平成２７年度
九州大学大学院 総合理工学府
先端エネルギー理工学専攻

修 士 論 文論文名5 kW 級アノードレイヤ型ホールスラスタの
特性評価

氏

名

高瀬

紘平

指導教員名

山本

直嗣

目次
第1章

序論 .......................................................................................................... 1

1.1

研究背景 ...................................................................................................... 1

1.2

本研究の 目的 ............................................................................................... 2第2章

ホールス ラスタ ........................................................................................ 3

2.1

ホールス ラスタ の構 造 および作 動原理 ......................................................... 3

2.2

ホールス ラスタ の基 本 設計 .......................................................................... 4

2.3

ホールス ラスタ の分 類 ................................................................................. 62.4放電電流 振動 ............................................................................................... 82.5推進性能 の評価 .......................................................................................... 10第3章

実験装置 ................................................................................................. 13

3.1

5kW 級ア ノード レイヤ 型ホール スラス タの 仕 様 ......................................... 13

3.2

推進剤供 給系・ 作動 ガ ス供給系 .................................................................. 143.3

電源系 ....................................................................................................... 15

3.4

真空排気 系 ................................................................................................ 16

3.5

ホローカ ソード .......................................................................................... 183.6

計測装置 .................................................................................................... 19

3.6.1

スラスト スタン ド ................................................................................ 19

3.6.2

イオンコ レクタ ................................................................................... 20

3.6.3

エネルギ ーアナ ライ ザ ......................................................................... 22

3.6.4

シングル プロー ブ ................................................................................ 25

3.6.5

I-V 変 換回路 ........................................................................................ 27

3.6.6

3 次元ト ラバー ス装置 .......................................................................... 30

3.6.7

測定系 ................................................................................................. 33

参考文献 ................................................................................................................ 64

第1章

序論

1.1 研究背景
有人惑星探査や大型建造物のための軌道間における物資の輸送ミッションを想定した，大型電気推進機の開発が検討されている 1) ~ 3) ．中でもホールスラスタは高い推進効率および 1000 - 2500 秒の比推力を有しており，上記のミッションを達成可能な電気推進機の候補の一つとして挙げられている．ホールスラスタは欧米において，今までに人工衛星の軌道変更および南
北制御から，月探査を目的とした技術試験衛星 SMART-1 に挙げられるような，地球近傍のミッションに採用されてきた 4) ．今後の宇宙開発においても宇宙太陽光発電システム建設用カーゴや NASA が計画している小惑星捕獲
ミッションに 10 kW 級の大型ホールスラスタを用いることが計画されている 5) ．一方，日本では大学や研究機関，企業で活発に研究開発が進められているものの，実用化されたホールスラスタは存在しない．また大電力推進機の開発にて重要な大排気量の真空設備を日本は有していない 6) ．
しかし，ホールスラスタにおいて加速チャネル内の物理現象やプラズマの状態は，推進機の大きさや投入電力に関わらず同じであるため，既存の設備を利用した低電力スラスタから大電力スラスタへの段階的な開発が可能である．
そこで，In Space Propulsion としての大型ホールスラスタ開発を目的として，2011 年から JAXA と大学間での共同研究(RAIJIN：Robust Anode-layerIntelligent thruster for IN-space propulsion ）プロジェクトが始まった 7) ．この取り組みの中で，本研究で取り扱う 5 kW 級アノードレイヤ型ホールスラス
タ RAIJIN 94 が製作された．ホールスラスタは大きくマグネティックレイヤ
型とアノードレイヤ型に分類される が， チャネル長がチャネル幅より短く，
チャンネル壁が導電体で形成されているホールスラスタはアノードレイヤ型と呼ばれる．RAIJIN94 で取り入れられたアノードレイヤ型 はマグネティ
ックレイヤ型と比較し，推進効率，推力密度，比推力の点で優位に立ち，コンパクト化が可能である．そのため アノードレイヤ型スラスタは大電力化に適しているといえよう ．表 1.1 に RAIJIN 94 の設計点を示す．表より 高推力
1

での作動点と高比推力の作動点の 2 点で作動可能なスラスタになっている．
高推力モードは軌道遷移を，高比推力モードは惑星探査などの長期航行を想定している．現状では真空設備の関係上，推進剤流量 20mg/s の全開作動は困難であるため，流量を制限しながら実験を行った．

1.2 本研究の目的
本研究では RAIJIN プロジェクトにおけるエンジニアリングモデルの 5kW
級アノードレイヤ型ホールスラスタについて，その作動試験を初めとして，最大 6.8.mg/s と低流量の条件の下，推進性能の最適化，プルーム測定，熱真空試験などの各種開発 試験を行った．各試験で得られた結果から，設計の妥
当性および本スラスタの作動特性について評価することを本研究の目的とする．

本論文は第 1 章から第 5 章で構成される．第 1 章では研究背景と本研究の目的について説明した．第 2 章ではホールスラスタの構造および作動原理，
現状の問題点である 放電電流振動について述べる．第 3 章では実験装置および実験体系として，本実験で用いた ホールスラスタ，ホローカソードの仕様，
電気系，真空排気系および計測装置について説明する．第 4 章では基本的な推進性能について記述し，次に各パラメータを変化させた際の イオンビーム
プロファイル，イオンエネルギー分布，ビーム発散角などの プルーム特性と推進性能への影響について考察する． 加えて CEX イオンの分布およびエネ
ルギー分布について考察する．さらに 熱真空試験の結果と熱計算についても述べる．最後に結論を第 5 章で述べる．

表 1.1 5 kW 級アノードレイヤ型ホールスラスタの設計点
Power

Thrust

𝐼𝑠𝑝

𝑚̇

η

𝑉𝑑

6 kW

360 mN

1900 sec

20 mg/s

0.60

300 V

17 kW

580 mN

3000 sec

20 mg/s

0.55

800 V

2

第2章

ホールスラスタ2.1 ホールスラスタの 構造および作動原理
この章では本研究で 取り扱う電気推進機，ホールスラスタについてその構造から作動原理までを述べる．図 2.1 にホールスラスタの概略図を示す．ホールスラスタは他の電気推進機と比べ ，簡易な構造をしており，円環状の加速チャネル，チャネル上流にあるアノード (陽極)，磁気回路そして外部に設置されるカ ソード (陰極 )から構成され る．加速チ ャネルで は径 方向に 磁場，
軸方向に電場がそれぞれ印加されている．加速チャネルの長さをイオンのサ
イクロトロン半径よりも短く，かつ電子のサイクロトロン半径よりも長くなるように設計すると ，イオンは磁場によりトラップされず，電場によって軸方向に静電的に加速 し，外部に排出される．その反作用で推力を得る．一方，カソードからチャネル内に流入した電子は磁場によりトラップされ ，推進剤の中性粒子と電離，衝突しながらアノードに 向かって拡散する．この際，径方 向 に印 加し た 磁場 と軸方向 に印加 し た 電場によ り電子 は 𝐄 × 𝐁ドリフトする．このドリフトによって生じる 電流はホール電流と呼ばれ ，ホールスラス
タの名前の由来となっている．このホール電流と磁場との相互作用によって生じるローレンツ力により電子の軸方向への移動が抑制され，加速チャネル
内部に強い電場が維持されると考えられている．加えてローレンツ力の反作
用は，ホール電流がスラスタの中心軸に 生じる軸方向の磁場と，スラスタのもつ軸方向の磁場との反力としてスラスタに伝達されると考えられ ている ．
ホールスラスタもまたイオンスラスタと同様 ，イオンのみを排出するとス
ラスタや宇宙機は負に帯電し，排出 されたイオンが引き戻され推力を得ることができなくなる．そのため カソードは，加速チャネル内への電子の供給だ
けでなく，チャネル外に排出された イオンビームの中和を 行うという役割も兼ね備えている．
ホールスラスタは以上の原理により，イオンのみを高 い電場によって引き出すイオンスラスタとは異なり，チャネル内のイオン生成，加速領域に常に電子が存在している ．そのため空間電荷制限則の影響を受けずに電流密度を高くすることができ，すなわち推力密度を大きくすることが 可能となる．こ3

れは大推力化や推進機自体のコンパクト化に貢献している．

図 2.1

ホールスラスタの概略 図

2.2 ホールスラスタの基本設計
チャネル内で電子が周方向にドリフトし てホール電流を生成し，イオンが電場により軸方向に加速されるためには次の 3 つのパラメータを満たす必要がある．
𝜔𝑒 𝜏𝑒 ≫ 1

(2.1)

𝑟𝑒 ≪ 𝐿 ≪ 𝑟𝑖

(2.2)

𝐿 ≪ 𝜆𝑚(2.3)

こ こ で 各 記 号 は 電 子 の サ イ ク ロ ト ロ ン 周 波 数 𝜔𝑒 [Hz] ， 電 子 の 衝 突 時 間 𝜏𝑒[sec]， はそれぞれ電子のラーマー半径𝑟𝑒 [m]とイオンのラーマー半径𝑟𝑖 [m]，は加速チャネル長 𝐿 [m]，イオンの平均自由行程 𝜆𝑚 [m]を示している．これ
らの条件を満たすようホールスラスタは設計される．以下に各 式を説明する．

1) 𝜔𝑒 𝜏𝑒 ≫ 1
この式はチャネル内で電子が 𝐄 × 𝐁ドリフトするための条件である．𝜔𝑒 𝜏𝑒 は4

ホールパラメータと呼ばれ，電子が次の衝突を起こすまでにどれだけ旋回運動を行うかを表している．一般的なホールスラスタ は 200~300 程度である 8) ．
電 子 の サ イ ク ロ ト ロ ン 周 波 数 𝜔𝑒 [Hz]と 電 子 の 衝 突 時 間 𝜏𝑒 [s]は 次 式 の よ うに表すことができる．
𝜏𝑒 =1
𝜎𝑒𝑛 𝑁𝑛 𝑣𝑒

(2.4)

𝑒𝐵
𝑚𝑒

(2.5)

𝜔𝑒 =

ここで𝜎𝑒𝑛 [m2 ]は電子と中性粒子との電離衝突断面積 9) ，𝑁𝑛 [m -3 ]は中性粒子
密度，𝑣𝑒 [m/s]は電子の速度，𝑒は電気素量，𝐵 [T]は磁場，𝑚𝑒 [kg]は電子の質量を表す．
加速チャネル内の電子がボルツマン分布と仮定すると，電子の速度は𝑣𝑒 = √

2𝑘𝐵 𝑇𝑒𝑚𝑒(2.6)と表される．ここで 𝑘𝐵 はボルツマン定数，𝑇𝑒 [K]は電子温度である．

2) 𝑟𝑒 ≪ 𝐿 ≪ 𝑟𝑖
この式は，加速チャネル内において電子のみ が磁場によりトラップされる
一方，イオンは磁場の影響を受けず ， 外部へ排出されるための条件である．
次 に電子 とイオ ンの ラーマー 半径 𝑟𝑒 [m]と𝑟𝑖 [m]はそれぞれ 次の 式で表され
る．
𝑟𝑒 =

𝑚𝑒 𝑣𝑒
𝑒𝐵

(2.7)

𝑟𝑖 =

𝑚𝑖 𝑣𝑖
𝑒𝐵

(2.8)

ここで𝑚𝑖 [kg]はイオンの質量， 𝑣𝑖 [m/s]はイオンの速度を表す．イオンの熱速度が電場による速度に比べて無視できるほど小さいと仮定すると，イオンの速度は次式のように書き表すことが出来る．
52𝑒𝑉𝑚
𝑣𝑖 = √𝑚𝑖(2.9)

こ こ で𝑉𝑚 [V]は平均加速電圧で ある．式(2.6)~(2.9)より，式(2.2)は以下のよ
うに書き直すことが出来る．
2𝑚𝑖 𝑉𝑚√2𝑚𝑒 𝑘𝐵 𝑇𝑒≪ 𝐿𝐵 ≪ √𝑒𝑒(2.10)

3) 𝐿 ≪ 𝜆𝑚
この式はチャネル内のイオンが中性粒子と衝突することなく加速・排出される条件である．イオンの平均自由行程 𝜆𝑚 [m]は
𝜆𝑚 =

1

1
4√2 𝜎𝑖𝑛 𝑁𝑛(2.11)と表される．ここで𝜎𝑖𝑛 [m2 ]はイオンと中性粒子の衝突断面積を表す． 𝜎𝑖𝑛 は
およそ 3.5×10 -20 [m 2 ] 9) であり，本実験でのイオンの平均自由行程は 約 15 cm
である．これはチャネル長 L と比べて十分長い．

2.3 ホールスラスタの分類
ホールスラスタは加速チャネル 形状の違いから大きく 2 つに分類される．
ひとつは 1960 年代に旧ソ連の Morozov らによって開発されたのがマグネティックレイヤ型の SPT (Stationary Plasma Thruster)である．もうひとつが 同時期にこちらも旧ソ連の Zharinov らによって開発されたアノードレイヤ型 のTAL (Thruster with Anode Layer)がある 3) ．図 2.2 にホールスラスタの分類 を示す 11) ．
マグネティックレイヤ型は加速チャネル長がチャネル幅よりも長く，チャ
ネル壁はセラミックスで絶縁されている．長めの加速チャネル長によりプラズマが安定して生成されやすいため，安定作動領域が広くすでに実用化されている．
一方，アノードレイヤ型はチャネル長がチャネル幅よりも短く，チャネル
壁であるガードリングおよび構造部材 は導電体で，カソード電位に保たれて

6

いる．アノードレイヤ型の特徴としてホローアノードと呼ばれる 中空の陽極を持ち，これが名前の由来となっている．ガードリング は耐スパッタ性に優れた高配合性グラファイトや SUS で作られている．アノードレイヤ型は，
加速チャネル長が短いため，マグネティック型よりも長寿命であると考えられている．ガードリングおよび構造部材 はカソード電位に保たれているため，
電子の壁面への衝突による損失は尐なく，電子温度は高 く保たれる 12) ．ゆえに電離しにくい酸素やアルゴンでもある程度の性能が期待できる．
これらの 2 つのホールスラスタを比較するとアノードレイヤ型 はマグネ
ティックレイヤ型よりも利点が多く，前述の壁面の損失の点からアノードレ
イヤ型の方が高効率 ，長寿命化において軍配が上がる．実際に両者を比較す
ると同じパワーレベルではアノードレイヤ型の方が高効率で推力密度も高い 13) ．しかしながら，アノードレイヤ型はプラズマの生成領域が狭 いことから安定作動範囲も限定されている．また，ホローアノード内部の物理に関してほとんど解明されておらず，ホローアノードの設計指針がないのが実情であり，近年作動の安定化に向けて研究が進められている 14) ．

(a) マグネティックレイヤ型
図 2.2(b) アノードレイヤ型

ホールスラスタの分類 11)7

2.4 放電電流振動
ホールスラスタの研究開発 における最大の問題として 放電電流振動 15) が挙げられる．この現象についてはロシアをはじめ各国の研究機関で原因解明と対策が検討されているが，現在に至るまで十分な解明はまだできていない．
現在では作動パラメータ 選定，推進剤の供給方法 16) や放電室形状 17) ，磁場
形状 16) などの推進機設計により，放電電流振動の抑制に成功している． しかし，経年変化に伴い振動の生じる条件が変わるため，寿命まで放電電流振動を抑制し続けることは困難である．ここで，最も有力とされているモデルについて放電電流振動を周波数帯別に以下の 5 つに分けて説明する 18) ．
1. Ionization oscillation:

10 4 -10 5

Hz

2. Transit-time oscillation:

10 5 -10 6

Hz

3. Electron drift oscillation:

10 6 -10 7

Hz

4. Electron cyclotron oscillation

:

10 9

Hz

5. Langmuir oscillation:

10 8 -10 10Hz

1 の振動はチャネル内の中性粒子密度とプラズマ密度の擾乱に起因する電離不安定性による振動 13) と言われている．この振動の振幅が一番大きくス
ラスタの安定作動にとって最大の障壁となりうる．また振幅が大きいために電源への負荷も大きくなる．
2 の振動はイオンが加速チャネル内を通り過ぎる時間の周期で発生する振動として知られている．この振動は一般に磁場強度に依存するため他のパラ
メータの影響は尐ないとされている．
3 の振動は電子のドリフト不安定性によるものと考えられ，チャネル内に密度勾配が存在するために生じる．有限寸法のプラズマを扱う際には避けられないものであり，万能型不安定性とも呼ばれる．この振動の安定化条件は等量の磁束を含むプラズマ体積がプラズマから真空側に行くにつれて減尐することである．
4 の振動は電子のサイクロトロン運動に起因するものと考えら れており，
その振動数は式(2.5)から求めることが出来る．
5 の振動は電子の慣性に起因するプラズマ振動として知られている．
8

上記 4，5 に挙げられるような GHz 帯の振動はプラズマ固有のものである
ため抑制の方法は発見されていない． 1~3 の振動は軸方向 の電場と径方向の磁場を有するホールスラスタ特有の現象である．そのうち 2 の振動はそれほど大きくはない．3 の振動は有限のプラズマを扱う上では回避不可能であるが，古くからこの振動に関して研究が進んでおり，安定化の方法が示されている．よって，1 の電離不安定性に関する振動が 抑制の対象になりうる．
この振動については研究が進んでおりメカニズムも明らかになっている．
放電電流振動の 1 周期の概略を図 2.4 に示す．はじめに放電室の内部で推進剤の電離が生じる ．このとき電離が進むにつれて中性粒子密度は減尐しプ
ラズマ密度は増加する （図 2.4(a)）．次に，生成されたイオンは 電界により加速・排出される．推進剤の流入速度よりも電離する速さが早いため，プラズマ密度は減尐する （図 2.4(b)）．これにより電離の量が減り電子の数も尐なくなる．この間に放電室内の推進剤の量が徐々に増え 中性粒子密度は増加
するが，プラズマ密度は低いので電離はあまり進まない （図 2.4(c)）．電離
不安定性による放電電流振動はこのサイクルを繰り返すことによって生じ
る．

図 2.3

電離不安定性のメカニズム
9推進性能の評価
ホールスラスタの推進性能は，スラストスタンドにより直接測定した推力に加え，推力から算出して求められる比推力，推進効率，推力電力比によって評価される 2) ．
ホールスラスタの推進効率 𝜂𝑡 は以下の式で記述される．
𝜂𝑡 =

𝐹2
𝐹2
≈
2𝑚̇𝑃 2𝑚̇𝑉𝑑 𝐽𝑑(2.12)

ここで𝐹 [N]は発生する推力，𝑚̇ [kg/s]は推進剤の質量流量，𝑉𝑑 [V]は放電電圧，𝐽𝑑 [A]は放電電流を表す．推進効率とは電気推進機に投入した電力がどの程度推力発生の運動エネルギーに変換できたかを表す．放電以外に消費される磁気回路の励磁エネルギーやホローカソードの消費電力は一般に小さいため，ここでは無視しても評価の妨げにはならない．また，推進効率は内部効率の積で表すこともできる 10) ．以下にこの評価法について述べる．
まず，推力はスタンドで直接測定する以外に以下の式で表せる．

𝐹 = 𝜂𝑑𝑖𝑣 𝜂𝑚𝑢𝑙𝑡𝑖 𝑚̇ 𝑖 𝑣𝑏 = 𝜂𝑑𝑖𝑣 𝜂𝑚𝑢𝑙𝑡𝑖𝐽𝑏 √2𝑚𝑖 𝐸𝑚𝑒(2.13)

ここで𝜂𝑑𝑖𝑣 はイオンビームの発散，𝜂𝑚𝑢𝑙𝑡𝑖 は多価イオンに依存する効率を示す．
ま た 𝑚̇ 𝑖 [kg/s]はイ オ ン の 質量 流 量 ， 𝑣𝑏 [m/s]は イオ ン ビ ーム 速 度 ， 𝐽𝑏 [A]はイオンビーム電流， 𝐸𝑚 [eV]はイオンビーム平均エネルギーである．この式から，推力を上げるには投入した推進剤に対しどれだけ電離したかを表す推進剤利用効率を上げイオンビーム電流を大きくすることと，電離したそれぞれのイオンを出来るだけ加速させてイオンビーム平均エネルギーを上げる
ことが必要だと分かる．式(2.12)に式(2.13)を代入すると以下の式を得る．
𝐽𝑏2 𝑚𝑖 𝐸𝑚22
𝜂𝑡 = 𝜂𝑑𝑖𝑣 𝜂𝑚𝑢𝑙𝑡𝑖𝑚̇𝑉𝑑 𝐽𝑑 𝑒 2(2.14)

内 部 効 率 の 一 つ と し て 加 速 効 率 𝜂𝑎 を 排 出 さ れ た ト ー タ ル の イ オ ン ビ ー ム
電流𝐽𝑏 [A]と放電電流𝐽𝑑 [A]の比として次のように定義する．

10

𝜂𝑎 =

𝐽𝑏
𝐽𝑑

(2.15)

この加速効率は静電加速型スラスタでは作動状態を表す重要なパラメータである．ホールスラスタでは推進剤の大部分がイオンとなり加速し，推力に寄与する．そのため，イオンビーム電流の比率を高めることが推進性能の向上にとって重要である．ホールスラスタの内部効率の中では加速効率が最も悪く 60 ~ 70 %程度である．
次に，推進剤利用効率 𝜂𝑢 をトータルのイオンビーム電流と電流値として換算した推進剤流量（ Aeq.）の比として次のように定義する．

𝜂𝑢 =

𝑚𝑖 𝐽𝑏
𝑒𝑚̇

(2.16)

これは，投入された推進剤のうち，どの程度が電離してイオンになり，イオ
ンビームとして利用されているかを示すパラメータである．ただし，上式は1 価イオンのみを前提としており，多価電離がある場合には実際よりも高めに見積もられる．
次にエネルギー効率 𝜂𝐸 は，イオンビームの平均エネルギーと放電電圧から，
𝜂𝐸 =

𝐸𝑚
𝑒𝑉𝑑

(2.17)と定義される．このエネルギー効率は，イオンが放電電圧に相当する電位をどの程度加速に有効利用できたかを示すパラメータであり，一般的にチャネ
ル上流のアノード近傍でイオンが生成されるほうが高くなる．以上の内部効率の式(2.15)，(2.16)，(2.17)を式(2.14)に代入すると，推進効率は次のように
表される．
2
2
𝜂𝑡 = 𝜂𝑑𝑖𝑣
𝜂𝑚𝑢𝑙𝑡𝑖𝜂𝑎 𝜂𝑢 𝜂𝐸

(2.18)

次に，比推力𝐼𝑠𝑝 [s]は次式で表される．
𝐼𝑠𝑝 =

𝐹
𝑚̇𝑔

(2.19)11ここで，𝑔 [m/s 2 ]は重力加速度(9.8 m/s 2 )である．比推力は推進機において燃費を表す値であり，この値が大きいほど長期ミッションへの運用に適していることを表す重要なパラメータの一つである．
また，推力電力比は単位電力あたりに発生する推力を表したものであり，式(2.12)，(2.19)を用いて
𝐹
2𝜂𝑡=
𝑃 𝑔𝐼𝑠𝑝(2.20)と表すことが出来る．実際のミッションを想定して推進機を設計する場合，ある決まった比推力で，ある値の推力を得るにはどの程度の電力が必要か，
または決められた電力でどの程度の推力を得られるかの簡単な見積もりが出来る有用なパラメータである．

12

第3章

実験装置

3.1 5kW 級アノードレイヤ型ホールスラスタの仕様
本実験に使用したホールスラスタは 5kW 級アノードレイヤ型ホールスラスタである．図 3.1 に使用したホールスラスタの概観を示す．加速チャネルの外径は 94 mm，外径は 60 mm であり，チャネルはカーボンで出来てい る．
スラスタ中心部に 1 つ，外側に 4 つ，計 5 つのソレノイドコイルとチャネル
外周にトリムコイルが設置されている．これらにより加速チャネル内に磁場を印加する．内側と外側のコイルに流す電流の大きさと比，トリム コイルの電流値を変えることで磁束密度及び磁場形状を変更することが可能である．
アノードは中空の環状リングの形状をしたホローアノードを採用している．
アノードはスラスタ軸方向の 出口間距離を変更でき，またアノードの流路幅も変更することが可能である．推力測定およびプルーム測定では，図 3.3 に示すような，返しのないアノードと先端に返しの付いたアノードの二種類について，それぞれ実験を行った．返しのないアノードでは比較的チャネル内部深くまでプラズマ生成領域を形成し，安定作動 かつ高効率のイオン生成を見込む一方，返しの付いたアノードはプラズマ生成領域を内外のアノードの中央に絞ることにより，イオンの壁面衝突を抑制し，長寿命化を図っている．
この二つのアノードの違いが推進性能やプルームにどのような影響を与えるかを，本実験では調査した．
スラスタの寿命を決める要因の一つとして熱設計が課題となっているが，本研究でも実機と同様に放射冷却のみの作動を行った．スラスタの中で一番耐熱温度の低いコイルを保護するためにセラミックを用いた熱設計を施しており，アノードから流入する熱に対して，主にカーボン製の構造部材からの 放 射 冷却により廃 熱を行う．このホー ルスラスタの熱設計 について ,熱真
空試験および熱計算から，設計の妥当性を評価した．

13

図 3.1

アノードレイヤ型ホールスラスタの概観

図 3.3

ホローアノード(左：薄型，右：返しあり)

3.2 推進剤供給系・作動ガス供給系
本研究ではホールスラスタの推進剤及びホローカソードの作動ガスにキセノン（Xe：99.999 %）を，実験終了後のホローカソードの冷却にアルゴン（Ar：99.999 %）を使用した．キセノン及びアルゴンの 高圧ボンベから減圧
バルブによって 2~3 気圧に減圧された後，ホールスラスタとホローカソードの 2 系統に分岐しマスフローコントローラを介し流量を調節し た．ホールス
ラスタとホローカソードの流量はそれぞれ独立して制御 した．推進剤・作動
ガス供給系の概略図を図 3.4 に示す．マスフローコントローラから推進剤は14

4 つのポートに分かれて加速チャネル内に供給される．

図 3.4

推進剤・作動ガス供給系概略図

3.3 電源系
ホールスラスタの作動に必要な電源として，静電加速させるために電場をかけるためのアノード用電源，加速チャネル内に 径方向の磁場を作り出すためのインナーコイル 用電源，アウターコイル 用電源，トリムコイル用電源，
ホローカソード 用の ヒーター電源とキーパー電源の 6 台の電源が必要である．この他に計測装置用の電源をそれぞれ使用した．図 3.4 に本実験の電気系統を示す．各電源は市販の電源を使用した．主に使用した電源を下記に示す．（）内は定格出力を示す．
アノード用電源： 高砂製作所 HX0600-25G（600V 25A）

インナーコイル用電源： 菊水電子PAN16-10A（16V 10A）

アウターコイル用電源： 菊水電子PAN60-10A（60V 10A）

トリムコイル用電源： 菊水電子PAS80-9A（80V 9A）

カソード用ヒーター電源 ： 菊水電子

PAN16-10A（16V 10A）

カソード用キーパー電源 ： （2kV 2A）
イオンコレクタ用電源： 菊水電子PMC35-3A（35V 3A）

RPA 用電源： 菊水電子PMC35-3A（35V 3A）

RPA 用電源（ERG 用）： 菊水電子PMC110-0.6A（110V 0.6A）

RPA 用電源（IRG 用）： TEXIO

PA600-0.1B（600V 0.1A）

15

シングルプローブ用電源 ： NF 回路設計ブロック

BP4610 (±60V, ±10A)

図 3.4 実験時の電気系統概略図

3.4 真空排気系
推力測定およびプルーム測定 は，独立行政法人 宇宙航空研究開発機構 宇
宙科学研究所の大型真空設備「スペースサイエンスチャンバ」を使用して行った．スペースサイエンスチャンバの概観を図 3.5 に示す．真空チャンバは
直径 2.5 m，長さ約 5 m のステンレス製円筒状真空容器であり，排気にはメ
カニカルブースターポンプ 1 台とロータリーポンプ 2 台で粗引きを行った後，ターボ分子ポンプ（TG3451MVAB：排気速度 3400 l/s at N 2 ）1 台とクライオポンプ（CRYO-U30H：排気速度 28000 l/s at N 2 ）2 台を用いて高真空まで排気した．図 3.6 に排気系統概略図を示す．到達圧力はガス未流入時に 1.30×
10 -4 Pa，メインガス流入時に 1.45×10 -4 Pa (Xe：4.9 mg/s)であった．
推力測定および熱真空試験は，宇宙科学研究所の｢電気推進耐久試験装置｣
で行った．電気推進耐久試験装置の概観を図 3.7 に示す．この真空チャンバ
は直径 1.8 m，長さ約 4.9 m のチタン製 シュラウドを有する 円筒状真空容器である．真空排気はクライオポンプ（CRYO-U30H：排気速度 28000 l/s at N 2 ）4 台により行う．到達圧力はガス未流入時に 2.7×10 -5 Pa，メインガス流入時に 2.92×10 -3 Pa (Xe：6.8 mg/s)であった．

16

図 3.5

図 3.6

スペースサイエンスチャンバの 概観

排気系統の概略図（スペースサイエンスチャンバ）

17図 3.7電気推進耐久試験装置の概観

3.5 ホローカソード
電子源に はホロー カソード（ VEECO 社製， HCES）を使 用した． 作 動原理として，仕事関数の低いバリウムなどを含有する物質をインサータ に使用し，これを高温に熱することで熱電子が放出される．放出された熱電子は作
動ガスと電離衝突し，カソード内でプラズマを発生させキーパーに正電圧を印加することで電子を引き出す．ホローカソードはフィラメント陰極と比較すると，作動ガスを必要とする欠点があるが，電子を安定して放出できる点
や 1000 時間以上の寿命を持つことからカソードとして広く用いられ ている．
実験に用いたホローカソードの 概観を図 3.8 に示す．作動ガスにはキセノンを使用した．大気解放中では アルゴンを流し続けることによりインサータの大気暴露を避けた． カソード作動中のガス流量は 0.49 mg/s 一定とした．

18

図 3.8

ホローカソードの概観

3.6 計測装置
3.6.1 スラストスタンド
ホールスラスタの推進性能を評価するためには推力測定を行う必要がある．使用したスラストスタンドを図 3.9 に示す．スラストスタンドの形状は逆振り子型で，スタ ンドの外枠は縦 700 mm，横 600 mm，奥行き 700 mm のアルミフレームで出来ている．可動部のアームは C/C コンポジット製の骨組みで出来ている．2 組のアームにはナイフエッジが 2 つずつ計 4 つ取り付けられ，その対になるナイフエッジはアルミフレームに 固定され，アームの支点となる．またアームの上部にはホールスラスタを載せるためのナイフエッジが，アームの下部には 15kg のカウンターウェイトを載せるためのナイフ
エッジが 4 つずつ計 8 つ取り付けられている．スラスタが作動し推力が発生すると合計 12 個のナイフエッジによりスタンドが前後に 可動する．その変
位を 2 個の LED 式変位センサ Z4W-V25R（OMRON 社製）を用いて計測した．この変位センサの諸元を表 3.1 に示す．推力を算出するため，以下の推力校正を行った．はじめに永 久磁石のついたロードセルを 1 軸のトラバース装置に設置し，永久磁石の付いたアームに向かって尐しずつ近 づけていく．
このときにロードセルから算出されるひずみから求めた 力と，変位センサからの変位の関係式から推力を導出する．この 方法では永久磁石によって非接19触の較正を行っているため，ホールスラスタにかけられた磁場の影響を受け，実際よりも大きな推力を出す恐れがある ．そこでスラスタに磁場 のみ印加した際の変位を測定し， その分の変位を引いて推力の補正を行った．

図 3.9

スラストスタンドの概観（左：写真，右： CAD）

表 3.1

マイクロ変位センサの諸元

検出範囲

±4 mm

分解能

10 µm 以下

応答速度

5 ms 以下

出力

4～20mA

3.6.2 イオンコレクタ
プルーム測定において，ホールスラスタから排出されたイオンビーム 電流
値 の 測 定にはイオン コレクタを使用した ．イオンコレクタの 概観 を図 3.10に示す．イオンコレクタは 50 mm×50 mm のカーボンの中心に直径 9 mm の
円盤状の捕集用コレクタが取り付けられている．コレクタにはイオンの捕集
20

および電子の追い返しを行うために -30 V の電圧を印加した． また，コレク
タ単体ではコレクタ電位が周囲のプラズマに擾乱を引き起こし てしまい，イ
オン軌道が曲げられたり，コレクタから二次電子が放出され，実際のイオン電流値よりも大きい信号が出力されたりする．そこで，コレクタの周囲に取り付けたカーボンにも同様に -30 V を印加し，コレクタ周囲でのプラズマの擾乱を防いでいる．
ホールスラスタから排出されたイオンビームの一部はチャンバ内に存在する背景中性粒子と電荷交換衝突（CEX： Charge EXchange）を起こす． 電
荷交換衝突とは，高速のイオンが低速の中性粒子と衝突し，電荷のみの交換を行い，低速のイオンと高速の 中性粒子になる反応のことである．以下にその反応式を示す．
++
𝑋𝑒𝑓𝑎𝑠𝑡+ 𝑋𝑒𝑠𝑙𝑜𝑤 → 𝑋𝑒𝑓𝑎𝑠𝑡 + 𝑋𝑒𝑠𝑙𝑜𝑤

(3.1)

++
+
+
𝑋𝑒𝑓𝑎𝑠𝑡+ 𝑋𝑒𝑠𝑙𝑜𝑤 → 𝑋𝑒𝑓𝑎𝑠𝑡+ 𝑋𝑒𝑠𝑙𝑜𝑤(3.2)

CEX によって生成された低速のイオンはもともと 指向性の持たない中性粒子であるため，スラスタ由来のイオンビームとは異な りあらゆる方向へ広がっていく．そのためイオンコレクタによって得られる 電流値は CEX を考慮して補正しなければならない． その補正には 3.6.3 にて示すエネルギーアナ
ライザを用いた．エネルギーアナライザでビームの形状およびエネルギー分布関数を電流値として測定した後，エネルギー分布関数からイオンビーム全体に対する CEX の割合を導出した．そして全体から CEX の割合を除いた分，
イオンコレクタで捕集したイオンビーム電流値を補正した．これを円周積分した後，以下に示す 電荷交換によるイオンビームの減衰 式から CEX を除いたイオンビーム電流の値を算出した ．
𝐽𝑧 = 𝐽0 exp (−

𝑧
𝜆𝑐𝑒𝑥

)
(3.3)

= 𝐽0 exp(−𝑛𝑏 𝜎𝑐𝑒𝑥 𝑧)
𝐽0 [A]はスラスタから排出される電流量，𝐽𝑧 [A]は距離 z [m]だけ進んだ位置での電流量を表す．また，𝜆𝑐𝑒𝑥 [m]は電荷交換の平均自由行程，𝑛𝑏 [m -3 ]は背景 中性粒子密度， 𝜎𝑐𝑒𝑥 [Å2 ]は電荷交換の衝突断面積を表す． 𝜎𝑐𝑒𝑥 は以下の式
21で近似することができる．
𝜎𝑐𝑒𝑥 = (𝑎 − 𝑏𝑙𝑜𝑔𝑐𝑟 )2(3.4)

ここで𝑐𝑟 は相対速度を表し，係数 𝑎，𝑏は衝突する粒子により異なる．キセノ
ンにおける係数は表 3.2 に示す通りである．

表 3.2 CEX 減衰の式におけるキセノンの係数
CEX Collision𝑎𝑏

Xe+ − 𝑋𝑒

18.8321.9803

Xe++ − 𝑋𝑒

34.0492.7038

図 3.10イオンコレクタ3.6.3 エネルギーアナライザ
エネルギーアナライザ(RPA : Retarding Potential Analyzer)はホールスラス
タから排出されたイオンビームのイオンエネルギー分布 の測定に加え，イオンコレクタで捕集されたビーム電流値から CEX の電流値を除くため に使用した．図 3.11 に回路図，図 3.12 に概観を示す．RPA は入射するイオンビー
ムに対してグリッド (IRG)に正電位を印加し，そのエネルギー 未満の低エネ
ルギーのイオンを追い返すことにより，印加した電位以上のエネルギーを 有するイオンを捕集する．図 3.11 に示す通り，4 枚のグリッドとコレクタで構成されている．各グリッドとコレクタの詳細を述べる．
22

1. FG (Floating Grid)
FG は プ ラ ズ マ に 対 し て 電 気 的 に 浮 か せ た グ リ ッ ド で あ る ． こ れ に よ り
RPA 内部にかけられている電場がプラズマに影響を与えないようにし ，プラ
ズマへの擾乱を防いでいる．
2. ERG (Electron Retarding Grid)
ERG は RPA の内部に電子が侵入するのを防ぐためのグリッドであり，負の電圧が印加されている．本研究では-40 V を印加した．
3. IRG (Ion Retarding Grid)
IRG は RPA 内部に侵入してきたイオンにフィルタをかける掃引電圧を印加するためのグリッドである．すべてのイオンにフィルタをかけるためにホールスラスタの放電電圧以上の電圧まで掃引する． 本研究では放電電圧 Vd
が 200 V の条件では 300V，Vd が 250V では 400V，Vd が 300V では 500V の
電圧を IRG に印加した．
4. SESG (Secondary Electron Suppression Grid)
SESG はコレクタに衝突したイオンによって二次電子が放出されるのを防ぐためのグリッドで あり，ERG と同様に負 の 電圧-40 V が印加されてい る ．
5. Collector
コレクタは IRG の掃引電圧によるフィルタを通過したイオンを捕集する．
捕集能力を高めるために イオンコレクタと同様に 負の電圧を印加した．

イオンエネルギー分布関数 𝑓(𝐸)は，RPA で捕集されたイオン電流 𝐼𝑐 [A]とグリッド掃引電圧𝑉𝑠𝑤 [V]を用いて次の式で求められる．
𝐸𝑠𝑤 = 𝑒𝑉𝑠𝑤
𝑓(𝐸) = −

(3.3)

1 𝑑𝐼𝑐
𝐼𝑐0 𝑑𝐸𝑠𝑤(3.4)

まず，コレクタに捕集されたイオン電流を掃引電圧で数値微分することで，それぞれの掃引電圧に対する傾きを求める．そして，グリッドの印加電圧が0 V のときにコレクタへ捕集されるイオン電流 𝐼𝑐0 [A]で割ることにより確率23

分布の規格化を行っ ている．また，そのままでは波形が反転している ため，
正負反転のためにマイナスをかけ た．図 3.12(a)に掃引電圧とイオン電流の関係を，図 3.12(b)に導出したイオンエネルギー分布関数を示す．
また，イオンビーム平均エネルギー𝐸𝑚 [eV]は式(3.5)を用いて
2

𝐸𝑚 = {∫ 𝑓(𝐸)√𝐸𝑠𝑤 𝑑𝐸}となる．

図 3.12

RPA の概観

24(3.5)

図 3.11

RPA の回路図(a) I-V 曲線

図 3.13(b) イオンエネルギー分布関数

イオンエネルギー分布の測定例

3.6.4 シングルプローブ
プルーム測定ではホールスラスタから広角に広がる CEX イオンについて，
シングルプローブを用いて，空間電位，電子密度（プラズマ密度），電子温度の測定を行った． 図 3.14 に本実験で使用したシングルプローブを示す．
プローブ先端は直径 9 mm の円盤状のコレクタが取り付けられており，それ以外の部分はステアタイトで金属部分を覆っている．バイポーラ電源によりプローブに-30 V から 70V までの電圧を印加した際の電流値を捕集した．
プラズマ諸量の測定において，シングルプローブを用いた探針法はプラズ
マ擾乱を与えるものの，構造が簡易かつ空間分解能にすぐれている．本実験のように CEX イオンの分布を測るのに有用であるため，探針法を用いた．
以下に測定原理を示す．
25

プラズマ中にプローブを挿入し，プローブに外部から電圧を印加すると，
図 3.15 に示す電流－電圧曲線 が得られる．ここでプローブにかけた電圧と周囲のプラズマとの電位差により電圧－電流曲線は 3 つの領域に分かれる．
プローブの電位が空間電位𝑉𝑠 にあるときは、周囲のプラズマと等電位にあるため，プローブにはプラズマ粒子の熱運動による熱拡散電流が流入する．こ
こで電子の速度がマクスウェル分布則と 仮定すると，プローブに捕集される
電子電流𝐼𝑒 とイオン電流𝐼𝑖 は，

1
1
8𝑘𝑇𝑒
𝐼𝑒 = 𝑒𝑆𝑛𝑒 〈𝑣𝑒 〉 = 𝑒𝑆𝑛𝑒 √
4
4
𝜋𝑚𝑒

(3.6)

1
1
8𝑘𝑇𝑖
𝐼𝑖 = 𝑒𝑆𝑛𝑖 〈𝑣𝑖 〉 = 𝑒𝑆𝑛𝑖 √
4
4
𝜋𝑚𝑖

(3.7)

と表される．e は電荷素量，S はプローブの表面積，〈𝑣𝑒 〉，〈𝑣𝑖 〉は電子およびイオンの熱運動の平均速度， 𝑛𝑒 ， 𝑛𝑖 は電子密度とイオン密度， 𝑇𝑒 と𝑇𝑖 は電子温度とイオン温度， 𝑚𝑒 と𝑚𝑖 は電子およびイオンの質量を表す．
プ ロ ー ブ に 空 間 電 位 𝑉𝑠 よ り 正 の 電 圧 を 印 加 す る と イ オ ン は 排 斥 さ れ 電 子が引き寄せられるため 、プローブ表面に電子シースが形成される。これが図3.15 の(1)電子電流飽和領域で ある。一方プローブ電位を空間電位 𝑉𝑠 より低くなるように負の電圧を印加すると，電子は追い返され，イオンが捕集される．
し か し， 電子電流 𝐼𝑒 はイオン電流𝐼𝑖 に比 べて非常に大きい ため，プローブには電子電流が見かけ上流れ続けている．この領域が(2)減速電界領域である。
さらに負電圧を印加 していくと，電子電流は減尐しプローブには正のイオン
電流が流入して(3)の領域 で飽和する 。この領域は(3)イオン飽和電流領域と呼ばれる．
電 子 温度の算出は 式（ 3.8）より捕集されたプローブ電流の うち，電子電流の対数をプローブ電位 𝑉𝑝 で微分して求めることが出来る．

𝑑𝑒𝑙𝑛𝐼𝑒 =
𝑑𝑉𝑝
𝑘𝑇𝑒
26

(3.8)

空間電位は(2)減速電界領域からずれ始めた点とされ， 式（3.6）で求めた
傾きから算出した(2)減速電界領域の接線と， (1)電子電流飽和領域 に引いた接線との交点として算出した．
電子 密度 は 空 間 電位に おけ る電 子 電流 (電子 飽和 電流 )と電子 温度 を 式(3.6)に代入して求めた．

図 3.14

図 3.15

シングルプローブの概観

探針法における電流－電圧特性

3.6.5 I-V 変換回路27

イオンコレクタやエネルギーアナライザで検出される電流値は µA オーダ
ーと非常に小さいため，I-V 変換回路を経由して計測機器に接続しノイズの影響を抑える必要がある．本実験ではイオンコレクタ用の回路として増幅率10 3 とエネルギーアナライザ用として 増幅率 10 7 の回路を用意した． 図 3.16に増幅率 10 3 の I-V 変換回路の回路図を，図 3.17 に製作した回路を示す．また図 3.18 に増幅率 10 7 の回路図を示し，図 3.19 に製作した回路を示す．ここで反転増幅回路から 絶縁アンプまでを回路の上流，それ以降を回路の下流とする．1 段目（1～2 段目）のオペアンプは電流から電圧への変換，増幅，37フィルタの機能を持つ．増幅率はそれぞれ 10（10）とし，1 mA/V（0.1 μA/V）の変換を行う．増幅率 10 3 の回路では反転増幅回路であるが，増幅率 10 7 の回路では一段目で信号を 10 6 倍，二段目でさらに 10 倍して合計 10 7 倍の非反転増幅回路となっている．また各増幅回路の抵抗に対し並列に コンデンサを付けることによりローパスフィルタ（15.9 kHz 以下をカット）の役割を果た
しノイズの低減を図った ．コレクタにかける-30 V の電位差は下流側の基準電位に対し上流側の基準電位を 30 V 下げることで作り出す．基準電位に差があるために絶縁アンプで上流と下流を電気的に絶縁した．絶縁アンプは50 kHz の周波数応答性を持つものを使用したので， 絶縁アンプによる信号への影響を尐なくするため，前後にローパスフィルタ（5.56 kHz）を挿入して い る ． こ の フ ィ ル タ に は あ ら か じ め 1000 pF の コ ン デ ン サ を 内 蔵 し た
UAF42 ユニバーサル・アクティブ ・フィルタを使用した． そのため，適当な抵抗の接続によりローパス・ハイパス・バンドパスの各種フィルタを構成
できる．

28

図 3.16

図 3.17I-V 変換回路図(増幅率 10 3 )製作した I-V 変換回路(増幅率 10 3 )29

図 3.18

図 3.19I-V 変換回路図(増幅率 10 7 )製作した I-V 変換回路(増幅率 10 7 )3.6.6 3 次元トラバース 装置
イオンコレクタ及び RPA はチャンバ内の 3 次元トラバース装置に取り付
けてスラスタのプルームを測定した．図 3.20 にトラバース装置の概観を示
30

す．はじめにスラスタ中心軸のチャネル出口を座標の原点とし，イオンコレ
クタと RPA の出力値を確認した．その結果，測定装置の位置は スラスタの
チャネル出口から下流 1250 mm（推進剤流量 4.9 mg/s）に設定した．RPA でのエネルギー分布の測定はスラスタの軸中心に設置し，グリッドへ掃引電圧をかけて行い，イオンコレクタによる ビームプロファイルの測定と RPA に
掃引電圧 60 V をかけての CEX の影響を除いたビームの測定は，スラスタ水
平方向に 50 mm 間隔で動かすことにより測定した．トラバースへの取り付けの問題から，イオンコレクタは 図 3.16 より x 方向に-650 mm~ +400 mm，
RPA は x 方向に -750 mm ~ +300 mm の範囲で移動させた．
図 3.21 にシングルプローブにおける測定体系を示す． シングルプローブ
によるプラズマ諸量の測定には， 図 3.15 に示す通りスラスタ側面にプローブを設置しスラスタ出口を 0 mm としたとき－100 mm から+400 mm の範囲
でプローブをスラスタ軸方向に移動させた．そしてスラスタに対して水平方
向にも+250 mm から+350 mm の範囲で測定を行った．スラスタに対して鉛直方向には-300 mm から 300 mm まで移動させた．またトラバース装置にエ
ネルギーアナライザも設置しており， CEX イオンのエネルギー分布関数の取得も行った．RPA の測定範囲はスラスタ軸方向に +45 mm から+345 mm，スラスタに対し水平方向にも +170 mm から+270 mm，鉛直方向には-130 mm
から 470 mm の範囲まで動かして測定を行った．

31

図 3.16

図 3.153 次元トラバース装置

シングルプローブの測定体系

32

3.6.7 測定系
変位計の出力やイオンビーム電流，放電電圧，放電電流，コイル電流などの信号の測定には横河 メータ&インスツルメンツ社の WE500 を使用した．
WE500 には WE7121，WE7273，WE7282 の各モジュールを実装して使用した．表 3.2 にモジュールの主な仕様を示す．

表 3.2 WE500 における各モジュールの仕様
WE7121
出力チャネル数

1

標準出力波形

正弦波/方形波/三角波/ランプ波/パルス波

出力振幅分解能12bit

発振周波数範囲

正弦波/方形波：1 µHz~10 MHz
三角波/ランプ波/パルス波：1 µHz~200 kHz
WE7273

入力チャネル数

8

A/D 分解能16bit

サンプリングレート

100 kHz

入力インピーダンス

約 1 MΩ

測定レンジ±50/100/200/500 mV, ±1/2/5/10/20/50 V
WE7282

出力チャネル数
出力波形

4正弦波/パルス波(duty 可変)/ランプ波/三角波/簡易任意波形/DC

出力レンジ±1/2/5/10 V

最大出力電流±10 mA（チャネルあたり）

33

第4章

実験結果および考察

4.1 推進性能
4.1.1 陽極形状の影響
始めに DC 電源での性能取得を行った．推進剤流量 1.0 mg/s，2.0 mg/s での性能をそれぞれ表 4.1，4.2 に示す．放電電圧は 150 V から 300 V まで 50 V間隔とした．推進剤流量 1.0 mg/s において放電電圧の上昇に伴い推力は大き
くなり，それに伴い比推力，効率も上がる．また，放電電圧が大きくなると電流はほぼ変わらないため，比例して消費電力も上昇する．推力電力比は35~40 mN/kW 程度であった．推進剤流量を増加させると，生成されるイオンの量は増加するため推力も上昇する．また，流量が増えたことによりチャネル内の中性粒子密度は上がるため電離度が上がり，同じ放電電圧で比較す
ると，推進剤流量 2 倍に対し 2.4 倍程度の推力を得ている．このことが影響し，効率も 1.0 mg/s と比べると上昇している．消費電力も同様に放電電圧に比例して大きくなり，推力電力比は 40 mN/kW 程度であった．
4.1.2 コイル電流値の影響
次に，推進剤流量 1.0 mg/s，DC150 V での放電電圧・電流履歴を図 4.1 に示す．図に見られるように，放電電圧が 150 V 一定であるのに対して放電電流波形は 6 kHz~8 kHz の周波数を持って振動しており，その振れ幅は 0.6~2.0
A 程度である．これは 2.5 節で述べた電離不安定性による振動だと考えられる．研究室所有の真空装置で実験を行った際には 16 kHz 程度の放電電流振動を観測したが，宇宙科学研究所の真空装置はそれよりも排気量が多く，真空度が 1.0×10 -3 Pa 程度と良かったことと，ホールスラスタ本体は冷却水による冷却を行わず輻射のみで熱を逃がしていたことで加速チャネル内の温度は 100 度近くまで上昇したことも加わり，チャネル内の中性粒子密度が下がり 18) ，想定の 10 k~20 kHz 程度よりも低い周波数になっていると考えられ
る．
4.1.3 内外コイルの比率の影響

34

4.1.4 トリムコイル電流の影響

表 4.1

DC 電源での性能（推進剤流量 1.0 mg/s）

放電電圧

推力

比推力

消費電力

推力電力比

効率

[V]

[mN]

[s]

[W]

[mN/kW]

[-]

150

5.4

543

135

40.2

0.11

200

7.5

747

212

35.2

0.13

250

9.2

923

247

37.3

0.17

300

10.9

1085

309

35.1

0.19

表 4.2

DC 電源での性能（推進剤流量 2.0 mg/s）

放電電圧

推力

比推力

消費電力

推力電力比

効率

[V]

[mN]

[s]

[W]

[mN/kW]

[-]

150

13.6

682

336

40.6

0.14

200

18.0

902

452

39.9

0.18

250

22.9

1147

535

42.8

0.24

300

25.9

1294

650

39.8

0.25

図 4.1

放電電圧・電流履歴（ DC 電源）

354.2 プルーム測定
4.2.1 イオンビームプロファイル
次に，パルス重畳電源を用いた際の放電電圧・電流履歴を図 4.2 に示す．
推進剤流量 1.0 mg/s，回路定数は入力電圧 100 V，duty = 0.33（平均出力電圧
150 V），インダクタを 0.5 mH，出力コンデンサを 0.47 µF，チョッピング周
波数 16 kHz である．図のようにパルス重畳電源では放電電圧が 120 V から
210 V 程度の振れ幅を持ち，電圧が上昇するタイミングに合わせて放電電流も増加し，電源の動作にスラスタが追従している様子が確認できる．チョッ
ピング周波数を 16 kHz として作動させた場合，放電電流は放電電圧に対して遅れ位相を持っていた ．
4.2.2 エネルギー分布関数

これは，DC 電源での放電電流振動は 6 k~8 kHz であり，通常の LC 回路に共振周波数よりも高い周波数の波を印加する場合と同様の現象である．放電電圧の周波数に合わせて放電電流が同期する範囲はおよそ 14 k~28 kHz であった．パルス重畳電源を用いる と放電電圧が 210 V 程度まで上昇し，放電電流も大きくなる．放電電流のピーク時に生成されたイオンの空間電位は170~190 V 程度と高く生成量も多いため，結果として高いエネルギーを持ったイオンが排出され推力が高くなると考えられる．放電電圧が 130 V 程度に下がる時間帯に合わせて放電電流も小さくなり，0.6 A 程の下限値を迎える．
放電電圧波形が放電電流波形とうまく噛み合わさった結果，空間電位が低い
場合には無駄な電流を流さずに消費電力を抑えることが出来る．

36

図 4.2放電電圧・電流履歴（パルス重畳電源： 16 kHz）

4.3 チョッピング周波数依存性
チョッピング周波数に対する推力・消費電力の関係を図 4.3 に，消費電力と推力の関係を図 4.4 に，チョッピング周波数に対する推力電力比・効率の関係を図 4.5 に示す．また，各周波数での放電電圧・電流履歴を図 4.6 に示
す．条件は同じく推進剤流量 1.0 mg/s，回路定数は入力電圧 100 V，duty = 0.33
（平均出力電圧 150 V），インダクタ 0.5 mH，出力コンデンサ 0.47 µF としている．コイルに流す電流は DC 電源で推力が最大となった 0.5 A/2 A に固定した．
チョッピング周波数が低い場合には相対的に MOSFET スイッチングの周期が長くなるので，コイルに溜め込まれるエネルギーも大きくなり，放電電圧の幅はさらに広がる．チョッピング周波数が 12 kHz の場合 100 V~250 Vの振れ幅を持つ（図 4.6(a)）．また，チョッピング周波数の低下に伴い放電
電圧と放電電流に位相差はあるものの振れ幅が大きくなった結果，消費電力も増加している様子が確認できる．より高いエネルギーを持ったイオンが多くなり，チョッピング周波数を低くするにつれ推力は大きくなると考えられる．これは後述するが，イオンのエネルギー分布関数において確認することができている．逆にチョッピング周波数を高くしていくとスイッチングの周期は短くなるので，放電電圧の振れ幅は徐々に小さくなり，放電電圧波形はDC 電源での放電電圧波形に近づいていく．チョッピング周波数 24 kHz では
37およそ 130 V~165V であった（図 4.6(d)）．22 kHz を超えたところで消費電力は DC 電源での消費電力 135 W を下回った．これは放電電圧の振れ幅が小さくなったことに加え，放電電圧と放電電流の位相差により，消費電力が抑えられたのが原因だと考えられる．24 kHz を超えると放電電圧の波形に大きな変化は現れなくなり，それ以上チョッピング周波数を上げても推力や消費電力に差はみられなくなった．
図 4.4 より今回計測した範囲においては推力と消費電力に比例関係がみられる為，図 4.5 に示す推力電力比にはほとんど変化が見られず，チョッピン
グ周波数に関係なく 46 mN/kW 程度であった．また，効率は式(2.12)からも分かる様に推力の 2 乗で変化するため，低い周波数になるにつれ推力が大き
くなり，結果として効率も低周波数領域で大きくなる傾向が見られ た．また，
そ れ ぞ れ DC 電源 と比較して，推力電力比はチョッピング周波数によらず
15 %程度，効率は 12 kHz で 55 %，18 kHz で 37 %，26 kHz で 25 %の性能向上が確認できた．
低 周 波 数 で の 作 動 は 放 電 電 圧 の 振 れ 幅 が 大 き く な り す ぎ ， MOSFET(2SK3697-01)の耐圧 600 V を超えて絶縁破壊してしまう恐れがある．実際に低周波数での実験を行い MOSFET が壊れたため，10 kHz のデータはない．
また，図 4.6(a)のように放電電流の振れ幅も大きくなり，放電電流が小さくな り す ぎ て プ ラ ズ マ の 維 持 が 出 来 な く な り 作 動 停 止 を 引 き 起 こ す た め 12
kHz までの作動としたが，インダクタの値を下げてコイルに溜まるエネルギ
ーを小さくするか，コンデンサ容量を大きくして変動を抑えることでさらにチョッピング周波数を下げることができ，推力，効率共に大きくすることが出来る可能性がある．

38

図 4.3

チョッピング周波数と推力・消費電力の関係

図 4.4

図 4.5

消費電力と推力の関係

チョッピング周波数と推力電力比・効率の関係

39

(a) 12 kHz(b) 16 kHz(c) 20 kHz(d) 24 kHz

図 4.6

放電電圧・電流履歴

次に図 3.9 に示すイオンコレクタを用いてビームプロファイルを計測した．
図 4.7 にイオンビームプロファイルを示す．推進剤流量 1.0 mg/s，2.0 mg/sとし，イオンコレクタはスラスタの下流 1000 mm の位置に設置しスラスタ
水平方向に-700 mm~+350 mm の範囲を 50 mm 間隔で動かしている．
図より，20 kHz で 15 µA，16 kHz で 18 µA，12 kHz で 24 µA とチョッピ
ング周波数が低くなるにつれ値は大きくなり，推進剤利用効率が上昇していることが分かる．また，推進剤流量 2.0 mg/s の場合でも同様の傾向が確認でき，20 kHz で 31 µA，16 kHz で 37 µA，12 kHz で 50 µA の値を得た．これは，チョッピング周波数の低下により図 4.6 にみられるように放電電圧の振れ幅が大きくなり放電電圧が上昇した結果，電子温度が上がり電離が促進さ
れ 24) 推進剤利用効率が改善されたからである．
次に，放電電圧の振れ幅がイオンエネルギー分布に与える影響 を調査する

40

ために RPA を用いてイオンエネルギー分布関数を導出した．推進剤流量 1.0
mg/s とし，その他の条件は変えていない．図 4.8 にイオンエネルギー分布を示す．図中の値は平均エネルギー 𝐸𝑚 [eV]を示す．
図より，DC 電源はパルス重畳電源に比べエネルギー幅は狭く，平均エネ
ルギーは 85 eV 程度と低い．一方パルス重畳電源はなだらかで広い分布を持ち，平均エネルギーは比較的高い．また，チョッピング周波数が低くなるにつれ分布は広がり，平均エネルギーが高くなる傾向がみられた．これは図4.6 の放電電圧・電流履歴から分かる通り，チョッピング周波数を低くすると放電電圧の振れ幅が大きくなり高いエネルギーで排出されるイオンの量が多くなるため，エネルギー分布の幅が広くなり平均エネルギーが上昇すると考えられる．逆に，チョッピング周波数を上げていくと DC 電源での分布に近づいていくのは，放電電流波形が DC 電源での波形（直流）に近づいていく為である．このようにチョッピング周波数が低くなるにつれイオンの平均エネルギーは高くなり，その結果推力が大きくなる．

図 4.7

イオンビームプロファイル

41図 4.8

イオンエネルギー分布

4.4 コンデンサ容量依存性
4.3 節より，チョッピング周波数が低くなるにつれ放電電圧の振れ幅が大きくなり，推力やその他の性能も向上することが示された．放電電圧の振れ幅を大きくするには，チョッピング周波数の周波数を下げてコイルに溜まるエネルギーを大きくする方法と，コンデンサ容量を小さくして電圧の変動をさらに許容する方法がある．そこでチョッピング周波数を 16 kHz に固定し，出力コンデンサ容量を 0.22 µF，0.47 µF，1.0 µF，2.2 µF の 4 つの条件で比較を行った．また，同時 に推進剤流量の影響についても調査する．その他の条件は同じく入力電圧 100 V，duty = 0.33（平均出力電圧 150 V），インダク
タ 0.5 mH，コイル電流は 1.0 mg/s で 0.5 A/2 A，2.0 mg/s で 1 A/4 A とした．

4.4.1 推進剤流量 1.0 mg/s
図 4.9 にコンデンサ容量に対する推力・消費電力の関係を，図 4.10 に推力
電力比・効率の関係を示す．また，各コンデンサ容量での放電電圧・電流履
歴を図 4.11 に示す．推進剤流量 1.0 mg/s では 1.0 µF において放電電流の同期が見られなくなったので， 2.2 µF での作動は行っていない．
図 4.9 より 0.22 µF では他よりも推力が低く，DC 電源との差はあまりみら42

れない．図 4.11(a)を見てみると，コンデンサ容量を小さくすると放電電圧・電流共に振れ幅は大きくなっているが放電電圧が降下するタイミングは早く，放電電圧が高い状態を維持する時間が短いように見える．ここで，0.22µF，0.47 µF における 1 周期のリサジュー図形を図 4.12 に示す．放電電圧・電流波形の振れ幅が大きい 0.22 µF の方がリサジュー図形の占める面積は広く，その内側に 0.47 µF でのリサジュー図形が描かれる．0.47 µF では 180~220
V 程度で放電電流のピークを迎え，140 V よりも低い領域ではイオンの生成は行われていない．一方 0.22 µF では，150 V 以下の領域でも放電電流は高く，100 V で 1.3 A，また最小で 50 V まで放電電圧が低下する．このため消費電力は低減させることが出来るが，低エネルギーのイオンの割合は増加す
る．その結果推力が低下すると考えられる．
コンデンサ容量を 1.0 µF に大きくしても推力にほとんど変化はみられな
い．また，平均の放電電圧は徐々に上昇し 1.0 µF で 180 V 程度まで上がり，消費電力の増加を招いている．ただし 1.0 µF で消費電力は 175 W 程であっ
たが放電電流の同期は見られず 2 回に 1 回放電電流が上がらない時間が現れた（図 4.11(c)）．放電電流が同期していない 1 周期での消費電力は 167 W，
同期している 1 周期での消費電力は 201 W であった．同期範囲から外れた
ために 1.0µF において消費電力は抑えられている．
推力と消費電力の結果を受けて，推力電力比，効率共に 0.22 µF では DC
電源よりも务る．また，1.0 µF と 0.47 µF で推力に大きな差はないが，消費電力の差から 1.0 µF では推力電力比，効率共に低下する．
図 4.13 に各コンデンサ容量でのイオンエネルギー分布を示す．0.47 µF と1.0 µF を比較すると，エネルギー幅は広くなっているが平均エネルギーに差はなく，推力に変化を及ぼさなかったことが分かる．コンデンサ容量を小さくすると放電電圧の振れ幅が大きくなるが，電源ソースとして働くコンデン
サから供給される電荷が尐ないために放電電圧の低い時間も長くなる．放電
電圧が低い 150 V 以下の領域でも低エネルギーのイオンの割合が増加しているため推力は低下すると考えられる．また，コンデンサ容量を大きくすると同期範囲から外れ，消費電力も大きくなり推力電力比は低下する．よって
出力コンデンサ容量は放電電流の同期範囲から外れない領域でなるべく大43

きいものが良いことが分かり，この条件では， 0.47 µF であった．

図 4.9

コンデンサ容量と推力・消費電力の関係

図 4.10コンデンサ容量と推力電力比・効率の関係

44

(a) C=0.22 µF(b) C=0.47 µF(c) C=1.0 µF
図 4.11

図 4.12放電電圧・電流履歴

リサジュー図形45図 4.13

イオンエネルギー分布

4.4.2 推進剤流量 2.0 mg/s
次に推進剤流量 2.0 mg/s でのコンデンサ容量と推力・消費電力の関係を図4.14 に，推力電力比・効率の関係を図 4.15 に示す．また，各コンデンサ容量での放電電圧・電流履歴を図 4.16 に示す．図 4.16 中の放電電圧履歴に周期的に表れるノイズはパルス電源のスイッチングの際に生じるサージ電圧である．
図 4.14 より，推力は 1.0 µF，2.2 µF で高くなっている．0.22 µF では図 4.16(a)から分かる通り放電電圧が高い領域は狭く，また，同期が出来ていないため低い放電電圧の時間が長くなっており，その影響で 0.47 µF よりも消費電力が低くなったと思われる．また，推進剤流量 1.0 mg/s ではコンデンサ容量を大きくすると平均の放電電圧は上昇していったが， 2.0 mg/s においては 150
V かそれよりも低く消費電力の上昇はみられなかった．
これらの推力，消費電力の関係から，推力電力比及び効率のピークは 1.0µF の時であった．推進剤流量 2.0 mg/s では 1.0 mg/s の結果と同様にコンデンサ容量が小さいと推力は出ず，ある程度の容量が必要だということが示された．また，放電電圧・電流履歴の同期は 0.22 µF~0.47 µF から 0.47 µF~2.2 µFへと変化し，性能のピークも 0.47 µF から 1.0 µF へとシフトしている．これ
46

は推進剤流量の増加に伴い放電電流も増えるため，電源ソースとして働くコ
ンデンサの容量を増やし，電圧を高く保つことで性能が維持できると考えられる．このことから，推進剤流量の増加に合わせてコンデンサ容量も増やす必要があることが分かった．

図 4.14

コンデンサ容量と推力・消費電力の関係

図 4.15

コンデンサ容量と推力電力比・効率の関係

47

(a) C=0.22 µF(b) C=0.47 µF(c) C=1.0 µF(d) C=2.2 µF

図 4.16放電電圧・電流履歴

4.5 インダクタ容量の変化
次に，インダクタ容量を変化させて作動を行った．インダクタは電流ソースとしての役割を担っており，コイルに蓄えられたエネルギーの大きさで放電電圧の立ち上がりの傾きが変化する．そこでインダクタ容量を 0.9 mH とし，チョッピング周波数を変化させて性能測定を行った．前節より推進剤流量の増加に合わせてコンデンサ容量を増加させると良いことが分かり，推進剤流量 2.0 mg/s，出力コンデンサ容量は 1.0 µF とし，その他の回路定数は入力電圧 100 V，duty = 0.5（平均出力電圧 200 V），コイル電流 1 A/4 A としている．図 4.17 にチョッピング周波数と推力・消費電力，図 4.18 に推力電力比・効率の関係を示す．また，図 4.19 に放電電圧・電流履歴を示す．同期
範囲は 10~16 kHz であった．
インダクタ容量を大きくすると，4.3 節とは異なり，チョッピング周波数が高くなるにつれ推力は上昇する傾向が現れた．また，消費電力は 380~390
W 程度であり，DC 電源での 450 W よりも大幅に低下している．推力は 24 kHz
48

で最大となり，この時 DC 電源と比較して推力 3 %，推力電力比 20 %，効率20 %の上昇となった．性能向上の原因は推力の増加ではなく，消費電力の低減によるものである．放電電圧の振れ幅は低周波数で大きくなってはいるが，そのピークは 220~230 V 程度でチョッピング周波数によらず変化していな
い．図 4.19 より，低周波数では平均の放電電圧が低く 10 kHz において 172 Vであるのに対し，チョッピング周波数を上げていくと平均の放電電圧が上昇
していき 22 kHz では 195 V まで上昇している．低周波数では放電電圧が高い時間を維持できておらず，コンデンサ容量を大きくすることで改善できる可能性がある．
インダクタは自身に流れる電流の変化を嫌い電磁誘導によりその変化を妨害するが，チョッピング周波数が高い場合には電流の変化の周期も速くなるため，より電流ソースとしての働きが強くなる．また，インダクタを変化させたことで電源の周波数特性も変化し，その影響で性能が向上したことも考えられる．
しかし，このパラメータでのイオンビームプロファイル及びイオンエネル
ギー分布の取得は行っておらず，インダクタ容量の影響については更なる調査が必要である．

(a) インダクタ容量 0.9 mH
図 4.17(b) インダクタ容量 0.5 mH

チョッピング周波数と推力・消費電力の関係

49

図 4.18

チョッピング周波数と推力電力比・効率の関係(a) 10 kHz(b) 14kHz(c) 18 kHz(d) 22kHz

図 4.19放電電圧・電流履歴

4.6 等価的な平均出力の 依存性
パルス重畳電源での等価的な平均出力は式 (2.21)から求めることができ，
ベー ス電 圧に あた る 𝑉𝑖𝑛 を変 える か， スイ ッ チン グパ ルス のデ ュ ーテ ィー比𝑑𝑢𝑡𝑦を変化させて平均出力を任意の値に設定することが出来る．放電電圧の50

平均電圧が上昇すると空間電位が高くなり推進剤利用効率の改善とイオンの平均エネルギーの上昇が見込めるので推力が上昇するが，消費電力も上昇するためどの程度推力電力比や効率に影響を及ぼすか調査した．この節では，平均出力を変化させる 2 つの方法での性能の影響を述べる．

4.6.1 ベース電圧による影響
推進剤流量 2.0 mg/s，回路定数は duty = 0.33 一定とし，インダクタを 0.5 mH，
出力コンデンサを 1.0 µF，チョッピング周波数 16 kHz，コイル電流 0.8 A/3.2
A，ベース電圧にあたる入力 電圧を 100 V，125 V，150 V と変化させて計測を行った．このとき，式 (2.21)から求められる等価的な平均出力はそれぞれ
150 V，187.5 V，225 V である．図 4.20 にベース電圧と推力・消費電力の関係を，図 4.21 に推力電力比・効率の関係を示す．また，各ベース電圧での放電電圧・電流履歴を図 4.22 に示す．
図 4.20 より，ベース電圧を上げていくにつれ推力，消費電力共に上昇している．図 4.22 より，放電電流は大きく変化せず 1~3 A 程度で振れている．
放電電圧もそれぞれ 50 V 程の振れ幅を持っているが，平均の放電電圧は 143
V，180 V，218 V と増えているため，平均エネルギーが高くなり推力が上昇したと考えられる．イオンエネルギー分布については後で述べる．平均の放電電圧が上昇したために消費電力も上昇した．ベース電圧 100 V と 150 V を比べると，推力は 12.7 mN から 23.9 mN へ 88 %上昇しているのに対し，消費電力は 320 W から 464 W と 45 %程度の上昇となっており，その結果，図4.21 に示すように推力電力比・効率共にベース電圧を上げるに従い上昇していく傾向になっている ．また，ベース電圧 150 V において推力電力比 51.4
mN/kW，効率 30 %と高い値を得た．
図 4.23 にイオンビームプロファイルを，図 4.24 にイオンエネルギー分布を示す．イオンコレクタはスラスタ下流 1500 mm の位置に設置した．ベース電圧の上昇に伴い推進剤の利用効率も上昇しており，ベース電圧 150 V では 100 V の 2 倍以上推進剤利用効率が改善している．これは 4.3 節と同様に，電子温度の上昇により電離が促進された為だと考えられる．また図 4.24 より平均の放電電圧が上昇した結果，イオンの平均エネルギーは上がり，ベー51

ス電圧 100 V と比較して 125 V では 30 %，150 V では 65 %の上昇となった．
ベース電圧の変化では，ベース電圧の上昇に伴い推力，推力電力比，効率共に上昇しており，性能が向上することが確認された．

図 4.20

ベース電圧と推力・消費電力の関係

図 4.21

ベース電圧と推力電力比・効率の関係52

(a) ベース電圧 100 V(b) ベース電圧 125 V(c) ベース電圧 150 V
図 4.22

図 4.23

放電電圧・電流履歴

イオンビームプロファイル

53

図 4.24

イオンエネルギー分布

4.6.2 デューティー比による影響
推進剤流量 1.0 mg/s，回路定数は入力電圧 100 V 一定とし，インダクタを0.5 mH，出力コンデンサを 1.0 µF，チョッピング周波数 16 kHz，コイル電流
0.5 A/2 A とし，デューティー比を 0.33，0.5，0.6 と変化させて計測を行った．
このとき，式(2.21)から求められる等価的な平均出力はそれぞれ 150 V，200
V，250 V である．分かりやすくするために，デューティー比から求められる平均出力で比較する．図 4.25 に平均出力電圧に対する推力・消費電力の関係を，図 4.26 に推力電力比・効率の関係を示す．また，各デューティー
での放電電圧・電流履歴を図 4.27 に示す．
図 4.25 より，ベース電圧での傾向と同じく平均出力電圧の上昇に伴い推力も上がり，150 V で 6.7 mN，200 V で 8.3 mN，250 V で 10.5 mN であった．
図 4.27 より，平均放電電圧はそれぞれ 164 V，217 V，290 V と上昇しており，推力の増加に繋がったと考えられる．イオンビームプロファイルはイオ
ンコレクタの不具合により計測が出来ていないが，おおよそ図 4.23 に示す様なベース電圧の上昇で上がる傾向と同じように，平均出力電圧の上昇に伴い推進剤利用効率も改善すると思われる．平均出力電圧 200 V においては放電電流の同期がみられるので，推力電力比は上昇しているが，平均出力電圧
150 V と 250 V を比べると，推力は 6.7 mN から 10.5 mN へ 57 %上昇しているのに対し，消費電力は 201 W から 311 W と 55 %の上昇となっており，推54

力電力比は 35 mN/kW 程度とあまり変化していない．これは図 4.27(c)から分
かる通り放電電流波形の同期があまり見られなくなり，放電電圧の波形によらず一定の電流が流れたために消費電力が増加したからだと考えられる．
次に図 4.28 にイオンエネルギー分布を示す．平均エネルギーは duty = 0.33
で 162 eV，duty = 0.5 で 190 eV であった．図 4.27 から分かる通り，放電電圧の振れ幅は 40 V 程度で変化していないので，エネルギーの幅はデューテ
ィー比によらず半値幅で 45 eV 程度と変わっていないが，平均 エネルギーが高くなった分，それよりも低いエネルギー領域での電荷交換イオンを検出する割合が多くなり，分布の高さは尐し低くなる．
デューティー比の変化もベース電圧を変化させたときと同様に，デューテ
ィー比を大きくすると推力は大きくなるが， duty = 0.6 においては放電電流の同期があまり見られず推力電力比は改善されなかった．チョッピング周波数を変化させ，放電電流の同期する領域で作動させると改善する可能性がある．

図 4.25平均出力電圧と推力消費電力の関係

55

図 4.26

平均出力電圧と推力電力比・効率の関係(a) duty = 0.33 (平均出力 150 V)(b) duty = 0.5 (平均出力 200 V)(c) duty = 0.6 (平均出力 250 V)
図 4.27

放電電圧・電流履歴56図 4.28

イオンエネルギー分布

4.7 ビーム発散角
次に，パルス重畳電源がビーム発散角にどのような影響を及ぼすか調査した．イオンコレクタでは電荷交換されたイオンもコレクタに入るため，スラスタ由来のビームを計測するために RPA に掃引電圧を 100 V 印加した状態
でイオンコレクタと同様にスラスタ下流 1000 mm の位置で水平方向に-800
mm~+250 mm の範囲を 50 mm 間隔でスイープさせてイオンビームプロファ
イルの計測を行った．ビーム発散角の計測では他のパラメータは変化させていないが，ホールスラスタのアノードの位置を上流側にずらした結果エネル
ギー効率が上がり平均エネルギーが高くなった．イオンエネルギーを求める
際の I-V 曲線から 100 V 以下のイオンを電荷交換由来のイオンと見積もり掃引電圧は 100 V を印加することにした．
図 4.29 にイオンビームプロファイルを示す．磁場（コイル電流）を固定しているために，これまでの結果と異なりスラスタ中心では 16 kHz で値が一番大きくなっている．これらの波形をそれぞれの波形のピークの値で規格化すると図 4.30 を得る．図 4.30 より，半値幅でそれぞれのビーム発散角を評価した．表 4.3 に結果をまとめる．ここで，角度はスラスタ中心軸に対しての値を示す．表 4.3 よりパルス重畳電源では DC 電源に比べてイオンビー
ムは広がっているが，その差は最大で 0.8°とごく僅かであり，パルス重畳
57

電源を用いることによるビーム発散角への影響はほとんど無視できることが確認できた．

図 4.29

図 4.30

イオンビームプロファイル規格化したイオンビームプロファイル58

表 4.3

ビーム発散角

DC 電源

9.0°

12 kHz9.2°

16 kHz9.5°

20 kHz9.8°

24 kHz9.8°

4.8 磁場依存性
ホールスラスタでは，半径方向に印加する磁場によりチャネル内の電子がアノード方向へ移動することを妨げ電離に影響を及ぼす．そこで，他の条件を一定としてコイルに流れる電流を変化させて影響を調査した．推進剤流量
1.0 mg/s，回路定数は duty = 0.33（平均出力電圧 150 V），インダクタ 0.5 mH，
出力コンデンサ 0.47 µF とし，チョッピング周波数を 16 kHz に固定しインナーコイルに流れる電流を 0.4~0.8 A まで 0.1 A 間隔で測定した．インナーコ
イルとアウターコイルの比は 1:4 としているので，この時アウターコイルには 1.6~3.2 A 流れることになる．図 4.31 に磁場と推力・消費電力の関係を，
図 4.32 に推力電力比・効率の関係を，それぞれのコイル電流での放電電圧・電流履歴を図 4.33 に示す．
図 3.6 より，各コイル電流での磁場強度はそれぞれ 0.4 A で 11 mT，0.5 A
で 14 mT，0.6 A で 17 mT，0.7 A で 20 mT，0.8 A で 22 mT であった．図 4.22
より，コイル電流を増やしていくと推力は大きくなる傾向が現れた． 0.4 Aと 0.8 A ではおよそ 0.6 mN（10 %）の増加となった．この時，これは図 4.33に示すように平均放電電圧が上昇したためだと考えられるが，推進剤利用効率やエネルギー分布についても調査を行ったので後で述べる．
コイル電流の増加に伴い消費電力は減尐傾向にある．放電電流波形は磁場強度が弱い場合は放電電流が多く流れる時間が長く（図 4.33(a)），磁場強度の上昇に伴い多く流れる時間も減り全体的に小さくなっている（図 4.33(d)）．
この結果から推力電力比・効率は 0.8 A で最大となり，それぞれ 0.4 A での値と比較して推力電力比は 30 %，効率は 45 %程上昇した．磁束密度を最適化することで性能の向上が見込めることが分かった．
59

図 4.34 にイオンビームプロファイルを示す．図 4.34 より，コイル電流を上げると値も上がって行き 0.7 A で最大となり，0.8 A では減尐した．ホールスラスタの空間電位は磁場によって形成されるが，磁場を上げすぎると電位分布が広がってしまいポテンシャルがなだらかになる．その結果，電子が電界から単位時間に得られるエネルギーが低下し，電子温度が下がり電離度が下がった為 25) だと考えられる．
次に，図 4.35 にイオンエネルギー分布を示す．また各コイル電流での平均エネルギーとビーム発散角を表 4.4 にまとめる．図 4.35 より，イオンエネ
ルギー分布の形はほとんど変化していないが，コイル電流が大きくなるにつれエネルギーが高い方向にシフトしている様子が確認できた．実際に平均エネルギーも上昇し，コイル電流が 0.8 A の時に 163 eV 程度，0.4 A の時と比較して約 7 %増加している．これは図 4.33 の放電電圧波形を見て分かる様に，
コイル電流を上げていくにつれて平均の放電電圧が上昇したことによりエネルギーが高くなったと考えられる．これは，イ オンビームプロファイルで推進剤利用効率の上昇が現れた結果，電源ソースコンデンサからの電子の補充が尐なくて済み，その分コンデンサの電圧が高く保たれた為だと考えられ
る．0.8 A では推進剤利用効率が下がったものの平均エネルギーが高かったために，推力は 0.8 A が高くなった．また，ビーム発散角はほとんど変化しておらず 4.6 節の結果と変わらない値を得た．

図 4.31

磁場と推力・消費電力の関係

60図 4.32

磁場と推力電力比・効率の関係(a) 0.4 A(b) 0.6 A(c) 0.7 A(d) 0.8 A

図 4.33

放電電圧・電流履歴61図 4.34

イオンビームプロファイル

図 4.35

表 4.4

イオンエネルギー分布

平均エネルギーとビーム発散角

コイル電流[A]

平均エネルギー[eV]

ビーム発散角[deg]

0.4

152.8

9.5

0.5

155.8

9.7

0.6

156.8

9.3

0.7

160.3

9.3

62

0.8

第5章

162.9

9.4

結論

本研究では，ホールスラスタの新たな電源として提案されたパルス重畳電源を用いて実験を行い，チョッピング周波数やコンデンサ容量などの回路定数を変化させて放電電圧波形を変動させ，推進性能やエネルギー分布関数，
ビーム発散角などの調査を行った．結果を以下にまとめる．
DC 電源とパルス重畳電源を比較すると，最大で推力 40 %，推力電力比20 %，効率 55 %の性能向上を確認した．また，ビーム発散角はほとんど変化しておらず 9~10°の値を得た．パルス重畳電源では推進剤利用効率やイオンの平均エネルギーが DC 電源よりも高くなるため，推力が大きくなり他の性能も向上する．
チョッピング周波数を変化させると，低周波数に向かうにつれて電子温度が上昇し電離度が上がる．また，放電電圧の振れ幅が大きくなるためイオンエネルギー分布の幅は想定通り広がり，平均エネルギーは上昇することを確認した．DC 電源と比較して平均エネルギーは最大 28 %上昇している．
振れ幅を変える別の方法としてコンデンサ容量を変化させたところ，コン
デンサ容量が小さい場合には高い放電電圧を維持する時間が短くなり，結果
として低エネルギーのイオンの割合が多くなり性能が下がることを確認した．コンデンサのパルス重畳電源では，チョッピング周波数を低く，コンデ
ンサ容量は同期範囲を外れない程度に大きくして作動させると良いことが確認できた．また，インダクタ容量を大きくした作動では傾向が変わり，チョッピング周波数を高くすると性能の向上がみられた．容量を大きくしたことで高い周波数領域で電流ソースとしての働きが大きくなったことが原因と考えられる．インダクタの影響については今後更なる調査が必要である．
今回，パルス重畳電源での作動において DC 電源を上回る性能を確認した．
加えてパルス重畳電源は長寿命・小型軽量化が見込め，ホールスラスタの電源システムとして主流になる可能性を秘めていると言える．

63

参考文献
1) 国 際宇宙探査協働グルー プ（ ISECG）編集，“国際宇宙探査ロードマッ
プ”，pp.1 ~ 6，pp.13 ~ 40，2013.
2) 安 藤 晃 ，“ プ ラ ズ マ 推 進 機 用 イ オ ン 加 熱 の 電 力 化 と 課 題 ”，
JAXA-RR-09-003，pp.19-26，2009.
3) 田原弘 一 ，“最 近の 電気推 進機 の開 発研 究とプ ラズ マ技 術 ，”新た な 宇
宙開発を拓く核融合技術，J. Plasma Fusion Res. Vol.83, No.3, p266, 2007.
4) Christophe R. Koppel, Frederic Merchandise, “The SMART-1 Electric
Propulsion Subsystem In Flight Experience”, AIAA-2004-3435, 2004,
pp.1-9.
5)6) 杵淵 紀世 志， 長尾 直 樹， 齊藤 靖博 ，沖 田 耕一 ，國 中均 “大 型 電気 推進
実現に向けた試験設備構想と世界状況 ”，平成 25 年度宇宙輸送シンポ
ジウム講演集，pp.1-8，2014.
7) 山本直嗣，宮坂武志，Tony Schönherr，横田茂，尾崎敏之，大須賀弘行，
田原弘一，小紫公也，小泉宏之，船木一幸，“In Space Propulsion としての大型ホールスラスタの検討 ”，平成 23 年度宇宙輸送シンポジウム 講
演集，pp.1-8，2012.
8) V. V. Zhurin, H. R. Kaufman, R. S. Robinson, “Physics of Closed Drift
Thrusters,” Plasma Sources Sci. Technol. 8, 1999, pp.1-20.
9) Saccoccia, G., “Introduction to the European Activities in Electric
Propulsion,” IEPC Paper 03-341, 2003.
10) V.E.ゴラント， A.P.ジリンスキー， I.E.サハロフ ，“ プラズ マ物理学の基礎，” 現代工学社，1983．
11) Komurasaki, K. and Arakawa, Y., “Two-Dimensional Numerical Model ofPlasma Flow in a Hall Thruster,” Journal Propulsion and Power, Vol.11,
pp.1317-1323, 1996.
12) 山本直嗣，“Discharge Current Oscillation in Hall Thrusters,” 東京大学，64博士学位論文，2004．
13) E. Y. Choueiri, “Fundamental Difference between the Two Hall Thruster
Variants,” Phys. Plasmas, 8, 11, 2001.
14) G.

Saccoccia,

J.

Gonzalez,

AIAA/ASME/SAEASEE

Joint“Electric

Propulsion

PropulsioninConference

ESA,”
&

40th

Exhibit,AIAA-2004-3329, 2004.
15) N. Yamamoto, K. Komurasaki, and Y. Arakawa, “Discharge Current
Oscillation in Hall Thrusters,” Journal of Propulsion and Power, Vol.21,
No.5, pp870-876, 2005.
16) N. Yamamoto, S. Yokota, K. Watanabe, A Sasoh, K. Komurasaki, Y.
Arakawa, “Suppression of Discharge Current Oscillations in a Hall Thruster,”Transactions of the Japan Society for Aeronautical and Space Sciences, 48(161), pp.169-174, 2005.
17) 福島 靖博 ，横 田茂 ， 小紫 公也 ，荒 川義 博 ， “ 周方 向に 非一 様 な推 進剤供給によるアノードレイヤ型ホールスラスタの放電安定化 ”，日本航空
宇宙学会誌論文集， Vol.58, No.672, pp.8-14, 2010.
18) Boeuf, J. P. and Garrigues, L., “Low Frequency Oscillation in a Stationary
Plasma Thruster,” Journal of Applied Physics, Vol.8, No.7, pp.3541 -3554,
2005.

65