JP2017017250A - Hydrodynamic spin current device and method for measuring flow velocity of conductive fluid - Google Patents
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Description
本発明は、流体力学的スピン流装置及び導電性流体の流速測定方法に関するものであり、例えば、Ｈｇ等の導電性流体の流れに起因して発生するスピン流を熱電効果等のノイズを除去して測定するための流体力学的スピン流装置及び導電性流体の流速測定方法に関するものである。 The present invention relates to a hydrodynamic spin current apparatus and a method for measuring a flow velocity of a conductive fluid. For example, a spin current generated due to a flow of a conductive fluid such as Hg is removed from noise such as a thermoelectric effect. The present invention relates to a hydrodynamic spin current apparatus and a method for measuring a flow velocity of a conductive fluid.
流体の運動を電気的に検出する方法として、電磁流体力学（Ｍａｇｎｅｔｉｃ Ｈｙｄｒｏｄｙｎａｍｉｃｓ：ＭＨＤ）的な方法が知られている。磁場を印加した流体に生じる電圧を測定することで、流体の速度と電圧を関連づけることが出来る。 As a method for electrically detecting fluid movement, a magnetohydrodynamic (MHD) method is known. By measuring the voltage generated in the fluid to which the magnetic field is applied, the velocity of the fluid and the voltage can be related.
図１５は、電磁流体力学の原理の説明図である。流路５１にプラズマ５２を流し、図において縦方向に磁場を印加すると、ファラデーの電磁誘導の法則に基づいて、プラズマ流れ及び磁場に対して直交する方向（図においては、横方向）に電圧が発生する。
FIG. 15 is an explanatory diagram of the principle of magnetohydrodynamics. When a
ナノテクノロジーの進展とともに、ラボ・オン・チップ（Ｌａｂ ｏｎ ａ ｃｈｉｐ：ＬｏＣ）の様なマイクロスケールの微細流路に流れる流体の運動を局所的に測定することが望まれている。しかし、磁場を印加した状態で微細流路に流れる流体の運動を局所的に測定することは非常に難しいため、磁場を利用しない簡便な流体速度測定法が望まれている。 With the advancement of nanotechnology, it is desired to locally measure the movement of fluid flowing in micro-scale microchannels such as Lab on a chip (LoC). However, since it is very difficult to locally measure the motion of the fluid flowing in the fine channel with the magnetic field applied, a simple fluid velocity measurement method that does not use a magnetic field is desired.
一方、現在の半導体装置等のエレトロニクス分野においては、電子の有する電荷の自由度を利用しているが、電子は電荷以外にスピンという自由度を有している。近年、このスピンの自由度を利用したスピントロニクスが次世代の情報技術の担い手として注目を集めている。 On the other hand, in the field of teletronics such as current semiconductor devices, the degree of freedom of charge of electrons is used, but electrons have the degree of freedom of spin in addition to charges. In recent years, spintronics using this degree of freedom of spin has been attracting attention as a leader of next-generation information technology.
スピン流は電子のスピン角運動量の流れとして理解されており、スピン流はスピン・軌道相互作用によって電子の軌道運動と結合し、逆スピンホール効果（ＩＳＨＥ）として電気的に検出される。このスピン流は熱力学的には、磁場勾配によって駆動される流れである。 The spin current is understood as a flow of electron spin angular momentum, and the spin current is coupled to the orbital motion of the electron by the spin-orbit interaction and is electrically detected as an inverse spin Hall effect (ISHE). This spin current is thermodynamically driven by a magnetic field gradient.
このスピントロニクスでは電子の電荷とスピンの自由度を同時に利用することによって、従来にない機能や特性を得ることを目指しているが、スピントロニクス機能の多くはスピン流によって駆動される。スピン流はエネルギーの散逸が少ないため、効率の良いエネルギー伝達に利用できる可能性が期待されており、スピン流の生成方法や検出方法の確立が急務になっている。 This spintronics aims to obtain unprecedented functions and characteristics by simultaneously using the charge of electrons and the degree of freedom of spin, but many of the spintronic functions are driven by spin current. Since the spin current has little energy dissipation, it is expected that it can be used for efficient energy transfer, and there is an urgent need to establish a spin current generation method and detection method.
一方、アインシュタイン・ドハース効果やバーネット効果によって知られる様に、物体の回転は磁場と等価であることが知られている（例えば、非特許文献１参照）。一方、本発明者等は鋭意研究の結果、流体運動における速度勾配である渦は、この文脈における回転運動に相当し、回転運動、即ち、実効的な磁場がスピン流を駆動することを発見した（例えば、非特許文献２参照）。具体的には、流体運動から生じるスピン流を逆スピンホール効果によって電圧、即ち、逆スピンホール電圧（ＥＩＳＨＥ）として測定することで、流体運動を電気的に測定する新原理を発見した。 On the other hand, it is known that the rotation of an object is equivalent to a magnetic field, as is known from the Einstein-Dohers effect and the Barnet effect (see, for example, Non-Patent Document 1). On the other hand, as a result of intensive studies, the present inventors have discovered that a vortex, which is a velocity gradient in fluid motion, corresponds to rotational motion in this context, and that rotational motion, that is, an effective magnetic field drives spin current. (For example, refer nonpatent literature 2). Specifically, a new principle for electrically measuring fluid motion has been discovered by measuring the spin current resulting from fluid motion as a voltage, that is, the reverse spin Hall voltage ( EISHE ), by the inverse spin Hall effect.
図１６は、流体力学的スピン流装置の原理の説明図である。図に示すように、流路６１にＨｇ等の導電性流体６２を流すと、磁場を印加しない状態で渦６３の勾配に起因してス
ピン６４が発生し、スピン圧が導電性流体６２の流れる方向と直交する方向に発生する。
FIG. 16 is an explanatory diagram of the principle of the hydrodynamic spin current device. As shown in the figure, when a
図１７は、導電性流体による逆スピンホール電圧の測定原理の説明図である。図１７（ａ）は渦の勾配の発生原理の説明図であり、流路６１に導電性流体６２が流れる場合、流路６１の側壁近傍では摩擦により速度ｖｖが中心部より遅くなり、この速度に基づいて渦６３が発生する。発生した渦６３は、流路６１の側壁近傍では中央部より大きく、また、中央部を境にして互いに逆回転の渦６３になる。なお、渦ωはｖｖを速度ベクトルとするとω≡ｒｏｔ（ｖｖ）で表される。
FIG. 17 is an explanatory diagram of the principle of measuring the reverse spin Hall voltage with a conductive fluid. FIG. 17A is an explanatory diagram of the principle of vortex gradient generation. When the
図１７（ｂ）は、スピン流発生状況の説明図である。図に示すように、渦ωの機械的な回転運動に起因してスピン（σ）６４が発生する。ここで、μ↑及びμ↓をそれぞれアップスピン及びダウンスピンの電気化学ポテンシャルとすると、その差分、即ち、スピン圧μＳ（≡μ↑−μ↓）６５に勾配ができ、このスピン圧（μＳ）６５の勾配によりスピン流（ｊＳ）６６が発生する。なお、スピン圧μＳはωに比例するので、スピン流ｊＳもωに比例する。 FIG. 17B is an explanatory diagram of the situation of spin current generation. As shown in the figure, a spin (σ) 64 is generated due to the mechanical rotational motion of the vortex ω. Here, if μ ↑ and μ ↓ are the electrochemical potentials of up-spin and down-spin, respectively, a difference, that is, a spin pressure μ S (≡μ ↑ −μ ↓) 65 is generated, and this spin pressure (μ The spin current (j S ) 66 is generated by the gradient of S 2 . Since the spin pressure μ S is proportional to ω, the spin current j S is also proportional to ω.
Ｈｇは大きなスピン軌道相互作用を有する、即ち、逆スピンホール効果部材であるので、図１７（ｃ）に示すように、流路６１の入口側と出口側との間に逆スピンホール効果に基づいて逆スピンホール電圧ＥＩＳＨＥが発生する。発生する逆スピンホール電圧ＥＩＳＨＥは、ｅを素電荷、σ０を導電性流体の電気伝導度、プランク定数ｈを２πで割ったものをディラック定数、θＳＨＥをスピンホール角とすると、下記の式で表される。
図１８は、流路を管状にした場合のω、μＳ及びｊＳの状況の説明図であり、図１８（ａ）は斜視図であり、図１８（ｂ）は、管軸に直交する断面図である。図１８（ａ）は、導電性流体６２をほぼ１／４の象限に限定してω、μＳ及びｊＳを示したものである。図に示すように、流路６１を管状にした場合にも、導電性流体６２の管軸方向の速度ｖｚは、管壁近傍で中央部より遅くなるため、管壁近傍のω（６３）がより大きくなってω（６３）の勾配が発生する。それに伴って、スピン圧（μＳ）６５にも同じ方向に勾配ができ、スピン流（ｊＳ）６６がスピン圧（μＳ）６５の勾配方向に流れ、その結果、逆スピンホール電圧が流路のｚ軸方向に生じる。この時、スピン流（ｊＳ）６６によって運ばれるスピンは、管のθ方向に偏極している。
18 is an explanatory diagram of the situation of ω, μ S and j S when the flow path is tubular, FIG. 18 (a) is a perspective view, and FIG. 18 (b) is orthogonal to the tube axis. It is sectional drawing. FIG. 18A shows ω, μ S, and j S with the
図１８（ｂ）は、管軸に直交する断面図であり、スピン圧（μＳ）６５は円周方向を周回するように発生し、スピン流（ＪＳ）６６は、スピン圧（μＳ）６５の周回に合せて動径方向に流れる。なお、図におけるδ０は、流速が管壁との摩擦の影響を受ける粘性サブレイヤーの範囲を表している。 FIG. 18B is a cross-sectional view orthogonal to the tube axis, where the spin pressure (μ S ) 65 is generated so as to circulate in the circumferential direction, and the spin current (J S ) 66 is expressed by the spin pressure (μ S). ) Flows in the radial direction in accordance with the rotation of 65. In the figure, δ 0 represents the range of the viscous sublayer whose flow velocity is affected by the friction with the tube wall.
しかし、導電性流体は運動を駆動する圧力等によって、容易に温度や体積が変化する。
そのため熱力学的な温度変化によって生じるノイズを伴い、純粋な流体運動に由来するスピン流による起電力の測定は容易ではない。
However, the temperature and volume of the conductive fluid easily change depending on the pressure that drives the movement.
Therefore, it is not easy to measure the electromotive force due to the spin current derived from pure fluid motion, accompanied by noise caused by thermodynamic temperature change.
したがって、本発明は、熱力学的なノイズを除去して、純粋な流体運動に由来する起電力を測定することを目的とする。 Accordingly, the present invention aims to remove electrodynamic noise and measure the electromotive force resulting from pure fluid motion.
開示する一観点からは、第１の導電性流体収容部と、第２の導電性流体収容部と、前記第１の導電性流体収容部と前記第２の導電性流体収容部との間に接続された管状流路部材と、前記管状流路部材に設けられ、前記管状流路部材中の導電性流体に生じたスピン流に起因する起電力を検出する少なくとも一対の電極とを有し、前記管状流路部材は、その管壁に前記電極を収容する少なくとも２か所のスリット部を有し、前記スリット部は、前記管壁の残部に前記導電性流体と前記電極とを電気的に接触させるピンホールを有することを特徴とする流体力学的スピン流装置が提供される。 From one aspect to be disclosed, a first conductive fluid container, a second conductive fluid container, and between the first conductive fluid container and the second conductive fluid container. A connected tubular flow path member; and at least a pair of electrodes provided on the tubular flow path member for detecting an electromotive force caused by a spin flow generated in the conductive fluid in the tubular flow path member; The tubular channel member has at least two slit portions for accommodating the electrodes on the tube wall, and the slit portions electrically connect the conductive fluid and the electrodes to the remaining portion of the tube wall. There is provided a hydrodynamic spin current device characterized by having a pinhole to contact.
また、開示する別の観点からは、第１の導電性流体収容部と、第２の導電性流体収容部と、前記第１の導電性流体収容部と前記第２の導電性流体収容部との間に接続された円筒状の管状流路部材と、前記第１の導電性流体収容部に設けられ、導電性流体に生じたスピン流に起因する起電力を検出する第１の電極と、前記第２の導電性流体収容部に設けられ、前記導電性流体に生じた起電力を検出する第２の電極とを有することを特徴とする流体力学的スピン流装置が提供される。 Moreover, from another viewpoint to disclose, a first conductive fluid container, a second conductive fluid container, the first conductive fluid container, and the second conductive fluid container are provided. A cylindrical tubular flow path member connected between the first electrode and the first electrode for detecting an electromotive force caused by a spin current generated in the conductive fluid, provided in the first conductive fluid storage portion; A hydrodynamic spin current device is provided, comprising: a second electrode provided in the second conductive fluid housing portion and detecting an electromotive force generated in the conductive fluid.
また、開示するさらに別の観点からは、管状流路部材に導電性流体を流して乱流状態を生成する工程と、前記導電性流体に発生した起電力を検出する工程と、測定した前記起電力に基づいて前記導電性流体の流速を算定する工程とを有することを特徴とする導電性流体の流速測定方法が提供される。 Further, from another viewpoint to be disclosed, a step of causing a conductive fluid to flow through the tubular flow path member to generate a turbulent state, a step of detecting an electromotive force generated in the conductive fluid, and the measured electromotive force And a step of calculating a flow velocity of the conductive fluid based on electric power.
開示の流体力学的スピン流装置及び導電性流体の流速測定方法によれば、熱力学的なノイズを除去して、純粋な流体運動に由来する起電力を測定することができ、それによって、微細流路内の流体速度を電気的に測定することが可能になる。 According to the disclosed hydrodynamic spin current apparatus and the method for measuring the flow velocity of a conductive fluid, it is possible to remove thermodynamic noise and measure an electromotive force derived from pure fluid motion, thereby finely It becomes possible to electrically measure the fluid velocity in the flow path.
ここで、図１を参照して、本発明の実施の形態の流体力学的スピン流装置を説明する。図１は本発明の実施の形態の流体力学的スピン流装置の説明図であり、第１の導電性流体収容部１と、第２の導電性流体収容部２と、第１の導電性流体収容部１と第２の導電性流体収容部２との間に接続された内径がφで長さがＬの管状流路部材３とを有している。管状流路部材３は、その管壁に少なくとも２か所の流路に達しないスリット部４，５を有しており、このスリット部４，５に、導電性流体６に生じた起電力を検出する少なくとも一対の電極７，８を収容する。スリット部４，５は、管壁の残部に導電性流体６と電極７，８とを電気的に接触させるピンホールを有している。導電性流体６は、ピンホールを介してスリット部４，５に導かれ、電極７，８と接触する。そのため電極７，８が管状流路部材３内部における導電性流体６の流れを乱すことがない。なお、導電性流体６は、帯電防止のために、流路の入口側で電気的に短絡させておく。
Here, a hydrodynamic spin current device according to an embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. FIG. 1 is an explanatory diagram of a hydrodynamic spin current device according to an embodiment of the present invention, in which a first conductive fluid
大きな起電力を得るためには、電極７，８の間隔を大きく取れば良い。その場合は、管状流路部材３の内部における導電性流体６の流れが延伸方向に対して一様であり、局所的な起電力ＥＩＳＨＥが直列になることが必要である。そのために管状流路部材３の断面は一様であることが望ましい。また、管状流路部材３の内壁は導電性流体６の流れを乱さないために、平滑であることが望ましく、そのために、内壁を絶縁樹脂等でコートしても良い。
In order to obtain a large electromotive force, the distance between the
管状流路部材３は、管状流路部材３と導電性流体６との間の熱電効果を回避して純粋にスピン流に起因する起電力を測定するために、石英管等の絶縁体であることが望ましい。また、導電性流体６としては、Ｈｇ或いはＧａＩｎＳｎ等の大きなスピン軌道相互作用を有する液体金属であることが望ましい。スピン軌道相互作用と導電性とを有する液体であれば良く、イオン液体等の導電性液体や、磁性流体等の磁性体でスピン軌道相互作用を持つものを用いても良い。
The tubular
また、電極７，８の材料は任意であるが、導電性流体６と電極７，８の間には異種金属接合による熱起電力が生じるので、この熱による効果を減らすためには、導電性流体６とのゼーベック係数差が０．１μＶ／Ｋ以下の導電体が望ましい。導電性流体６としてＨｇを用いた場合には、Ｈｇとの反応性が低く、ゼーベック係数差が０．０６μＶ／ＫであるＰｔ等が望ましく、導電性流体６に生じる起電力を安定して測定することができる。
The material of the
或いは、電極７，８は、夫々、第１の導電性流体収容部１及び第２の導電性流体収容部に設けても良く、電極７，８の存在が管状流路部材３における導電性流体６の流れを乱すことがないので、精度の高い測定が可能になる。
Alternatively, the
この場合、第１の導電性流体収容部１に管状流路部材３よりインピーダンスの高い第１の接続流路部を設け、この第１の接続流路部に電極６を設け、また、第２の導電性流体収容部２に管状流路部材３よりインピーダンスの高い第２の接続流路部を設け、この第２の接続流路部に電極７を設けても良い。
In this case, a first connection flow path portion having a higher impedance than the tubular
この流体力学的スピン流装置を用いて導電性流体６の流速を測定するためには、管状流路部材３に導電性流体６を流して乱流状態を生成し、導電性流体６に発生した起電力を検出し、測定した起電力に基づいて導電性流体６の流速を算定すれば良い。
In order to measure the flow velocity of the
なお、導電性流体の流速を算定する際には、後述するように、下記の式に基づいて算出
すれば良い。
このように、本発明の実施の形態においては、導電性流体３の流れを乱さないように電極７，８を設けているので、精度の高い測定を行うことができる。また、導電性流体６の圧縮等による熱に起因した熱電効果を実質的に解除しているので、純粋なスピン流に起因する起電力を精度良く測定することができる。
As described above, in the embodiment of the present invention, since the
ここで、図２乃至図７を参照して、本発明の実施例１の流体力学的スピン流装置を説明する。図２は本発明の実施例１の流体力学的スピン流装置の説明図であり、図２（ａ）は要部透視斜視図であり、図２（ｂ）は管軸に沿った断面図であり、図２（ｃ）は、管軸に直交する断面図である。図２（ａ）に示すように、流路部１２の内径がφの石英管１１にダイヤモンドカッターを用いて幅が３００μｍで中空部に達しないスリット１３，１４を長さＬの間隔で設ける。このスリット１３，１４と流路部１２との間に残留した管壁に、鋭利な先端をもつ金属製のニードルを刺してピンホール１５，１６を設ける。ピンホール１５，１６の径は管内の流れに影響を与えない程度に小さく、かつ使用する導電性流体３が通過できる十分な大きさであるように、適宜ニードルを利用して調整する。このスリット１３，１４に直径が１００μｍのＰｔワイヤ１７，１８を挿入し、スリット１３，１４からの液漏れを防ぐために、管外壁を絶縁性薄膜１９で覆ったのち、接着剤２０で封止する。なお、ここでは、絶縁性薄膜１９としてカプトンテープを用いる。また、図示は省略するが、石英管１１の両端には、Ｈｇ収容槽が設けられている。
Here, with reference to FIG. 2 thru | or FIG. 7, the hydrodynamic spin current apparatus of Example 1 of this invention is demonstrated. FIG. 2 is an explanatory view of a hydrodynamic spin current device according to a first embodiment of the present invention, FIG. 2 (a) is a perspective view of a main part, and FIG. 2 (b) is a cross-sectional view along the tube axis. FIG. 2C is a cross-sectional view orthogonal to the tube axis. As shown in FIG. 2A, slits 13 and 14 having a width of 300 μm and not reaching the hollow portion are provided at intervals of a length L using a diamond cutter in a
図３は、測定状態を示す概略的斜視図であり、石英管１１の入口側からΔＰのパルス圧力でＨｇ２１が注入される。石英管１１にＨｇ２１が注入されると、ピンホール（１５，１６）からＨｇ２１がスリット１３，１４に供給されて、Ｐｔワイヤ１７，１８と接触して電気的に導通する。Ｈｇ２１は石英管１１の入口側で接地されている。
FIG. 3 is a schematic perspective view showing the measurement state, and
石英管１１の流路部１２にＨｇ２１が流れると、図１７で説明した原理によって、水銀には動径方向に速度勾配を生じる。この速度勾配によって、動径方向(r方向)に渦勾配が発生し、この渦勾配によりスピン流が生成される。このスピン流は偏角方向(θ方向)に偏極している。Ｈｇ２１は大きなスピン軌道相互作用があるので、このスピン流によって延伸方向（ｚ方向)に逆スピンホール効果による起電力ＥＩＳＨＥが生じる。生じた起電力ＥＩＳＨＥは石英管１１に配設したＰｔワイヤ１７,１８で測定する。
When
図４は、測定例の説明図であり、ここでは、石英管１１の内径φを０．４ｍｍとし、スリット間隔Ｌを８０ｍｍとし、パルス圧力ΔＰを時間Δｔだけ印加した場合を示している。図４（ａ）は、Ｈｇ２１の平均流速υが２．７ｍ／ｓであり、Δｔ＝５．９秒の場合を示している。図に示すように、図３の左側からＨｇを注入した場合には、正の起電力が発生し、図３の右側からＨｇを注入した場合には、負の起電力が発生する。
FIG. 4 is an explanatory diagram of a measurement example, and shows a case where the inner diameter φ of the
図４（ｂ）は、平均流速υの圧力ΔＰ依存性の説明図であり、平均流速υはパルス圧力ΔＰで調整することができる。この測定結果は、石英管１１内のＨｇ２１の流動状態が、Ｒｅ（＝υφ／ν：但し、νは動粘度）をレイノルズ数とした場合、４０００＜Ｒｅ＜１００００の乱流条件を満たした乱流状態にあることを示している。
FIG. 4B is an explanatory diagram of the dependency of the average flow velocity υ on the pressure ΔP, and the average flow velocity υ can be adjusted by the pulse pressure ΔP. This measurement result shows that when the flow state of Hg21 in the
パルス圧力ΔＰによってＨｇ２１を駆動すると、圧縮によって温度上昇が生じる。他にも石英管１１の外部からの擾乱によって、石英管１１に空間的な熱分布が生じる。Ｈｇ２１と石英管１１との間に熱電効果が発生すると、流体運動に由来する電圧に対するノイズとなるが、石英管１１は絶縁体であるため、熱電効果は抑制される。
When the
図４（ｃ）は、起電力Ｖのパルス圧力ΔＰ依存性の説明図であり、パルス圧力ΔＰが高いほど高い電圧Ｖが得られる。なお、この測定においては、各パルス圧力ΔＰによって移動する流量を一定としており、パルス圧力ΔＰによる圧力印加時間Δｔは、パルス圧力ΔＰが低いほど長くなる傾向にある。 FIG. 4C is an explanatory diagram of the dependency of the electromotive force V on the pulse pressure ΔP, and the higher the pulse pressure ΔP, the higher the voltage V can be obtained. In this measurement, the flow rate moved by each pulse pressure ΔP is constant, and the pressure application time Δt due to the pulse pressure ΔP tends to become longer as the pulse pressure ΔP is lower.
図５は、起電力Ｖの平均流速υ依存性の説明図であり、ここでは、摩擦流速υ＊を用いる。なお、摩擦流速υ＊は、石英管１１の内壁に近い幅がδ０の粘性サブレイヤーにおいてはｒを流路部１２の動径方向の位置、ωθ（ｒ）を乱流の渦度とすると、
ωθ（ｒ）＝υ＊ ２／ν
で表される。一方、それ以外の領域においては、ｒ０を流路部１２の半径、κをカルマン定数とすると、
ωθ（ｒ）＝υ＊／［κ（ｒ０−ｒ）］
で表される。なお、本実施例では、δ０は１μｍ〜１０μｍ程度である。
FIG. 5 is an explanatory diagram of the dependence of the electromotive force V on the average flow velocity υ, and here, the friction flow velocity υ * is used. It should be noted that the friction flow velocity υ * is expressed as follows: r is the radial position of the
ω θ (r) = υ * 2 / ν
It is represented by On the other hand, in the other region, if r 0 is the radius of the
ω θ (r) = υ * / [κ (r 0 −r)]
It is represented by In this embodiment, δ 0 is about 1 μm to 10 μm.
スピン圧は、スピン−回転結合によるωθ（ｒ）によって発生するが、ωθ（ｒ）の値が上述のように動径方向で異なるために、スピン圧の勾配が形成されてスピン流が流れ、このスピン流がＨｇ２１の有する大きなスピン軌道相互作用により起電力Ｖに変換される。 The spin pressure is generated by ω θ (r) due to spin-rotation coupling, but since the value of ω θ (r) differs in the radial direction as described above, a spin pressure gradient is formed and the spin current is generated. This spin current is converted into an electromotive force V by the large spin orbit interaction of Hg21.
図５（ａ）は、（φ＝０．４ｍｍ、Ｌ＝８０ｍｍ）、（φ＝０．４ｍｍ、Ｌ＝４００ｍｍ）及び（φ＝１．０ｍｍ、Ｌ＝４００ｍｍ）の場合を示している。図に示すように、起電力Ｖの摩擦流速υ＊依存性は、石英管１１の内径φ及びスリット間隔Ｌに依存する。管が細く且つスリット間隔が長いほど勾配が大きくなることが分かる。
FIG. 5A shows the case of (φ = 0.4 mm, L = 80 mm), (φ = 0.4 mm, L = 400 mm) and (φ = 1.0 mm, L = 400 mm). As shown in the figure, the dependence of the electromotive force V on the frictional flow velocity υ * depends on the inner diameter φ of the
図５（ｂ）は起電力Ｖをｒ０ ３／Ｌで規格化し、摩擦流速υ＊をｒ０で規格化した起電力Ｖの流速υ依存性の説明図であり、流路部１２の半径ｒ０及びスリット間隔Ｌが異なった条件でもユニバーサル（普遍的）な依存性が得られることが分かる。なお、図５（ｂ）の右下の挿入図は、平均速度υと摩擦速度υ＊の相関の説明図であり、石英管１１の内径φ依存性が見られる。
FIG. 5B is an explanatory diagram of the dependence of the electromotive force V on the flow velocity υ in which the electromotive force V is normalized by r 0 3 / L and the friction flow velocity ν * is normalized by r 0 . It can be seen that universal dependence can be obtained even under conditions where r 0 and the slit interval L are different. 5B is an explanatory diagram of the correlation between the average speed υ and the friction speed ν * , and the dependence on the inner diameter φ of the
以上の測定結果からは、起電力は電導性流体の延伸方向に発現するので、地磁気に起因して発生する電磁流体力学効果は無視できることが分かる。即ち、電磁流体力学効果は、電導性流体の延伸方向に直交する方向、即ち、横方向に発現するので、渦によって生成されたスピン流による起電力とは関係ないことが分かる。 From the above measurement results, it can be seen that since the electromotive force appears in the extending direction of the conductive fluid, the magnetohydrodynamic effect generated due to geomagnetism can be ignored. That is, it can be seen that the magnetohydrodynamic effect is not related to the electromotive force due to the spin current generated by the vortex because the magnetohydrodynamic effect appears in the direction orthogonal to the extending direction of the conductive fluid, that is, in the lateral direction.
次に、図６を参照して、石英管１１の管壁とＨｇ２１の間の電気化学反応による帯電の影響を検討する。図６は帯電の影響を測定した測定結果の説明図であり、ここでは内径φを１．０ｍｍでスリット間隔Ｌを４００ｍｍとし、石英管１１の内壁を樹脂でコートしている。なお、樹脂コートにより、石英管１１の内壁の凹凸は５μｍ〜４０μｍ程度になった。
Next, with reference to FIG. 6, the influence of charging due to the electrochemical reaction between the tube wall of the
図６に示すように、樹脂コートした場合にも樹脂コートしない場合と同様な結果が得られた。この測定結果から、石英管１１の管壁とＨｇ２１の間の電気化学反応による帯電の影響は無視できることが確認された。
As shown in FIG. 6, the same results as those obtained when the resin coating was not performed were obtained. From this measurement result, it was confirmed that the influence of charging due to the electrochemical reaction between the tube wall of the
次に、図７を参照して、熱電効果の影響を検討する。図７は熱電効果の影響の説明図であり、図７（ａ）は測定系の装置構成の説明図であり、図７（ｂ）及び図７（ｃ）は測定結果の説明図である。図７（ａ）に示すように、長さＬをＡ：Ｂに分割し、分割位置にＰｔワイヤ２２を挿入するとともに、各Ｐｔワイヤの近傍において熱電対２３〜２５を石英
管１１に挿入して温度を測定する。なお、ここでは、中央の熱電対２４を他の熱電対２３,２５より深く挿入して僅かに流路を変調している。ここでは平均流速υを２．３ｍ／ｓとし、パルス圧力ΔＰの印加時間を７．０秒にしている。
Next, the influence of the thermoelectric effect will be examined with reference to FIG. FIG. 7 is an explanatory diagram of the influence of the thermoelectric effect, FIG. 7 (a) is an explanatory diagram of the apparatus configuration of the measurement system, and FIG. 7 (b) and FIG. 7 (c) are explanatory diagrams of measurement results. As shown in FIG. 7A, the length L is divided into A and B, and the
図７（ｂ）に示すように、入口側の幅がＡの領域では、パルス圧力ΔＰの印加に伴って、温度上昇が見られるとともに、起電力が得られた。一方、出口側の幅がＢの領域では、図７（ｃ）に示すように、温度降下が見られたが、起電力は同じように得られた。したがって、図７（ｂ）と図７（ｃ）の比較からは、起電力の正負は温度勾配に依存しないことが確認された。 As shown in FIG. 7B, in the region where the width on the inlet side is A, a temperature increase was observed with the application of the pulse pressure ΔP, and an electromotive force was obtained. On the other hand, in the region where the width on the outlet side was B, as shown in FIG. 7C, a temperature drop was observed, but the electromotive force was obtained in the same manner. Therefore, from the comparison between FIG. 7B and FIG. 7C, it was confirmed that the sign of the electromotive force does not depend on the temperature gradient.
また、図７（ｂ）に示すように、温度勾配ΔＴ（＝Ｔ２−Ｔ１）は、Ｈｇ２１の注入を停止したΔｔ以降においても数秒間の間、温度勾配を維持していることが見られる。このことも、起電力Ｖと温度勾配ΔＴが相関を有していないことを示している。 Further, as shown in FIG. 7B, it can be seen that the temperature gradient ΔT (= T 2 −T 1 ) maintains the temperature gradient for several seconds after Δt when the Hg21 injection is stopped. It is done. This also indicates that the electromotive force V and the temperature gradient ΔT have no correlation.
このように、本発明の実施例１においては、測定に用いる電極としてＨｇと反応が少なく、ゼーベック係数差が０．０６μＶ／ＫのＰｔワイヤを用い、且つ、ＰｔワイヤがＨｇの流れを乱さないように設置しているとともに、流路部材として絶縁体の石英管を用いているので、熱電効果に影響を排して純粋に渦によって発生したスピン流に基づく起電力を精度良く測定することができる。 As described above, in Example 1 of the present invention, a Pt wire having a little reaction with Hg and an Seebeck coefficient difference of 0.06 μV / K is used as an electrode used for measurement, and the Pt wire does not disturb the flow of Hg. In addition, since an insulating quartz tube is used as the flow path member, it is possible to accurately measure the electromotive force based on the spin current generated purely by the vortex without affecting the thermoelectric effect. it can.
次に、図８乃至図１４を参照して、本発明の実施例２の流体力学的スピン流装置を説明する。図８は、本発明の実施例２の流体力学的スピン流装置の説明図であり、石英製のＨｇ収容槽３１，３２の間に石英製の流路管３３を接続するとともに、Ｈｇ収容槽３１，３２にはそれぞれ石英製の電極用細管３４，３５を接続してトライアングル形状（トライアングル・セットアップ）にしている。ここでは、流路管３３の内径φを０．４ｍｍとし、また、長さＬを１０２ｍｍとしている。
Next, a hydrodynamic spin current device according to Example 2 of the present invention will be described with reference to FIGS. FIG. 8 is an explanatory diagram of a hydrodynamic spin current device according to
電極用細管３４，３５はその先端に微小な穴を設けて、その穴にＰｔワイヤ３６，３７を挿入して電圧を測定する。この場合、電極用細管３４，３５に満たされるＨｇ３８自体が探針となる。また、流路管３３の入口側には熱電対３９を設ける。電極用細管３４，３５はその先端に微小な穴を設けているので、そのインピーダンスは流路管３３のインピーダンスより大幅に大きく、パルス圧力ΔＰでＨｇ３８を駆動する時に、流体の熱力学的な変化が電極用細管３４，３５の先端に届かない。そのため熱的な影響や、測定のための電極用細管３４，３５に依存した影響を完全に除外することができて、純粋に流体の運動に由来する電圧を測定することができる。
図９は、熱電効果依存性の説明図であり、Ｈｇを流動させない状態において流路管３３の入口側と出口側に室温（ｒ.ｔ.）にΔＴＨの温度差温度を設けた場合の測定結果の説明図である。流路管３３として絶縁体流路管を用いた場合には、ΔＴＨが０℃〜０．５℃の範囲では出力電圧はほぼ０である。一方、流路管３３として金属流路管を用いた場合には、出力電圧に大きな温度差ΔＴＨ依存性が見られた。また、右上の挿入図からも明らかなように、流路管３３として絶縁体流路管を用いた場合には、０℃〜２０℃の温度差の範囲内では、熱電効果による起電力は顕著には表れなかった。このことは、流体力学的スピン流の測定時に、熱電効果が完全に排除されることを示している。
9 is an explanatory view of a thermoelectric effect dependence, obtained when a temperature difference temperature [Delta] T H to room temperature (r.t.) to the inlet side and the outlet side of the
図１０は、Ｈｇを流した状態における測定結果の説明図であり、図１０（ａ）は実施例２のトライアングル・セットアップの測定結果の説明図であり、図１０（ｂ）は実施例１の単純セットアプの測定結果の説明図である。図１０（ａ）と図１０（ｂ）との対比からは、流速依存性及び出力電圧の大きさが同じような測定結果が得られた。 FIG. 10 is an explanatory diagram of measurement results in a state where Hg is flown, FIG. 10A is an explanatory diagram of measurement results of the triangle setup of Example 2, and FIG. It is explanatory drawing of the measurement result of a simple setup. From the comparison between FIG. 10 (a) and FIG. 10 (b), measurement results having the same flow rate dependency and the same output voltage were obtained.
次に、図１１乃至図１３を参照して、導電性流体としてＧａＩｎＳｎを用いた場合の測定結果を説明する。なお、ここでは、ＧａＩｎＳｎとして、Ｇａ６２Ｉｎ２５Ｓｎ１３を用いた。図１１は、平均流速υのパルス圧力ΔＰ依存性の説明図であり、Ｈｇの場合より若干依存性が高くなっている。図１２は起電力Ｖの摩擦流速υ＊依存性の説明図であり、Ｈｇの場合より依存性が小さくなっている。なお、図１２の左上の挿入図は、ＧａＩｎＳｎにおける平均流速υと摩擦流速υ＊の相関の説明図であり、Ｈｇとは若干異なった傾向が見られた。 Next, with reference to FIG. 11 to FIG. 13, measurement results when GaInSn is used as the conductive fluid will be described. Here, Ga 62 In 25 Sn 13 was used as GaInSn. FIG. 11 is an explanatory diagram of the dependency of the average flow velocity υ on the pulse pressure ΔP, which is slightly higher than that in the case of Hg. FIG. 12 is an explanatory diagram of the dependency of the electromotive force V on the frictional flow velocity υ * , and the dependency is smaller than in the case of Hg. The upper left inset in FIG. 12 is an explanatory diagram of the correlation between the average flow velocity υ and the friction flow velocity υ * in GaInSn, and a tendency slightly different from Hg was observed.
図１３は、起電力Ｖのパルス圧力ΔＰ依存性の説明図であり、Ｈｇの場合と同様にパルス圧力ΔＰが高いほど高い電圧Ｖが得られる。なお、この測定においては、図４（ｃ）に示された実施例１の測定とは異なり、圧力印加時間Δｔを１０秒に固定して行った。 FIG. 13 is an explanatory diagram of the dependency of the electromotive force V on the pulse pressure ΔP. As in the case of Hg, the higher the pulse pressure ΔP, the higher the voltage V is obtained. In this measurement, unlike the measurement of Example 1 shown in FIG. 4C, the pressure application time Δt was fixed to 10 seconds.
図１４は、本発明の実施例２の流体力学的スピン流装置の起電力Ｖの流速υ依存性の説明図である。ここでも起電力をｒ０ ３／Ｌで規格化し、流速として摩擦速度υ＊をｒ０で規格化して示している。ここでも、図５（ｂ）に示した結果と同様にユニバーサルな依存性が見られた。 FIG. 14 is an explanatory diagram of the dependence of the electromotive force V on the flow velocity υ of the hydrodynamic spin current device according to the second embodiment of the present invention. Also here, the electromotive force is normalized by r 0 3 / L, and the friction velocity υ * is normalized by r 0 as the flow velocity. Again, universal dependence was seen, similar to the results shown in FIG.
本発明の実施例２においては、電極用細管３４，３５を設けてそこに満たされるＨｇ３８を探針としているので、熱電効果に影響されない測定が可能になる。
In
次に、本発明の実施例３の導電性流体の流速測定方法を説明するが、起電力測定方法は実施例１と同様であり、２本のＰｔワイヤ間の起電力を測定して、測定した起電力からのフィッティングにより、導電性流体の摩擦速度が分かるので、そこから平均流速を得ることが出来る。 Next, the method for measuring the flow velocity of the conductive fluid according to the third embodiment of the present invention will be described. The method for measuring the electromotive force is the same as that of the first embodiment, and the electromotive force between two Pt wires is measured and measured. By fitting from the electromotive force, the frictional velocity of the conductive fluid is known, and the average flow velocity can be obtained therefrom.
本発明者は鋭意検討した結果、起電力Ｖの摩擦速度υ＊依存性を下式により表すことができることを究明した。
Ｃ０≡[４｜ｅ｜／κ・（ｈ／２π）]×（θＳＨＥ・λ２・ξ／σ０）
Ｒｅδ≡υ＊・δ０・ν
であり、λはスピンの拡散長、ξは角運動量移送に起因する流体粘度に関する係数である。
As a result of intensive studies, the present inventor has found that the dependency of the electromotive force V on the friction speed υ * can be expressed by the following equation.
C 0 ≡ [4 | e | / κ · (h / 2π)] × (θ SHE · λ 2 · ξ / σ 0 )
Re δ ≡υ *・ δ 0・ ν
Λ is the diffusion length of the spin, and ξ is a coefficient related to the fluid viscosity due to the angular momentum transfer.
この式を基にして、上述の図５（ｂ）の測定結果についてフィッティングを行う。フィッティングの結果は、パラメータθＳＨＥ・λ２・ξの値は、５．９×１０−２５Ｊ・Ｓ／ｍ３となる。但し、ここでは、θＳＨＥ〜１０−２、λ〜１０−８ｍと仮定し、ξを６×１０−７Ｊ・ｓ／ｍ３と評価する。また、Ｈｇについては、電気伝導度をσ０＝１．０１×１０６（Ω・ｍ）−１、動粘度をν＝１．２×１０−７ｍ２／ｓ、ニュートン粘度をμ＝１．６×１０−３Ｊ・Ｓ／ｍ３としている。
Based on this equation, fitting is performed on the measurement result shown in FIG. As a result of the fitting, the value of the parameter θ SHE · λ 2 · ξ is 5.9 × 10 −25 J · S / m 3 . However, here, it is assumed that
このフィッティング結果に基づいて、測定した起電力Ｖから摩擦速度υ＊が算出される。この摩擦速度υ＊から、図５(ｂ)の挿入図等のυ＊−υの相関関係から平均速度υが得られる。 Based on the fitting result, the friction speed υ * is calculated from the measured electromotive force V. From this friction speed υ * , the average speed υ is obtained from the correlation of ν * −υ in the inset of FIG.
このように、本発明の実施例３においては、上記の起電力Ｖ−摩擦速度υ＊相関関係式を用いることによって、導電性流体の流速を精度良く求めることができる。この結果を応用すれば、パイプ中を流れる高速プラズマ流等の導電性流体の流速を測定することが可能
になる。
Thus, in Example 3 of the present invention, the flow rate of the conductive fluid can be obtained with high accuracy by using the above-described electromotive force V-friction speed ν * correlation formula. By applying this result, it becomes possible to measure the flow velocity of a conductive fluid such as a high-speed plasma flow flowing in the pipe.
１ 第１の導電性流体収容部
２ 第２の導電性流体収容部
３ 管状流路部材
４，５ スリット部
６ 導電性流体
７，８ 電極
１１ 石英管
１２ 流路部
１３，１４ スリット
１５，１６ ピンホール
１７，１８ Ｐｔワイヤ
１９ 絶縁性薄膜
２０ 接着剤
２１ Ｈｇ
３１，３２ Ｈｇ収容槽
３３ 流路管
３４，３５ 電極用細管
３６，３７ Ｐｔワイヤ
３８ Ｈｇ
３９ 熱電対
５１ 流路
５２ プラズマ
６１ 流路
６２ 導電性流体
６３ 渦
６４ スピン
６５ スピン圧
６６ スピン流
DESCRIPTION OF
31, 32
39
Claims (15)
第２の導電性流体収容部と、
前記第１の導電性流体収容部と前記第２の導電性流体収容部との間に接続された管状流路部材と、
前記管状流路部材に設けられ、前記管状流路部材中の導電性流体に生じたスピン流に起因する起電力を検出する少なくとも一対の電極と
を有し、
前記管状流路部材は、その管壁に前記電極を収容する少なくとも２か所のスリット部を有し、
前記スリット部は、前記管壁の残部に前記導電性流体と前記電極とを電気的に接触させるピンホールを有することを特徴とする流体力学的スピン流装置。 A first conductive fluid container;
A second conductive fluid container;
A tubular flow path member connected between the first conductive fluid container and the second conductive fluid container;
Provided in the tubular flow path member, and having at least a pair of electrodes for detecting an electromotive force caused by a spin flow generated in the conductive fluid in the tubular flow path member,
The tubular channel member has at least two slit portions for accommodating the electrodes on the tube wall;
The slit part has a pinhole for electrically contacting the conductive fluid and the electrode in the remaining part of the tube wall.
第２の導電性流体収容部と、
前記第１の導電性流体収容部と前記第２の導電性流体収容部との間に接続された円筒状の管状流路部材と、
前記第１の導電性流体収容部に設けられ、導電性流体に生じたスピン流に起因する起電力を検出する第１の電極と、
前記第２の導電性流体収容部に設けられ、前記導電性流体に生じた起電力を検出する第２の電極と
を有することを特徴とする流体力学的スピン流装置。 A first conductive fluid container;
A second conductive fluid container;
A cylindrical tubular flow channel member connected between the first conductive fluid storage portion and the second conductive fluid storage portion;
A first electrode that is provided in the first conductive fluid container and detects an electromotive force caused by a spin current generated in the conductive fluid;
A hydrodynamic spin current device comprising: a second electrode that is provided in the second conductive fluid container and detects an electromotive force generated in the conductive fluid.
いずれか１項に記載の流体力学的スピン流装置。 The hydrodynamic spin current device according to any one of claims 7 to 10, wherein the tubular flow path member is made of an insulating material.
前記第１の電極が前記第１の接続流路部に設けられ、
前記第２の導電性流体収容部は、前記管状流路部材よりインピーダンスの高い第２の接続流路部を有するともに、
前記第２の電極が前記第２の接続流路部に設けられていることを特徴とする請求項７乃至請求項１２のいずれか１項に記載の流体力学的スピン流装置。 The first conductive fluid storage portion has a first connection flow path portion having a higher impedance than the tubular flow path member,
The first electrode is provided in the first connection flow path;
While the second conductive fluid containing portion has a second connection flow path portion having a higher impedance than the tubular flow path member,
The hydrodynamic spin current device according to any one of claims 7 to 12, wherein the second electrode is provided in the second connection flow path section.
前記導電性流体に発生した起電力を検出する工程と、
測定した前記起電力に基づいて前記導電性流体の流速を算定する工程と
を有することを特徴とする導電性流体の流速測定方法。 Producing a turbulent state by flowing a conductive fluid through the tubular channel member;
Detecting an electromotive force generated in the conductive fluid;
And a step of calculating a flow velocity of the conductive fluid based on the measured electromotive force.
下記の式に基づいて算出することを特徴とする請求項１４に記載の導電性流体の流速測定方法。
Ｒｅδ≡υ＊・δ０・ν
であり、ｅは素電荷、κは導電性流体のカルマン定数、ｈはプランク定数、θＳＨＥはスピンホール角、λはスピンの拡散長、ξは角運動量移送に起因する流体粘度に関する係数、υ＊は導電性流体の摩擦速度、δ０は導電性流体の粘性サブレイヤーの厚さ、σ０は導電性流体の電気伝導度、νは導電性流体の動粘度である。 In the step of calculating the flow velocity of the conductive fluid,
It calculates based on the following formula | equation, The flow-rate measuring method of the electroconductive fluid of Claim 14 characterized by the above-mentioned.
Re δ ≡υ *・ δ 0・ ν
Where e is the elementary charge, κ is the Kalman constant of the conductive fluid, h is the Planck constant, θ SHE is the spin Hall angle, λ is the spin diffusion length, ξ is a coefficient related to the fluid viscosity due to angular momentum transfer, υ * Is the friction velocity of the conductive fluid, δ 0 is the thickness of the viscous sublayer of the conductive fluid, σ 0 is the electrical conductivity of the conductive fluid, and ν is the kinematic viscosity of the conductive fluid.
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