ら：プラズマ・核融合学会誌 92, 112 (2016).
［９］IAEA-THPH, Thermophysical Properties of Materials
for Nuclear Engineering: A Tutorial and Collection of
Data, (IAEA, Vienna, 2008).
［１０］NIST, NIST Chemistry WebBook: Thermophysical
Properties of Fluid Systems, (NIST, Gaithersburg)［１１］M.S. Sohal et al., Engineering Database of Liquid Salt Thermophysical and Thermochemical Properties (INL, Idaho Falls,
2010).
［１２］J.M. McDonald et al., Fusion Sci. Tech. 47, 554 (2005).
［１３］H. Shishido et al., Fusion Sci. Tech. 68, 669 (2015).
［１４］日本機械学会：伝熱ハンドブック（１
９
９
３）
．
［１
５］R. Byron et al., Transport Phenomena (John Wiley & Sons,
Inc., Hoboken, 2006).
［１６］Y. Yamamoto and T. Kunugi, Prog. Nucl. Sci.Tech. 2, 550(2011).

でき良いようにも見えるが，前述のとおり液体金属は磁場下では多大な圧力損失を生じうるものであるし，それ以外の流体でも冷却チャンネルを細分化すること，冷却管内への突起などの設置で乱流を促進することなどで !!は小さくすることができる．ただしブランケットの製作性が悪化すること，圧力損失が増大すること（ポンプ動力の増大）を念頭に置き，最適化をする必要がある．また壁温度は均一，との仮定であったが，実際には構造体内部での熱伝導により温度差も生じるものであり，温度差に由来する熱応力の適否判断，長期利用における伝熱面の特性変化（酸化物層の生成による伝熱性の低下など）など，多様な判断基準が必要になってくることを認識しなければいけない．

参考文献［１］Y. Takeuchi et al., Fusion Sci. Tech. 52, 756 (2007).
［２］S. Konishi et al., IAEA-CN-180 (2010).
［３］K. Okano et al., Nucl. Fusion 40, 635 (2000).
［４］相良明男ら：プラズマ・核融合学会誌 89, 359 (2013).

!!!!!!!!!!!!!!

やぎ

じゅう ろう!!!!!!!!!!!!!!

!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!

八 木 重 郎核融合科学研究所・ヘリカル研究部・助教．液体増殖材中の物質輸送や流動ループにかかわる研究をしています．
自己紹介執筆の２日前に，３人目の子
供が生まれ，同分野の友人には「八木家増殖比YBR＝2.5です
な」といわれました．1.5 じゃないのかな，と考えだすと気になって夜しか寝られません．

J. Yagi!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!

１９９

J. Plasma Fusion Res. Vol.93, No.4 (2017)２００‐２０４

講座 核融合炉からの熱の取り出し

２．熱機関の基礎
2. Basis of Heat Engine
石山新太郎
ISHIYAMA Shintaro
弘前大学大学院理工学研究科（原稿受付：２
０
１
６年５月７日）FFHR 原型炉発電実証実験に適用可能なさまざまな作動媒体を利用した水／蒸気タービン発電方式，ヘリウ
ムガスタービン発電方式ならびに超臨界二酸化炭素ガスタービン発電方式に関する主に発電性能に関する概説
し，超臨界二酸化炭素ガスタービン発電方式は最も可能性の高い発電方式である可能性があることを示した．
Keywords:
FFHR, Super critical CO2 gas turbine, Helium gas turbine, Water/Vapor turbine, Tritium inventory, cycle efficiency.

２．
１ はじめに

現在核融合発電を実現するための一連の技術開発は，革核融合による発電を行う場合，長時間連続して核融合反新的技術の進展もあって大きな時流の変化を迎えており，応を維持制御すると同時に運転維持に必要となるエネル

核融合発電実証のための原型炉開発ための議論もすでに始ギー（入力エネルギー）と核融合反応により生成されるエ

められている［２‐５］．

ネルギーとの比（エネルギー増倍率）を５〜１０以上にする

そこで本章では，核融合発電に関する動力変換技術の基必要がある．

礎を概説するとともに水／蒸気，ヘリウム，超臨界二酸化

現在，南フランスの St-Paul-lez-Durance に建設中の国際炭素をそれぞれ作動流体とした各種動力変換方式に関する

核熱融合実験炉 ITER では，エネルギー増倍率が１０以上で熱力学的特性について紹介する．

３００〜５００秒の長時間運転が達成できることに加え，増倍率

２．
２ 各種作動媒体によるタービン発電方式の特徴ならびにその発電効率５の場合には定常運転（連続運転）が可能であり，その完成を２０２５年に予定している．
これらの核融合反応により生じる膨大な熱エネルギーを

ここでは，FFHR 原型炉熱出力を IHX を介して４８０℃の利用した大規模発電は，図１に示すように真空容器内ブラ

特定温度で各種２次系発電システムに投入した場合の性能

ンケットからの膨大な核熱と製造トリチウム（T）の輸送を評価についての考え方を説明する．

兼ねガスないし溶融塩等の冷却材（１次系作動流体）によ２．
２．
１ 水／蒸気タービン発電方式

り中間熱交換器（IHX）に輸送され，核熱エネルギーは２次核融合炉から発生する膨大な核熱エネルギーはIHXを介

系発電系作動流体へ熱交換され，この高温作動流体をターして２次系発電系に送られるが，ここでは２次系の作動流

ビン等に導き動力変換することで発電機により発電を行う．

体に水／蒸気を利用した発電技術について概説する．
本発電方式は，２次系作動流体に熱交換された核熱エネ
ルギーにより給水を加熱して蒸気を発生させ，この蒸気を蒸気タービンに導き仕事をした後，排気され復水器に入り復水器で冷却されて水に戻る（復水）．この復水は再び給水として加熱され蒸気として再利用されることから，この連続した流れを熱サイクルという．
水／蒸気発電の最も基本的な熱サイクルをランキンサイ
クルといい，同サイクルを機器構成で示すと図２に示すボ
イラ，蒸気タービン，復水器及び給水ポンプから構成される．このサイクルは断熱変化（外部からの熱の出入りを遮断し，膨張または圧縮変化をするときの状態）と等圧変化

図１

超臨界 CO２ガスタービンシステムの熱質量バランス［１］．

（圧力を一定として受熱，放熱する状態）とからなり，単純

Graduate School of Science and Technology, Hirosaki University, Hirosaki, AOMORI 036-8561, Japanauthor’s e-mail: ishiyama.shintaro@hirosaki-u.ac.jp

２００!2017 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion ResearchLecture Note

2. Basis of Heat Engine

S. Ishiyama

スト（建設費等）ならびに運転コストが高額となるため，建設後の運転時においてきわめて高い発電効率が求められる．そのため発電システムでは複雑な加熱方式による高温高圧運転が検討されている．図４に再加熱方式の水／蒸気発電システムの構成図を，図５（a）及び（b）に同発電システ
ム運転時の i-s 図）ならびに T-s 図をそれぞれ示す．本シス
テムは中間熱交換器IHXと２基の蒸気タービンのほか復水器ならびに給水ポンプならびに予熱ヒータを有しており，
IHX で加熱された２次系蒸気（A→C））を主蒸気タービンに導き（C→D）発電を行った後再度 IHX に戻し再加熱後（D→E），再加熱蒸気タービンにより発電（E→F））を行
わせ，その後復水器により凝縮（F→A））した水を予加熱
しポンプ動力により再び IHX に再循環させる．
この再加熱方式では上記ランキンサイクルと比して同図（b）中の「線に囲まれた面積」"#値の再加熱蒸気タービン分の利得が生じる．ここでは，IHX２次系最高温度を４８０℃
図２に設定した場合，表１に示す同サイクルにおける主要機器

水蒸気発電サイクルシステム「Water/Vapor gas turbine
system［１］．

性能設計条件で運転した場合のサイクル熱効率を表２に２次系運転圧力とともに示す．これによると，発電効率はサイクル中の作動流体の状態変化を圧力と体積変化として

36.7〜38.5％ で上記ランキンサイクルにより通常発電する

P-V 線図（図３（a））ならびに温度とエントロピー変化 T-s

効率より数％高い数値が見込まれる．

線図（b）として表すことができる．まず図中の給水ポンプ

２．
２．
２ ヘリウムガスタービン発電方式

で水が加圧されボイラに送られる断熱圧縮工程は A→B 工

IHX を介して２次系発電システムにヘリウムガスタービ

程で表示され，この断熱圧縮工程で水は体積変化せず温度

ン発電システムを採用した場合の発電システムを図６に示が上昇することから図中においては A→B（１‐２）に該当す

す．

る．次に，給水はボイラで飽和温度（ある圧力に対する沸点）まで加熱され飽和水（飽和温度の水）から飽和蒸気（飽
和温度の蒸気）となり加熱蒸気となる等圧加熱工程（（a）
ではB→C（２→３），（b）では→３→４→５）に進む．次にタービンの中で断熱膨張して蒸気タービン／発電器を回すことにより発電を行う．この際蒸気圧力，温度はともに下がり，湿り飽和蒸気（水分を含んだ飽和蒸気）となる（C→D（５→６））．最後に蒸気タービンから排出された湿り
蒸気は復水器に入り，放熱して水に戻る等圧放熱工程がある（D→A（６→１）．ここで，この系が外部から受け取ったのち，消費した熱量は面積 "#（図中）として与えられ，
これは外部に対して行った仕事 "$（同図中「線に囲まれた面積」）と等価であり，したがってサイクル熱効率は下記（１）式で定義される．
!!!!"$!
!!"""!
!!
#
$
# "#

図４

再生蒸気タービンシステム［１］．

（１）

核融合原型炉発電プラント設計では，初期キャピタルコ

図３

水蒸気発電システムの P-V と T-s 線図［１］
．

図５

２０１

再生蒸気発電システムの i-s と T-s 図［１］．

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.4 April 2017

表１

表／蒸気発電系主要機器における効率および運転圧力．
Fresh steam turbine adiabatic efficiency (%) 86
Reheat steam adiabatic efficiency (%) 85
Feed water pump efficiency (%) 90
Condenser pressure (kPa) 5

表２

水／蒸気発電系の運転圧力と発電効率．

Fresh steam inlet temperature (C)Fresh steam inlet pressure (MPa)

Reheat steam inlet temperature (C)

図６

480
8
12
16
20
480

発電効率
(%)
36.7
37.6
38.1
38.5

図７

ヘリウムガスタービンシステムの i-s and T-s 図［１］．

ヘリウムガスタービンシステム［１］．

本システムは Brayton サイクルであり中間熱領域におけ
図８る熱エネルギーの供給は，高温側から低温側に Recuperator 再生熱交換器（RHX:Regenerative Heat Exchanger）にタービン膨張比に対するヘリウムガスタービンサイクル効率［１］．

表３ ヘリウムガスタービンの発電システム主要機器の運転条件．

より熱損失を最小化しながら行われる．したがって，本サ
イクル発電システムでの熱サイクル効率を高効率化するた

Turbine adiabatic efficiency (%) 93
Compressor adiabatic efficiency (%) 89
RHX effectiveness (%) 95
Pressure drop ratio
Heat source (%) 1.0
RHX high pressure side (%) 0.4
RHX high temperature side (%) 1.2
Precooler (%) 1.0 EachIntercooler (%) 0.4 Each

めにはガスタービン入口温度の高温化する必要がある．
また，本システムの動力系は高圧・中圧・低圧圧縮機とタービンが一軸に連結された一軸設計となっており，圧縮機による圧縮動力を最小化するため高圧圧縮機手前に前置
冷却器（Precooler）１基ならびに高圧‐中圧圧縮機ならびに中圧‐低圧圧縮機の間に中間熱交換器が１基づつそれぞれに設けられている．図７（a）（b）にはヘリウムガスタービ
ン入口温度４８０℃で外部熱源温度ならびにタービン膨張率関係を示す．

を２５０℃×2.5 と想定した場合の i-s および T-s 線図をにそれこれによるとタービン膨張率が増加すると IHX１次系出ぞれ示す．

口温度は３５０℃から２００℃まで低温化するもののサイクル熱

再生熱交換器及び IHX で熱交換されたヘリウムガス（A効率はさほど大きく変化せず，膨張率 1.8〜4 の場合で熱効→B→C）はガスタービンで仕事を終えた後（C→D）再生率は 34.7〜28.6％ 程度と他の発電システムと比較してさほ

熱交換器により除熱後（D→E），さらに前置冷却器によりど変わらない結果となった．

再除熱される（E→F）．

２．
２．
３ 超臨界二酸化炭素ガスタービン発電方式

その後，高圧圧縮機で復圧され（F→G），中間熱冷却器は図９
超臨界CO2 ガスタービン発電システム（SCO2-GT）

で冷却後（G→H），再び中圧圧縮機により再復圧され（Hに示す二酸化炭素超臨界状態で運転を行うが，上記ヘリウ→I），中間熱冷却器で再度除熱（I→J）され低圧圧縮機でムガスタービン同様，１種のガスタービンサイクル（Bray-

再加圧（J→A）される．

ton サイクル）ではあるが，臨界状態でのCO2 比熱は線形的

図８に表３の主要機器設計条件下におけるタービン膨張

変化をしないことから超臨界状態範囲で発電ステムを運転係数に対する IHX１次系入口温度とサイクル発電効率とのしても再生熱交換器 RHX が効果的な働きをしないためサ２０２

Lecture Note

2. Basis of Heat Engine

S. Ishiyama

よると 3 GW 級 FFHR 運転時の１次系から２次系への T

イクル熱効率は改善されない［６‐８］．
そこで次世代型超臨界 CO2 ガスタービン発電システムでリーク量は約 3.4 g/Day と推定される．水／蒸気発電系のは RHX 部に二基の RHX1 及び RHX2 を設けるとともに前場合，T の２次系拡散による冷却材混入時にすべて H2O

置冷却器への冷却材流れを分割することで前置冷却器手前→HTO 化するとした場合，年間汚染水量は膨大になるとでのバイパス流（Bypass）を新たに設けたものが，冒頭にともに，これを作動媒体とするターボ機器（タービンや圧示した図１である．この発電システムは，主圧縮機と By-

縮機）すべてがコンタミすることになるから，汚染水管理

pass圧縮機をタービンに接続する一軸設計方式を採用してならびにターボ機器のメンテナンスに大きな支障をきたす

おり，主圧縮機出口流体を低温側 RHX2 に導き再昇温させことになる．

ると同時に Bypass 圧縮機で再昇圧・加熱された Bypass

これに対して超臨界 CO2 ガスタービン発電システムで使流と高温側 RHX1 直前で合流させ，流体熱容量（＝流量×用する多相系超臨界 CO2 は T と完全混和状態となるが化学

流体比熱）を高温部 RHX1 より小さくすることで RHX1

合成物質が生成しないため，気液分離層等を IHX2 次系

通過後の高圧側 CO2 の出口温度を高め高圧側での RHX 全

CO2 入口近傍に設けることで CO2 からの T の分離除去を比体の熱交換効率を改善させている．

較的容易に行うことができる．また，汚染されたターボ機

本システムの詳細については次号にて掲載する予定であ器も定期点検時にはすでに実用化されている超臨界状態のる．

高圧 CO2 ガス洗浄装置により除染することが可能である．

２．
３ 核融合原型炉 FFHR 発電システムの安全性

２．
４ まとめ

核融合炉心ならびに１次／２次系に重大な損傷を与える

FFHR 原型炉発電実証実験に適用可能なさまざまな作動

代表的な事故事象として設計上考慮しなければならない事

媒体を利用した水／蒸気タービン発電方式，ヘリウムガス

項は下記の通り．

タービン発電方式ならびに超臨界二酸化炭素ガスタービン①１次系異常減圧時の２次系冷却材大量流入事故

発電方式に関する主に発電性能に関する概説してきたが，運転中１次系およびIHX配管破断等により１次系異常
減圧が生じた場合，２次系冷却材が真空容器内に大量侵入する事故事象②１次系からの２次系のトリチウムインベントリー
１次系冷却材中の製造TがIHX伝熱配管を介しての２次系への拡散侵入２．
３．
１ １次系異常減圧時の２次系冷却材大量流入事故
水／蒸気発電系において，運転中上記①の事故事象が発生した場合，炉心（高温状態のプラズマ対向機器や真空容器など）に致命的なダメージを与え，最悪の場合真空容器
自体が使用不能に陥るケースが考えられる．これに対して２次系冷却材に不活性高圧 CO2 ガスを採用することがすくなからず上記重大事故事象を回避するための最良の選択である．不活性 CO2 ガスが仮に真空容器に大量に侵入したとしても高温状態で各種プラズマ対向機器や真空容器との反応を生じにくいため，侵入後ただちに真空排気することで現状復帰させることに時間を要しない．
２．
３．
２ ２次系発電系のトリチウムインベントリー
図９２次系発電系に至るトリチウムフローの概略を図１０に示

超臨界 CO２ガスタービンの運転範囲．

す．
ブランケット内で生じる核熱ならびに製造トリチウムを包含した溶融塩は中間熱交換器（IHX）に導かれ，IHX
内で主に熱交換を行うが，この熱交換時に温度差ならびに水素濃度差により２次系冷却材に製造 T の一部が熱交換伝熱面を介して拡散混入することから，現在伝熱面へのコー
ティング等により T の２次系混入を極力防止する対策が講じられているが［９］，現段階では完全に封じ込めることができないことから２次系拡散混入する T 混入量をある程度許容して２次系設計を行う必要がある．
セラミック生成膜／金属とのクラッディング材の水素漏

図１０ １次系〜２次系におけるトリチウムフローの概略．

えい量から推定される２次系混入量を図１１に示す．これに２０３

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.4 April 2017

である．
そこで次報においては，先進超臨界二酸化炭素ガスター
ビン発電システムに関する詳細は解説を行う．

参考文献［１］S. Ishiyama et al., Prog. Nuclear Energy 50, 325 (2008).
［２］A. Sagara, The 2013 NIFS External Review (2013).
［３］Research report, NIFS-MEMO Series, NIFS-MEMO-64(2013).
［４］A. Sagara et al., Fusion Eng. Des. 89, 2114 (2014).
［５］A. Sagara et al., American Nuclear Society Embedded
Topical Meeting:21st Topical Meeting on the Technology of Fusion Energy (TOFE) 9-13 November 2014, Anaheim, CA.
［６］A. Steven Wright and Paul S. Pickard, Proc. ICAPP '09
Tokyo, Japan, May 10-14, 2009 Paper 9152.
［７］A. Steven et al., Proc. ICAPP '08 Anaheim, CA USA, June
8-12, 2008, Paper 8347.
［８］A. Steven et al., Proc. ICAPP '08 Anaheim, CA USA, June
8-12, 2008, Paper 8266.
［９］石山新太郎：日本金属学会誌 68, 353 (2004).

図１
１ IHX から発電二次系へのトリチウムリーク．

これらランキンサイクルあるいは Brayton サイクルにおいて顕著な発電効率の優位性は認められず，超臨界二酸化炭
素ガスタービン発電方式において唯一改善策が考えられる．
一方で，２次発電系の安全性の観点から水／蒸気発電方式はあまり好ましくない評価であることから，超臨界二酸化炭素ガスタービン発電方式は最も可能性の高い発電方式!!!!!!!!!!!!!!

いし

やま

しん

た

ろう

石 山 新 太 郎
弘前大学大学院理工学研究科教授．主な研
究分野：エネルギー動力変換システム，先進がん治療，二酸化炭素再資源化，新素材開発．趣味：テニス，空手，弓道，剣道，ウインドサーフィン．近況：東京では春一番の季節になぜか弘前では雪まつり．朝晩車の発掘作業（除雪）のきつい冬季もまもなく終わり，まもなく春を迎えます．

!!!!!!!!!!!!!!

!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!

!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!

２０４

J. Plasma Fusion Res. Vol.93, No.5 (2017)２
５６‐２６０講座 核融合炉からの熱の取り出し

３．先進的な熱機関：超臨界二酸化炭素タービン
3. Unique Heat Transfer Phenomena in the Fusion Reactor
石 山 新 太 郎，相 良 明 男１）
ISHIYAMA Shintaro and SAGARA Akio１）
弘前大学大学院理工学研究科，核融合科学研究所１）（原稿受付：２
０
１
７年４月６日）FFHR 原型炉発電実証実験に適用可能なさまざまな作動媒体を利用した水／蒸気タービン発電方式，ヘリウ
ムガスタービン発電方式ならびに超臨界二酸化炭素ガスタービン発電方式に関する主に発電性能に関して概説す
る．そして，超臨界二酸化炭素ガスタービン発電方式は最も可能性の高い発電方式であることを説明した．
Keywords:
FFHR, super critical CO2 gas turbine, helium gas turbine, water/vapor turbine, tritium inventory, cycle efficiency.

３．
１ はじめに交効率は改善されないことを指摘した．そこで A-SCO2GT

核融合発電を実現するための一連の技術開発の大きな時

では RHX 部に二基の RHX1 及び RHX２を設けるとともに流の変化とともに，核融合発電実証のための原型炉開発に

前置冷却器への冷却材流れを分割することで前置冷却器手関する議論もすでに始められている．

前でのバイパス流（Bypass）を新たに設けた．図１（a）（b）

前報では，核融合原型炉 FFHR［１‐４］による発電実証をに超臨界状態におけるシステムの運転条件とこの発電シス計画しておりFFHRに接続可能な発電実証技術として水／テムのフロー構成図をそれぞれ示す．

蒸気タービン発電方式，ヘリウムガスタービン発電方式な

この発電システムは，主圧縮機と Bypass 圧縮機をター

らびに超臨界 CO２ガスタービン発電方式の性能比較を示し

ビンに接続する一軸設計方式を採用しており，主圧縮機出た．本章では，特にすぐれた効率の期待できる超臨界二酸

口流体を低温側 RHX2 に導き再昇温させると同時に By-

化炭素ガスタービン発電技術を 3 GW 級 FFHR に適用したpass 圧 縮 機 で 再 昇 圧・加 熱 さ れ た Bypass 流 と 高 温 側

ケーススタディにおける技術検討について，その詳細を説

RHX1直前で合流させ，流体熱容量（＝流量×流体比熱）を明する．

高温部 RHX1 より小さくすることで RHX1 通過後の高圧側CO2 の出口温度を高め高圧側での RHX 全体の熱交換効率３．
２ 核融合原型炉FFHR発電のための各種発電技術の一般的性能とその適正の，そしてさらに主圧縮機出口条件（６９℃×20.6 MPa）のこ こ で は FFHR 熱 源 と し て ブ ラ ン ケ ッ ト 熱 出 力

に熱交換器
（HX）
を設置することにより圧縮機出口での（2420 MW×５１０℃）を中間熱交 換 器（IHX: Internal Heat

９℃×20.4 MPa に高温化させ IHX２次系 CO2CO2 条件を８

eXchanger）を 介 し て２次 系 発 電 シ ス テ ム へ 入 口 温 度

入口温度を高温化することでサイクル効率ならびに主要機

４８０℃で 供 給 す る と 同 時 に ダ イ バ ー タ か ら の 熱 出 力器（IHX ならびに RHX 効率）性能改善を図っている．

CO2 を RHX2 に直接導入するための両機器とダイバータ間

図２に ガ ス タ ー ビ ン 入 口 温 度×圧 力４
８０℃×20 MPa（490 MW×２５０℃）も 同 時 に 利 用 で き る 超 臨 界 CO２ガ ス
タービン発電方式の性能とこれらの発電システムの 3 GW

（a）

（b）

級 FFHR 原型炉への適正評価を行う．
３．
２．
１ 先進超臨界 CO2 ガスタービン発電システム（A-S CO2GT）
前 報 で は，超 臨 界 CO2 ガ ス タ ー ビ ン 発 電 シ ス テ ム（SCO2-GT）はヘリウムガスタービン［５‐７］同様，１種のガスタービンサイクル（Brayton サイクル）ではあるが，超臨界状態での CO2 比熱は線形的変化をしないことから超臨界状態範囲で発電ステムを運転しても RHX（Recuperator

図１ （a）
超臨界状態での SCO2GT の運転条件，（b）
A-SCO2GT
発電システムフロー構成図．

Heat Exchanger）が効果的な働きをしないためサイクル熱

corresponding author’s address: Graduate School of Science and Technology, Hirosaki University, Hirosaki, AOMORI 036-8561, Japancorresponding author’s e-mail: ishiyama.shintaro@hirosaki-u.ac.jp

２５６!2017 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion ResearchLecture Note

3. Unique Heat Transfer Phenomena in the Fusion Reactor

S. Ishiyama and A.Sagara

表２に２次系（表１）の設計条件下での IHX１次系出口温度ならびにガ法を検討した．その結果，上記システムでスサイクル熱効率とガスタービン膨張率（タービン出入口

発電系 A-SCO2GT１モジュールの主要機器の基本諸元をま圧力比）との関係を示す．これによると，ガスタービン膨

とめて示す．ここでは２次系発電系の各コンポーネント容張率 2.35 でサイクル熱効率 42.4％ の最高値を示し，前報の量を考慮して，ブランケット総熱出力 2910 MW の FFHR

水／蒸気発電システムやヘリウムガスタービン発電システ

１基分の熱容量に対して４モジュールのA-SCO2GTの配置

ムのサイクル熱効率を大きく上回る．この最高値におけるを想定している．

本発電システムの "-#および !-#線図を図３（a）（b）にそれ３．
３ ブ ラ ン ケ ッ ト１次 系 溶 融 塩 ル ー プ 接 続
A-SCO2GT の各機器要素設計仕様

ぞれ示す．
まず，４８０℃×20 MPa の超臨界二酸化炭素をガスタービ
ンで仕事をさせ（D→E），再生熱交換器 RHX1 により IHX

3 GW 級核融合原型炉 FFHR 炉内１次系においてはブラ

戻 り の 二 酸 化 炭 素〔主 圧 縮 機（B'→F）と Bypass 圧 縮 機

ンケットならびにダイバータはそれぞれ２次系IHXならび（C'→E）か ら の 混 合〕と 熱 交 換 し（E→F），さ ら に RHX2に HX 熱交換器に接続されており，IHX１次系は FLiNaBe

での熱交換
（F→G）
を経て，一部 Bypass 流として Bypass

溶 融 塩，HX の１次 系 は FLiNaBe ル ー プ 構 造 を 仮 定 し圧縮機に送り（C→G），残りの作動流体は前置冷却器によた．表３に各溶融塩ループならびに２次系 A-SCO2GT の定

り３５℃まで冷却され（G→H），主圧縮機に送られる．主圧縮

常運転モード状態での運転条件を示す．

機により復圧された（H→A）
作動流体は，ダイバータ除熱

ここでは，上記定常運転モード条件達成に必要な各主要

流体と HX 熱交換器を通じて熱交換後，HX 及び RHX2なら機器（中間熱交換器やターボ機器等）の設計仕様に関する

びに RHX1 により再加熱され（A→B→C），IHX にて最高温検討を行う．

度まで再加熱される（C→D）．
ここでは，IHX１次系出口温度熱源を主圧縮機出口 CO2の再加熱に利用することでサイクル熱効率を向上させる方

図２

A-SCO2GT のガスタービン膨張率に対する IHX 出口温度と発電効率の関係．

表１

超臨界 CO2 ガスタービン発電システムの主要機器における
運転条件．

図３

A-SCO2GT 発電システムにおける運転時（a）
i-s および（b）
T-s 線図．

表２

超臨界二酸化炭素ガスタービン発電システム主要機器設計
仕様．

Heat load (MWt)
Plasma2910
Blanket2420
Divertor
490
Electrical Output (MWe)265×4 (1060)
Thermal Efficiency (%)(Blanket)
42.35(Plasma)
36.4
表３

FFHR ブランケットおよび A-SCO2GT の運転条件．
（１）溶融塩 Blanket 基本仕様
・Heat load 0.5〜1 MW/m2
・Coolant FLiNaBe（最高・低温度 923/623K）（２）IHX 基本仕様
・１次系 Coolant FLiNaBe
・２次系 Coolant 超臨海 CO2① １次系出入口温度×圧力：
７
５
３/６
２
６K×0.1 MPa② ２次系出入口温度×圧力：
753/626 K×20.2/20 MPa③ IHX 内圧損 0.2 MPa

Heat source outlet temperature (C) 480
Heat source outlet pressure (MPa) 20
Adiabatic efficiency (%) 93 (Turbine)
88 (Compressors)
RHX high temperature side
temperature effectiveness (%)
98 (RHX1)
90 (RHX2)
Pressure loss (%) 1.0 (Heat source)
0.4 (RHX high pressure side)
1.2 (RHX low pressure side)
1.0 (Precooler)

２５７

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.5 May 2017３．
３．
１ ガスタービン

RHX2 でそれぞれ９８および９０％で設定しており，その際のA-SCO2GT のガスタービン部性能諸元ならびに空力損失

圧力損失を RHX 高圧側／低圧側で 0.4%/1.2％，前置冷却器

を表４に示す．ヘリウムガスタービンの空力損失［８］と比では 1％ と設定している．

較する全体的な損失は約 1/3 程度と予想される．タービン

３．
３．
４ メンテナンス

断 面 構 造 を 図４に 示 す．ガ ス タ ー ビ ン 動 力 容 量 は

図６に ダ イ バ ー タ／IHX か ら の 熱 出 力 の２次 系

413.4 MW／基，静翼／動翼段数×直径は４段×0.96 m，熱A-SCO2GT 系内の冷却材流れを示す．ここでの主要構造機

効率は 93.4％ で あ る．ケ ー シ ン グ サ イ ズ は φ3 m×3 mL

器は，ガスタービン／発電機，中間熱交換器（RHX1 及程度を想定している．

び 2），前置冷却器，主圧縮機，Bypass 圧縮機である．同図

図５（a）に A-SCO2GT の 600 MW 級ターボ機器／発電機

中に動力変換圧力容器（PCPV）内に設置配備された主要断面図を示す．

機器（ガスタービン／発電機，中間熱交換器（RHX2），前

ターボ機器においては同図（b）の 600 MW 級ヘリウムガ

置冷却器，主圧縮機，Bypass 圧縮機）ならびに中間熱交換スタービンの場合と比較して，圧縮機ならびにタービンダ器（RHX1）の各種配置を示す．RHX1 以外はすべて PCPV

段数が約半分に減少するとともに，全長で約６０％程度，直内にコンパクト配置されている．

径で半部以下となり，小型軽量化されていることがわか

メンテナンスのための PCPV 内の分解ならびに系内主要る．一方 265 MWe 級発電機に お い て は 既 存（発 電効率９９％）のものを採用しており，コスト・メンテナンス等の観点から超伝導発電機等の採用による小型軽量化は行って
いない．
３．
３．
２ 圧縮機
主圧縮機ならびに Bypass 圧縮機の主要性能ならびに形状を表５に示す．両圧縮機は同等性能を想定しており，
動 力 容 量 55.7 MW／基，静 翼／動 翼 段 数×直 径，８段×0.52 m，熱効率 88.3％ である．
３．
３．
３ 前置冷却器及び中間冷却器
表６に 前 置 な ら びに 中 間 冷 却 器（RHX1 及 び 2）の主
図５ （a）
600 MW 級の A-SCO2 ターボ機器および発電機と，（b）
同級ヘリウム用ターボ機器．

要 諸 元 を ま と め て 示 す．600 MW 級 A-SCO２GT で は
23.1 MW/unit 級前置冷却器及び RHX1 がそれぞれ２０及び
３６ユニット，12.2 MW/unit 級 RHX２が３
６ユニットそれぞ

表５

れ必要である．ここでRHX高温側の温度効率をRHX1及び
表４

Main compressor
Capacity (MW) 55.7
Mass flow rate (kg/s) 2416
Inlet/outlet temperature (C) 35/69
Inlet/outlet pressure (MPa) 8.19/20.57
Number of unit 1
Rotational speed (rpm) 3600
Number of stages 8
Adiabatic efficiency (%) 88.3
Total size (m) 0.52 diameter 0.86 length

A-SCO2GT システムの性能諸元と空力損失．

TurbineCapacity (MW) 413.4
Mass flow rate (kg/s) 3843
Inlet/outlet temperature (C) 480-379
Inlet/outlet pressure (MPa) 20/8.48
Number of unit 1
Rotational speed (rpm) 3600
Number of stages 4
Adiabatic efficiency (%) 93.4
Total size (m) 0.96 diameter
2.0 length

表６

図４

主圧縮機および Bypass 圧縮機主要諸元．
Bypass compressor
Capacity (MW) 55.7
Mass flow rate (kg/s) 2416
Inlet/outlet temperature (C) 35/69
Inlet/outlet pressure (MPa) 8.19/20.57
Number of unit 1
Rotational speed (rpm) 3600
Number of stages 8
Adiabatic efficiency (%) 88.3
Total size (m) 0.52 diameter 0.86 length

前置ならびに中間冷却器の主要諸元．

RHX1
Capacity 23.1 MW 36 units
High temperature side
Mass flow rate (kg/s/unit) 107.6
Inlet/outlet temperatute (C) 379/192
High pressure side
Mass flow rate (kg/s/unit) 107.6
Inlet/outlet temperature (C) 188/353
Module width/length/height (m) 0.296/0.994/8.7
RHX2
Capacity 12.2 MW 36 units
High temperature side
Mass flow rate (kg/s/unit) 107.6t
Inlet/outlet temperature (C) 192/98
High pressure side
Mass flow rate (kg/s/unit) 67.1
Inlet/outlet temperature (C) 89/188
Module width/length/height (m) 0.296/0.975/5.5

超臨界 CO2 ガスタービン構造．

２５８

Precooler
Capacity 23.1 MW 20 units
CO2 mass flow rate (kg/s) 2416
CO2 inlet/outlet temperature (C)98/35Core size (m) 1.2 0.6 2.4

Lecture Note

3. Unique Heat Transfer Phenomena in the Fusion Reactor

図６

S. Ishiyama and A.Sagara

先進超臨界 CO2 ガスタービン発電圧力容器内構造機器．

低いことがわかる．

機器の取出し要領を以下に示す．まず，〈作業１〉PCPV
周囲の出入用ハッチを遠隔操作ロボットにより開放し，内この両発電システムを核融合原型炉プラントに採用した
場合のガスタービン建屋サイズ比較を図７に示す．

部除染後系内発電機とターボ機器との接続を解除する．次に〈作業２，３〉PCPV 両鏡を取り外し，〈作業４〉発電機

600 MWt 級設備においてタービン建屋サイズは水／蒸を PCPV から移動させ，次に〈作業５〉ガスタービン／発気 発 電 シ ス テ ム で の タ ー ビ ン 建 屋 容 積 は９万 m３×2.4

電 機，中 間 熱 交 換 器（RHX2），前 置 冷 却 器，主 圧 縮 機，（＝600 MWt/250 MWt）であり，A-SCO2GT に対して約 1.6

Bypass 圧縮機を移送させ，その後別建屋のワークスペー

倍の容積規模になるものと予想される．すなわち，両発電スに移動して各機器のメンテナンスを実施する．

システムの建設コストにおいてはA-SCO2GTのほうがはるかに優れているといえる．また，前報で述べた同発電シス

３．
４ 核融合原型炉 FFHR 発電システムの経済性

テムの高い安全性は，FFHR 原型炉全体の安全性をも同時

ここでは 3 GW 級 FFHR 発電のための水／蒸気発電シスに保証するものであることから，ここでは 3 GW 級 FFHR

テムとA-SCO2GTとで必要とされる主要機器の体積・寸法

原型炉発電システムの各部主要機器に関する設計仕様検討を概算することで建設コストの比をはじめとする主要機器を行う．

の体積ならびに寸法を表７に示す．

３．
５ FFHR 実用化に向けての R&D

これによると，例えば両者におけるターボ機器の設計寸３．
５．
１ 溶融塩接続ループ試験への接続性能試験

法は，250 MWt 級水／蒸気発電システムの全体設計寸法は20 m を 超 す サ イ ズ と な る の に 対 し て，600 MWt 級

核融合科学研究所では図８に示す仕様の熱・物質流動

A-SCO2GT ではその全長はわずか 8 m となる設計仕様であループ Oroshhi-2 を完成させた．本装置では，溶融塩を用いる．さらに各主要機器の体積を比較すると A-SCO2GT はて熱の除去及び燃料のトリチウムを模擬した水素同位体の

水／蒸気発電システムのわずか４４％程度と評価された．こ

挙動にかかわるブランケットの機能について強磁場・高温の結果から両者の製造コストを算定比較するには各主要機場での実際の使用環境，条件を模擬した統合実験を実施

器の構造，材質等の違いを正確に評価する必要はあるが，し，長期間安全に運転するために必要となる技術開発研究

圧倒的な物量差から少なくともA-SCO2GTの製造コストが及び実証を行う．
今後，上述の 3 GW 級 FFHR 原型炉による発電実証試験

表７を実施するためには，１次系溶融塩／２次系 A-SCO2GT

水／蒸気発電システムと先進超臨界 CO2 ガスタービン発電
システムの主要機器寸法・体積の比較．

Steam turbine system
Steam turbine (m3) 1630
Generator (m3) 580
Heat exchanger (m3) 14,380
Total (m3) 16,590
A-SCO2 turbine system
S-CO2 turbomachinery (m3) 660
Generator (m3) 600
Heat exchanger (m3) 5980
Total (m3) 7240

図７

２５９

水／蒸気発電と A-SCO2GT 発電建屋との比較．

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.5 May 2017

図８

溶融塩テストループ／超臨界 CO2 テストループ（１）．

(2013).
［３］A. Sagara et al., Fusion Eng. Des. 89, 2114 (2014).
［４］A. Sagara et al., American Nuclear Society Embedded
Topical Meeting: 21st Topical Meeting on the Technology of Fusion Energy (TOFE) 9-13 November 2014, Anaheim, CA.
［５］S.A. Wright and P.S. Pickard, Proc. ICAPP '09 Tokyo, Japan, May 10-14, 2009 Paper 9152.
［６］S.A. Wright et al., Proc. ICAPP'08 Anaheim, CA USA,
June 8-12, 2008 Paper 8347.
［７］S.A. Wright et al., Proc. ICAPP'08 Anaheim, CA USA,
June 8-12, 2008 Paper 8266.
［８］S. Ishiyama et al., Prog. Nucl. Energy 50, 325 (2008).

との機能整合性に関する実証試験が不可欠である．その中で最も重要なものが１次系溶融塩／２次系超臨界 CO2 の
IHX 性能試験であり，次いで IHX を通じて１次系からの熱エネルギーを電気変換するためのA-SCO2GT機能試験である．そのため Oroshhi-2 では，現存の空冷式冷却器の置換
ないし超伝導磁石試験部手前の溶融 塩 循 環 試 験 部への
IHX/A-SCO2GT 機能試験部の増設により，その機能試験を実施する予定である．

参考文献［１］A. Sagara, The 2013 NIFS External Review (2013).
［２］Research report NIFS-MEMO Series, NIFS-MEMO-64

２６０

J. Plasma Fusion Res. Vol.93, No.6 (2017)２
７８‐２８４

講座 核融合炉からの熱の取り出し

４．核融合炉特有の熱輸送
4. Heat Transfer Phenomena Uniquely in the Fusion Reactor
結城和久
YUKI Kazuhisa
山口東京理科大学工学部機械工学科（原稿受付：２
０
１
７年５月８日）核融合炉固有の熱輸送問題で重要となる高熱流束環境および高磁場環境に焦点をあて，簡単な熱流動設計の考え方と関連する伝熱促進技術（スワール管・マルチ衝突噴流・ポーラス・液体金属自由表面流れ，など）なら
びに高磁場低減化技術（３面複層コーティング技術）について紹介する．
Keywords:
high heat flux, strong magnetic field, first wall, divertor, blanket, heat transfer enhancement, insulating coating

表１

４．
１ はじめに核融合炉の炉心プラズマ周辺には第一壁やダイバータを

各種冷却材の特性．

電気
融点 密度 熱伝導率 定圧比熱 粘性係数
抵抗率 Pr 数
３（℃）（kg/m ）（W/m/K）（J/kg/K）（Pa・s）（Ω・cm）

代表とする非常に過酷な環境に晒される構造物や機器がある．これらは，プラズマからの輻射熱や高エネルギー粒子

軽水
１
０
０℃，
4 MPa

負荷も加わる厳しい環境に耐えその機能を長期的に果たさなければならない．例えば第一壁は，その外側にあるブランケットでの中性子増倍・トリチウム増殖，そして最も重要なエネルギー取り出しを持続させるための保護壁であり，更にダイバータは核融合反応によって発生した "粒子を排気する機能を有する．このようなプラズマ周辺機器の熱設計でキーワードとなるのが「高熱流束環境」および

0.96
×１
０３

0.68

4.21
×１
０３

0.28
×10−3

1.71

Li
２
３
０℃

１
８
０

0.51
×１
０３

41.4

4.33
×１
０３

0.558
×１
０−3

27.6

0.058

Li１７Pb８３
２
４
０℃

２
３
５

9.59
×１
０３

12.2

0.19
×１
０３

0.187
×１
０−3

124

0.038

Flibe（６
６
‐
３
４）
４
５
９
５
３
０℃

1.99×
１
０３

1.00

2.39
×１
０３

14.93
×１
０−3

5.88
×１
０５

35.6

He
４
３
０℃，
10 MPa

6.76

0.28

5.19
×１
０３

35.9
×１
０−6

0.67

「高磁場環境」である．例えば単位面積当たりの入熱量を表す熱流束単位で言えば，原型炉の第一壁では 1 MW/m2 程より冷却能力に優れ，一方，溶融塩は一般的に高 #&数に属度の熱負荷，"粒子が直接流入するダイバータでは局所的

し冷却面近傍に熱抵抗層が形成されるため 1 MW/m2 を超ではあるものの約10 MW/m2 の熱負荷を定常的に除熱する

えるような発熱環境では伝熱促進が必要である．更に，冷必要がある．更に原型炉では，ブランケット内での中性子却材は高磁場下での流動環境となるため，液体金属や溶融による体積発熱も非常に過酷なものとなる．このような極塩を冷却材とする場合には，後述の強磁場との相互作用を

限熱環境に対し，冷却裕度を十分に確保し，かつ経済性・考慮する必要がある．一方，ダイバータでは熱負荷が飛躍

健全性・保守性に優れた熱設計を可能にするため，過去の的に高くなるため，液体金属自由表面流れによる冷却や強工学機器技術にとらわれない先進的な除熱・熱輸送技術な磁場の影響を受けない水や He ガス冷却が多く検討されてらびに磁場の影響を低減する技術が提案されている．本章

いる．

では，熱設計の基本的な考え方と上記の二つの核融合炉固以上のような冷却材を用い，第一壁からブランケット内

有の環境における除熱・熱輸送問題にフォーカスし，関連部までの詳細な温度分布・応力分布等を評価するためにはする幾つかの技術について紹介する．

CFD（Computational Fluid Dynamics）と構造解析を連成した評価が必要である．この際，特に適用する乱流モデル

４．
２ 各種冷却材の冷却性能と伝熱促進技術の選定とその妥当性評価には注意が必要である．一方，流４．
２．
１ 熱設計の基本的な考え方

体工学・伝熱工学では相似則が適用できるため，熱伝達性

先ず，核融合炉内機器の冷却材の候補材として検討され能（流れによる冷却性能の指標）を表す無次元数であるているいくつかの流体について表１［１］に示す．冷却性能

Nusselt 数（"'）（"'!$!!
%，$：熱伝達率，!：代表長さ，のみを考えれば，液体金属や水はその熱伝導性や熱容量に%：液体の熱伝導率）を流動形態の指標となる Reynolds

Tokyo University of Science, YAMAGUCHI 756-0844, Japanauthor’s e-mail: kyuki@rs.tusy.ac.jp

２７８!2017 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion ResearchLecture Note

4. Heat Transfer Phenomena Uniquely in the Fusion Reactor

K. Yuki

数（&*）（&*#0"#%，0：流速，%：動粘性係数），冷却材のリウムガスに対しては 10 MPa 加圧環境でのデータである

熱 的 性 質 を 表 す Prandtl 数（%/）（%/#)#-，),：比 熱，,$にも関わらず大きな温度差となっている．核融合炉の強加$：粘 性 係 数），磁 場 の 影 響 を 表 す #(数

熱環境では，この温度差により，強制対流に浮力駆動の流"##（#(#!"%，&：電気伝導率，!：磁場強度）を主要&#$&

れが複合する共存対流が発生する可能性もあり，条件にな無次元数として伝熱相関式を構築し，冷却面温度を予測

よっては逆流が発生することも報告されている
［３，
４］．円

することができる．更に，構造材・アーマ材内での温度上管内流れを採用する場合は Metais & Eckert のチャート［５］

昇も考慮し，印加熱流束に対するアーマ材最大温度を許容が参考になるが，採用する伝熱促進技術における共存対流

温度以下にするような冷却システム成立性の簡易評価も重の発生の可能性についても議論が必要である．いずれにし要である．例えば磁場の影響が無視できるとし，円管内乱ても核融合炉のような高熱流束環境で溶融塩やガスを冷却流により単相流冷却する場合では，以下の円管内乱流熱伝材として使用する際には伝熱促進（例えば高圧・高速化，

達の式が適用できる［２］．

伝熱促進体の適用）が必要となる所以である．当然ながら$0#

伝熱促進を考える際にはそのトレードオフの関係にある圧+#&*!"!!!&%/#&%%%/##$!"&
!
#
"""#
(!+
#%

力損失とポンプ動力（流量×圧力損失）の増大に注意を払（１）

いながら冷却概念の成立性と設計条件の最適化を図る必要

!!
)

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&

（２）

があることは言うまでもない．

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&*!!
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!##

（３）

４．
２．
２ 第一壁における除熱技術
ここで，第一壁における具体的な伝熱促進技術ついて紹（１）式 は Gnielinski の 相 関 式 で あ り $!!!"&*""!'，

介する．一般にブランケットは，トリチウムの増殖方式に%/#!
!
&$#!!!の発達乱流にて適用できる．（２）式は液体

より固体増殖方式と液体増殖方式に大別される．例えば，金属に対して適用が推奨される Subbotin の相 関 式であ固体増殖方式ではリチウムセラミックペブルを用い高温高り，適用条件は "!#"&*!
"である．（３）式%/""!'，%/"!

圧水や He ガスを流す方式であり，化学的に安定で構造体は気体に対して頻繁に適用される Kays の相関式でありとの両立性も良好のため既存の工学技術が適用しやすい．

!
!
&"%/""!の範囲で適用可能である．円"!%"&*""!'，!

一方，液体金属 LiPb や溶融塩 Flibe を用いるような液体増管内乱流熱伝達の伝熱相関式を用いた簡易熱設計の方法を

殖方式では，トリチウムの増殖性能は高いものの構造材の以下に概説する．先ず表 1 から冷却材を選定し，流量と入腐食など今後解決すべき課題も多い．例えば，核融合科学

熱量から冷却材の出口温度 '+.-を評価する．出口温度から研究所の相良によって提案された Flibe はトリチウム回収&*数と %/数を決定し，該当する伝熱相関式を用いて $0に優れ，化学的に安定で液体金属と比べて磁場の影響を受数を評価する．これにより熱伝達率 ,(W/m /K）が求まる

けにくい，などの利点を有するが［６］，高 %/数流体である

ため，ニュートンのクーリング則 .#,%'/!'+.-&によっため壁面近傍の流体熱抵抗層を攪拌する必要がある．東北て冷却面温度 '/ を決定することが可能となる．単相流冷

大学の橋爪・江原グループでは，この Flibe を用いて第一却の場合，構造材の温度は流体のバルク温度上昇に伴い下壁を冷却するため，管内に図２のような金属球を充填した

流方向で上昇するため，冷却部出口での温度評価が重要に

ペブル充填管を用いた伝熱促進技術について研究を進め，なる．図１は直径 10 mm の円管内に表１で示される冷却材

ペブル充填管が同じポンプ動力に対しても非常に高い冷却を通常の工学機器レベル以上の 10 m/s で流した時の流体性能を有することを実証している［７‐９］．特に Yuki らは

温度 '*（混合平均温度）と冷却面温度 '/ との温度差を評

ペブル充填管内の流れ場と加熱面温度を可視化し，球後方価したものである（あくまでクーリング則からの試算）．

で形成され壁方向へ向かう衝突流（図２下参照）が伝熱促

これにより，熱流束の増大に伴い流体温度と冷却面温度の進の主要因であることを明らかにしている［１０］．球と冷却温度差が上昇することがわかる．更に，液体 Li を用いる場

面の点接触を面接触にすることで更なる伝熱促進とホット合と他の流体とでは冷却性能の差は明らかである．特にヘスポットの緩和が可能であると考えられるが，圧力損失の2

図１

熱流束に対する冷却面と流体の温度差．

図２

２７９

ペブル充填管内流動場（左：縦断面，右：横断面）［１
０］．

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.6 June 2017

低減技術についても今後の課題である．Ebara らはペブル

チャンネルを装荷した EVAPORON-2 を提案し，非常に低充填管の概念を発展させ更にトリチウム回収についても可い流量で 20 MW/m2 を超える冷却性能を確認し ている能にする Finger-Stacked Structure について提案し，現在，

［２２，
２３］
．現在まで，図５のようなダイバータ大面積面に適流動場と伝熱促進性能について検証を進めている［１１］．一応可能な EVAPORON-3［２４］や一方向性ポーラス体を適用

方，第一壁をガスで冷却する手法としてITER-TBMで提案した EVAPORON-4［２５］についても提案している．一方，

さ れ て い る DCLL 方 式（Dual-Coolant Lead-Lithium）や近年，安全性に優れるヘリウムガスによるダイバータ冷却

HCLL 方式（Helium-Cooled Lithium-Lead）などが挙げられが再検討され［２６，２７］，日米科学技術協力事業 PHENIX プる［１２‐１４］．例えば DCLL 方式は，後述の MHD 圧力損失を

ログラムのタスクの一つとして国際共同研究も進んでい軽減するためヘリウムで第一壁を冷却し，更に Pb-Li を増る．熱容量が低いヘリウムを冷却材として適用するため，殖材と冷却材として適用するブランケットである（図３10 MPa ほどに加圧しマルチノズルを有する衝突噴流とし［１５］参照）．当然ながらヘリウムは熱容量が小さく，冷却て狭隘流路へ噴出させ冷却するHEMJ方式（Helium-cooled

性能が低いため，8 MPa ほどに加圧されたヘリウムが狭隘

Multi-Jet）の冷却方式が検討されている（図６参照）．衝突

空間を高速で流動することとなる．

噴流はその淀み点近傍で高い熱伝達性能を有するが，本方

4．
２．
３ ダイバータにおける除熱技術

式はダイバータ大面積面へ対応するためマルチノズル化し
2

一方，ダイバータに対しては，その熱負荷が 10 MW/m

たものである．Karlsruhe Research Center で提案・開発さと非常に高いため極めて高性能の除熱技術が必要とされ，れ，現在，Georgia Institute of Technology を拠点としてノ

近年の炉工学研究の中で最重要課題の１つとして位置付け

ズル伝熱面間距離の最適化など，より具体的な実装設計条

られている．例えば，現在 France の Cadarache で建設が進む 国 際 熱 核 融 合 実 験 炉 ITER（International Thermonuclear ExperimentalReactor）で は，自 己 点 火 と 長 時 間 燃
焼・炉工学技術の実証が重視されているため，ダイバータの冷却として熱負荷に十分に耐え得る水冷方式が採用されている．伝熱促進を高めるため管内に図４（上）のようなね
じりテープを挿入したスワール管が適用される［１６，１７］．
スワール管内では流体が螺旋状に旋回しながら流動するため，遠心力により管断面内に図４（下）のような二次流れが形成される［１８］．これにより流体混合作用が促進され，結果と し て 速 度 境界 層 が 薄 く な り 熱 伝 達 が 促 進 さ れ る．
ITER ダイバータでは，起動時の 20 MW/m2 の熱負荷にも対応するため沸騰熱伝達による熱設計も同時に検討され，
限界熱流束に対する安全率 1.7 を指標とし，結果として入口圧力 4 MPa，入口温度１００℃の高速・高サブクール冷却条件（流速約10 m/s，サブクール度約80 K）となっている．
一方，JT-60SA ダイバータや原型炉では，管内面にネジ山構造を有するスクリュー管の適用も検討されている［１９，２０］．スクリュー管は伝熱面積の増大効果と加熱壁近傍の流体撹拌により，同じポンプ動力においてスワール管よりも高い除熱性能を有することが実証されている．その他のダイバータの水冷却技術として，Toda は金属ポーラ
ス体内での冷却液の蒸発を利用した極低流量型蒸発伝熱デ
バイス EVAPORON（Evaporated Fluid Porous Thermode-

図４

スワール管の伝熱性能［１７］と断面流れ場の一例［１８］．

vice）を提案した［２１］．その後，Yuki らは蒸気排出用サブ

図３

DCLL 方式（Dual-Coolant Lead-Lithium）
［１
５］
．

図５

２８０

EVAPORON-3［２
４］．

Lecture Note

4. Heat Transfer Phenomena Uniquely in the Fusion Reactor

K. Yuki用いた実験が実施され［３７］，APEX Program（Advanced
Power Extraction study）を中心に液 体 金 属 を バ ッ ク プ
レート上で流動させる実験が実施されている［３８］．また日
本でもトカマク炉用の液体壁ダイバータとして，ACLMD（Actively Convected Liquid Metal Divertor）が Shimadaと Hirooka によって提案されている［３９］．液体金属が入った容器内に電極を設置して電流を流し，トロイダル磁場との電磁力により電磁ポンプの原理で液体金属を循環させるものである．一方，ヘリカル炉に有効な自由液面流れ制御技術として，ヘリカル炉固有の問題である自由表面流れに対する重力方向の変化に対応するため，すだれ状の微細な隙間をもつ二重壁冷却流路構造が功刀・相良らによって提図６

HEMJ 冷却方式［２
６，
２
７］
．

案されている［４０］．本技術は第一壁に対して提案されたものであるが，微細隙間の自由液面は表面張力により安定化

件 に つ い て 検 討 さ れ て い る．平 均 熱 伝 達 率 と し てされ液だれが防止される．更に近年，Miyazawa らはヘリ

30,000 W/m2/K を 超 え る デ ー タ も 得 ら れ て い る．特 にカル炉に対して，図７のような液体金属シャワーダイバー

PHENIX プログラムでは，ダイバータ実機と同等レベルの

タ REVOLVER-D（Reactor-oriented Effectively VOLumet-

高温・高熱流束環境における伝熱データの蓄積が進んでおricVERtical Divertor）に つ い て 提 案 し て い る［４１］．

り，乱流モデリングや強加熱環境において懸念されているチェーン等の構造体に沿わせて液体金属を自由落下させて再層流化による伝熱劣化についても重要な検討項目となっシャワー流の安定化を図るものである．一方，液体金属自ている．実際に Yokomine らは，高温条件で伝熱性能が劣

由表面流れの伝熱促進体としてバックプレートに図８のよ化することを実証し，加熱層流化発生の可能性について指うなデルタウィングを設置し，ウィング後方で形成される

摘している［２８］．その他，ガス流れがキャリアとなる冷却渦を活用した伝熱促進法が京都大学の功刀・横峯グループ

技術として Toda が提案した液体金属ミスト冷却［２９］やで提案され，磁場環境におけるデルタウィング後方の熱流

Shimizu &Yokomine による固気混相衝突噴流冷却［３０］についても検討されている．前者は液体金属の熱伝導性と蒸発潜熱を活用するもの，また後者に関しては固体粒子による熱容量の増大と粘性低層の撹拌を伝熱促進原理としたものである．また Sharafat ら［３１］や Yuki ら［３２］は，ヘリウムガスの乱流熱伝達促進や伝熱面積拡大を目的として金属
ポーラス体を応用する伝熱促進技術について検討している．高圧高温水やヘリウムガス冷却以外のダイバータ冷却技術として，液体金属自由表面流れによる冷却も多く検討されている．ITER ダイバータでは，アーマ材であるタン
グステンがディスラプション時に溶融することで吸熱する設計であるため，液体金属を用いる最大の利点は，固体壁
ダイバータにおける熱負荷面の溶融にともなう溶融粒子の
図７

発生やアーマ材の熱変形を考慮しなくて良いことである．

液体金属シャワーダイバータ REVOLVER-D［４１］．

特に液体 Li 壁ダイバータを用いる利点として，高い不純物吸収性能と粒子リサイクリングを下げることによるプラズ
マ表面密度の低下も挙げられる．例えば T-11M
［３３，
３４］や
CDX-U
［３５，
３６］では，液体金属の蒸発潜熱と自然対流を活用することが提案され，電子ビームを用いた試験により 40
MW/m2 を超える除熱性能も実証されている．特に熱流束が低い領域に関しては Wick で発生する毛細管現象を駆動力とする自立冷却 CPS（Capillary Porous System）で対応可能と報告されている．しかしながら，原型炉レベルでの定常熱負荷，ディスラプションや ELM などプラズマの不安定挙動に伴う急激な熱負荷増大，更に粒子リサイクリン
グの観点から，液体金属は強制的に流動させることが望ましい．高速で移動する液体自由表面流れによる液体壁ダイ
図８

バータに関しては，米国の NSTX において液体リチウムを
２８１

デルタウィングによる伝熱促進［４２］．

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.6 June 2017

動場についての評価が進んでいる［４２］．以上のような液体の構築が重要となる．例えば，大阪大学・宮崎らは NaK

金属を用いたダイバータやブランケットにおける冷却・熱［４３］や Li［４４］を用いて液体金属の圧力損失に関する以下の輸送については強磁場との相互作用が重要であり，次節に経験式を構築している．

おいて概説する．

#*"#%#$+!"#-

４．
３ 強磁場環境での熱流動現象と MHD 低減化技術（５）

磁場中を液体金属や溶融塩などの導電性流体が流れる場

ここで #* は導電性壁を電流回路として考慮した負荷係数

合，MHD（MHD:Magneto-Hydro-Dynamics）効果によっである．当然ながら，管路形状や流体と壁のコンダクタンて流体は乱流遷移の遅延や圧力損失の増大，熱伝達の劣化

ス比が重要な因子となる（#%の詳細に関しては上記論文をなど様々な影響を受ける．以下にその概要について先ず述参照されたい）．一方，MHD 効果によって発生する MHD

べ，MHD の低減化技術や最近の研究について紹介する．

流動抵抗を低減するため，流路内壁に絶縁皮膜を施工する

図９のような矩形管内に液体金属や溶融塩のような導電技術がMiyazakiらにより提案され，特に入熱面を除く三面性流体が -方向に流速 #で流れているものとする．外部磁に絶縁皮膜を施すことで劇的に圧力損失が低減できること

場 !が .軸の正方向に印加されると誘導電流 "が /軸の正が実証されている［４５］．東北大学の橋爪・伊藤グループはの方向に発生する．発生した誘導電流と磁場の相互作用にこの概念を発展させ，絶縁膜のクラック対策として金属層より電磁力 "!!が流れと反対方向に発生する（MHD 流動と絶縁層を有する三面複層コーティング技術（図１１参照）抵抗）．この様な MHD 流れに対しては，流れの状態を表すを提案している［４６］．更に流路内部・複層皮膜・管壁内の%(数 の 他 に，磁 場 の 強 さ を 示 す ハ ル ト マ ン 数

熱・電気・流体・構造の連成解析を実施し，圧力損失が導!!
"（"&"!'$#!
"% ＝電磁力／粘性力）を考慮する必要があ

電壁と比べ 1/10 に低減できること，更に第一壁の熱負荷条る．壁が絶縁壁の場合，流体内を誘導電流が循環すること件でも十分に適用可能であることを示している［４７‐４９］．

になる．この場合，側壁付近においては電流が /のマイナ

その他の絶縁技術として，DCLL で検討されている Flow

ス方向に流れることから "!!が流れを加速する方向に作

Channel Insert（FCI）［１５］や化学反応による自己修復機能用する．また中心では電流が /のプラス方向に流れているを有するIn-situコーティング法などの絶縁技術［５０］も提案

ことから "!!が流れを抑える方向に作用する．結果としされているが，実環境における流路の製作方法や耐久性なて，絶縁壁の場合は全体的に流速が一様な流れ，（ハルト

ど，更なる進展が期待されている．

マン流れ）が形成される．側壁付近での速度勾配が上昇す

磁場下の液体金属の伝熱特性に関しては，Miyazaki らがるため磁場を印加していない場合に比べて圧力損失が高く

液体 Li による円管内環状流（中心部にヒータピン）の熱伝なる．一方，壁が導電壁の場合，誘導電流は電気伝導性の達実験を実施して MHD 効果による伝熱性能の変化につい

高い壁内部へ流入する．流入の程度は壁と作動流体の電気ても評価している．弱磁場では $+数が増加する場合があ#, 等に依存するが，結果として，図の上下壁付伝導率比 #)!
近では "!!が弱まり，速度が飛躍的に速くなる領域（M-shape 流れ）が形成される（図１０参照）．電流が導電壁内を流れることにより "!!が非常に大きくなり，MHD 圧力損
失も増大する．このように MHD 効果は壁が導電性である
場合と絶縁性である場合では全く異なる挙動を示す．より
詳細な流動構造の変化に関しては "&-%(チャートの理解が有益である．"&!
%(#1/200 を境界として「乱流」と「層流または擬２次元乱流（Q2D）流れ」に分類できる（後述の文献［５７‐５９］を参照されたい）．
以上の様に，磁場下において導電性流体が流れる場合，
MHD 効果を考慮した配管設計・熱設計や乱流モデリング

図９

図１
０ M-Shape 流れ［５９］．

MHD 効果（誘導電流と電磁力の発生方向）．

図１
１ 三面複層コーティング技術［４
６］
．

２８２

Lecture Note

4. Heat Transfer Phenomena Uniquely in the Fusion Reactor

るものの，強磁場下で "(数が６０％近くまで減少すること

K. Yuki４．
４ おわりに本章では，核融合炉固有の熱輸送問題である「高熱流束を実証している［５１］．一方，溶融塩流れの伝熱劣化につい
JUPITER-II（２００１‐２００６）

環境」および「高磁場環境」に焦点をあて簡単な熱流動設で UCLA を拠点として評価され，磁場下の壁近傍速度分計の考え方と関連する幾つかの先進技術について紹介し布・乱流強度の変化［５２］や伝熱データ［５３］が取得されていた．紙面の都合上，詳細な紹介は割愛したが，その他の核ては，日米科学技術協力事業!

る．更に，インタラクションパラメータ（!!% !
$&）の増融合炉固有の安全熱流動問題として，真空容器の破損に伴大に伴い伝熱性能が劣化し，これが 0.06 の時に "(数がう炉内熱対流の発生と真空容器外への放射化ダスト放出

６０％台まで減衰することが図１２のように実証されている（LOVA:Loss of Vacuum Event）や真空容器内での冷却管［５４］．これら磁場下の熱伝達の減衰に影響する乱流挙動に破損に伴う炉内圧力急上昇（ICE:Ingress of Coolant Event）

ついては MHD 乱流の直接数値計算（DNS: Direct Numeri-［６０］についても，炉の安全性と健全性を担保するため，そcal simulation）により詳細なメカニズムが明らかにされてれぞれの炉体系で議論が必要である．一方，本章で対象ときており，特に高磁場環境における様々な #'数の流体にした核融合炉における冷却・熱輸送では，冷却性能だけで対する新しい MHD 乱流モデル開発も Yamamoto らによっなくトリチウム回収特性や腐食（特に磁場環境下），安全て検討されている［５５］．一方，緒言でも述べたように，実性，保守性など統合的な評価が必要である．それぞれの先際のブランケット内では高磁場環境下に中性子による体積進的な提案技術において固有の学術性と技術力・知見を高

発熱が重畳した非常に複雑な流動場が形成される．Satake

め，最終的に安価な熱輸送・発電システムを構築する必要

らは，この複雑流れに対しても DNS を実施し，共存対流のがある．現在，核融合科学研究所では世界最大級の磁場環

乱流構造と熱伝達劣化について議論している［５６］．その境を有する液体ブランケット流動試験ループ Orosh2i-2 が他，UCLA の Sergey らによって指摘されている DCLL 内

稼働しており［６１］（図１４参照），今後，強加熱・強磁場下にで発生する共存対流とホットスポット（図１３参照）についおける伝熱促進技術，圧力損失低減，腐食抑制技術など，ては文献［１５］を，核融合環境における MHD 流れに関して大きな成果が得られることを期待したい．

は横峯らや Sergey の解説記事を参照されたい［５７‐５９］．

参考文献［１］関 昌弘：核融合炉工学概論（日刊工業新聞社，２００１）．
［２］伝熱工学資料 改訂第５版（日本機械学会，２０
０
９）．
［３］功 刀 資 彰 ほ か，Thermal science and Engineering 2, 9
(1994).
［４］T. Mare et al., Experimental Thermal and Fluid Science

図１
２ 磁場による伝熱性能の劣化．

０8. Strong turbu図１
３ 磁場下の共存対流（Re ＝ 5000 and Gr ＝１
lence:（a）Ha ＝ 50, and（b）
Ha ＝ 60. Weak turbulence:（c）Ha ＝１００，and（d）Ha ＝ 120．
［
）１
５］
．

図１
４ 液体ブランケット流動試験ループ Orosh2i-2．

２８３

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.6 June 201730, 9 (2005).
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!!!!!!!!!!!!!!!!!

ゆう

き

かず

ひさ

結 城 和 久山口東京理科大学・教授．１
９
７
１年１月生まれ（福岡県出身）．１
９
９
８年３月九州大学大学院総合理工学研究科を修了後，東北大学
大学院工学研究科量子エネルギー工学専攻!!!!!!!!!!!!!!!!!

!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!

での勤務を経て，２００
９年４月に山口東京理科大学工学部に着
任．主に核融合炉工学（ダイバータ，第一壁），省エネルギー機器（パワーエレクトロニクス），未利用エネルギーの利用技術，などに関する冷却・熱輸送研究に従事．好きなもの，
日本酒，登山，５歳の息子との戯れ．

!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!!

２８４

J. Plasma Fusion Res. Vol.93, No.7 (2017)３
１９‐３２２講座 核融合炉からの熱の取り出し

５．熱交換器の基礎
5. Basis of the Heat Exchanger
河原全作
KAWARA Zensaku
京都大学大学院工学研究科原子核工学専攻（原稿受付：２
０
１
７年４月１
０日）

ブランケットで発生した熱を発電に利用するために流体を用いてブランケットからタービンに熱輸送する必要があるが，ブランケットで用いる流体をそのままタービンに輸送することは現実的ではない．そのため，ブランケットとタービンではそれぞれ独立した流体ループを用い，熱交換器を介して両流体ループ間で熱のみを移動させる設計が採用される．この章では，熱交換器の分類と設計に関する基礎事項ならびに既存の発電炉での利用について紹介するとともに，熱交換器におけるトリチウム移行の評価について述べる．
Keywords:
blanket, heat exchanger, overall heat transfer coefficient, tritium transfer

５．
１ はじめに（a）伝熱方式による分類

ブランケットで発生した熱を最終的な利用形態である電・隔壁式（表面式）……一般に熱交換器と呼ばれるもの

気に変換するには，ブランケットから熱を確実に取り出し・蓄熱式熱交換器てタービンに輸送する必要がある．空間的に離れたコン・液体連結間接式熱交換器……ガス冷却塔など

ポーネントへの熱輸送には流体ループを用いることが一般

・直接接触熱交換器……開放式冷却塔など的であるが，ブランケット除熱に適する流体とタービンに……回転型全熱式など（b）構造による分類

用いる流体は必ずしも一致しない．腐食生成物の放射化・・管状……二重管型，シェルアンドチューブ型

蓄積やトリチウムインベントリの抑制を考慮すれば，単一・平板状……プレート型

流体ループの使用は得策ではなく，ブランケット除熱と・拡大伝熱面……フィンアンドチューブ型，プレート

タービンによるエネルギー変換にはそれぞれ一次流体，二アンドフィン型（コンパクト熱交換器）

次流体と呼ばれる流体による独立したループを用いるとと・蓄熱式……回転型全熱式

もに，熱交換器によって一次流体と二次流体の間で熱のみ（c）流路方向による分類を移動させることが現実的な手段となる．集積回路の冷却

・向流型熱交換器

から既存の発電システムに至るまで，スケールの大小を問・並流型熱交換器

わず，様々な種類の熱交換器がそれぞれの特徴を生かす形

・直交流型熱交換器で利用されている．本章では，まず，熱交換器での伝熱の熱交換器の設計にあたっては，高温流体と低温流体の種基礎を述べ，次に各種熱交換器の形状と特徴を紹介する．

類，温度条件，圧力条件，熱交換量，その他の制限条件を

また，一次流体ループと二次流体ループを用いる発電シス考慮して，それぞれの対象について最適な熱交換器を採用

テムの先例として，加圧水型原子炉および高速増殖炉の蒸することになる．一般的な熱交換器については，多くのハ気発生器について紹介する．最後に，核融合で特有の課題

ンドブック・資料・著書が発刊されているので，詳細につであるトリチウム透過の熱交換器での評価について述べいてはそちらを参照していただきたい［１‐３］．

る．

５．
２．
２ 壁を隔てた熱交換と熱通過率
熱交換器の設計では冷房機器や冷凍機のように低温流体

５．
２ 熱交換器の基礎を一次側として扱う場合もあるが，本章はブランケットか

５．
２．
１ 熱交換器の種類

らの熱をタービンに輸送にするシステムを対象としている

熱交換器は，高温の流体と低温の流体の間で熱を受け渡ため，以下では一次側を高温流体として話を進める．また，すシステムであり，伝熱方式，構造，流路方向などによっ

基本的に一次流体と二次流体の混合を望まない立場から，て以下のように分類されている．

隔壁式熱交換器に限定して述べる．

Kyoto University, Kyotodaigaku-Katsura, Nishikyo, KYOTO 615-8540, Japanauthor’s e-mail: kawara@nucleng.kyoto-u.ac.jp

３１９!2017 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion Research

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.7 July 2017

図１は隔壁式熱交換器内での熱交換の模式図である．隔

いた式（４）は熱交換器の設計において広く用いられている．

壁（厚さ $，熱伝導率 %）を隔てて高温（一次）流体と低温

一方，隔壁の厚さ・材質・温度・熱伝達率および表面で（二次）流体が流れているものとする．それぞれの流れの向の熱伝達係数が一様と見なせない場合には，局所熱通過率

きが同じ場合は並流型，逆向きの場合は向流型である．高を得るために数値解析などで温度場・流動場を求めて熱輸

温流体から低温流体への熱の流れは，（a）高温流体側隔壁

送量を評価することになる．

表面での流体から壁への伝熱（熱伝達係数 #$），（b）壁中

５．
２．
３ 熱交換器の工学的問題の熱伝導による熱移動（熱伝導率 %），（c）低温流体側隔壁

性能変化

表面での壁から流体への伝熱（熱伝達係数 #$）によって行

清浄ではなく，また配管内壁の腐食などにより不純物が生われる．定常状態では，（a）〜（c）の熱移動における熱流束成される可能性がある．そのため，流体に混ざっている不&が等しいので次式が成立する．

純物の隔壁表面への堆積や，相変化を伴う熱交換器におけ

実際の流体ループ内を流動する流体は必ずしもる伝熱面表面へのスケールの付着など，汚れ（fouling）へ&##$$#$!#($%#(#!##%#$!##%
!
$ （１）
###$
#%$

の対応が重要となる．汚れの層の存在は熱通過率を低下さ式（１）を整理し，熱流束 &を流体間温度差で表すと式

せるが，汚れによる熱交換器の性能変化を正確に予測する（２）が得られる．式（３）で表される比例定数 "は熱通過率のは難しく，同様のシステムや実機の運転経験から想定さ

もしくは総括伝熱係数と呼ばれ，熱伝達係数と同じ次元れる追加の熱抵抗（汚れ係数）を考慮してあらかじめ熱通［W/m2K］を持つ．熱通過率"は，熱交換器における伝熱を過率の低下を評価しておく場合が多い．隔壁両面の汚れ係総括する物理量であり，熱交換器の設計に広く用いられて数をそれぞれ %#とすると，熱通過率は次式で与えられ
$，%

いる．

る．

&#"$
#$!##%（２）! ! $ !
# " "" #$ % ##

（３）

$
! !
!
# "%" "%#"
" #$ $ %##構造上の問題（６）

伝熱性能のみを考えれば，熱交換器の隔壁

図１は熱の流れ方向のみの一次元に単純化したものであは薄い方が熱通過率が高く，小さな温度差で高熱流束となるが，実際の熱交換器では流路はどのような形式であってるので，熱交換器のコンパクト化と熱応力問題ではプラス

も一次流体と二次気体それぞれの入口と出口があり，熱交に働く．一方，隔壁が薄肉の場合には，耐圧性能や流力振換によって一次側流体の温度はその入口から出口に向かっ動などに対する強度，腐食による減肉への余裕度，そしてて低下し，二次流体の温度は上昇する．そのため，熱交換

トリチウム透過の点でマイナスになる．設計にあたっては器内の局所的な流体間温度差と熱輸送量は位置の関数とな

これらトレードオフの関係にある事象について十分な検討

る．熱交換器の総熱交換量は局所的な熱輸送量を流路入口が必要である．

から出口まで積分することで評価できる．

５．
２．
４ 核分裂炉における熱交換システムの例

一次・二次流体の流路が同じ方向の体系の場合，流体の既に発電炉として実用に供されている核分裂炉では様々

比熱および熱通過率が一定で定常状態であれば，総熱移動なタイプの熱交換器が用いられ，そのサイズや使用環境

量!は次式で求められる［３］．

（温度，圧力，流量，使用流体など）は核融合炉で想定され!#""#%&!
"#!!"#"%
!
"#!!
"#"%
"#%& #$%'$

るケースに近いものもあり，核分裂炉の開発と運用で得ら（４）れた知見と経験は核融合炉における熱交換器開発において（５）も有用である．以下に，核分裂炉での熱交換器実用例とし式（５）の "#%& は，両出入口それぞれの温度差 "#!，"#"て，最 も 一 般 的 に 使 用 さ れ て い る 加 圧 水 型 軽 水 炉から算出される対数平均温度差と呼ばれるパラメータであ（PWR）と液体金属を用いている高速炉の蒸気発生器につる．式（４）は並流型と向流型のどちらでも成立すること，

いて紹介する．

一次流体と二次流体の局所温度差を用いなくても単一の温度差で熱交換性能を評価できるため，対数平均温度差を用

図１

熱交換器内での流体間の熱輸送．

図２

３２０

加圧水型原子炉の系統．

Lecture Note

5. Basis of the Heat Exchanger

Z. Kawara

加圧水型軽水炉（PWR）の蒸気発生器
世界的に商用運転されている発電用原子炉の多くは軽水冷却炉であり，その中で最も多く運用されているタイプは加圧水型原子炉（Pressurized Water Reactor，PWR）である．図２に PWR の冷却系統を示す．PWR では炉心を冷却する一次系ループとタービンを駆動し発電させる二次系
ループ間では物質輸送は行われず，蒸気発生器で熱交換を行う．一次冷却系は 15 MPa まで加圧され，サブクール（系
圧力における沸点より低温の）状態の高温高圧水が循環している．蒸気発生器はそれぞれの原子炉によって異なる
が，日本国内では一次側が３０００〜６
０００本の逆 U 字管群，二図３

次側が胴（直径約５m 高さ約 20 m）の大型シェルアンド

高速増殖炉もんじゅの冷却系統．

チューブ型熱交換器が用いられている．炉心で加熱された
高温 の 一 次 冷 却 水 は 逆 U 字 管（外 径 約 20 mm，肉 厚 約

円筒二重管構造も開発課題に挙がっている．

1 mm）内を流れ，管の外 側 を 流 れ る 二 次 冷 却 水（圧力５．
３ トリチウム移行

6 MPa）を沸騰させる．スケール発生と炉心での放射化の原因となる高温高圧下での相変化によるエロージョン，コ

通常の隔壁型熱交換器では，一次側と二次側は固体壁でロージョンを避けるため，一次冷却水，二次冷却水とも厳隔てられ熱のみが輸送されるため，物質輸送を考慮する必

しく純度制御が行われている．U 字細管には水‐蒸気系で要はない．しかし，核融合炉では金属リチウム，リチウム

高い耐食性を有するインコネル合金が採用されている．蒸

鉛，フリーベ等の液体トリチウム増殖材を冷却材として用

気発生器の細管の保守管理はPWRにおいて非常に重要で，いるブランケット設計が提案されており，この場合高濃度

過去には細管振れ止め金具の挿入不良による高サイクル流のトリチウムを含有した流体が熱交換器の隔壁に到達する力振動によって破断し大量の放射化した一次冷却水が二次ことになる．トリチウムおよびトリチウムを含んだ化学種

側に漏洩した事故を経験している（１９９１年，美浜原子力発

は高温下で容易に金属壁を透過する性質を有しているた

電所二号機）．

め，核融合炉の熱交換器では隔壁を透過して二次流体に移

高速炉の中間熱交換器，蒸気発生器

行するトリチウム量を評価する必要がある．

高速中性子による核反応を利用する高速炉では，その開熱交換器の隔壁を介して一次流体から二次流体にトリチ発過程で冷却材として液体ナトリウム等の液体金属が用いウムが移行する過程は，（a）一次流体中のバルク領域からられてきた．液体金属は水に比べて熱伝導率が１桁から２

隔壁界面近傍への拡散（境界層内の物質移動），（b）
一次桁大きく沸点も高いため，発熱密度が軽水炉に比べて高い

流体と隔壁界面での移行（酸化膜中の拡散），（c）
隔壁材料

高速炉において，伝熱の観点からは優れた冷却材である．

中の拡散，（d）隔壁と二次流体の界面での移行（境界層内

しかし，冷却材の放射化やアルカリ金属であるナトリウムの物質移動），（e）隔壁界面近傍から２次流体バルク領域への高い化学的活性などへの工学的課題も多い．図３に示すの拡散（境界層内の物質移動）が一次元的に繋がった現象

ように，高速増殖炉「もんじゅ」では二段階の熱交換を行となる［５，
６］．これと熱交換器での熱輸送にはアナロジー

い，炉心〜一次ナトリウムループ〜中間熱交換器〜二次ナが成立するので，熱通過率（総括伝熱係数）と同様にして，トリウムループ〜蒸気発生器〜高温高圧水・水蒸気ループ

総括トリチウム移動係数を用いてトリチウム移動流束が評〜タービンの系統となっている．炉心を循環する一次ナト

価できることを意味する．前述の（a）は一次系の熱伝達，リウムループとタービンを駆動する水・蒸気ループの間に（b）は一次系の汚れによる温度差，（c）は隔壁の熱伝導，二次ナトリウムループを設置することにより，放射化した（d）は二次系の汚れによる温度差，（e）は二次系の熱伝達

一次ナトリウムと水の直接的な接触が起きる可能性を排除にそれぞれ対応するので，式（６）と同じ形になる．
一次系および二次系のトリチウム濃度をそれぞれ !!，している．ナトリウムと水が接触する可能性が最も高いのは薄肉隔壁を隔ててその両側で水とナトリウムが流れてい!"，一次系から二次系への総括トリチウム移動係数を ##る蒸気発生器と想定されるので，多くの開発研究がなされとすれば，トリチウム移動流束 $# は次式で表すことがでてきた．一般的に，液体金属冷却高速炉は軽水炉よりも作きる．

動温度が高温であり，蒸気発生器内の伝熱隔壁は水（もし$# "###!!!!"$

くは水蒸気）とナトリウムの両方に曝される厳しい環境条（７）

件にある．過去の高速炉開発では様々な形式の熱交換器がここで，一次流体，一次側酸化膜，隔壁，二次側酸化膜，二採用されてきた．
「もんじゅ」では，材料の健全性の観点

次流体でのトリチウムの拡散係数をそれぞれ "!，"$!，

から蒸発器（ナトリウム−高温高圧水の熱交換）と過熱器"%，"$"，""とし，一次側，二次側の酸化膜の厚さを !$!，

（ナトリウム−水蒸気の熱交換）に分離されたらせん状貫!$"とする．また，一次側，二次側のシャーウッド数を流型熱交換器が採用されたが，複雑な構造はメンテナンス%&!，%&"とする．シャーウッド数はトリチウム移動係数がや検査において不利であるため，次世代炉に関しては，直対流により静止時に比べて増大する程度を表す無次元数で
３２１

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.7 July 2017について紹介し，次に隔壁型熱交換器における熱通過率にある．これらの物理量を用いれば，"# は次式で表される．
!
! !
!
!
!
"
! $! ! ! $" !
"# #$!!! !%! !% !$" #$"!"

ついて説明した．また，伝熱面の汚れによる性能変化等について述べた．さらに，核融合炉で用いられる熱交換器に（８）

参考となる実用例として，核分裂炉（PWR および高速炉）

酸化膜の厚さおよび拡散係数単独の測定が困難な場合にで利用されている熱交換器について紹介を行った．最後

は，汚れ係数と同様に式（８）の右辺第２項と第４項の形でに，熱交換器でのトリチウム移行について，熱輸送と物質得ることにより，総括トリチウム移動係数 "# を評価する

移動のアナロジーからの評価方法について述べた．

ことができる．
式（８）は熱交換器内のある隔壁位置の局所的なトリチウ

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移動量は，熱交換器入口から出口までの移動量を積分する
ことで求められる．将来的にトリチウム移行を考慮した熱交換器の設計を行うには，その使用環境下における式（８）の右辺各項の物理量の評価法やデータベースの確立が必要
である．

５．
４ まとめ
この章では，熱交換器の基礎としてまず熱交換器の分類!!!!!!!!!!!!!!

かわ

ら

ぜん

さく

河 原 全 作京都大学大学院工学研究科原子核工学専攻
講師．工学博士．原子炉・核融合炉及びエネルギー機器における熱流動現象を中心に，沸騰・対流などの伝熱や気液二相流な
どの混相流に関する研究を行っています．１
９
７
８年以来，学生・教員としてずっと京都大学にいますが，住まいは滋賀県ののどかな田園地域で，蚊・雑草と日々格闘しています．

!!!!!!!!!!!!!!

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３２２

J. Plasma Fusion Res. Vol.93, No.8 (2017)３
７７‐３７９講座 核融合炉からの熱の取り出し

６．熱流動ループの設計製作のイロハ
6. The ABC of the Design and Construction of a Thermal Fluid Loop
三 浦 邦 明，高 橋 光 俊
MIURA Kuniaki and TAKAHASHI Mitsutoshi
助川電気工業株式会社（原稿受付：２
０
１
７年５月１
０日）

将来の核融合ブランケット用熱流動ループを設計・製作するに当たって，事前にプラントと同じ熱媒体を用いて使用機器の開発や性能確認試験を熱流動試験ループで実施する必要がある．熱流動試験ループは，将来の仕様を模擬するだけでなく，仕様を上回る条件で安全性試験をしなければならず，熱流動試験ループとはいえ材料
選定や機器設計に特別な配慮が必要となる．
本章は，熱流動試験ループの設計・製作の基本及び手順を簡単に解説したものである．
Keywords:
nuclear fusion blanket, thermal fluid loop, plant design, fluoride molten salt, Li-Pb eutectic alloy

６．
１ はじめに

６．
３ 熱媒体の違いによる熱流動ループの違い
６．
３．
１ 溶融金属を熱媒体に使う場合

国際熱核融合実験炉 ITER 用の日本のテストブランケッ
トは，固体ブランケットを採用し，増殖したトリチウムを

液体金属は，沸点が高く，蒸気圧が低いため，水を使っ取り出すヘリウムガス系と除熱用の熱媒体に加圧水を用いた原子力プラントより温度は高いが圧力を低くでき，金属た冷却系が付いたものである［１，２］．

であるため熱伝導率が高く，大きな熱伝達率が取れるので

しかし，この方式以外にもトリチウム増殖と熱媒体機能

水より除熱性能が高い．また，導電性のため核融合炉の高を同時に持つリチウムやリチウム合金を溶かし，液体金属

磁場中で MHD 圧力損失が非常に大きいという欠点もあるにしたものを増殖材兼熱媒体とする方式や，リチウムを含が［５］，高速増殖炉用機器が使える範囲で有る．

むアルカリ金属やベリリウムとハロゲン元素のフッ素との核融合炉の場合，トリチウムを増殖するために消防法で化合物を複合化して融点を下げて溶かして，溶融塩にした

危険物に指定された金属リチウムを使うが，リチウムは固ものを増殖材兼熱媒体にする方式もあり［３］，材料特性，熱体であれば水との反応も穏やかで炭酸飲料の様に気泡を発

媒体自身の高磁場下での熱流動特性やトリチウムの取出し生させる程度である．液体でも３００℃程度までであれば空方等，まだ多くの課題があり現在試験中である［４］．

気との反応も穏やかで炎をあげて燃えることはないが［６］，何れにしても熱を運ぶには液体が便利で有り，本稿は，より高温になった場合の危険性を考えて鉛を添加した

液体の熱媒体のうち液体金属や溶融塩等を循環する熱流動

Li-Pb 合金が核融合炉のブランケット材の候補になっている．

試験ループの基本及び設計製作手順について解説する．

鉛を添加することによって電気抵抗が上がり MHD 圧力
損失が少なくなるという良い面もある一方，非常に重く高６．
２ 熱流動ループとは

温では腐食性が高くなるという欠点も生じてくる［７］．
６．
３．
２ 溶融塩を熱媒体に使う場合

ブランケット材に液体を採用すれば，トリチウムを増殖しながら膨大な中性子のエネルギーを熱に変換し炉外に持溶融塩は，電気抵抗は高く導電性の液体金属 の様なち出し易くなる．

MHD 圧力損失がなく，Li-Pb と同様に燃焼することはなく

このように流体の流れと熱の流れが同時に行われる系が安全であるが，熱伝導率が悪く，粘性が高いので，如何に熱流動ループであり，身近なところではボイラーも熱流動

熱伝達率を大きくしてやるかが課題で有る．オークリッジ

ループであるが，特に熱負荷の大きい原子炉や核融合炉に研究所の溶融塩炉での安定した運転実績から，核融合炉のおける熱流動ループは，流量，熱量とも桁違いに大きいのブランケット材の候補の１つである［１，７］．

で，この２つの現象を十分に考慮して熱流動ループを設計

６．
３．
３ 水を熱媒体に使う場合しなければならない．

一般的な熱流動ループの水は，発電所の大きな蒸気ター
ビンをも回し得る優れた熱媒体である．しかし，水の欠点
は，高温高圧に保持して液体の状態を維持する必要があ

Sukegawa Electric co., Ltd
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３７７!2017 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion Research

Journal of Plasma and Fusion Research Vol.93, No.8 August 2017

り，熱伝導率が低いために熱伝達率を大きく取れない．そは現地での作業を低減するため，輸送も考えてモのため，高熱負荷の核融合ブランケットの設計は難しい．

ジュール化することである）．
⑫

水冷却の固体ブランケットは，ITER の日本のテストブ

熱流動試験ループ詳細設計（全体構成確認，詳細部
品，保温，計装品，配線，電力容量，塗装等確認）．

ランケットに採用され，多くの報告書があるので，本稿では取り扱わないことにする．

⑬

熱流動試験ループ用制御盤の詳細設計⑭

図書作成（組立要領書，検査要領書，試験要領書，運６．
４ 実際の設計・製作

転要領書，取扱説明書）

６．
４．
１ 液体金属用熱流動試験ループの設計製作

６．
４．
１．
２ 液体金属用熱流動試験ループの製造

６．
４．
１．
１ 液体金属用熱流動試験ループの設計

以上の設計に基づいて機器の製作，架台も含めた熱流動

どの液体を使おうとも欠点・課題があり，熱流動ループ

試験ループ，制御盤を製作していくことになるが，手順とを設計するに当たっては如何に欠点を技術でカバーし，使注意点を以下に示す．

用できる様にするかが肝要である．したがって，使用流体①の特性や設計条件に見合う材料選定，機器の種類と使用機

設計図に基づいて製作された機器，配管，架台等が入荷し，受け入れ検査を実施．

器の改良点をリストアップし，改造すべき機器があれば②

組立手順書に基づいて機器を配置し組み立てていく

メーカと協議して予算を確認し全体工程に織り込んでおくが，配管の溶接部開先形状を設計通り製作し，内面ことから設計が始まる．これらの手順を Li-Pb 熱流動試験と開先の洗浄と溶接時の裏ガス（酸化防止のため配ループを例に以下に示す．

管内部に流す Ar ガス）を流しながら裏波が出るよ① Li-Pb の特性調査と事前設計資料等の調査と材料選

うに溶接し，ドレン勾配を維持しながら配管系の溶定．
②接部が曲がらないように溶接．

仕様に見合った必要装置のリストアップと改良点確

③

認．
③

射線透過試験，ヘリウムガス漏洩試験，耐圧試験

系統図作成（熱流動ループとガス系と Li-Pb の溶解（禁水の場合はガス圧で試験）等を実施．

装置と溶融金属供給系と制御系を含む全系）．
④

⑤
⑥

④

装置の改良点と改良方法と予算と工程確認（改良に（損傷し易いので養生要）．
⑤

保温施工（粉塵に対する養生要）．

する）．

⑥

制御盤と装置間の配線施工，シーケンスチェック，

重い流体なのでエロージョン（壊食）対策から最大

ガス系・真空系・予熱系の動作確認試験の実施．

流速決定（配管サイズが決定）．

⑦

モジュール毎に分離，現地搬入，再組立て，再試験．

使用機器の大きさと配管サイズから液体の容積を概⑧配管系の真空ベーキングや予熱試験を実施

算し，液体の貯蔵タンクと液体の熱膨張を吸収する⑨

Li-Pb の溶解，貯蔵タンクへ充填．

⑩

実運転

膨張タンク等の容量決定６．
４．
２ 溶融塩用熱流動試験ループの設計製作
６．
４．
２．
１ 溶融塩用熱流動試験ループの設計

系の溶解装置設計（合金化前の Li は窒素と酸素にも反応するのでグローブボックス方式採用）．

以下に FLiNaK と呼ばれる溶融塩の熱流動試験ループの機器の配置設計（配置設計で注意すべきはポンプの設計について記載する．設計手順としては Li-Pb と同じで出口側に水力学的圧力損失の大きい物を配置し，運Li-Pb を溶融塩に読み替えれば良いため，違うところだけ

転中の温度変化で流体の体積膨張を自由に逃がしてを記載する．

やる膨張タンクをポンプの入り口側に置くことであ⑨①

FLiNaK は，LiF，NaF，KF を決められたモル比でる）．

混合して融点を下げた混合塩であるが，これも市販

機器の配置が決まれば過大な熱応力が発生しない様していないので溶解装置が必要になる．塩は潮解性に配管のルートの検討（機器の固定位置，配管の荷を示し，塩中の水分は金属を腐食するので，グロー重や内圧や熱膨張に伴う応力計算は，配管解析コー

ブボックス方式溶解炉にして水分が入らない様にすドを利用して許容応力以内に設計）．

る．

⑩ 各使用機器の詳細設計（JIS の圧力容器規格で規格②

一般的に塩は，熱伝導が悪く，粘性が大きいので加強度計算をして形状を決め，構造解析コードで押さ熱冷却器や熱交換器は乱流による伝熱促進の活用，え金具の位置とヒータ取付け範囲から温度分布を求必要に応じて均熱板を配置して温度分布低減も考慮

めてヒータ容量や最適熱電対配置を決め，流体解析する．

コードで加熱器や冷却器等の流れ分布を計算して構⑪

ヒータや熱電対やレベル計などの計装品の取付けは時間がかかる場合が多いのでできるだけ早く確認⑦ Li-Pb 共晶点合金の入手が困難なので溶融金属供給⑧

溶接部の健全性を確認するため，浸透探傷試験，放③

FLiNaK の融点が４５３℃と高く，運転温度も５
５０℃程

造決定）．

度になり，大気側の酸化が大きく，溶融塩の腐食性

架台設計（機器の自重と，配管の解析コードで求めも強いので高ニッケル合金を配管や接液部材に使うた配管の吊り位置，固定位置での反力も含め，架台必要がある．

の強度計算を行い構造決定．架台設計で重要なこと
３７８

Lecture Note

6. The ABC of the Design and Construction of a Thermal Fluid Loop

K. Miura and M. Takahashi

６．
４．
２．
２ 溶融塩用熱流動試験ループの製造
溶融塩の熱流動試験ルー プ も 密 閉 性 を 要 求 す るので
Li-Pb と同様の技術で製作できる．しかし，溶融塩は熱伝導が悪いために，以下の注意が必要である．
①

配管内部の流体による温度均熱化が無いので，保温やヒータの施工が悪いとその支持部周辺の配管自体の温度が低下し，流路閉塞が生じるので保温や予熱ヒータの施工には注意が必要である．

②

材料が高ニッケル合金なので溶接が難しくなり，溶接技量には十分注意が必要である（訓練が必要である）．

６．
５ 核融合用熱流動試験ループ
図１

６．
５．
１ Li-Pb 用熱流動試験ループ

Li-Pb 用熱流動試験ループの設計例．

図１に，Li-Pb 用熱流動試験ループの設計例を示す．
液体金属なので，高速増殖炉用に開発した電磁ポンプ，
電磁流量計，コールドトラップ，加熱器，冷却器，膨張タンク等を使ったループ構成になっている．このループは，
電磁ポンプが設置されている範囲と加熱器と膨張タンク側とに分離できるようになっている．
６．
５．
２ FLiNaK 用熱流動試験ループ
図２は，FLiNaK 用熱流動試験ループの設計例であり，
このループもメカポンプ（メカニカルポンプ）側とダンプ
タンク側とに分離できるように設計した．
FLiNaK は非導電性流体なので，駆動にはメカポンプを採用した．メカポンプはループ上部に取り付け，メカポン
プのメカニカルシール部に気密性がなくなっても溶融塩が吹き出さないようになっている．

図２

FLiNaK 用熱流動試験ループ．

６．
５．
３ 実際の熱流動試験ループ
図３に核融合研殿向けに設計製作し納入した Li-Pb 用
ループと FLiNaK 用ループを示す［８］．

６．
６ おわりに
今回は，核融合のための熱流動試験ループを設計製作する方法について解説した．初めての方の参考になれば幸い
である．

参考文献
［１］田中 知 他：プラズマ・核融合学会誌 81, 434 (2005).
［２］鈴木 哲 他：プラズマ・核融合学会誌 82, 768 (2006).
［３］小西哲之 他：日本原子力学会誌 47, 488 (2005).
［４］西田正史 他：プラズマ・核融合学会誌 79, 678 (2003).
［５］鈴木晶大 他：プラズマ・核融合学会誌 89, 349 (2013).
［６］R.A. Rhein et al., Fire Tech., 2nd Quarter 29, No.2 (1993)100［７］田中照也 他：プラズマ･核融合学会誌 89, 384 (2013).
［８］田中照也 他：プラズマ・核融合学会誌 92, 112 (2016).
［９］A. Sagara et al., Fusion Sci. Tech. 68, 303 (2015).

図３

３７９

Li-Pb 用ループと FLiNaK 用ループ（Oroshhi-2）［９］．

J. Plasma Fusion Res. Vol.93, No.8 (2017)３
８０

講座 核融合炉からの熱の取り出し

７．まとめ
7. Summary
八木重郎
YAGI Juro
自然科学研究機構・核融合科学研究所（原稿受付：２
０
１
７年６月２
７日）

核融合エネルギーに関する研究は半世紀を超える歴史の上に，ようやく発電実証のできる炉の詳細設計に進むことのできる段階にたどり着いた．しかしプラズマ近傍に比較すればまだ既存技術が転用しやすいと考えられがちなエネルギーの下流側についても，核融合炉の特徴や経済性・安全性などを考慮すると一筋縄ではいかないことが明らかになり，核融合炉工学における重要課題として存在感が増してきている．
そこで本講座では，核融合プラズマと発電をつなぐ熱の輸送と利用に焦点をあて，核融合炉で使用する熱流体の諸特性（１章），熱を発電機に伝えるための熱機関や熱機関の中でも先進的な超臨界二酸化炭素タービン系（２章・３章）・強磁場の影響などによる核融合炉固有の熱流動現象（４章）・一次／二次冷却系の界面となる熱交換器（５章）・そして熱物質流動ループ構築に関する基礎的なノウハウ（６章）と，説明を進めてきた．
個別の現象については模擬流体によるデータを基礎としたシミュレーションも行われているが，実流体での，出来うる限り核融合炉条件に近い環境での試験は不可欠であり，本講座の執筆者だけでない国内外の多くの研究者により鋭意研究が進められている．
高温・強磁場・中性子照射といった核融合炉内の極限環境は新しい発見に満ち溢れており，より多くの研究者に参画してもらい，ともに新しい世界を切り拓いていきたいと思っている．今回の講座がこれから研究者をめざ
す学生さん，研究分野を広げたい若手の方々などの刺激になれば幸いである．

あき

三 浦 邦 明助川電気工業株式会社 取締役技術開発部
長．研究分野：高速増殖炉の液体金属ナト
リウム用電磁ポンプ，電磁流量計，プラギ
ング計，水素検出器等の開発に従事．会社
は，伊能忠敬より前に経緯度の入った日本地図を作製した赤水の像が駅前にある茨城県高萩市にあり，現在は液体金属の中でも溶融アルミ用の電磁給湯装置や電磁鋳造装置を開発
中．

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くに

たか

はし

みつ

とし

高 橋 光 俊助川電気工業株式会社技術本部装置第１設計部部長．研究分野：液体金属を含む流体の熱（加熱・冷却）と計測（温度，圧力，流速，etc.）に関わる装置等の設計業務．趣味

は腹の底から声を出して歌うこと（ある意味，騒音かも？）．
プラズマ・核融合関係の先生方に少しでも御役に立てればと，２０
１
６年７月より同学会誌編集委員会に参加中．

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うら!!!!!!!!!!!!!!

み!!!!!!!!!!!!!!!! !!!!!!!!!!!!!!!!

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やぎ

じゅう ろう八 木 重 郎核融合科学研究所・ヘリカル研究部・助教．液体増殖材中の物質輸送や流動ループにかかわる研究をしています．先日出身研究室に資料を借りに行ってみると，面識のなかった先輩の博士論文が関連深くなってきていたのに気づいたので，ついでに拝借してきました．温故知新とはよくいったものだな，と思う今日この頃です．在籍時代に幅広く読んどけよ，という話もなくはないですが．

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National Institute for Fusion Science, Toki, GIFU 509-5292, Japanauthor’s e-mail: yagi.juro@LHD.nifs.ac.jp

３８０!2017 The Japan Society of Plasma
Science and Nuclear Fusion Research