目次
第1章

序論

1

1-1 研究背景
1-2 研究目的

1
2

第2章

中和器

2-1 イオンエンジン(1) イオンエンジンの開発背景(2) マイクロ波放電型イオンエンジン
2-2 中和器(1)中和器の概念(2)ホローカソード(3)マイクロ波放電型中和器
2-3 電子サイクロトロン共鳴
2-4 ECR プラズマの原理
2-5 2nd Harmonic ECR プラズマの原理
2-6 カットオフと表皮深さ

第3章

実験装置

3-1 真空排気系(1) 小型真空容器(2) 大型真空容器
3-2 マイクロ波伝送系
3-3 中和器系(1) 中和器本体(2) ソレノイドコイル(3) 電子抽出部(4) 永久磁石
3-4 実験方法
3-5 プラズマ測定

第4章

実験結果及び考察

4
5
5
6
7
8
8
9
10
10

16
16
17
18
19
19
20
20
20
21

32

4-1
4-2
4-3
4-4
4-5
4-6
4-7
4-8

磁場強度依存性
プラズマ測定結果
放電室径依存性
オリフィス径依存性放電室長依存性
コレクタ電圧依存性
作動ガス変更永久磁石の使用

第5章

結論と今後の課題

32
33
36
36
37
38
38
39

50

謝辞

51

参考文献

51

第 1 章 序論
1-1

研究背景

1994 年に日本において宇宙科学研究所（現宇宙航空研究開発機構）において、ある野心的プロジェクトが提案された。MUSES-C（Mu Space Engineering
Spacecraft C）計画と呼ばれる小惑星サンプルリターンミッションである。小惑星帯へ探査機を送り、小惑星の表面の岩石を採取して地球に帰還するというものである。2003 年 5 月 9 日、鹿児島県内之浦宇宙空間観測所から打ち上げられた小惑星探査機「HAYABUSA」は約 2 年半の宇宙航行の後に、2005 年 10 月に
小惑星「ITOKAWA」に到達している。このプロジェクトにおいて注目された技術の一つに、イオンエンジンがある。この衛星には宇宙空間での主推進機として計４台のマイクロ波放電型イオンエンジンが搭載され、往復 4 年を超えるミッションの大半を支える 1-1)。ECR（電子サイクロトロン共鳴）を利用したプラ
ズマ源のイオンエンジンへの応用は世界で初めてのことであった 1-2)。
宇宙推進器は推力、比推力及び電力レベルなどが必要なミッションにおいて異なるため、最適な推進機が利用される。宇宙で推進するには質量を噴射した
その反動を利用する。宇宙用推進器の代表とされる液体燃料を用いる化学推進
システムは推力が極めて高く、地上からのロケットの打ち上げなどに適してい
るが燃料効率が悪い。このため大量の燃料を積むことを余儀なくされ、重量増加という問題を持つ。また、衛星等の寿命は推進剤の残量により決定され、宇宙での電力確保等を考慮すると推進器に供給できる電力も制限される。そのために長寿命の推進技術が必要とされ、電気推進システムが 1960 年代から研究、開発されてきた。
電気推進システムは、太陽電池により太陽光エネルギーを電気エネルギーに変換し、このエネルギーで推進剤を電離した後、電場や磁場によってイオンを加速、噴出することにより推力を発生させる。電気推進システムはこの推進剤噴出速度が大きいため、推進剤を節約することができる。つまり高い推力は得られないが高比推力（低燃費を意味する）という特長をもつ。これは重力の影
響が少なく、大きな推力を必要としない宇宙空間での長期ミッションに特に有効とされ、衛星の軌道維持、姿勢制御、深宇宙探査などに期待されている。
MUSES-C 計画で利用されたイオンエンジンは、グリッドによりイオンビー
ムを抽出するため、エンジンとビームとの間に生じる電位差による引き出し効1

率の低下及びイオンビームの逆流によるエンジンの損耗を起こす危険がある。
それを回避するためイオンビームに電子を噴出することで中和を行い、電位差を取り除く「中和器」が必要である。
中和器は推進機として推力に直接寄与しないため、推進剤、消費電力、重量等の消費資源がなるべく少ないことが望ましい。既に開発されているホローカ
ソードでは、推進剤流量 0.5 sccm 以下、電力 5 W 以下で作動できる。しかし、繰り返し温度衝撃によるヒーター断線故障や熱電子放出電極の消耗、大気暴露
や推進剤含有不純物による性能の劣化等の問題が挙げられている 1-3)。
マイクロ波放電型中和器の開発の歴史は浅く、MUSES-C 計画においては要求される性能は達成したものの、放電室内部の物理現象は完全に解明されておらず、将来の新たな電気推進ミッションを開拓するためには、マイクロ波放電型中和器の設計指針の確立及び作動パラメータの最適化が不可欠であり、耐久性や性能のパラメータ依存性を予測できる物理モデルの構築が必要である 1-4)。
また、近年の宇宙開発の動向が変化しつつある。宇宙の商業利用増加に伴い、宇宙開発コストの大幅な低減が要求されている。そのような状況下でリスクの分散及び低コストという利点からマイクロサット、ピコサットと呼ばれる小型
人工衛星の開発が様々な研究機関で進められている。高比推力領域で高い推進効率が得られるイオンスラスタを小型人工衛星に搭載することが可能になると、
速度増分ΔV が大きく取れるため小型衛星の可能性が広がる。すなわち、従来の小型衛星では不可能であった長期間の地球観測や火星探査だけでなく、衛星
自身が宇宙デブリとならないための自主廃棄なども可能となる。このため様々な研究機関で小型イオンスラスタの開発が行われている。

1-2 研究目的
当研究グループでは予てから小型衛星への搭載を目指して小型マイクロ波放電式イオンエンジンの開発を行ってきた 1-5, 6) 。昨年までの研究で得られている推進性能としては電力 10 W, 推進剤流量（Xe） 0.2 sccm においてビーム電流
12 mA, 電流推進効率 0.56, 推進剤利用効率 0.65, イオン生成コスト 1000
W/A, 推力 0.56 mN, 非推力 2500 sec が達成され、単体としての性能向上が図られている。
イオンエンジンをシステムとして開発するためにはそれに対応した中和器の開発が必要不可欠である。そこで本研究では、本研究室マイクロ波放電式小型
イオンエンジンの中和を行うことを目的とした。中和器を構成する各コンポー

2

ネントが性能に及ぼす影響を調査し、性能改善への指針を実験的に得ることを目的とした。
MUSES-C 計画にて使用されたマイクロ波放電型イオンエンジンはマイクロ波電力が 32 W, 推進剤流量（Xe）2.35 sccm にてイオンビーム電流 143 mA を引き出し、中和器はマイクロ波電力 8 W, 推進剤流量（Xe）0.5 sccm にてイオ
ンビーム電流の中和を行う。このエンジン本体、中和器間のスケールを本研究室の上記小型マイクロ波放電型イオンエンジンに適用すると、中和器はマイク
ロ波電力 2 W、推進剤流量 0.05 sccm にてイオンビーム電流 12 mA を中和しなければならない。これを本研究の目標値とする。
本論文は章構成となっており、以下に全体の概要を述べる。
第 1 章では本研究の背景及び目的について述べた。第 2 章では、マイクロ波放電型中和器の研究開発背景として、イオンエンジン及び中和器の動作原理について述べる。第 3 章では本研究にて使用した実験装置について概説する。第４章では引き出し電子電流値の計測実験、プラズマ計測の方法を述べるとともに、得られた結果についての考察を行う。第 5 章では本研究における結論を述べ、最適動作への指針を与える。

3

第2章

中和器

本章では、中和器に関しての議論を行う前に、実際に中和器を使用するイオンエンジンについて概説しており、宇宙航空研究開発機構（当時文部省宇宙科学研究所）でのマイクロ波放電型イオンエンジンシステムの開発の経緯を含め、本研究を行うに至る背景について説明する。

2-1

イオンエンジン（１）イオンエンジンの開発背景
電気推進は推力発生機構 (推進剤の加速原理) の違いにより、静電加速型のものと、電熱・電磁加速型のものがある。前者の代表的なものにイオンエンジンがあり、後者を代表するものとしてアークジェットと MPD (Magneto Plasma
Dynamic) スラスタがある。アークジェット、MPD スラスタなどのプラズマ
推進は、化学推進に比べて比推力は大きいが推力密度は小さいことから低重力空間で利用され人工衛星の姿勢制御や軌道保持のための推進装置として、または軌道間輸送や惑星間輸送のための推進装置として用いられている 2-1)。
電気推進システムの一つであるイオンエンジンは、非常に完成度が高く、過去数多くの研究成果が報告され、現在でも軽量化・高効率化などの性能向上が続けられている 2-2, 3)。高比推力領域で高い推進効率が得られるのが特徴であり、速度増分ΔV の大きなミッションで長期にわたり作動させてこそその優位性を発揮できるものである。現在では商用・科学衛星の推進機として実用段階に入っており、イオンエンジンの利用としては先述した宇宙航空研究開発機構による小惑星探査機「はやぶさ（MUSES-C）」が挙げられる 2-4)。
イオンエンジンの簡単な概念図を図 2-1 に示す 2-5)。これは推進剤をプラズマ化し、2 枚ないし 3 枚からなる多孔状の電極に 1000 - 2000 V の電圧を印加してイオンを加速するという静電加速型の推進装置である。主に 3 つの領域から構成されている。
① 推進剤を電離するイオン生成部 (Ionization)② 生成されたイオンを静電的に加速して推力を得る加速部 (Acceleration)③ 放出されたイオンビームを電気的に中和する中和部 (Neutralization)
これらの各過程はそれぞれイオン源、加速電極、中和器によって行われる。

4

（２）マイクロ波放電型イオンエンジン
イオンスラスタはプラズマの生成方法によって直流放電型、RF (Radio
Frequency) 誘導放電型、マイクロ波放電型などに分類されることが多い 2-6)。
本研究の対象であるマイクロ波放電式イオンスラスタの概念図を図 2-2 に示す。
マイクロ波放電とはマイクロ波帯域の交流電界で電子を加速、この電子が中性粒子を衝突電離してプラズマを生成、放電を維持するというものである。このマイクロ波放電をイオンスラスタに採用することで以下のようなメリットが得られる。
1. 放電用電極を必要としないことによるスラスタの長寿命化と構造の簡略化が可能
2. マイクロ波がその電力を伝送する際に基準電位を必要とせず、DC 絶縁が容易に行えることから単一マイクロ波源による、互いに電位の異なるイオ
ン源・中和器プラズマの同時生成が可能
3. ヒーターを用いないので予備加熱が不要となり、スラスタの迅速なスタートが可能
このようにスラスタの長寿命化、構造・システムの簡略化という点でマイク
ロ波放電式は優れている 2-7)。
マイクロ波電源の性能が直流放電に比べて劣っていることもあり、推進性能の向上にはマイクロ波から電子へのエネルギー伝達効率を上げることが不可欠である。そのため放電においては ECR (Electron Cyclotron Resonance : 電子サ
イクトロン共鳴) を利用して電子の加熱効率を上げている。磁界中の電子のサイクロトロン運動と共鳴する高周波電界を加えて、電子を常に加速・加熱 (サイクロトロン共鳴) することができる 2-8)。生じた高エネルギー電子が中性原子に衝突すると、電離が行われプラズマが生成される。この方式ではマイクロ波のエ
ネルギーが非常に効率良くプラズマが生成され、プラズマによる反射電力もマ
イクロ波の整合を調整することで極力抑えることができる。また放電室に導入した磁界はローレンツ力によって電子の運動範囲をラーマ半径に限定し、磁界中に電子を閉じ込める 2-9)。このように電子加熱とプラズマ閉じ込めの両方の役割を担わせることが可能である。ECR 放電はそもそも核融合プラズマの有力な加熱方法の候補として研究されてきたもので、そのほか各種材料プロセス用にも広く利用されている。

5

2-2

中和器

（1）中和器の概念
有効なレベルの推力を得るために、イオンスラスタは数百 mA にも及ぶ正電荷のイオン電流を放出する。しかしながら典型的なイオン推進宇宙機の電気容量は 10-9 F 以下であるので、イオンビームの中和がなされなければ宇宙機は単位時間に次のような負電位を負荷される。
ここで Vs は宇宙機電位 [V] 、Cs は宇宙機の総電気容量 [F]、及び Qs は宇宙機が帯びる電荷量 [C]で、その時間変化はほぼ放出イオンビーム電流 Ib [mA]に等しい。具体例として、Cs=10 [pF] 、Ib=100 [mA]を考えると、宇宙機は 1
msec の短時間に−10 kV も帯電してしまう。このような高いポテンシャルの帯
電は、宇宙機内部での局所的な絶縁破壊や、イオンビームがそれ自身の正の空
間電場によって逆流し、宇宙機表面を直撃・損傷する等といった悪影響を及ぼすが、イオンビームを電子放射によって電気的に中和することで防ぐことが出来る。
また、イオンビームは自身の空間電荷効果によりビーム電流値の上限（空間電
荷制限電）が存在する。これは同種の荷電粒子が接近した場合のクーロン斥力によるもので、電子放射によって上限を取り除くことが出来る。つまり中和することで高いイオンビーム電流を得ることが出来る。このような目的で設けられた電子放射源を中和器と呼ぶ。実際にはイオンビームがそれ自身の正の空間によって減速したり反射・逆流しないように、中和器は加速電極からあまり離れてしまわない適当な位置に置かれる。噴射したイオンと同数の電子を放出する必要があるが、その電流量は中和器やビームプラズマの電位のわずかな高低の変化によって、自動的かつ自然に行われ、特に積極的な制御を必要としない。
中和電子はイオンビーム電流と等価になるために十分な密度や速度で供給されなければならない。中和電子の供給方法には実用されてきたものとして図 2-3に示すような４つの種類がある。
図 2-3 (a)は電子源がビームの外側に置かれるもので、電子はビームと電子源の電位差によって引き出される。この方法では、与えられた電位差で十分な電子が供給されたときのみ効果がある。電位差はイオンがスパッタを起こさない
ように 20 V 程度に保たなければならないが、低密度のイオンビームに十分な電子放出を行うためにはフィラメントに 50 ~ 100 V 以上といった負バイアスをかけなければならず、フィラメントの寿命が問題となってくる。

6

図 2-3 (b) はイオンビームの濃い位置にフィラメントを挿入するもので、この場合与えられた中和器の負バイアスでも十分な電位抽出が可能である。しかしながら、フィラメントはイオンビームの直撃を受けるため、スパッタ損耗を避けられない。初期のイオンスラスタではこれらのフィラメントカソードのが用
いられてきたが、度重なる熱サイクルによって劣化が起き、フィラメントの寿命が運転時間を制限してしまう問題があった。
フィラメントカソード以外の別の方法として、図 2-3 (c) のような電子銃を用いて適当な速度で電子を打ち出すというものがある。この方法では物理的な利点が少ないのに反して、推進機の構造や電力の要求が大きくなる等の負荷的な複雑さが生じやすい。
図 2-3 (d) は現在最も盛んに用いられている「プラズマブリッジ」を利用する方法であり、後述ホローカソードや本研究で用いるマイクロ波放電型中和器等はこのタイプである。この場合、中和電子は予め中和器内部の放電によって生成されたプラズマとイオンビーム間の電位差によって抽出され、プラズマブリ
ッジを形成する。なお、このようなプラズマブリッジを利用した電子放出源は
イオンビームの中和だけでなく、直流放電型イオンエンジンの主放電陰極としても用いられ、プラズマコンダクタとしては衛星の帯電中和やテザー衛星のプ
ラズマブラシ等で幅広く応用されている 1-2)。

（２）ホローカソード
従来のイオンエンジンでは、主放電室内のイオン生成用放電陰極及び中和器としてホローカソードを使用している。既に開発されているホローカソードでは、推進剤流量 0.5 sccm 以下、電力 10 W 程度で 1A 程度の電子放出が可能である 2-10)。ホローカソードは直径φ10 mm 程度の筒状の形態をしており、φ1.0mm 程度の微細オリフィスを介して内部電子を放出する。オリフィスはガス消費を小さくしてかつホローカソード内部のガス圧力（数 Torr）を維持する目的を担う。熱電子放出電極にはバリウムを含有する化学物質を使用し、900 ~
1000 ℃程度の高温に維持して初めて熱電子を放出する。作動前には、外部ヒーターによって加熱されるが、いったん作動されると自己発熱に委ねられる。作動が長時間にわたると熱電子放出が損耗し、カソード内部上流にできるバリウ
ム化合物の堆積層が電極を覆うために熱電子放出能率が落ちてくる。一方、作動中に堆積するバリウム化合物のため、スラスタの ON/OFF サイクルによって度重なる熱衝撃が加わるとヒーターの断線故障が起こりうる。また、バリウム
化合物電極は大気暴露や推進剤含有不純物により性能が損なわれるため、取り扱いに問題を伴う。

7

（３）マイクロ波放電型中和器
宇宙航空研究開発機構ではマイクロ波放電型イオンスラスタの開発と共に、中和器についてもマイクロ波放電化するための技術開発が行われた。ホローカ
ソード相当の消費資源、機器サイズを開発目的として実験的研究が繰り返され
2-11, 12)、図 2-4 に示すような形状に至っている。マイクロ波は同軸ケーブルかに直結した L 型アンテナから内径 18 mm の放電室に導入される。内部磁場はサマリュウムコバルト（Sm-Co）磁石により発生し、コの字型ヨークによる磁気
回路磁極におより整形され、φ5 mm 程度のオリフィス方向にカスプ型となるが、上下流の磁極近傍では ECR 条件を満足する磁場強度を有している。寄ってイオン源と同様に、中和器においても ECR 過熱による放電によりプラズマを生成することとなる。
中和器では外部へ放出される電子電流に対して内部壁面において電荷の補充がなされている。ホローカソードの場合、積極的な熱電子放出によって電荷の補充が行われている。一方、マイクロ波放電型中和器においてはその動作温度が低く 70 ℃程度であるため熱電子放出は起こらず、主に内部壁面でのイオン収集によって電荷の供給が行われていると考えられているがその詳細は未だ確認されていない。宇宙航空研究開発機構において使用する作動気体およびマイク
ロ波周波数にはイオン源のものと同じくそれぞれキセノン及び 4.25 GHz が採用されている。

2-3電子サイクロトロン共鳴

上述した ECR (Electron Cyclotron Resonance : 電子サイクトロン共鳴)の原
理と概念図を図 2-5 と図 2-6 にそれぞれ示す。真空中に存在する荷電粒子は磁場中でローレンツ力を受ける。この向心力のため磁力線に巻きつくようなサイクロトロン運動と呼ばれる回転運動が現れる。磁界における電子の運動方程式
は次式で表される。

mdv= −ev × B
dt

(2.1)

ここで m は電子の質量、v は速度ベクトル、e は電荷量、B は磁束密度である。
このときの円軌道の半径 rL はラーマ半径と呼ばれ

8

rL =

mv ⊥
eB

(2.2)

で与えられる。ここで v⊥は電子の B に対する垂直な速度成分の大きさである。
プラズマを構成している荷電粒子は全て反磁性体である。そのためサイクロ
トロン運動の回転の方向は、外部磁場の向きに対して荷電粒子の回転によってできる磁場が常に逆を向く方向である。つまり電子は磁場に対して右回りの回転運動を行う。この回転運動の角周波数はサイクロトロン角周波数と呼ばれ

ωc =

eB

(2.3)

m

で与えられる。電子は電場と逆向きに加速されるため、磁場中の電子の回転方向と逆向きに、回転する速さが等しい電場をかけると電子は連続的に加速され、電場から効率的にエネルギーを受けとることができる。これが電子サイクロト
ロン共鳴現象である。

2-4

ECR プラズマの原理

ECR プラズマ発生装置では、導波管を通して角周波数ωrf のマイクロ波を入射し、プラズマを生成する。生成されたプラズマ中の電子はサイクロトロン角
周波数ωce に従って、磁力線方向に向かって右回りの旋回運動を行う。一方で、強磁場側から入射したマイクロ波はプラズマ中を浸透し、電子サイクロトロン波と呼ばれる右回りの円偏波を励起する。この波は弱磁場側へ伝播し、角周波数が電子サイクロトロン角周波数と一致する層で急速に減少してマイクロ波から電子にエネルギーが吸収される、つまり、ωce ＝ ωrf の関係が成り立つときに ECR が生じる。
また逆に、ECR を起こすときに必要な磁束密度の大きさを Bres とすれば
(2.3) 式よりBres =

mω rf

(2.4)

q

となる。ECR によってエネルギーを増大させた電子は磁力線に拘束されながら次々と効率よく周辺の中性粒子と衝突電離を繰り返す。このようにして生成されたプラズマが ECR プラズマである。

9

2-5

2nd Harmonic ECR プラズマの原理

2-4 に述べたように、マイクロ波放電の場合は ECR 放電が起きる条件としてマイクロ波周波数とサイクロトロン周波数の一致が重要であり、これにより効率の良いプラズマ生成が可能となる。イオンエンジンの場合使用するマイクロ波周波数に対応した磁場強度を持つ永久磁石が放電室内部に設置される。本実験にて使用した 2.45 GHz のマイクロ波電源の場合、87.5 mT の磁場強度が必要となる。しかし近年、放電室半径が数 mm 程度（短ギャップ長）のギャップ長を視野に入れなければならない様なマイクロプラズマにおいては 2nd Harmonic
ECR 放電と呼ばれる通常の ECR に必要な磁場の 1/2 の強さにおいてより高密度プラズマが得られることが報告されている 2-13)。ECR 条件の場合、電子のエネルギー上昇が急激に起こるためにラーマ半径も急激に大きくなる。しかし放電室半径が小さい場合には、放電室内壁への電子の損失が大きくなり、結果として ECR 条件では高密度プラズマが得られない。それに対し 2nd Harmonic
ECR 条件の場合、電子エネルギーの上昇は ECR 条件に比べれば低いものの、
ラーマ半径の増加が抑えられ、電子の閉じ込め効果が上昇する。これにより放電室内壁での電子損失が減少し、高密度プラズマが生成可能となる 2-14)。

2-6

カットオフ密度と表皮深さ

マ イ ク ロ 波 を 用 い て プ ラ ズ マ を 生 成 す る 際 、 カ ッ ト オ フ 密 度 （ Cut-off
Density）に留意する必要がある。プラズマにはそれぞれイオン角周波数と電子
角周波数が存在する。これら周波数は、

ωpi =

e2 Ne
, ωpe =
mi ε 0e2 Ne
me ε 0

(2.5)

(2.6)

mi >> me なので ωpe >> ωpiと表すことができる。
電磁波をプラズマ中に入射すると、電磁波の各周波数ωがω>ωpe である場合
はプラズマ中を電磁波が伝播可能であるが、ω≦ωpe の場合には電磁波は遮断、若しくは反射される。これは、電磁波の電界変化に対してより早い電子群が付10

随するため、結果として電磁波の電界を遮断してしまうからである。この電磁波が通過できない状態をカットオフと呼び、その時の周波数をカットオフ周波数という。カットオフはω=ωp の状態で起こるため、遮断周波数はプラズマ周
波数に等しい。逆に、ある一定の波長λの電磁波を反射するプラズマ密度の最小値をカットオフ密度と呼ぶ 2-15)。
本来はカットオフ密度以上のプラズマ密度では反射されてしまうはずのマイクロ波が、プラズマ中に浸透することがある。この浸透する深さを表皮深さ（Skin – Depth）と呼び、次式で示す値となる。
1

d=

⎛ωp ⎞
⎜⎜
⎟⎟ − 1
ω
⎝
⎠
2

k0

(2.7)

ただし、k0 = ω/c, ωはマイクロ波周波数である。
マイクロ波放電によるプラズマ生成において、カットオフ密度を超すプラズ
マが生成される場合があるが、原因の一つとしてこの表皮深さの影響が挙げられる。反射されずにプラズマ中に浸透したマイクロ波が、プラズマにエネルギーを与える。このエネルギーは、中性粒子が電離するためのエネルギーとして消費されていると考えられている 2-16)。

11

図 2-1 イオンスラスタの構成図

図 2-2 マイクロ波放電型イオンスラスタの概念図12図 2-3 中和電子の供給方法

13図 2-4 マイクロ波放電型中和器の概念図

E
E

電子
B

電子

電子
E

B
B
電子
図 2-5 ECR の原理

14E

図 2-6 ECR の概念図

15

第３章 実験装置
この章では、本研究において使用した実験装置について述べる。実験装置は
主に真空排気系、マイクロ波電源、中和器本体から構成されている。以下、それぞれの系統について説明する。

3-1 真空排気系（１）小型真空容器
実験装置の概要図を図 3-1 に、写真を図 3-2 に示す。真空容器は内径 267 mm，
長さ 400 mm の円筒型であり、材質はステンレスでも磁化しにくい SUS-316 製を使用している。容器側面とヘッド部と反対側のフランジには計 5 ヶ所の観測窓を設置しており、プラズマの生成及びイオン引き出しを目視により確認することができる。容器下側には真空排気用のフランジが２つ、側面にはプローブ
差込用フランジが設置されている。なお全実験を通してこの真空容器は電気的に基準電位となっている。
油回転ポンプは粗排気用として用いられ、排気速度は 5.2 l/sec である。油回転ポンプによって臨界背圧 0.1 Torr 以下まで粗排気した後、ターボ分子ポンプ
を本引き用として用いる。ターボ分子ポンプの排気速度は 150 l/sec であり。排気口は油回転ポンプで接続され、常に背圧が下げられた状態にある。これら 2種類の排気ポンプによって、到達圧力はガス未流入時には 7×10-7 Torr、ガス 1
sccm 流入時には 1.2×10-4 Torr を得る。真空容器と排気ポンプとは、ゲートバ
ルブ、リークバルブ、レデューサ（フランジ変換機）及びゴム管によって接続されている。また容器内の圧力は大気圧から 0.01 Torr までは熱電対真空計、5.0
×10-3 Torr 以下は電離真空計により計測される。
なお、気体の投入量を表す体積流量の単位である sccm とは、標準状態のガスを 1 分間に 1 立法センチメートル流すことを意味する。真空装置内に作動ガスなどの各種ガスを導入するときの流量の単位は sccm、ccm および slm が使用される。本研究において作動ガス流量を表す単位は[sccm]を使用する。気体の圧力が 1 気圧の場合は、表 3−1 のように換算できる。

16

表 3−1 流量換算表
sccm(＝
ccm)
sccm

1

slm(＝Lm)
10

−3

L/s
1.667×10−
5

m3/h
6×10

−5

m3/s
1.667×10−
8

本研究においては第４章にて述べる実験 4-1 ~ 4-6 にて上に述べた小型真空容器を使用し、作動ガスとして Xe を使用する 4-8 、4-10 においてのみ次に述べる大型真空容器を使用した。特に断らない限り、小型真空容器にて作動ガスはAr を使用している。

（2）大型真空容器
真空容器は SUS 製で直径 60 cm、長さ 100 cm の円筒型である。この真空容器には、9 つの円形フランジ、および 1 つの長方形フランジが取り付けられている。その中にエンジンを正面から観察できる円形ガラス窓フランジとエンジンを側面から観察できる長方形ガラス窓フランジが取り付けられている。
真空容器下面の 2 つのフランジにはエンジン上流側からターボ分子ポンプ（300 ℓ/sec）、クライオポンプ（2000 ℓ/sec）が取り付けられている。ターボ分子ポンプには補助ポンプ用のロータリーポンプ（310 ℓ/sec）が接続されている。
また、フランジとは別の位置からロータリーポンプとメカニカルブースターポ
ンプ（108 m3/h）が接続されており、真空容器の粗排気を行う。なお、全実験を通して、この真空容器は電気的に絶縁され基準電位となっている。まず、1 台のロータリーポンプを使用して真空容器内を 10 Torr まで粗挽きし、ターボ分子ポンプの補助ポンプであるもう 1 台のロータリーポンプを使用して 2 Torr まで
真空をひく。次にターボ分子ポンプを使用して 2×10−4 Torr 以下になるまで真空を引く。最後にクライオポンプを使用して、10−5〜10−6 台まで真空を引く。
到達圧力は Torr であり、作動ガス Xe を 2.20 sccm 流入時には 4.4×10−3 Pa であった。
以下に、本実験で使用した各ポンプの特徴について簡潔に説明する。
①ロータリーポンプ
ロータリーポンプ （Rotary Pump）は、回転する内部の板が気体をかき出す
ように排気する真空ポンプの一種である。超高真空を必要とするチャンバーの粗挽きや、背圧を維持するための補助ポンプとして使われる。到達真空度は 10
17Pa （10−3 Torr） 程度である．油を密閉のために用いるが、この油が真空装置には大敵となるため、高真空を要求される装置と接続する場合はフィルタなどを挟む必要がある。使用すると油は徐々に減っていくため、定期的に油を交換する必要である。
−1②ターボ分子ポンプ
ターボ分子ポンプ（Turbo Molecular Pump：TMP）は真空ポンプの一種で、内部の金属製の羽根が空気分子を弾き飛ばすことにより排気する方式のもの。
動作原理は、斜めに配置された羽根を高速回転させて気体分子を排気側へ押し出す。実際には羽根のたくさんある回転翼と固定翼を組み合わせて、逆流の防止と排気効率の向上を図っている。最高到達真空度は 10−7 Pa （10−10 Torr）程度である。その原理から、全ての気体に同じ排気速度を持っており、希ガスも真空に引くことができる。動作圧力に制限があるため普通はロータリーポンプ
を補助ポンプとして用いる。
③クライオポンプ
クライオポンプ（Cryopump）は、気体分子を極低温面に凝縮・吸着させて捕捉する気体ため込み式真空ポンプである。あらゆる気体に対しての大きな排気速度、10〜10−8 Pa と広い動作範囲、簡易に清浄な超高真空を得られるなどの優れた特長を持つ真空ポンプである。ポンプ内部に極低温面を作るために，ヘリウムガスを冷媒として用い、違う温度の極低温面を作る二段式の極低温冷凍機を用いるのが一般的である。

3-2 マイクロ波伝送系
本研究で使用したマイクロ波電源の周波数は 2.45 GHz、最大出力 60W である。この周波数は、電波法により工業的に定められたものであるため、この周
波数での電源が比較的安価であることやさまざまな用途のための部品が揃っている。一般に 2.45 GHz の発振に用いられるマグネトロン管のマイクロ波電源の場合、低電力領域では発振が安定しないという特性を持つため、本研究では低電力領域で発信特性の良い固体発振器により発信されたマイクロ波をと固体増幅器（Solid State Power Amplifier : SSPA）により増幅する形式のものを使用した。なお、電源のエネルギー変換効率は最大 37 %である。
マイクロ波伝送系のフローチャートを図 3-3 に示す。マイクロ波は発振器から発振された後、アッテネタ−（減衰器）を経て、アンプによって増幅される。
その後アイソレータ、方向性結合器を経て特性インピーダンス 50 Ωの N 型同18

軸ケーブルより出力される。真空容器内へは N 型真空用コネクタを使用し、真空容器内で N 型ケーブルからセミリジッドケーブルへと変換され、SMA コネク
タを経てイオンエンジンへ導入される。投入電力はパワーモニタにより表示された入射波と反射波の差より算出される。反射波はダミーロードにて熱として外部へ放出される。アンテナとの整合はマイクロ波電源から真空容器までの N型ケーブルの長さと真空容器からイオンエンジンまでのセミリジッドケーブルの長さを変化させて行っている。

3-3 中和器系（１）中和器本体
図 3-4 に本実験に使用した中和器本体の概略図を示す。中和器本体は大きく
放電室部、アンテナ部、オリフィス部で構成される。放電室部は Al 製の円筒型であり、外径 20mm の放電室部、アンテナ、及び作動ガス供給系から構成される。図 3-5 中和器のフランジ取り付け時の写真を示す。本実験では永久磁石を用いた実験を行う。図 3-6 は永久磁石を取り付けた状態である。本実験では、放電室径依存性実験を行うために内径がφ3, 5.5, 6.5, 10mm（全て長さは30.6mm に統一）の放電室を、また放電室長依存性実験を行うために長さが 15.3,
30.6, 61.2 mm（内径は 6.5mm に統一）の放電室を使用した。オリフィス径を変更した実験を行うため、放電室の電子引き出し側に装着するキャップにて放電室にオリフィスを固定する。投入されたマイクロ波を作動ガスに伝える役割を持つアンテナには直径 1mm の直線アンテナを用いた。材料は高温でも歪みの少ない Mo である。この Mo 製アンテナは SMA コネクタ（female）によって固定されており、マイクロ波電力を放電室内部に伝え、放電を起こすものである。

（２）ソレノイドコイル
2 章において述べたように、本実験にて製作した中和器は放電室内壁半径がφ0.5 ~ 5mm と小型であるため、2 章について述べた ECR,及び 2nd Harmonic
ECR 放電の双方について形態の決定を行うべく中和器周囲に配置されたソレノイドコイルによって電子電流値の磁場強度依存性を計測した。コイルには 内径50mm の中心管に径 1.6mm の線が 1093 巻してあり、約 100mT までの磁場強度を中心管内部に発生する。

19

（３）電子抽出部
中和器より電子を引き出すために、中和器正面に置かれ、中和器と絶縁されている電子コレクタを直流電源にて正にバイアスし、真空容器と同電位になっている中和器との間に電界をかける。今回の実験では中和器−コレクタ間の距
離変更は得られた電流値に影響を与えないことが分かっており、全ての実験を通して 15mm に設定されている。図 3-7, 8 に中和器側面から見た電子ビームの様子（非抽出時、抽出時）を示す。

（４）永久磁石
本実験にて使用した永久磁石について述べる。本中和器の永久磁石の使用による運転を試みる際に使用した磁石は、比較的安価で手に入りやすいフェライ
ト磁石である。フェライト磁石は粉末冶金法による焼結品で、磁気特性が安定
し高い磁場を必要としない場合に使われる安価な磁石である。非常に幅広い用途で使われており、熱減磁が大きいという特徴がある。20℃を 100 とした場合、50℃で約 90％、100℃で約 80％、200℃で約 50％に磁力が低下する。また、200℃程度までなら概ね元の磁力を回復する。実験に手使用した磁石はフェライト磁
石：FR012（Φ45×Φ22×8 のリング状、表面磁束密度 120 mt、吸着力 3.2 kg、重量 46.94 g、磁石長さ方向磁化）である。この磁石を３個並べて放電室外部に被せて配置した場合の放電室内磁場形状、及び磁場強度を図 3-9 に示す。放電
室内中心軸、アンテナの長さ方向中央付近に約 80 ~ 85 mT 程度の磁場強度を実現している。

3-4 実験方法
中和器を真空容器内に設置したときの写真を図 3-10 に示す。電子ビーム電流の計測体系を図 3-11 に示す。中和器後方（電子引き出し側）に電子コレクタを設置した。本来の作動時においては宇宙空間には基準となる電位が存在しない
ため、衛星本体を基準にイオンエンジンとスクリーングリッドが同電位で正に、アクセルグリッドが負に印可され、ディセルグリッドは衛星と同電位となる。
また、地上でのイオンエンジンのシステム試験では中和電子は中和器−イオンビーム間の電位差で抽出され、中和電子電流がイオンビームと等量になるように、中和器自体を負にバイアスして抽出電圧を設けている。
中和器単体試験を行う本実験においては中和器本体の電位をアース（真空チャンバと同電位）とし、電気的に絶縁している電子コレクタに ＋30 V の正の電圧を印加した。イオン源無しに中和器の単体試験を行う場合、単体試験時のコ
20

レクタ電圧はシステム試験時のバイアス電圧とほぼ同義にとることが出来るとされる。この体系でマイクロ波電力、ガス流量を変化させ電子コレクタに流れる電流を測定した。
3-3 (1)に述べたように、以下の５項目について行った。
・磁場強度：0 ~ 100 mT・オリフィス内径：φ 1, 3, 5, 7 mm
・放電質内径：φ3, 5.5, 6.5, 10 mm（長さは全て 30.6mm に統一）
・放電室長さ：15.3, 30.6, 61.2 mm（内径は 6.5mm に統一）
・コレクタ電圧：0 ~ 100 V
以下、上記の各項目に関してそれぞれ詳記し、最後に考察を行う。なお、実験における各パラメータは以下のとおりである。
・投入マイクロ波電力：2 ~ 13 W
・作動ガス流量（Ar）：0.1, 0.2, 0.3, 0.5 sccm

3-5 プラズマ測定
プラズマ測定は、使用するプラズマがどのようなプラズマであるかを特徴付けるために行われ、定量的にプラズマの特徴を表すためにプラズマパラメータが用いられる。プラズマパラメータの主なものとして、イオン密度、電子密度、
電子温度、プラズマ電位などがある 3-1)。プラズマパラメータの違いによりプラズマの性質や振る舞いが異なるので、プラズマ計測は評価のために欠かすことが出来ない。計測の手法として代表的なものに、プローブ法がある。プローブ
法とは、プラズマ中に直接プローブを挿入し、プラズマ中から取り出した電流を解析することによりプラズマパラメータを求める方法である。比較的低温、
低密度のプラズマの計測に限定される。プローブの設置された位置での測定を行うので空間的分解機能に優れているが、プラズマの攪乱は避けられない。また、一回の解析に多くのデータを必要とするので時間的分解能に劣る。一般に実験室で取り扱うプラズマは殆どが比較的低温、低密度のプラズマ密度である
ため、プローブ法がプラズマ計測法の中でも一般的な計測法である。代表的なものとして、図 3-12 に示すようにプローブを一本プラズマ中に挿入して計測を行うシングルプローブ法（ラングミュアプローブ法）が挙げられる。

21

本実験では、シングルプローブ法に比べて●プローブに流入する電流は小さなイオン飽和電流で制限されるのでプラズマに与える変動が小さい。
● 外部磁界の影響は 2 つのプローブに均等に影響を与え、互いに相殺されるので、外部磁界の影響が小さい。
● ２つのプローブは電気的にフローティングなので、プラズマポテンシャ
ルの変動の影響を受けにくい。
という利点を持つダブルプローブ法を用いてプラズマ計測を行った。基準電極と測定間の電位差が時々刻々と変化するプラズマや、高周波放電プラズマや電離層プラズマのようにもともと基準電極のないプラズマを計測するために考えられたものである。近接した 2 本の等しい形状と面積を持つプローブ
をプラズマ中に配置し、プローブ間の可変電圧と流入電流から電流−電圧特性を得る。
回路構成、及びプローブで検出される電流と電圧の関係は図 3-13 となる。
点線部分がプローブ電流 Ip = −Ie + Ii であり、P1 と P2 は閉回路を構成しているため Ip = I1 = I2 の関係を満たす。電子電流の方がイオン電流に比べて変動が急なため、Ip 値はイオン電流によって制限される。この結果、図 3-14 に示す電流−電圧特性が得られる。実際の測定では 2 本のプローブ表面正当が異なるため空間電位が必ずしも等しくならず、図 3-16 のように Vd = 0 でも一部電流が流れる。電子温度の算出には⎞⎛ ∑ I Ii
d ln⎜⎜− 1⎟⎟⎠ =− e⎝ I e1
dVd
kTe

(3-1)

を用いる。ここで式中のそれぞれの値は図 3-15 に対応しており、∑Ii = Ii1 +Ii2 である。また、イオン電流の傾斜の補正も考慮した場合、上式は

kTe
=−
e

∑ Ii
⎛ dI p ⎞⎛ dI p ⎞⎟⎟⎟⎟− A2 ⎜⎜
A1 ⎜⎜
dV
dV
d
d
⎝
⎠ Vd = 0⎝⎠ Vd = sat(3-2)となる。ここでの∑Ii は図 3-15 に示してあるように、飽和電流の接線が電流軸と交わった 2 点から決まる値を用いている。定数 A は無衝突プラズマでは
A1 = 4、A2 = 3.28 となる。実際の測定で図 3-16 のような特性が得られた場
合、Vd = 0 の点の代わりに図に示す変曲点における傾斜を上式に当てはめる必要がある。

22

ダブルプローブでは飽和電子電流は得られないため、電子密度の導出にイオン電流を用いる。ダブルプローブ特性の飽和電流値はほぼイオン飽和電流に相当するので図 3-15 のように通常は飽和イオン電流の点より接線を引き、Vd = 0 の点における Ii を用いる。シースの生成条件が成り立つと考えると、イオン電流はIi = kN e A

kTe
mi

(3-3)

となる。ここでκは Ti/Te →0 で 0.61 となり、通常 Te>Ti なのでκ＝0.61 とする。mi はイオンの質量であり、A はプローブの表面積である。電子温度 Teをこの式に代入し、Ne を解くことにより電子密度を求めることが出来る。

23

DC power
supplyNeutralizer
DC power
supplyMicrowave power
supplies 2.45GHz

Collector

Mass flow controller

Vacuum pump

Solenoid Coil
図 3-1 実験装置全体図

Microwave generator

Vacuum chamber

DC power supply

図 3-2 実験装置写真24

図 3-3 マイクロ波伝送系のフローチャート

Antenna

Propellant
Gas

Orifice

図 3−4 中和器の構造25図 3-5 中和器のフランジ設置時

図 3-6 中和器の永久磁石取り付け時

26図 3-7 プラズマの発光の様子（非抽出時）

図 3-8 プラズマの発光の様子（抽出時）27図 3-9 リング状磁石 3 個設置時の放電室内磁場形状図

図 3-10真空チャンバ内中和器設置時(コイル無し)

28

Solenoid CoilCollector

Neutralizer

図 3-11 電子電流引き出し実験の体系

図 3-12 ラングミュアプローブ法

29

回路図

図 3-13 ダブルプローブ回路構成図

図 3-14 ダブルプローブの電流と電位の関係30図 3-15 ダブルプローブ

電流−電圧特性（a）

図 3-16 ダブルプローブ

電流電圧特性（b）

31

第4章

実験結果と考察マイクロ波放電型中和器はイオンエンジン同様、機構上多くのパラメータが存在し、性能に影響する。本章では実際に作動パラメータを操作し性能試験を行い、設計指針について検討した。

4-1 磁場強度依存性
本実験では、3 章にて述べたように本実験で用いる小型放電室に適する磁場形態を決定すべく、中和器周囲に配置されたコイルを用いて電子電流値の磁場強度依存性を計測した。放電室径 6.5mm, オリフィス径 1 mm, マイクロ波
電力 13 W, 作動ガス流量 0.1 sccm 時の電子電流値の磁場強度依存性を図 4-1に示す。グラフより、2nd Harmonic ECR 放電および ECR 放電にて大きな電流値の増加が確認された。また、双方を比較すると 2nd Harmonic ECR 放電（40 mT 付近）にて 1.1 mA、ECR 放電（87.5 mT 付近）にて 1.5 mA と、
ECR 放電の方が高い電流値が得られた。放電室径 3 mm, ガス流量 0.5 sccmの設定において、ECR、2nd Harmonic ECR 放電が起きていると思われる 2
点のピークに磁場強度を固定してマイクロ波電力を変更したときのグラフを
図 4-2 に示す。マイクロ波電力と引き出し電子電流はほぼ比例の関係が見られ、マイクロ波電力に関わらず、常に ECR 放電の方が高い電流値を示した。
この傾向は本研究にて使用した全放電室径にて確認された。これは、2nd
ECR 放電の利点が ECR 放電のそれを上回る程、本実験で用いた放電室が小型ではないことを示していると考えられる。一般的に、10-3 Torr 以下の低気圧中では電子の捕捉条件が問題となり、2nd Harmonic ECR が特に顕著になるとされている。しかし、本研究で使用した中和器の放電室内圧力は多くのパラメータ設定時（ガス流量、オリフィス径）にて 10-2 Torr 程度である。2nd
Harmonic ECR 放電は電子の加速よりも閉じ込め効果に利点があるため、エネルギー効率の高い ECR 放電と比較すればその利点も薄くなると思われる。
また、磁場を変化させる中で高い電流値を示した際の磁場強度は必ずしも
ECR 放電を起こす共鳴磁場強度 87.5 mT ではなく、ずれが確認された。以下に、このずれについて２つ（マイクロ波電力依存、作動ガス流量依存）の面から考察する。
①マイクロ波電力依存
放電室内径 10mm, オリフィス内径 7mm, 作動ガス流量 0.05 sccm での各マイクロ波電力（2 ~ 13 W)での電子電流値の磁場強度依存性を図 4-3 に示す。
32

また、その際に最高電流値を示したときの磁場強度のマイクロ波電力依存性を図 4-4 に示す。これらから、高い電流値を示す磁場強度がマイクロ波電力により違うこと、またそれはマイクロ波電力が大きいほど低磁場側に遷移していることがわかる。
②作動ガス流量依存
放電室内径 10mm, オリフィス内径 7mm, マイクロ波電力 13 W での各作
動ガス流量（0.1, 0.2, 0.3, 0.5 sccm)における電子電流値の磁場強度依存性を
図 4-5 に示す。また、この時の電子電流値の最高値を示したときの磁場強度と放電室内圧力依存性を図 4-6 に示す。作動ガス流量が大きいほど、すなわ
ち放電室内圧力が高いほど、高い電流値を示す磁場領域が低磁場側に遷移していることがわかる。
これらを考察するために 3-5 に示したダブルプローブ法を用いてプラズマ測定を行った。結果と考察を以下に示す。

4-2 プラズマ測定結果
ダブルプローブ法によるプラズマパラメータの解析結果について述べる。
図 4-7, 8 は放電室内径 10mm, オリフィス径 7 mm, 放電室長 30.6 mm の設定における実験結果である。プローブにはφ0.25 mm、長さ 3 mm のタング
ステンの細線 2 本を用いて、オリフィスを通して放電室内に 1 mm 挿入した。
計測はマイクロ波電力 13 W、ガス流量 0.5 sccm、磁場強度 35 ~ 90 mT について行った。 図 4-7 に電子温度、及び引き出し電流値の磁場強度依存性を示す。磁場強度が共鳴磁場強度の近傍 80 mT 付近にて電子温度が高い結果とな
り、電子電流値も同様の傾向を示した。これは ECR 放電によりプラズマが生成され、電子が選択的に加速されて高エネルギー電子が存在しているためであると考えられる。また、2nd Harmonic ECR 放電が起きる磁場強度領域 40 ~50 mT 付近においてもわずかながら電子温度の上昇が見られるものの、ECR領域と比較すると電子温度の有意な上昇は見られない。これは 3-3 (2)に述べたように、2nd Harmonic ECR 放電においては ECR 放電ほどの電子エネル
ギーの上昇は期待できないことを示す結果となった。
次に、図 4-8 に電子密度、及び引き出し電流値の磁場強度依存性を示す。
磁場強度が 70 ~ 80 mT、及び 40 ~ 50 mT 付近にて電子密度が高い結果となった。今回測定した全磁場強度についてマイクロ波周波数 2.45GHz のカット
オフ密度（7.5×1016 m-3 ）を超える値となっており、高密度プラズマが生成されていることがわかった。また、2-6 において述べた表皮深さを考える。電33

子密度 1×1017 m-3 で計算すると d = 33.7 mm となり、本研究で対象としている放電室径よりもはるかに大きな値となり、マイクロ波が反射されずに伝播されることが高密度のプラズマが生成された理由に挙げられる。また、アンテナが電子を直接的に振動させ、電子にマイクロ波を供給しやすくなっていると考えられる。
放電室内に存在する高エネルギー電子が放電室内でイオン化を促進し、プ
ラズマ密度を上昇させる結果となった。40 ~ 50 mT においては先に述べたと
おり 2nd Harmonic ECR 放電の特徴である電子の共鳴的閉じ込め効果が効
いており、高密度プラズマが生成されている。
図 4-7, 8 の結果から、2nd Harmonic ECR 放電においては ECR 放電と同程度の高密度プラズマが生成されているにもかかわらず、引き出し電子電流値が小さいことがわかった。これは熱拡散電子電流の次式

I e0 =

1
8kTe
N ee
S
4
πme

（4.1）

により電子電流値は電子密度と電子温度の積に比例することから説明できる。
測定にて得た電子温度 Te の平方根を取り、電子密度 Ne を乗じた無次元値の磁場強度依存性と引き出し電流値の比較を図 4-9 に示す。これらは同じ傾向を示し、今回のプラズマ測定が定性的に正しい結果を示していることを確認した。
しかし、高い電流値を示す磁場強度には使用プラズマ周波数に従った正確な共鳴磁場強度（本実験においては 87.5 mT）からのずれが見られた。そしてその磁場強度は弱磁場側に遷移し、入力マイクロ波電力、作動ガス流量（すなわち放電室内圧力）との増加と共に移動度も大きくなっていた。
ここで、共鳴磁場の遷移を説明するために高域混成周波数について考察する。電子の振動が高周波で静電的で磁場に垂直に伝播する場合を考えると、

ω2 = ωc +ωp
2

2

(4.2)

なる分散関係式ができる。この時のωを高域混成周波数（Upper Hybrid
Resonance Frequency）ωUH と呼び、磁場 B を横切る静電電子波はこの周波数を持つ。一方、B に沿うものはω=ωp の普通のプラズマ振動であり、熱運動が無視できる限り、群速度は再び０となる 4-3)。下の高域混成共鳴の分散関係式に対して34ω2UH = ωc +ωp
2

2

(4.3)

ωP はプラズマ周波数

nee 2
ωp =
ε0 m

(4.4)

であり、ωc はサイクロトロン周波数

ωc =

eB
m

(4.5)

である。電子サイクロトロン共鳴ではω = ωc となる。ここでε0 は真空中の誘電率である。ωP は電子密度の関数であり、ωc は磁場の関数であることから、
高域混成波の共鳴条件を満たす磁場と電子密度の組み合わせが決まる。マイク
ロ波周波数 2.45GHz における高域混成周波数の共鳴条件を計算すると、電子密度が増大するに連れて共鳴磁場が弱磁場側にシフトしていく。電子密度がカットオフ密度に達すると共鳴磁場が０になり、これ以上の密度上昇が望めなくなる。この傾向にて本実験にて得られた共鳴磁場の遷移を説明できる。また、本実験においては高密度領域が高域混成共鳴により弱磁場側に存在するにもかかわらず高い電子電流が得られた領域は ECR 磁場付近である。これは電子密度の上昇に伴って高域混成波共鳴により共鳴部が弱磁場側での電子加熱が起こり始めてもなお、ECR 磁場においても電子加熱が盛んに行われていることを示唆すると考える。
しかしながら生成されたプラズマはカットオフ密度を超えている。この結果から考察するならば上述した高域混成共鳴は成立しない。一般的にプラズマを撹乱する等の問題を持ちオーダー単位での誤差を生むこともあるシングルプロ
ーブ測定は Ne が不正確になりやすい。しかし本実験では磁場の影響、また磁場を時間的に変動させるため空間電位の変動に追随できるダブルプローブにて測定した。そのため桁単位での誤差は無いと考えられるが、電子エネルギー分布関数が非マクスウェル的である場合には大きく誤差を生む可能性があるとされる 3-1)ことも考慮しなければならない。
本実験にてこの誤差を最大限に許した場合、カットオフ密度を下回ることで上に示した高域混成共鳴により共鳴磁場の遷移を説明できる。しかしながら、今回はプローブ測定を多岐にわたって行っておらず、原因の決定には至っていない。

35

4-3 放電室径依存性
中和器はその性質上、必要性能を達成すれば出来る限り小型であることが望まれる。本研究における円筒型放電室の場合、その内径は中和器自体の大きさを決める大きなパラメータとなり得る。
そこで放電室径と電子放出性能の関連を調べるため、放電室径を 3, 5.5, 6.5,
10 mm と変更して電子電流値を計測した。図 4−10 にオリフィス径 5mm、マイクロ波電力 13W、作動ガス流量 0.2 sccm における電子電流値の放電室径比較を示す。放電室径の増加共に電流値の増加が見られた。定常プラズマにおいては、粒子の拡散による損失レートと電離による生成レートがバランスしている。壁面に囲まれた領域でのプラズマの生成は体積的に、また損失は面積的に考えることが出来る。つまり効率の良いプラズマを生成するためには放電室は V/S が大きくなる構造が好ましい 4-2)（V : 放電室内体積、S : 放
電室内面積）とされる。円筒型放電室においては放電室径の増加は V/S の増加につながることから、放電室径の増加が電流値の増加につながったと考えられる。すなわち、本研究の対象程度の体系ならば、オリフィス径に関わらず放電室径を大きくしたほうが高い電子電流値が期待できることが分かった。

4-4 オリフィス径依存性プラズマの生成、引き出し電流はオリフィス径についてよく考慮しなければならない 4-1)。2-2 (2) にて述べたように、ホローカソードにおいても電子ビー
ム出口にはオリフィスが設置されており、内部の作動ガスの中性粒子密度を高め、低ガス流量において比較的高いプラズマ密度にて高い電子電流が得られやすい機構となっている 2-1]。
本実験ではオリフィス径と電子放出性能の関連を調べるため、オリフィス
径を 1, 3, 5, 7 mm と変更して電子電流値を計測した。図 4−11 に放電室内径10 mm、マイクロ波電力 13W、作動ガス流量 0.1 sccm における電子電流値のオリフィス径比較を示す。オリフィス径 1 mm においてもプラズマの点火は見られたが、引き出し電流が小さすぎたため比較対象としなかった。オリフ
ィス径の増加と共に電流値の増加が見られた。この傾向は他の放電室内径においても見られた。次に 1W 当たりの電子抽出量の、流量別オリフィス径依
存性を図 4-12 に示す。オリフィス径によって電流値は大きく変化し、放電室
径 10 mm においてはオリフィス径 7 mm 付近に最適値が存在することがわかった。しかしながら、放電室径 10 mm においてはオリフィスを装着しなかった場合、低作動ガス流量での定常的なプラズマの点火が困難であった。気
密性の悪化により中性粒子密度が低下した結果、プラズマ生成率が減少し、プラズマ密度が低下したためであると考えられる。すなわち、オリフィス径36には最適動作点が存在し、放電室内径 10 mm においてはオリフィス径 7 mm
付近であることが分かった。
表１に 4-3, 4-4 の実験における、マイクロ波電力 13 W、作動ガス流量 0.2
sccm での得られた最大電子電流値 [mA] を示す。横欄φori はオリフィス径、
φdis は放電室径を示す。
表１

各設定における引き出し電子電流値 [mA]

φori

3 mm

5 mm

7 mm

無し

10 mm

18.5

30.2

40.8

12.9

6.5 mm

17.5

18.4

19.5

5.5 mm

14.2

15.3

15.5

φdis

3 mm

2.34

4-5 放電室長依存性
4-3、4-4 の実験においては、放電室長は全て 30.6mm にて比較実験を行った。その際に最も高い電流値を示したオリフィス径 6.5mm、放電室内径 10mmの組み合わせにおいて、放電室長を 15.3, 61.2 mm と変化させて実験を行った。なお、これら 15.3, 30.6, 61.2 mm は 2.45GHz のマイクロ波周波数における波長 1/8λ, 1/4λ, 1/2λに対応しており、アンテナ長も同じように変化させた。オリフィス径 7 mm, マイクロ波電力 13W, 作動ガス流量 0.5sccm,
0.2sccm における電子電流値の放電室長比較を図 4-13 に示す。まず、放電室
長 30.6 mm と 61.2 mm の比較について述べる。放電室長 30.6 mm の方が61.2 mm よりも高い電流値を示す結果となり、放電室長の増加が電流値の低下につながっている。4-3 にて議論した放電室径変更とは異なり、放電室長
を変更しても放電室内部の V/S は不変であることを考慮すると、延長した部
分の放電室内においては、プラズマの生成領域増加よりも壁面損失の増加につながっていることがわかる。以上の理由から、本実験の体系においては放電室長は短いほうが高い電流値が得られることになる。しかしながら放電室
長 15.3 mm における電流値は放電室長 30.6 mm と有意な差異は見られなかった。これはガスの放電室内滞在時間減少による電離確率の低下が原因と見られる。これらから、本実験の体系においては、30.6 mm 以下に最適値が存在することが示唆される。また、放電室長 15.3 mm においては、低作動ガス
流量でのプラズマの点火条件の悪化が見られたことから、さらなる小型化を目指すためには、点火の条件を改善しなければならないことがわかった。ア37

ンテナ工学の面から考察すると、本実験では放電室内半径が 5mm 以下という狭い領域であるため、アンテナからのマイクロ波の放射は無視でき、アンテナ付近の強電界により加速された電子がプラズマ生成に寄与していると考えられる。

4-6 コレクタ電圧依存性
マイクロ波放電型中和器はオリフィス出口付近にプルームを形成する。このプルーム内にて、抽出電界によって加速された抽出電子が中性粒子を電離し電子を 2 次的に生成し、結果として抽出電流が急増すると考えられている。
抽出電圧を徐々に上げていくと中和器内部からの電子抽出量は緩やかに増加してくるが（低電流モード）、さらに電圧を上げていくと抽出電流値が急激に上がる（高電流モード）という報告がなされている 1-3)。放電室内径 10 mm, オ
リフィス径 7 mm、ガス流量 0.5 sccm, マイクロ波電力 10 W における電子電流値の引き出し電圧依存性を図 4-14 に示す。この抽出特性曲線は抽出電圧によって変曲点は確認されず、有意なモード変化はなかった。これは中和器−
コレクタ間の距離が大きかったためだと考えられる。コレクタバイアス電圧の上昇を図らなくとも、中和器−コレクタ間の距離をさらに近づけることにより引き出し電子電流の増加を期待できる。抽出電界を強めて抽出電子の加速効率を増すことにより抽出電子によるプルーム内での 2 次的な電子の生成を増やせることによる。

4-7 作動ガス変更による比較
これまでの実験結果をまとめると、放電室内径 10mm, オリフィス径 7 mm,
放電室長 30.6 mm の組み合わせが、どのガス流量においても最も高い電流値を示し、作動ガス流量 0.1 sccm、投入マイクロ波電力 8.6 W にて 12 mA を引き出すことができた。
さらなる性能向上を狙うために、Ar よりも電離断面積の大きい Xe を作動ガスに用いて、大型真空容器にて引き出し電子電流を測定した。図 4-15 に電流値の比較を載せる。Xe を使用した場合、Ar と比較して大きな性能の向上が見られ、作動ガス流量 0.05 sccm、投入マイクロ波電力 3.8 W にて 12 mA、マイクロ波電力 13 W にて 47 mA を引き出すことができた。第 1 章にて掲げた性能目標値（マイクロ波電力 2W, ガス流量 0.05sccm での電子電流値
12mA）には達しなかったものの、近い値を示すことができた。

4-8 永久磁石の使用
これまでの実験では、ソレノイドコイルを用いて中和器内部にアンテナに38

平行な一様磁場を形成した。しかしイオンエンジン同様、中和器本来の運転においては永久磁石による磁場回路構成が必要となる。そこで、3-3 （4）にて述べたリング状永久磁石の使用による運転を試みた。リング状フェライト
磁石を３個並べて放電室外部に被せて配置した。放電室径 10 mm, オリフィ
ス径 7 mm, 放電室長 30.6 mm の放電室を使用した。図 3-9 に示されたとおり、放電室内中心軸、アンテナの中央付近に実現している約 80 ~ 85 mT 程度の磁場強度は、先の磁場強度依存性実験により算出した最適な磁場強度である。
図 4-16 に、作動ガス流量（Xe）0.05 sccm における引き出し電子電流値のマイクロ波電力依存性を示す。グラフより、電流値はマイクロ波電力の増加と共に大きくなっていることがわかる。次に横軸に時間をとった、永久磁石の熱負荷と引き出し電流値の関係を図 4-17 に示す。時間経過と共に電子電流値が増加していることがわかる。これは、中和器内部の磁場強度が共鳴磁場強度に近づいた結果であると考えられる。運転によって発生した熱による磁石の熱減磁が電流値の増加につながったことは、今回使用した磁石の磁場強度が共鳴磁場強度よりも大きかったことを意味し、磁石の最適化が行われていないことがわかった。さらに時間が経過すると、わずかながら電流値の低下が見られ、永久磁石の発生する磁場強度が共鳴磁場強度を越えたことがわかる。最大電子電流値を計測した時間（つまり放電室内に共鳴磁場強度が発生している瞬間）においては、磁場の形成にコイルを用いた場合（投入マイクロ波電力 3.8 W にて
12 mA）とほぼ同等の性能を示した。これは第１章において述べた本研究の目
標値（投入マイクロ波電力 2 W にて 12mA）にも程遠くない。すなわち永久磁石の使用によって目標値を達成する見込みがあり、磁場強度領域の選定を図ったコイルによる磁場強度実験にも意義があったと言える。本実験においては安価に手に入るアルニコ磁石を用いた。しかし今後は、共鳴磁場強度にて磁場強度を固定するために熱減磁の小さなアルニコ、若しくはサマコバ磁石を用いたリング状永久磁石の選定、及び磁石を熱から保護する熱対策を施すことが急務となるであろう。

39

Extracted electron current [mA]

2

1.5

1

0.5

0
20

40

60

80

100

Magnetic induction [mT]
図 4-1 電子電流値の磁場強度依存性
放電室内径φ6.5 mm オリフィス径φ1mm
マイクロ波電力 13 W 推進剤流量 0.1 sccm

図 4-2 電子電流値のマイクロ波依存性
放電室径 3mm ガス流量 0.5 sccm

40

図 4-3 各入力マイクロ波電力での電子電流値の磁場強度依存性(放電室内径φ10mm, オリオフィス内径φ7mm, 推進剤流量 0.05 sccm)

90
88
86
84
82
80
78
76

0

2

4
6
8
10
Microwave power [W]1214

図 4-4 高電子電流値を示した磁場強度のマイクロ波電力依存性（放電室内径φ10mm, オリフィス内径φ7 mm, 推進剤流量 0.05 sccm）

41

図 4-5 電子電流値の磁場強度依存性（放電室内径φ10mm, オリフィス内径φ7 mm, マイクロ波電力 13 W）

図 4-6 高電子電流値を示した磁場強度の放電室内圧力依存性（放電室内径φ10mm, オリフィス内径φ7 mm, マイクロ波電力 13 W）

42

図 4-7 電子温度の磁場強度依存性

図 4-8 電子密度の磁場強度依存性

43図 4-9 熱拡散電子電流値特性と引き出し電流値

図 4-10 電子電流値の放電室径比較（オリフィス径φ5 mm, マイクロ波電力 13 W, 推進剤流量 0.2 sccm）

44

図 4-11 電子電流値のオリフィス径比較（放電室径φ10 mm, マイクロ波電力 13 W, 推進剤流量 0.1 sccm）

図 4-12 1W 当り電子電流値の流量別オリフィス径依存性（放電室径φ10 mm, マイクロ波電力 13 W ）45図 4-13 電子電流値の放電室長比較
放電室内径φ10 mm オリフィス径φ7 mm
マイクロ波電力 13 W 推進剤流量 0.2 sccm
40

35

30

25

20

15

0

10

20
30
40
50
60
Collector bias voltage [V]

図 4-14 電子電流値のコレクタ電圧依存性
放電室内径φ10 mm オリフィス径φ7 mm
マイクロ波電力 10 W 推進剤流量 0.5 sccm

4670

図 4-15 電子電流値の推進剤比較
放電室内径φ10 mm オリフィス径φ7mm
放電室長 30.6 mm

図 4-16 永久磁石を使用した場合の引き出し電子電流値のマイクロ波依存性47図 4-17 永久磁石の熱負荷と引き出し電流値の関係

48

第５章

結論

本研究の目的と結果を以下にまとめる。
30 W 級小型マイクロ波放電型イオンスラスタを中和するための小型マイクロ波
放電型中和器を開発した。目標値はマイクロ波投入電力２W, ガス流量 0.05 sccm
において 12 mA である。目標達成のために、引き出し性能のパラメータおよび中和器形状依存性を調査し、以下の結論を得た。
1)磁場強度依存性
放電室内部に発生する磁場強度は 2nd Harmonic ECR 放電付近および ECR 放電
付近にて電流値の増加が確認され、ECR 放電付近の方が高い電流値が得られた。
2)プラズマ測定結果
高い電子電流を示す共鳴磁場強度において特に電子温度が高いことがわかった。
電子密度は ECR および 2nd Harmonic ECR で増加していることが確認できた。カ
ットオフ密度を超えた高密度のプラズマが生成されていた。
3)放電室径依存性
放電室径の増加と共に電流値の増加が見られ、本研究の対象程度の体系ならば、オリフィス径に関わらず放電室径の増加は電子電流値の増加につながることが分かった。
4)オリフィス径依存性
オリフィス径によって電流値は大きく変化し、最適値が存在することがわかった。
放電室径 10 mm においてはオリフィス径 7 mm 付近であった。
5)放電室長依存性放電室長を大きくするとプラズマ壁面損失部分の増加につながり、小さくすると作動ガス電離確率の低下を引き起こすために、放電室長には最適値が存在することがわかった。
6)コレクタ電圧依存性
コレクタ電圧による電子電流の抽出特性に大きなモード変化は見られなかった。

497)作動ガス変更による比較
Ar と比較して電離断面積の大きい Xe を使用した場合、大きな性能の向上が見られた。Ar では推進剤流量 0.1sccm、投入マイクロ波電力 2W にて 9 mA を引き出すことができた。作動ガスに Xe を使用し、ガス流量 0.05 sccm、マイクロ波投
入電力 2 W にて 8.2 mA、また 13 W にて 47 mA を得ることができた。
8)永久磁石の使用
磁場強度依存性実験にて得られた結果を参考に、ソレノイドコイルと同様の磁場をリング状永久磁石によって形成し、比較実験を行った。今回の実験から得た知見を基に、放電室内径φ10 mm、オリフィス径φ7 mm、放電室長 30.6 mm の磁場強度の設定おける最適な磁場強度を形成する永久磁石を用いた。その結果、コイルによる実験（マイクロ波電力 2 W にて 9 mA）とほぼ同じ値を示した。
放電室を構成する多くのパラメータについて最適値の決定までには至らなかったが、詳細変更が性能に与える影響を調べることができた。さらなる磁場強度の詳細決定、最適化を図ることで目標値（投入マイクロ波電力 2 W にて 12mA）を達成する見込みがあることがわかった。

50

参考文献
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53