第 1 章 序論
1.1 研究の背景
地上に太陽を求めてプラズマの研究が進み，今やその応用なくしては現代社会が成り立たないほどになった.科学的興味の存在から市場としての新たなフロンティアになりつつある宇宙に於いてもそれは同じである.
近年静止軌道上に留まる人工衛星や，これから建設される太陽発電衛星のような大型プラットフォームの姿勢制御及びそれらの資材輸送にはコストの面から考えても燃料利用効率がきわめて高い，すなわち高比推力 1の電気推進機の使用が必須となっている [1-1][1-2][1-3].電気推進機は，従来の化学燃料を推進剤とする推進機よりも一桁以上大きな比推力を有するために，積載貨物量の大幅な増大が可能である.図 1-1 に電気推進機と化学推進機の推力密度 2と比推力の関係を示す [1-4].図からわかるように，本論文で取り扱うイオンスラスタは，低推力ながらも高比推力を達成できる推進機であることがわかる.電力の確保が問題なければ，静電加速により推力を得るイオンスラスタは原理
的には 10,000 秒以上の比推力を得る事も可能である.しかしながら実際には太陽からの距離，太陽電池パドルの大きさなどから電力供給の制約ができ，3,000 秒程度の比推力が主流となっている.日本に於いては太陽電池パドルの拡大等により電力を稼ぎ，5000
秒程度の比推力を得る事が考えられている [1-5].一方，アメリカでは宇宙用原子炉の研究が以前から行われており，イオンスラスタ（原子力電気推進機）を用いて木星の衛星を探査する計画もある[1-6][1-7][1-8].
比推力は化学推進機に比べて優位性を十分に発揮できるが，推力密度は６桁程度も違い，上述した軌道間輸送等に於いてミッション期間の増大を示す.よって推力密度の増大はイオンスラスタにとって重要な研究課題の一つと言える.この推力密度，すなわ
ち取り出されるイオン電流には，イオンビーム加速部の空間電荷制限により理論的な限界が存在するが，通常のスラスタ内部ではこの限界に達するだけのイオン電流を有するプラズマの生成は行われていない（第 2 章参照）.

1

比推力とはスラスタの燃費を表す指標である.
比推力＝推力／（推進剤重量消費率 重力加速度）
比推力の単位は時間の単位となり，単位推力を単位重量の推進剤で維持できる時間となる.比推力が高いほど多くのペイロードを軌道に投入できるので性能が良いスラスタと評価される.
2

推力密度とは単位面積に得られる推力の事である.
推力密度＝推力／噴射口面積
推力密度が高いほど大きな推力を発生できる.図 1-1 に示すように推力密度と１の比推力が同時に高いスラスタは存在しないので，用途に応じて使い分ける必要がある.

1

イオンスラスタの研究開発は 1950 年後半の NASA を中心とする試みから始まり，
現在では特に日・欧・米・露で活発に開発が進められている [1-9][1-10][1-11].具体的には，旅客機などを製造しているアメリカの Boeing 社が自社衛星用に生産ラインを整えている[1-1].NASA の深宇宙探査ミッション実証衛星 DeepSpace1 に惑星間航行の主推進機として搭載され，1999 年に打ち上げられた.2002 年まで運転され，これまでのイオンス
ラスタでは最長の 16,000 時間（1.8 年）以上の実績を持っている[1-12].日本では 1982 年に打ち上げられた宇宙開発事業団（現宇宙航空研究開発機構 JAXA: Japan Aerospace
Exploration Agency）の技術試験衛星「きく 4 号」(ETS III 型)，1994 年に打ち上げられた「きく 6 号」（ETS VI 型），1998 年に打ち上げられた放送通信技術衛星「かけはし」（COMETS），2000 年に同じく宇宙開発事業団の「おりひめ・ひこぼし」（ETS-Ⅶ型）にそれぞれ南北軌道制御用として搭載された.また 2006 年度打ち上げ予定として同じ
く技術試験衛星 ETS-VIII に南北姿勢制御用として搭載される[1-13][1-14].さらに 2003 年に打ち上げられた小惑星探査機「はやぶさ」の主推進機関として 4 台搭載された.2005 年
9 月に小惑星 ITOKAWA に到着した「はやぶさ」はこれまでに 4 台で 25000 時間以上
（うち 1 台は 1 万時間以上）の運転実績を持っており DeepSpace1 につぐ運転時間となった[1-15].
このようにイオンスラスタがほぼ完成の領域に達した結果，最近の研究の多くは加速電極の形状，材質，寿命評価や大電力化などになってきている[1-16]~ [1-23].しかしながら，上述した「はやぶさ」のマイクロ波放電型イオンスラスタは世界で初めて実用化されたものであり，運転時間からも信頼性は確保されたが，推力密度が直流放電型とくらべて小さいことが課題として挙げられる.今後のミッションに向けて開発されるべきマイクロ波放電型のイオンスラスタとしては，更なる推力密度の向上が欠かせず[1-24]，
さらには直流放電型のような設計指針を得る事は最も重要な研究の一つであると言える.

1.2 研究の目的
本研究では上述の背景のもと，マイクロ波放電型イオンスラスタの特徴を示した上
で，
1) 更なる性能向上のためにマイクロ波伝送方法の根本的な検討を行い，新たなマイク
ロ波放電型イオンスラスタを提案する
2) イオンビームの抽出，及びプラズマ生成過程について実験的に評価し，設計方法を検討しつつ最終的な目標である性能向上を図る
ことを目的とする．

2

本論文は以下のように構成されている.

第1章

序論

第2章

マイクロ波放電型イオンスラスタの概要と特徴

マイクロ波放電型イオンスラスタの原理及び性能パラメーターを示し，第 3 章から第 5 章の検討の土台とする.

第3章

マイクロ波伝送系の検討

推力密度の増加のために，放電室内へのマイクロ波の最適な伝送方法を検討し，その利点と問題点を示す.

第4章

推進剤の供給方法の検討

第 3 章に引き続きスラスタの性能向上を目的に，推進剤の供給方法の違いがスラスタの性能に及ぼす影響を示す.また，電子エネルギー分布関数の計測結果より最適な推進剤供給方法を検討する.

第5章

結論

付録 1 マイクロ波放電型イオンスラスタに対するプラズマモデルの構築
付録 2 新しい DC Block の提案

3

図 1-1

電気推進機と化学推進機の推力密度と比推力の関係（参考文献 [1-4]より抜粋）

4

第 1 章参考文献[1-1] Jon A. Christensen, “Boeing EDD Electric Propulsion Programs Overview”, 40th
AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion Conference ＆ Exhibit, AIAA-2004-3967, 2004.
[1-2] Roger M. Myers, “Overview of Major U.S. Industrial Electric Propulsion Programs”, 40th
AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion Conference ＆ Exhibit, AIAA-2004-3331, 2004.
[1-3] Ira Katz, “Electric Propulsion for JPL Missions”, 41st AIAA/ASME/SAEASEE Joint
Propulsion Conference ＆ Exhibit, AIAA-2005-3674, 2005.
[1-4] 栗木恭一，荒川義博，「電気推進ロケット入門」，東京大学出版会，2003.
[1-5] 山川宏，
「軌道計画・ミッション」， 磁気プラズマセール小研究会資料， 2004.

[1-6] Steven R. Oleson, “Electric Propulsion Technology Development for the Jupiter Icy
Moons Orbiter Project”, 40th AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion Conference ＆ Exhibit,
AIAA-2004-3449, 2004.
[1-7] Steven R. Oleson, Frederick W. Elliott, Thomas M. Randolph and Neil Dipprey, “TheElectric Propulsion Segment of Prometheus 1”, 41st AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion
Conference ＆ Exhibit, AIAA-2005-3674, 2005.
[1-8] Thomas M. Randolph and James E. Polk, “An Overview of the Nuclear Electric Xenon
Ion System (NEXIS) Activity”, Space 2004 Conference and Exhibit, AIAA-2004-5909, 2004.
[1-9] John W. Dunning, Jr., John A. Hamley, Robert S. Jankovsky and Steven R. Oleson, “AnOverview of Electric Propulsion Activities at NASA”, 40th AIAA/ASME/SAEASEE Joint
Propulsion Conference ＆ Exhibit, AIAA-2004-3328, 2004.
[1-10] G. Saccoccia, J. Gonzalez, “Electric Propulsion in ESA”, 40th AIAA/ASME/SAEASEEJoint Propulsion Conference ＆ Exhibit, AIAA-2004-3329, 2004.
[1-11] S. O. Tverdokhlebov, A. V. Semenkin, V. I. Garkusha, A. G. Korsun, E. M.
Tverdokhlebova, G. F. Karabadzhak, G. A. Popov, V. P. Kim, V. A. Obukhov, N. N. Antropov, A.
P. Plokhikh, V. M. Murashko, A. I. Koryakin, A. N. Nadiradze, S. Yu. Romanov, A. G.
Zheleznyakov, A. N. Popov and V. P. Ageev, “Overview of Electric Propulsion Activities in
Russia”, 40th AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion Conference ＆ Exhibit, AIAA-20043330, 2004.
[1-12] John E. Foster, Tom Haag, Hani Kamhawi, Michael Patterson, Shane Malone, Fred Elliot,
George J. Williams Jr., James S. Sovey, and Christian Carpenter, “The High Power Electric
Propulsion (HiPEP) Ion Thruster”, 40th AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion Conference＆ Exhibit, AIAA-2004-3812, 2004.
[1-13] 後藤祥史，「電気推進の商用化」，Journal Vacuum Society of Japan, Vol. 45，pp.41-

5

46，2002.
[1-14] JAXA ホ ー ム ペ ー ジ ，「 技 術 試 験 衛 星

VIII 型 （ ETS-VIII ）」，http://www.jaxa.jp/missions/projects/sat/tsushin/ets8/index_j.html，2005 年 11 月現在.
[1-15] JAXA ホ ー ム ペ ー ジ ，「「 は や ぶ さ 」 イ オ ン エ ン ジ ン 往 路 完 走 」，
http://www.isas.jaxa.jp/j/snews/2005/0829.shtml，2005 年 11 月現在.
[1-16] James Gilland, Douglas Fiehler and Valerie J. Lyons, “Electric Propulsion Concepts
Enabled by High Power Systems for Space Exploration” 2nd International Energy Conversion
Engineering Conference, AIAA-2004-5690, 2004.
[1-17] George J. Williams, Jr., John E. Foster, John R. Miller, Thomas W. Hagg, Don Fong,
Jonathan L. Van Noorrd, Shane P. Malone, Tyler A. Hickman, Vicki J. Crable and Michael J.
Patterson, “Wear Testing of a 21 kW 7600 s Ion Thruster”, 41st AIAA/ASME/SAEASEE Joint
Propulsion Conference ＆ Exhibit, AIAA-2005-4396, 2005.
[1-18] George J. Williams, Jr., John E. Foster, Tyler A. Hickman, Shane P. Malone and Jonathan
L. Van Noord, “Performance Characterization of a 21 kW High Specific Impulse Ion Thruster”,
41st AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion Conference ＆ Exhibit, AIAA-2005-4248,
2005.
[1-19] Bruce A. Banks, James R. Gaier, Ching-Chen Hung, Patty A. Walters, Ed Sechkar, Scott
Panko and Christina A. Karniotis, “Ultra High Voltage Propellant Isolators and Insulators for
JIMO Ion Thrusters”, 40th AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion Conference ＆ Exhibit,
AIAA-2004-3815, 2004.
[1-20] John Steven Snyder and John R. Brophy, “Performance Characterization and Vibration
Testing of 30-cm Carbon-Carbon Ion Optics”, 40th AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion
Conference ＆ Exhibit, AIAA-2004-3959, 2004.
[1-21] Y. Okawa, Y. Hayakawa, K. Miyazaki, and S. Kitamura, “Ion Thruster Thrust Vectoring
by Grid Translation”, 28th International Electric Propulsion Conference, IEPC-03-083, 2003.
[1-22] Cody C. Farnell, John D. Williams, and Paul J. Wilbur, “Numerical Simulation of Ion
Thruster Optics”, 28th International Electric Propulsion Conference, IEPC-03-073, 2003.
[1-23] M. Tartz, E. Hartmann, R. Deltschew, and H. Neumann, “Study of Extraction Grid
Erosion in a Long-Time Ion Thruster Operation Test”, 28th International Electric Propulsion
Conference, IEPC-03-176, 2003.
[1-24] 國中 均, 「電気推進への宿題（後半）」，日本航空宇宙学会誌，Vol. 53，pp.52-56，
2005.

6

第 2 章 マイクロ波放電型イオンスラスタの概要と特徴
2.1 イオンスラスタの原理
2.1.1

イオンスラスタの種類

イオンスラスタは電気推進機の一種であり放電室プラズマ中のイオンを静電的に加速して推力を得ることから静電加速型推進機とも呼ばれる.イオンスラスタの物理過程
は，１）プラズマ生成，２）イオンビーム抽出，３）イオンビーム中和の 3 段階に分ける事ができ，１）のプラズマ生成の方式によってその分類を行う事が多い.これまで研究されてきているイオンスラスタは大きく以下の５種類に分ける事ができる.
１）カウフマン型（直流放電型）ex.) MELCO (ETS-VIII)[2-1]，ESA(UK-10)[2-2]２）カスプ磁場型 （直流放電型）ex.) NASA (NSTAR)[2-3]，Boeing (XIPS-25)[2-4]３）高周波誘導加熱型 ex.) ESA (RIT-15)[2-5][2-6]４）マイクロ波放電型 ex.) JAXA (μ10)[2-7][2-8] ，NASA (HiPEP)[2-9][2-10][2-11]５）接触電離型
１）及び２）は放電プラズマの生成に，熱陰極からの電子による電離衝突を用いるタ
イプで，１）では放電室外部磁石による軸方向発散性の磁場が，２）では放電室内部
磁石によるカスプ状磁場がプラズマの閉じ込めと電離度向上のために形成されている.
３）は RF (Radio Frequency)型とも呼ばれ，kHz から MHz 帯の高周波を放電室外部から加える事で電子に電離衝突に必要なエネルギーを与えプラズマを生成する.４）ではECR (Electron Cyclotron Resonance)型とも呼ばれ周波数が GHz 程度のマイクロ波により静磁場中の電子を共鳴的に加速・加熱することで電子による電離衝突が為される.５）の接触電離型は推進剤よりも仕事関数の大きい物質に推進剤を接触させることでイオン生成を行う.
本研究ではこれらのうち 4)のマイクロ波放電型イオンスラスタについて検討する.このマイクロ波放電型イオンスラスタは第 1 章でも触れたが，JAXA の小惑星探査機「はやぶさ」に搭載され一躍世界的に有名になった.

2.1.2 マイクロ波放電型イオンスラスタの特徴
マイクロ波放電型イオンスラスタと直流放電型イオンスラスタの概略を図 2-1 に示した.マイクロ波放電型イオンスラスタの特徴として大きく以下の 3 つが挙げられる[2-7].
１）プ ラズマ生成にマイクロ波放電を利用し，寿命制限の一要因となっていた熱陰極
電子源（ホローカソード）を撤廃した.そのため地上試験での大気暴露に対する保護策の必要性がない.

7２）ス ラスタ本体のみならず中和器からもホローカソードを撤廃し，エンジンシステ
ムの簡略化による長寿命化，及び高信頼性を獲得した.
３）プ ラズマ点火に特殊な手順や付加装置が不必要である.図 2-1(a)をみてわかるよ
うにホローカソードを撤廃した事により，推進剤供給器や各種電源の台数を減らす事も可能である.
このようにマイクロ波放電型と直流放電型ではプラズマの生成方法とシステムが異なってくるが，基本的にどの種類のイオンスラスタもプラズマ生成・閉じ込めを行う放電室，イオンビームの抽出・加速を行うスクリーン・アクセル・ディセルグリッド，
及びイオンビーム中和のための中和器，という３つの部分にわける事ができる.図 2-1に示されるようにアクセル・ディセルグリッドと中和器を除いたイオンスラスタ全体
が宇宙機電位から 1.5kV 程度高い電位に保たれており，その静電エネルギーがイオン
ビームの運動エネルギーとなる（図 2-2）.以下に，この３つの部分についてそれぞれ説明する.

2.1.3 マイクロ波放電型イオンスラスタのプラズマ生成部
プラズマ生成部は推進機システムの第 1 段階であり，放電室内に推進剤を供給し，永久磁石で生成された磁場に補足された電子に，マイクロ波電力を供給することでプ
ラズマを生成し維持する.
現在イオンスラスタの主流となっている直流放電型イオンスラスタでは，酸化バリ
ウム等を含浸させた多孔質タングステンを内部物質とした陰極（図 2-1（b）の Main
Cathode）から電離電圧以上のエネルギーを持った 1 次電子を放電室内へ供給し，中性粒子（推進剤）と衝突させてプラズマを生成している.一方本研究で取り扱うマイクロ
波 放 電 型 イ オ ン ス ラ ス タ で は 電 子 サ イ ク ロ ト ロ ン 共 鳴 （ ECR: Electron Cyclotron
Resonance）加熱を利用しており，熱エネルギーを持った電子にマイクロ波電力を供給することにより電離電圧以上にまで加速し中性粒子と衝突させることによりプラズマを生成する.図 2-3 にその原理を示す.プラズマを構成するイオン及び電子は反磁性体であるため，外部から与えられた磁場に対して磁場をうち消す方向に，磁力線に巻き付
くサイクロトロン運動を行う.電子サイクロトロン運動の運動方程式は，電子の質量 me，
速度ベクトル v，電荷量 e とし，外部磁場 B0 を与えた場合，以下の式で表すことがで
きる.

me

v
dv
v v
= −ev × B0
dt

(2-1)

このときのサイクロトロン半径，またはラーマー半径と呼ばれる電子回転半径 rc は，€

8

mev ⊥
v
eB0

rc =

(2-2)

となる.v⊥は B0 に垂直な方向の速度成分である.回転の中心を案内中心という.また，サイクロトロン周波数と呼ばれる回転方向の角速度ωc は

€

v
e B0
ωc =
me

(2-3)

と表される.
荷電粒子は電場 E により，イオンは電場方向に，電子は電場とは逆方向に加速さ€れる. ECR は，電子を電場により加速し，エネルギーを増加させるメカニズムである.
サイクロトロン運動をしている電子に対し，常に電子の軌道上における接線ベクトルとは逆方向のベクトルで，常に加速する方向に高周波電場をかけ続ける.これにより，電子は相対性理論効果や他粒子との衝突等の制限を受けるまで電場からエネルギーを吸収し続ける.この ECR 現象が生じるのは，マイクロ波の電場の周波数 ωrf が，電子のサイクロトロン周波数と等しくなるω rf = ω ce

(2-4)

meω rfe(2-5)の場合である.この時の外部磁場 Bref は€Bref =と表す事ができる.電波法により工業的に割り当てられており，本研究でも使用した 2.45
GHz のマイクロ波では，必要な共鳴磁場はおよそ 0.0875T となる.

€本研究で開発したマイクロ波放電型イオンスラスタに限らず「はやぶさ」のエンジンにおいても磁場 Bref は永久磁石を複数個使用することで得ており[2-7]，この事によりコンパクトで効率のよいプラズマの生成を実現している.その模式図を図 2-4 に示す.永久磁石により生成された磁力線に巻きついた電子が，ミラー効果により磁石間を往復運動する.その際，共鳴層を通過する度にマイクロ波の電場により電子は加速されてエネルギーを得る.しかしながら，永久磁石で生成される磁場には必ず勾配が生じ，v v∇B × B ドリフト運動をする.このことにより電子は決まった磁石対の間を往復運動する
v vのではなく，往復運動は続けながら ∇B × B の方向に移動する.従って磁石対の端面があ€ればそこでプラズマは消滅してしまう事になる.この距離 l を Goede[2-12]は以下のように表している.

€l≥v ∇B
Te (eV )=×10 8 (cm)ν c ν c ⋅ B(G) ⋅ LB (cm)(2-6)

ここで v∇B は磁場勾配中の電子のドリフト速度，νc は電離衝突周波数，Te は電子温度，€9LB は磁場勾配長である.上式より決定される l よりも長い距離の磁石対を並べる事で克服できそうであるが，これは磁石対の端から端まで電子がドリフト運動を行った場合であり，途中からドリフトを行う電子はプラズマを生成する前に消滅してしまう事になる.Goede はこの問題を解決する方法として磁石対をループにすることを提案し，電子が無限軌道を描く事で電離効率を大幅に向上させた.
さて，上述した ECR 加熱の原理ではマイクロ波は外部磁場に対して右廻りに回転しながら伝播しなければならない.すなわち円偏波となることで，共鳴領域で電子のエネ
ルギーに変換される.実際，半導体ディバイス等の地上のプラズマ生成装置ではコイル
により外部磁場を生成して，さらに右廻り円偏波励振器を，放電室である真空容器前に設置してマイクロ波を伝播させる.そのようにして効率よく高密度のプラズマを生成している.上述したように本研究では外部磁場の生成に永久磁石を使っており，さらには円偏波励振器も使用していないので，意図的に磁力線に沿って右廻りの円偏波を伝播させることは不可能である.そこで，本研究の本題に入る前にプラズマ中の波動を考えることで，永久磁石を使用した ECR プラズマの生成について説明する[2-13]~[2-18].
まず，プラズマ中に発生する電流を源とする電磁界は次の Maxwell の方程式で記述
される.

v
∂B
∇×E =−
∂t

€

(2-7)

v
v v
1
∂E
∇ × B = j + ε0
µ0
∂t

(2-8)

ここで粒子運動を表す電流密度 j の時間空間変化はv v
exp ik • r − iωt

(

€

)

(2-9)

で表されるとすると，同じ依存性を持つ電磁界のみを考えればよい.すなわち式（2-7）と（2-8）はv v
vv
ik × B = µ0 ( j − iωε0 E )v vv
ik × E − iωB = 0€(2-10)(2-11)となる.式（2-11）より磁場 B を求めて式（2-10）に代入して光速の定義式

€

c2 =

€

1
µ0ε0

(2-12)を用いると

 S −iD 0  E x 
c2 v v v € v
1 v    t v
k
×
k
×
E
=
−
E
+
j
=
−
iD
S
0

 • E y  ≡ ε ⋅ E
ω2
iε0ω
 0
0 P  E z 

(

)

10
€

(2-13)

という関係式が得られる.右端の等式はプラズマの誘電率を定義している.誘電率の中身
はプラズマ電流（式（2-10）右辺第 1 項）と真空に於ける変位電流（式（2-10）右辺
第 2 項）との効果の和になっている.ただしプラズマ電流は磁場に対する向きにより応答が異なるため，誘電率はスカラーでなくテンソルとして表される.その各成分は(R + L) = 1−S=
2

(R − L) =
D=

€

2

(ω

ω)

ps

2

∑ 1− Ω ω

(ω

ps

ω)

(2-14)Ωs) ω(2-15)

2∑ 1− Ω ω
( s

s

2

( s )

s

2

 ω ps  2
P = 1− ∑s  ω €(2-16)

である.ここでωps とΩs はそれぞれ粒子種 S に対するプラズマ角振動数とサイクロトロ
ン角周波数である.粒子質量で割ったプラズマ密度がω ps の中に含まれ，粒子質量で割€った磁場強度がΩs の中に含まれる.S と D とは次のように R と L（Spitzer の記号）とに分解することができる.

R = S + D = 1− ∑s

L = S − D = 1− ∑
s

€

(ω

ps

ω)

2

1+ Ωs ω

(ω

ps

ω)

2

(2-17)(2-18)

1− Ωs ωR と L は波数ベクトル k が静磁場に平行な場合の電界の回転方向（右廻り，左廻り）に対応する.ここで屈折率 n=ck/ ω（光速を位相速度で割ったもの）を導入し，n と静€磁場で決める平面を X-Z 面にとるとv
n = (n ⊥0 n // )(2-19)

である.式（2-13）の波数ベクトルを屈折率ベクトルで表し，それをベクトルの関係式€

を用いて整理すると€v
v v v v v v
n × n × E = n( n ⋅ E ) − n 2 E

S − n //2 iD
 n ⊥ n //−iD
S − n20n ⊥ n //  E x   
0  ⋅ E y  = 0
P − n ⊥2   E z 

(2-20)(2-21)となる.これらは電場ベクトルの 3 成分の間の強度比を決定している.これをもとにプラ
ズマ中の波動の分散式を求めていく.

€

上記の変数が全てゼロとなる自明な解以外の解を持つためには，すなわち波動電界

11

が存在するためには式（2-21）の係数の行列式がゼロとならなければならない.具体的に計算するとPn //4 + {( S + P ) n ⊥2 − 2PS}n //2 + ( n ⊥2 − P )( Sn ⊥2 − LR) = 0(2-22)となる.これを分散式と呼ぶ.分散式は波が伝播するために波数ベクトルと周波数とが満たすべき関係を与えるものである.波数ベクトルが磁場に対して平行と垂直な特別な場€

合の分散式はそれぞれ次のようになる.
平行な場合： P=0

垂直な場合： n⊥2 = P ,

€

2

2

(2-23)

LRS(2-24), n// = R , n// = L
2€ n⊥ =と表せる.ここで平行な場合の式（2-23）を書き直すと€
2
2
k//2c 2 ω + ωΩe + Ωe Ωi −€ω pe (ω − ω R )(ω + ω L )==ω2(ω + Ωi )(ω + Ωe )(ω + Ωi )(ω + Ωe )(2-25)式（2-24）を書き直すと€

2
2
k//2c 2 ω − ωΩe + Ωe Ωi − ω pe (ω + ω R )(ω − ω L )==ω2(ω − Ωi )(ω − Ωe )(ω − Ωi )(ω − Ωe )(2-26)を得る.これらを図示すると位相速度の違う２つの波が存在することがわかる（図 2-5）.

€

これらが右廻りと左廻りの円偏波（Faraday Rotation（図 2-6））である.これらが電子にエネルギーを与えプラズマを生成する.よって正確には左廻りの円偏波も存在するので，電子は右廻りの円偏波で回転エネルギーを得て，左廻りの円偏波でエネルギーを失う事となる.その釣り合いでプラズマが生成されている.

2.1.4 マイクロ波放電型イオンスラスタのイオンビーム抽出部
イオンの抽出・加速のためにグリッドと呼ばれる 2 枚ないし 3 枚の多数の孔の空いた電極板に高電圧を印加する.ここでは 3 枚グリッドについて述べる.
図 2-7 にグリッド一孔におけるビーム抽出の概念図を示す.スクリーングリッドにはプラズマ生成部とともに 1500V 程度の正の電圧が印加され，プラズマは基準電位に対して 1530 V 程度のポテンシャルを持つ.したがってスクリーングリッドは，プラズマに対して 30 V 程度の負電位を持つ事となり，電子を遮りイオンを引き寄せてイオンシースを形成することでイオン放出面を整える.アクセルグリッドには 350V 程度の負の電圧が印加され，またディセルグリッドは宇宙機電位である.スクリーングリッドとディセルグリッド間に形成された約 1500V の電位差によりプラズマ中のイオンが下流方

12向へ抽出・加速・噴出される.このような高電圧に印加されたイオンの噴出速度は数十km/s に達し，数千秒という高い比推力の達成が可能となる.また，アクセルグリッドに負の高電圧を印加することは，中和器から放出される中和電子の逆流を防ぐ意味も持つ（図 2-2 参照）.
イオンビームの抽出においては，ある空間内に存在できる電荷量に制限（空間電荷制限）があるため，イオンビーム電流密度 jb は理論的な上限をもつ.これは ChildLangmuir の法則と呼ばれ次式で表される.
12

4ε  2e 
j b max = 0  
9  mi (Vsc + Vac )le232(2-27)

ここで，Vsc はスクリーングリッド電圧，Vac はアクセルグリッド電圧である.le は有効グ
リッド間距離として簡易的に定義された値であり，図 2-7 に示される距離を意味す€

る.Paschen の法則により定義される最小火花電圧の存在のため，スクリーングリッドとアクセルグリッドの間に形成できる電界には限界がある.そのため，噴出されるイオ
ンビームがそのまま推進力となるイオンスラスタでは，この空間電荷制限電流が推力密度の上限を制限する事になる.ただし，式（2-27）に示した空間電荷制限電流は本来
平行平板の一次元理論を表すものであり，イオンスラスタのビーム抽出系では放電室
内プラズマ物性とグリッド形状，加速電圧の相関によってイオンシース形状が変化するので，概算にとどまる.
イオンビーム抽出系における最も重要な問題の一つにイオン衝突によるグリッドの損耗がある.イオンビームのアクセルグリッド，およびディセルグリッドへの直接衝突を抑制するにはビーム抽出系をうまく設計できれば問題ない[2-7].しかしイオンスラスタの運転に於いて避ける事のできない問題として，電荷交換イオンによるアクセルグリ
ッドの損耗がある.電界によって加速されたイオンとグリッド近傍（スクリーングリッ
ド下流側）に残留している中性粒子とが電荷交換衝突を行い，低エネルギーの電荷交換イオンが生じる(Charge Exchange; CEX).この低速イオンがアクセルグリッドの負電位により加速されてアクセルグリッドに衝突するのがこの現象である.現在イオンスラス
タの寿命を決定する最大要因の一つがこのアクセルグリッドの損耗であると考えられており，低スパッタ率のカーボン・カーボン複合材の使用や，アクセルグリッド電圧の低減，推進剤の電離度の向上（すなわち，中性粒子数密度の減少）などの対策により，その問題解決が図られている.また，数値解析によるグリッド寿命予測も多く為されている[2-19][2-20][2-21].
上述したようにグリッド損耗の問題として CEX が挙げられるが，他に直流放電型のスラスタとマイクロ波型のスラスタとで大きな違いがある.それはグリッドと放電室の13

電位が違う事によるスクリーングリッドのスパッタリングである.直流放電型スラスタ
ではホローカソードと放電室の間に電位差を設ける必要があるためスクリーングリッ
ドは放電室よりも放電電圧分だけ低くなる.よってプラズマからみるとスクリーングリ
ッドは空間ポテンシャルよりも更に下に見えてイオンによるスパッタリングが増してしまう.一方，マイクロ波放電型のスラスタではマイクロ波による無電極，無電位の放電が可能であるためそのような事はない.

2.1.5マイクロ波放電型イオンスラスタのイオンビーム中和部
イオンビーム中和部は，中和器と呼ばれる電子源からなる.中和器は図 2-1 に示されるようにプラズマ生成部及びビーム抽出部とは独立してスラスタに取り付けられ，噴出された正イオンと同量の電子を放出することでイオンビームを中和する.宇宙空間での実利用においては図 2-1 のような電気回路の接地はできないため，中和器なしでイ
オンビームのみを噴出した場合，推進機および宇宙機全体が瞬間的に負に帯電して，推進機及び宇宙機の動作に支障を来す.さらに噴出されたイオンが宇宙機の負電位により引き戻されるため，推力発生も不可能となる.したがって中和器はイオンスラスタの運転には必要不可欠である.
イオンビーム中への電子の供給によりディセルグリッドの下流数 cm の位置でビー
ムは電気的に中和されてプラズマプルーム(流れ)になると考えられており，この中和面の位置は 2.1.4 で述べた CEX イオンの逆流条件を決定するという意味で重要である.
また空間電荷による半径方向へのビーム拡がりを抑制するためにもビームの中和は可能な限りスラスタに近い位置で完了されることが望ましい.
中和器を放電室同様マイクロ波放電にすることで，システムの簡略化が可能になった点が注目すべきところである.

14

図 2-1（a）マイクロ波放電型イオンスラスタシステムの概念図

図 2-1（b）

直流放電型イオンスラスタシステムの概念図15

図 2-2静電位で加速されるイオンと放電室への逆流を妨げられる電子

図 2-3

電子サイクロトロン共鳴（ECR）加熱の原理

16図 2-4

永久磁石上での電子の運動 (参考文献[2-7]より抜粋)

図 2-5 右廻り円偏波(R 波)と左廻り円偏波(L 波)の位相差 (参考文献[2-14]より抜粋)

17図 2-6

Faraday Rotation（上；左円偏波と右円偏波の足し合わせは直線偏波
下；プラズマ中を通過後の偏波）

図 2-7

グリッドの孔一つからのイオンビーム抽出

18

2.2 イオンスラスタの性能
2.2.1 性能計算式
イオンスラスタは正イオンの噴出により推進力を得るために，推力や比推力などの推進性能は，計測された電流・電圧及び推進剤流量から計算することが可能である.以
下にイオンスラスタにおいて用いられる代表的な性能計算式を示す [2-22].各性能項目の後ろの［］内には通常用いられる単位を記した.ただし，以下で述べる値はビーム電流
Ib の全てが推力に寄与すると仮定した場合のものであり，ビーム拡がりや 2 価イオンの存在により，実測の推力は 5％程度低下する場合が多い.

推力

T [N]:

イオンビームの噴出により発生する推力.

T = m˙ iv exhaust(2-28)

2m iVsce(2-29)= Ib€

˙ i ，及び排気速度 vexhaust は以下のように表される.
上式においてイオンの質量流量 m€m˙ i =€

miIbev exhaust =€(2-30)

2eVsc
mi(2-31)

Vsc はスクリーングリッド電圧である.
€
比推力 I sp [sec]:
単位推進剤供給量あたりに得られる推力.イオンスラスタにおいては供給した推進剤全てが推力に寄与するわけではないために，イオン噴出速度だけでなく後述する推進剤€ 利用効率も考慮する必要がある. g は重力加速度である.
Isp =

T
v
= ηu exhaustm˙ 0 gg(2-32)

推進剤利用効率 ηu [%]:€

˙ 0 に対する，ビームとして噴出されるイオン流量 m˙ iの割合.こ供給される推進剤流量 mの値が小さいと推進剤の損失になるだけでなく，2.1.4 で述べた電荷交換反応が増加す€るため，アクセルグリッドの損耗が激しくなる.

€

19

€

ηu =

m˙ i
m˙ 0

(2-33)

イオン生成コスト Ci [W/A] or [eV/ion]:
ビーム電流 1A 相当の イオンを生成するのに要する放電電力（放電電圧 Vd と放電電流€

Id の積）（＝ビームとして抽出されるイオン 1 粒子を生成するのに必要となる放電エネ€

ルギー）.イオンスラスタのイオン生成能力とビーム抽出能力の関係を表す最も一般的な性能値.マイクロ波放電型イオンスラスタでは放電電力はマイクロ波電力 Wμが用い
られる.

Ci =

電力効率ηp [%]:Vd Id W µ=
Ib
Ib

(2-34)€

全消費電力 P0 に対するビーム電力（スクリーングリッド電圧 Vsc とイオンビーム電流の積）の割合.全投入エネルギーの何％がイオンビームの運動エネルギーに変換された€かを表す性能値.

Vsc IbP0(2-35)

ηt = ηuη p(2-36)

ηp =推進効率ηt [%]:€

推進剤推進剤利用効率と電力効率の積.

€
推力電力比 T P [N/W] :€消費電力 P0 と発生推力 T の比.イオンスラスタの運転は宇宙機の限られた電力の範囲内で行われるため，この値は推進機の実利用にとって最も重要な性能値の一つである.

€

T P=

T
P0

(2-37)

2.2.2 代表的なイオンスラスタの性能€

表 2-1 に現在軌道上での実利用段階に達している代表的なイオンスラスタの性能を示す.表中のスラスタの全ては現在稼働中もしくは具体的な打ち上げ予定があるスラスタである.いくつかのスラスタは推力のスロットリングが可能であるが，ここには公表
値の中で推力が最も大きい場合の性能を挙げた.ただし各スラスタの性能値はそれぞれ

20

のミッションに応じた寿命や消費電力を考慮して設定されたものであるため，これらの値によりスラスタ自体の能力を直接比較することはできない.

2.3

第 2 章のまとめ

本章ではイオンスラスタの種類，及び本研究で扱うマイクロ波放電型イオンスラス
タの動作原理を示した.また，イオンスラスタの性能算出方法，及び現在実用化段階にあるイオンスラスタの代表的な性能値についても言及した.ここで示した基礎原理を土台としてイオンスラスタの開発，性能向上実験について第 3 章から第 4 章にかけて述べる.

21

表 2-1 代表的なイオンスラスタの性能

Corporation

MELCO

Boeing

ESA

JAXA

NASA

Platform

ETS-VIII

702

ARTEMIS

はやぶさ

Deep space 1

Thruster type

Kaufman

Cusp

RF

ECR

Cusp

(1 MHz)(4.25 GHz)

Beam diameter[cm]

12

25

8.7

10

30

Thrust [mN]

25

165

15

8

92

Specific impulse [s]

2900

3800

3325

3000

3120

Ion production cost

251

-

-

380

-

[W/A]
Propellant utilization(中和器電力込み)
80

-

69

84

80

0.66

-

0.45

0.35

2.29

42

-

33

22

40

efficiency [%]Total power
consumption [kW]Thrust-to-power ratio[mN/kW]22

第 2 章参考文献[2-1] 梶原堅一，斉藤幹雄，「イオンエンジン試験装置」，Journal of Vacuum Society ofJapan，Vol. 45，pp. 47-51，2002.
[2-2] G. Saccoccia, J. Gonzalez, “Electric Propulsion in ESA”, 40th AIAA/ASME/SAEASEEJoint Propulsion Conference ＆ Exhibit, AIAA-2004-3329, 2004.
[2-3] Daniel A. Herman, and Alec D. Gallimore, “Discharge Chamber Plasma Structure of a 30cm NSTAR-type Ion Engine”, 40th AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion Conference ＆Exhibit, AIAA-2004-3794, 2004.
[2-4] Jon A. Christensen, “Boeing EDD Electric Propulsion Programs Overview”, 40th
AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion Conference ＆ Exhibit, AIAA-2004-3967, 2004.
[2-5] H. J. Leiter, H. W. Loeb, and K. –H. Schartner, “Performance Improvement ofRadiofrequency Ion Thrusters –The Evolution of the RIT 15 Ion Engine”, 26th International
Electric Propulsion Conference, IEPC-99-154, 1999.
[2-6] Rainer Killinger, Helmut Bassner, Ralf Kukies, Hans Leiter, “Results of the 15000 hours
liftime test for the RITA Ion Propulsion on ESA’s ARTEMIS satellite”, 27th International
Electric Propulsion Conference, IEPC-01-082, 2001.
[2-7] 國中 均, 「電気推進への宿題（前半）」，日本航空宇宙学会誌，Vol. 53，pp.1-6，
2005.
[2-8] 國中 均, 「電気推進への宿題（後半）」，日本航空宇宙学会誌，Vol. 53，pp.52-56，
2005.
[2-9] John E. Foster, Tom Haag, Hani Kamhawi, Michael Patterson, Shane Malone, Fred Elliot,
George J. Williams Jr., James S. Sovey and Christian Carpenter, “The High Power Electric
Propulsion (HiPEP) Ion Thruster”, 40th AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion Conference＆ Exhibit, AIAA-2004-3812, 2004.
[2-10] John E. Foster, and Michael Patterson, “Microwave ECR Ion Thruster Development
Activities at NASA Glenn Research Center”, 38th AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion
Conference ＆ Exhibit, AIAA-2002-3837, 2002.
[2-11] John E. Foster, and Michael Patterson, “Characterization of 40-Centimeter Microwave
Electron Cyclotron Resonance Ion Source and Neutralizer”, Journal of Propulsion and Power,
Vol. 21, pp. 862-869, 2005.
[2-12] Hank Goede, “30-cm Electron Cyclotron Plasma Generator”, Journal of Spacecraft, Vol.
24, pp. 437-443, 1987.
[2-13] Francis F. Chen 著，内田岱二郎訳「プラズマ物理入門」，丸善株式会社，1977.

23

[2-14] 林 泉，石井彰三，堀田栄喜，日高邦彦，「プラズマ工学演習」，朝倉書店，1988.
[2-15] 電気学会・マイクロ波プラズマ調査専門委員会編，「マイクロ波プラズマの技術」，オーム社，2003.
[2-16] 際本泰士，「京都大学プラズマ工学特論資料」，2002.
[2-17] Michael A. Lieberman, Allan J. Lichtenberg, “Principles of Plasma Discharges andMaterials Processing”, John Wiley ＆ Sons, Inc, 1994.
[2-18] T.H. Stix 著，田中茂利，長 照二共訳，「プラズマの波動（上）」，吉岡書店，1996.
[2-19] George C. Soulas, “Improving the Total Impulse Capability of the NSTAR Ion Thrusuterwith Thic-Accelerator-Grid Ion Optics”, 27th International Electric Propulsion Conference,
IEPC-01-081, 2001.
[2-20] Cody C. Farnell, John D. Williams, and Paul J. Wilbur, “Numerical Simulation of Ion
Thruster Optics”, 28th International Electric Propulsion Conference, IEPC-03-073, 2003.
[2-21] Michael K. De Pano, Stephen L. Hart, Andrew A. Hannna, and Analyn C. Schneider,“Fabrication and Vibration Results of 30-cm Pyrolytic Graphite Ion Optics”, 40th
AIAA/ASME/SAEASEE Joint Propulsion Conference ＆ Exhibit, AIAA-2004-3615, 2004.
[2-22] 栗木恭一，荒川義博，「電気推進ロケット入門」，東京大学出版会，2003.

24

第 3 章 マイクロ波伝送系の検討
3.1 はじめに3.1.1

第 3 章の背景

第 1 章で述べたように, 宇宙航空研究開発機構（JAXA）のマイクロ波放電型イオン
スラスタの信頼性, 耐久性が「はやぶさ」により立証された．今後, 増々マイクロ波放電型イオンスラスタは宇宙探査機や人工衛星に使用される見込みが強く[3-1][3-2], 様々なミッションに対応できるように, それらに応じたスラスタサイズ, すなわち推力が必要である．その中でも本研究は大型化への設計指針を得ることを目的として実験的な研究を進めた．
本研究を始めるにあたり, すなわち大型化への第 1 歩として, まずは JAXA のイオン
スラスタとイオンビーム引き出し直径が同等のものから指針を得る事を目標とした．
マイクロ波放電型イオンスラスタは世界的にも唯一 JAXA の宇宙科学研究本部だけが成功したスラスタ（μ10）であり, これまでの研究成果というものは, そのスラスタによるものがほとんどである．さらにこのスラスタはマイクロ波の整合との兼ね合いよりプラズマ生成領域が放電室壁面へ偏り，その結果，直流放電型のスラスタよりも推力密度が小さくなっている．直流放電型のスラスタのように設計手順が確立されたものではなく，経験的に作り上げたことからそのような結果になっている．

3.1.2

第 3 章の目的

本章ではマイクロ波放電型イオンスラスタの大型化が可能であり，なおかつ推力密度の増加を可能とするマイクロ波伝送系を提案することを目的とする．

25

3.2 スロットアンテナ型イオンスラスタ
3.2.1 はじめに本研究の基礎段階としてマイクロ波放電型イオンスラスタの基礎的な部分を学ぶべ
く, 3.1 節でも述べた, 「はやぶさ」に搭載されているマイクロ波放電型イオンスラス
タと同様に, 導波管を使用したスラスタを製作した．その実験結果から導波管型では電流密度（＝イオン引き出し電流／引き出し面積）の低下と大型化の際の放電室内でのマイクロ波の分布が課題となった[3-3][3-4]．そこで検討されたのが, 放電室内へのマイクロ波の伝送にスロットアンテナを使用した「スロットアンテナ型イオンスラスタ」
である．スロットアンテナを使用する事により, マイクロ波を広範囲に放射出来るので, そのためプラズマを広範囲に生成できると考えた．
アンテナ工学の分野においてスロットアンテナは矩形の導波管の壁面に開けられ,レーダー用アンテナとして使用されるなど一般的なものである[3-5]．またプラズマ工学の分野でもこのことを利用して, 様々なプラズマ生成装置が開発されている [3-6]~ [3-9] ．
本スラスタはそのようなプラズマ生成装置を模範にして製作した．
図 3-1 にスロットアンテナの原理を示す[3-10]．長さ L, 幅 W の切り込みがあるとする．
スロットの幅の狭い方に高周波の電源を接続すると図のような電界が生じる．電界は,スロットの両端でゼロとなるため, L=λ/2 となる電界の定在波を生じるとスロットが共振する．この時の磁界はスロットの長さ方向にほぼ一様な分布となる．図 3-2 にス
ロットで共振している電界が空間に広がる様子を示す．
本実験で使用したマイクロ波は 2.45GHz であるので, その半波長からスロットの長さは 61mm とした．

3.2.2 放電室（プラズマ生成部）
図 3-3 にマイクロ波伝送にスロットアンテナを使用したイオンスラスタの断面図, 正
面図及び正面写真を示す．放電室直前まで同軸管によりマイクロ波が伝送され, 放電
室部でスロットアンテナからマイクロ波が放射される．放電室中央には, 使用したマ
イクロ波の波長の 1/4 波長の約 30mm のモノポールアンテナがあり, その周りを真鍮製のキャップで覆っている．その中で放射されたマイクロ波はスロットの手前に設けられた Yoke とエンドプレートで構成された線路を通ってスロットより放射される．放電
室壁には規格の配管用炭素鋼鋼管を使用しており放電室直径は 105.3mm である．スロットアンテナを兼ねた厚さ 2.3mm の鉄製の Yoke 上面には, 直径 10mm, 高さ 5mm, 表
面磁束密度 0.35T の Sm-Co 永久磁石が取り付けられている（図 3-4 参照）．そしてスロットをまたぐように磁力線が形成される．スロットから放射されたマイクロ波は, 永26

久磁石で生成された磁力線に巻き付いた電子を加速することでプラズマを生成する．
図 3-5 に放電室内の磁場配位を示す．本実験で使用した磁場配位は 1 種類である．同
心円上に永久磁石が 2 列並べてある．

3.2.3 イオン加速用グリッド（抽出部）
本実験ではステンレス製のパンチングメタルを 2 枚使用して, 加速用グリッドを製作した．図 3-6 にその構成を示し, 表 3-1 にその設計値を示す． 図 3-7[3-11]に示される
ようにステンレスは熱歪みが大きく, プラズマの熱で変形を起こし, 各グリッドが電気的に短絡してしまう．よって本実験で用いたグリッドでは各グリッドの間に絶縁材を挿入して短絡しないように固定した．

3.2.4 中和器（中和部）
加速されたイオンが真空容器の壁面に衝突する事で中和される原理を利用して, 本
実験では中和器は使用していない．

3.2.5 実験装置
（1）真空容器および真空排気系
イオンスラスタの実験研究に於いては, イオンの加速試験を行うのが一般的である．
加速試験でスラスタの性能を評価するに当たって重要な事は, 放電室内の真空度と真空容器内の真空度との差である．本来スラスタは宇宙空間で使用される．高度にもよるが特に「はやぶさ」等の深宇宙探査機の背圧はほぼゼロ, すなわち“真空”と考えることができる．よって本来ならば地上に於ける性能試験でも, できるだけ真空容器の背圧は放電室内の圧力に比べて低い方が好ましい．ただ地上で“真空”を作り出す事は難しく, せいぜい 10-7 Torr 程度が限界である[3-12]．さらにスラスタのように推進剤を排出する実験ではさらに厳しくなる．
上述した導波管型での実験で使用していた真空容器は本来スラスタの研究を行うために製作された容器ではなかった．加速試験に耐えうる真空を作り出すために必要であった真空ポンプも, 容器のフランジの大きさから制限されていた．よってスラスタ
研究用のための真空容器を新たに設計して製作した．外観と概要を図 3-8（a）, （b）に示す．直径 60cm, 長さ 100cm のステンレス（SUS304）製である．スラスタ用の真空容器として重要な事は上記のように高真空を保つことができることもあるが, 実験の時の視野性も重要である．よって容器には真空ポンプの取り付け位置も含めて７つもの円形フランジを取り付けた．さらにこの容器の特徴として, スラスタを真横から27

観測および計測ができるように長方形のフランジも取り付けられている．
真空容器下面の２つのフランジにはそれぞれクライオポンプ（CP）とターボ分子ポンプ（TMP）が取り付けられている．クライオポンプは密閉型の真空ポンプであり, ポ
ンプ内のクライオパネルを液体ヘリウムで 14K 程度に冷却して中性粒子をそのパネルに凝縮させる．ターボ分子ポンプの下流には油回転ポンプ（RP1）が設置されている．
またさらに真空容器の粗排気用にメカニカルブースターポンプ（MBP）と油回転ポン
プ（RP2）が取り付けられている．表 3-2 にポンプの排気能力を示し, 図 3-9 に推進剤
流量と真空容器内の圧力関係を示す．
（2）マイクロ波電源系
本実験で使用したマイクロ波電源は最大出力 800W 連続発振である．マイクロ波はマグネトロンより発信され, 矩形導波管より出力される．サーキュレータ, 方向性結合器およびスリースタブチューナーが取り付けられており, サーキュレータでは放電室から反射されたマイクロ波をダミーロードへと方向を変化させマグネトロンを保護す
る．方向性結合器では, 電力計測のために減衰させられたマイクロ波をクリスタル検波器によって検出している．スリースタブチューナーでは放電室からの反射波をまた放電室へ反射させる仕組みになっている．ここで反射できなかったマイクロ波が方向性結合器で“反射”として検出される．
スロットアンテナ型のスラスタではマイクロ波は放電室手前まで同軸タイプで伝送されるのが望ましい．しかし一般的に使用される同軸ケーブルでは大電力のマイクロ波を使用した場合に, ケーブル途中での損失が大きくなり, ケーブルを損傷してしまう．
本実験で使用したマイクロ波電源は矩形導波管出力であるので, 導波管−同軸ケーブ
ル変換機を購入して, それを同軸管に変換できるように改良した．図 3-10 に変換機の写真を示す．
同軸管を設計する際に重要な事はインピーダンスマッチングである．同軸管は図 3-11に示す内径 a（m）, 外径 b（m）の２つの同心円筒導体からなる．2 重円筒内の電磁界は, 同心円筒導体内の静電電磁界と同じであり, 単位長さ当りのインダクタンスと容量は次式で与えられる．

€

L=

µ0 b
ln
2π a

C=

2πε0
ln(b a)

（H/m）

（3-1）

（C/m）

（3-2）

ここでμ0 とε0 はそれぞれ真空中での透磁率と誘電率である．同軸管は分布定数線路であるので,（3-1）式と（3-2）式を使ってインピーダンスは

€

28

µ0 b
ln
ε0 a

Z0 =

（Ω）

（3-3）

と表される[3-13]．今回作製した同軸管は規格品の銅管を使用し, できるだけインピーダ
ンスが 50Ωになるようにした．同軸管の内部導体支持に, 加工性が良く安価なジュラ€

コン（ポリプラスチック；誘電率 3.7）を数カ所に使用した．同軸管の途中に O−リン
グ溝付きフランジを取り付け, 薄いテフロンを挟む事により真空を維持している．本
実験では導波管も含めた伝送路でのマイクロ波電力損失を考慮せず, 導波管部分に設置された方向性結合器で検出される進行電力と反射電力の差を投入電力とした．
本研究で使用したマイクロ波の周波数は 2.45GHz である．これは第 1 章でも述べたが, 電波法により工業的に定められた周波数であるが, そのためにこの周波数での電源が安価である事や, 様々な用途のための部品が揃っている．また宇宙科学研究本部で開発されたマイクロ波放電型イオンスラスタには 4.25GHz のマイクロ波を使用しているが, このような高周波数のマイクロ波と比べて 2.45GHz のマイクロ波は伝送効率が高い事や発信器の発信効率が高い [3-14]等, 開発に向けては有利な点が多い．よって本実
験では 2.45GHz のマイクロ波を使用した．
（3）イオン加速用電源系
本実験で使用したイオン加速用電源はスクリーングリッド用電源とアクセルグリッ
ド用電源の 2 台である．表 3-3 にその性能を示す．
（4）推進剤供給系
本実験では推進剤供給のために表 3-4 に示す電子式の微小流量計を使用した．推進剤ボンベから 2 次圧力調整弁を通過した推進剤はこの流量計を介して真空容器内に設置された放電室へ供給される．この流量計の最大流量は 10sccm であり, 機器固有の誤差は最大流量に対して 1.5%である．よって 実験で使用した各々の推進剤流量に対して 0.15sccm の誤差がある．本実験で使用した推進剤は Ar である．
（5）DC（Direct Current）Block
高電位になるスラスタは真空容器内では同軸管に接続されている．よって高電位部と接地部の絶縁は大気中の導波管−同軸管変換器の間に厚さ 1mm 程度のテフロンを挟む事により行った．

3.2.6 実験内容
スロットアンテナ型イオンスラスタでは, まずスラスタとしての性能を評価するた
めにイ オ ン ビ ー ム 引 き 出 し 実 験 を 行 っ た ． 本実験でのイオンビーム電流測定回路を図 3-12 に示す．1 枚目のスクリーングリッド（開孔率：46.2％）に対して 800V, 2

29

枚目のアクセルグリッド（開孔率：16.7％）に対して-200V の電圧を印加し, 総加速電圧は 1000V とした．また, 実験条件はガス流量を 4sccm, マイクロ波投入電力を 80, 100,
120W と変化させそれぞれにおけるイオンビーム電流値を計測した．
次にプラズマパラメーター（電子密度, 電子温度）の計測点を確定するために ECR層付近である z = 5mm 地点におけるイオン飽和電流の径方向分布を測定した．その測定位置を図 3-13 に示す．径方向へは r = 22.5~52.5mm の範囲を 5mm 間隔で測定した．
実験条件として, 使用した推進剤流量は 9sccm, マイクロ波投入電力を 130 ~200W（10W 間隔）と変化させた．この時ラングミュアプローブに-100V の電圧を印加して測定した．その際, イオン加速は行っておらず, 引き出し用のグリッドの代わりに SUS
製のパンチングメタル(開孔率 46.7％)をエンジン前面に取り付けた．さらに, パンチン
グメタルに中心から半径方向に幅約 5mm の切り込みを入れ, そこからプローブを挿入
し, 走査した．そ の 測 定 結 果 よ り 決 定 し た 電 子 密 度 と 電 子 温 度 の 測 定 位 置 を
図 3-1 4 に 示 す ． こ の 時 の 実 験 条 件 は 推 進 剤 流 量 が 3 , 9 sc cm の 2 種 類 で ある ． マ イ ク ロ 波 投 入 電 力 は 1 40 , 16 0 , 1 80 , 2 00 W と し た ．

3.2 .7 実 験 結 果
図 3-15 にイオンビーム電流のマイクロ波電力依存性を示す．イオン引き出し電流はマイクロ波投入電力とともに増加している．スラスタのサイズから言って, さらに少ないガス流量での引き出し実験を行うべきであったが, 4sccm 以下のガス流量ではプラズマが安定しなかったため, 実験不可能であった．低ガス圧における引き出し実験ではプラズマは微小な放電に対しても敏感であり, グリッド間の放電がプラズマ点火の不安定さにつながった．さらにプラズマを定常に生成するのに大電力のマイクロ波が必要であったことは, 主に表面波によるプラズマの生成であったためであると思われる．伝送線路でのマイクロ波の損失も考えられるが, 一旦プラズマが生成されるとある程度インピーダンス整合がとれ大電力でなくても ECR を使用している限り定常にプ
ラズマは生成される．本実験で表面波であると思われる理由として, エンドプレートとスロットアンテナの間に挿入したテフロンが焦げていたことから想像される．スロ
ット出口には両脇に磁石列がありスロットを覆うように磁力線が通っている．よって
電子は磁力線上を移動するので, イオンもまた磁力線上に存在する．しかしテフロンが焦げている事からプラズマがテフロン表面に存在した事になる．すなわち初期のプ
ラズマ生成は ECR 加熱であり, マイクロ波パワーをあげることで, プラズマがカット
オフ密度に達し, それ以上マイクロ波は放電室内へ伝播できないので表面波に移行しプラズマを維持する．以上のように考えられる．また大電力のマイクロ波を投入した

30

にもかかわらず, イオン引き出し電流が小さいのは, 放電室長の長さが原因であると思われる．アンテナカバーの存在により放電室長はそれ以下の長さにすることができず,
スロット近辺で生成された高密度のプラズマからイオンを引き出すことができなかったためであると考えられる．
次に, 図 3-16 にイオン飽和電流密度分布を示す． r = 37.5mm の近傍にピークが存在しているのがわかる．この地点には ECR 層が存在し, またほぼスロットの上方に位置しているためであると考えられる．以後プラズマパラメーター測定の径方向位置は r =37.5mm 地点において行うことに決定した．
上述のイオン飽和電流計測結果のもと計測した電子密度と電子温度の実験結果を図3-17（a）, （b）に示す．図（a）では電子密度のマイクロ波投入電力依存性を表している．マイクロ波投入電力とともに増加している．また, すべての場合において, カットオフ密度の 7.5

1010cm-3 を越えている．これは先ほど述べた表面波によるプラズマの生成が主であるためと考えられる．図（b）では電子温度のマイクロ波投入電力依存性を表している．電子温度はマイクロ波パワーに対してはほとんど依存せずほぼ一定であることがわかる．電子密度と比較して, 電子密度の上昇に伴い, 電子温度は下降している．すなわちマイクロ波のエネルギーが電子温度の上昇に使われることなく, プ
ラズマ生成に寄与していることがわかる． また（c）の軸方向依存性をみるとスロッ
ト近傍で電子密度及び温度が高く, 下流にいくほど密度は小さく，温度は低くなった．
スロットアンテナ型のイオンスラスタはプラズマ生成に大電力が必要であり, また
テフロン等の誘電体を使用しなければならず, スラスタとしては欠点となるものが目
立った．

31

図 3-1

スロットアンテナの原理図

図 3-2 スロットアンテナからの放射32図 3-3 （a）九州大学スロットアンテナ型イオンスラスタ断面図

図 3-3 （b）九州大学スロットアンテナ型イオンスラスタ正面図33

図 3-3 （c）九州大学スロットアンテナ型イオンスラスタ正面写真

図 3-4 スロットアンテナ型イオンスラスタの磁場配位生成に使用された円筒形永久磁石34

図 3-5 九州大学スロットアンテナ型イオンスラスタの等磁場分布と磁力線分布

図 3-6 九州大学スロットアンテナ型イオンスラスタ用グリッド構成図35

表 3-1 九州大学イオン加速実験用グリッド設計値

Material
Beam Diameter (mm)Hole Quantity

SUS 304100
739

Open Area Fraction (%)
ScreenAccelerator
Decelerator

46.2
26.7
-

Hole Diameter (mm)ScreenAccelerator
Decelerator

2.5
1.5
-

Thickness (mm)ScreenAccelerator
Decelerator

1.0
1.0
-

Gap (mm)Screen-Accelerator
Accelerator-Decelerator

1.0
-

36

図 3-7 各種材料の熱膨張係数の比較 (参考文献 [3-11]より抜粋)

図 3-8 （a）九州大学イオンスラスタ試験用 60cm 真空容器

37

38

図 3-8 （b）九州大学イオンスラスタ試験用 60cm 真空容器構成図

表 3-2 真空ポンプの排気能力

Maker

Name

Pumping Speed For N2 (l/s)

Quantity

ULVAC
OSAKA
VACUUMULVACANELVA

CP
TMP

2000
300

1
1

MBP
RP

30
5.2

1
2

1.6E-04

Pressure (Torr)

1.4E-04
1.2E-04
1.0E-04
8.0E-05
6.0E-05
4.0E-05
2.0E-05
0.0E+00
0.0

1.0

2.0

3.0

4.0

5.0

6.0

7.0

8.0

9.0

10.0

Xe Flow Rate (sccm)
図 3-9 九州大学イオンスラスタ試験用 60cm 真空容器推進剤流量圧力相関グラフ

39

図 3-10 導波管−同軸管変換器

図 3-11 同軸線路のインピーダンス及び TEM 波40表 3-3 各種電源性能表
Power Source Use

Maker

Voltage (V)Current (A)Screen grid

HIGHDEN Laboratory

2000

2

Acceleration grid

MATSUSADA Precision

500

1.5

表 3-4 微小推進剤流量計性能表
Maker

Max Flow Rate (sccm)

Calibration Gas

Error (%)

KOFLOC

10

Ar

1.5

41

図 3-12 イオンビーム電流間接測定回路図

図 3-13 イオン飽和電流密度分布測定箇所42

図 3-14 電子密度及び電子温度測定箇所

45

Ion Beam Current (mA)

40
35
30
25
20
15
10
5
0
70

80

90

100

110

Microwave Power (W)

図 3-15 イオンビーム電流のマイクロ波電力依存性

43

120

130

図 3-16 イオン飽和電流測定結果

3.0E+119 sccm2.5E+11

Electron Density (cm-3)

3 sccmCut-Off Density

2.0E+11

1.5E+11

1.0E+115.0E+100.0E+00
130

140

150

160

170

180

190

Microwave Power (W)

図 3-17 （a）電子密度のマイクロ波電力依存性

44

200

210

25

20

15

10
9 sccm5

3 sccm

0
130

140

150

160

170

180

190

200

210

Microwave Power (W)

図3-17（b） 電子温度のマイクロ波電力依存性

1.4E+11

16

140W, 9sccm

12

1.0E+11108.0E+108

6.0E+10
6

Electron Density

4.0E+10

Electron Temperature

4

2.0E+1020.0E+00

0
0

5

10

15

20

Z Axis (mm)

図 3-17（c）スラスタ軸方向電子密度及び電子温度(マイクロ波電力 140W，推進剤流量 9sccm)

45

25

Electron Temperature (eV)14

1.2E+11

Electron Density (cm-3)

Electron Temperature (eV)30

3.3 10cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ
3.3.1 はじめに大型化を視野に入れたマイクロ波放電型イオンスラスタの開発で重要な事は（1）マイクロ波を放電室に局所的に入射しないこと．すなわち分配する事．
（2）プラズマの生成は磁場配位に依存するので, マイクロ波の導入位置に柔軟性を持たせる事．
が導波管型とスロット型のスラスタ実験で確認された．そこでこの条件を満たすことができるマイクロ波の伝送方法を考案した．それが“マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ”である．このシステムは自動車搭載用 GPS アンテナ及びμ10 の中和器を参考に製作した[3-15][3-16]．
図 3-18 にマルチモノポールアンテナ型スラスタの断面図（a）と正面図（b）を示す．
同軸管によりディバイダーまでマイクロ波が伝送され, 一度その内部でマイクロ波が放射される．ディバイダー内部で放射されたマイクロ波は放電室まで延びている複数
本のモノポールアンテナへ伝搬し, 放電室へ伝送される．よって我々はこのマイクロ波伝送システムのことを“マルチモノポールアンテナシステム”と呼んでいる．以下にこのシステムを使用した場合のメリットを挙げる．
１）一 般にマイクロ波パワーの分配器には誘電体が挿入されており, 誘電体損失が避けられない．またマイクロ波帯ではコネクタでの損失も避けられず, 分配器の数によりその損失も増加する．しかし考案したシステムに使用しているディ
バイダーは金属壁で囲まれているだけであり, またディバイダー内のアンテナの数が増えてもコネクタは 1 カ所であるのでマイクロ波の損失を極力抑えることができる．
２）放 電室径が大きくなると中心からのマイクロ波放射では磁場配位を工夫しなけ
れば, 放電室の半径方向外側にまでマイクロ波が十分に到達できない．そのため中心部と半径方向外側でのマイクロ波電界強度に差ができ, 一様なプラズマの生成が困難となる．しかしこのシステムでは中心付近のみならず, 任意の場
所に十分な電界強度をもったマイクロ波を供給できる．
３）同 軸管の内導体とディバイダー, 及び放電室へ伸びているアンテナとは物理的に接触しておらず, マイクロ波放電型イオンスラスタで必須のマイクロ波電源とスラスタを絶縁するための DC Block の製作が容易となる．従来の同軸型 DC
Block は中心軸の絶縁が困難とされており[3-17]（特に真空状態で使用する場合）,
このシステムではその部分を考慮しなくてもよい．同軸管の外導体のみを絶縁すればよい事になる．

46

このシステムの設計過程で生まれた同軸型 DC Block を付録 2 に示す．基本的にディバイダー部と同じ構造をしており, 直径約 20mm, 長さ 50mm の円筒の中で入力側と出力側の中心軸は半径方向に数 mm 離れている．よって絶縁作業が不必要である．
外管はカプトンテープ（厚さ 0.064mm）で絶縁されている．耐電圧試験では 1.5kVを達成しており, またマイクロ波伝送効率はおよそ 83%である．

3.3.2 放電室（プラズマ生成部）
図 3-19 に放電室の正面写真（a）と放電様子（b）を示す．放電室は, 放電室壁, 永久磁石, 磁石設置用 Yoke, マイクロ波電力供給アンテナ, 推進剤供給部から成り立っている．放電室壁は磁気回路を構成できるように規格品である配管用炭素鋼鋼管を使用している．その外側には銅のパイプが巻かれており, 大気側に置かれた冷却器により水冷が可能となっている．放電室直径は 105.3mm である．放電室上流には推進剤供給口を設けたアルミ製のディバイダーがあり, 磁気回路を形成する軟鉄製の Yoke が配置されている．本実験で使用した磁石は軸方向に磁化された直径 10mm, 高さ 5mm の円筒形 Sm-Co 永久磁石である．これらを複数個使用して, 同心円上に 3 列配置している．
磁石列は隣の磁石列と磁極が反対になるように配置されている．本実験では５種類の放電室長を設定した．５種類の放電室長と磁場配位を図 3-20 に示す．使用した永久磁
石はスロットアンテナ型スラスタで使用したものと同じである．ディバイダーから放電室内へ挿入されたアンテナは永久磁石で生成された ECR 層の高さで折り曲げられ,その長さは, 中心に近いアンテナ（Inner Antenna）がおよそ 60mm（λ/2）であり, 放電室壁に近いアンテナ（Outer Antenna）は 2 本とも 90mm（3λ/4）である．アンテナの材質は Mo である．
本実験で使用したアンテナ長の決定法について以下に説明する[3-5][3-10][3-13]．モノポー
ルアンテナは電磁波の送受信に用いられる基本的なアンテナの一種である．モノポー
ルアンテナは使用する電磁波の波長λの 1/4 の長さで効率よく電磁波を受信または発信する．図 3-21 にモノポールアンテナの原理を示す．同軸線路内では電磁波は進行方向の電場と磁場が存在しない TEM 波で伝播し, 内導体と外導体の表面を電流が流れる．
同軸線路の内導体だけを残して, 外導体を切断すると内導体の表面を流れていた電流により電磁波が放射される．その時内導体の長さが電磁波のλ/4 の時に内導体を流れる電流は先端でゼロとなり,すなわち電場は最大となり効率よく放射される．よってディバイダー内のアンテナの長さは全てλ/4 としている．一方,放電室内の Outer
Antennaはλ/4 の奇数倍である 3λ/4 であるが,InnerAntenna はλ/2 である．Inner
Antenna は同軸管からのアンテナに近い．そのためマイクロ波の電場を強く受け,放47

電室中心へのマイクロ波の集中が懸念された．そこで InnerAntenna だけは最も強く放射するλ/4 を避けて,λ/2 とした．

3.3.3

イオン加速用グリッド（抽出部）

本実験では宇宙科学研究所提供のカーボン・カーボングリッドを使用した．図 3-22にグリッドの写真と表 3-5 に設計値を示す[3-18]．

3.3.4 中和器（中和部）
真空容器壁面でのイオンの中和作用を用いたため, 使用しなかった．

3.3.5 実験装置
（1）真空容器および排気系
スロットアンテナ型のスラスタで使用したものと同じである．
（2）マイクロ波電源系
本実験では低電力領域で発信特性のよい, 固体発信器と固体増幅器（Solid State Power
Amplifier; SSPA）を使用している．最大出力は 60W である(表 3-6 参照)．増幅器からN 型の同軸ケーブルで伝送されたマイクロ波は真空同軸コネクタを通って真空容器内へ伝送される．真空容器内では同軸ケーブルから同軸管に変換されディバイダーへ接続されている（図 3-23 参照）．
イオン加速用電源系, 推進剤供給系は, スロットアンテナ型イオンスラスタの実験で使用した物と同じものである．本実験で使用した推進剤は Xe である．
（3）DC（Direct Current）Block
本スラスタでは, “マルチモノポールアンテナシステムのメリット”でも示したよ
うに, ディバイダー内で同軸管の中心管と放電室内へ伸びているモノポールアンテナとは接触していないので, 同軸管の中心軸は何ら対策の必要がない．よって本スラス
タの DC Block は同軸管の外管についてのみ絶縁対策を行った．同軸管のフランジの間に人造マイカを挿入することで絶縁を行っている．

3.3.6 実験内容
本スラスタではまず, 放電室長依存性の評価を行い, 次にその結果をもとにイオン加速試験を行った．また加速試験で得られた性能を模擬して放電室内のグリッド近傍のプラズマパラメーターを計測した．
放電室長依存性の評価では図 3-20 に示すように放電室長を 15mm から 5mm おきに

48

35mm まで変化させて性能の変化をみた．放電室の深さを変えても ECR 領域の広さは変化していない．この時イオン加速は行っておらず, 推進剤の流量を調整することにより, 加速中の放電室内圧力を模擬した．また性能の変化はグリッドの代わりに設置したパンチングメタルに-30V の電圧を印加することによりイオン電流を計測した．
加速試験では推進剤流量を 2.0sccm と 2.2sccm に変化させ, マイクロ波電力は 10W
から 50W まで変化させた．本実験ではイオンビーム電流は電源表示をみる間接計測により計測した．この時スクリーングリッドには+1000V, アクセルグリッドには-300Vの電圧を印加した．
さらにプラズマパラメーター測定ではグリッド上流 3mm の点で, 中心から半径方向に 11mm 間隔で５点計測した．この時の推進剤流量, マイクロ波電力は加速試験で最も性能が良かった場合の値を使用した．本実験ではプローブとしてダブルプローブを使用した．

3.3.7 実験結果
放電室長依存性の結果を図 3-24 に示す．15mm の場合のイオン電流を１として他の放電室長での値を規格化した．放電室長 が 15mm の場合がもっともイオン電流が小さ
く, 25mm の場合がもっとも性能が良いことが確認できた．これらの結果から以下のよ
うな事が示唆される．すなわち, グリッドが共鳴領域に近い場合, プラズマの生成を阻害し, 小さな領域で生成されたプラズマからイオンを引き出さなければならない．しかし, 離れすぎると生成領域から離れて密度の薄いプラズマからイオンを引き出さなければならない．よって両者ともイオンビーム電流が小さくなる．その中間で良かったのが 25mm であった．プラズマの生成領域は投入するマイクロ波の電力にもよる[3-19]
が, 本実験の電力範囲では放電室長が 25mm の時に十分なプラズマが生成されているものと考えられる．
次に放電室長を 25mm に固定してイオンの加速試験を行った結果を図 3-25 に示す．
マイクロ波電力の増加とともに引き出されるイオンビーム電流も増加し, 推進剤流量が 2.2sccm の時はおよそ 30W 近傍から飽和してきており, 2.0sccm の場合は電力の増加に従って直線的にビーム電流は上昇している．本実験では 2.2sccm の時に 32W で 90mAの最高性能を得ている．この結果をこれまでのスラスタ（導波管型, スロット型）と比較すると格段に性能が上がった事は言うまでもない．そこで図 3-26 にイオン生成コ
ストと推進剤利用効率を示す．推進剤流量 2.2sccm, マイクロ波電力 32W の時にイオン生成コストは 356W/A であり, 推進剤利用コストは 57%である．この性能は 2.45GHzのマイクロ波を使用しているにも関わらず, 「はやぶさ」搭載のスラスタ(表 2-1 参照)

49

と比較してみてもそれほど見劣りしない性能である[3-20]．一般にプラズマとマイクロ波の周波数の関係ではカットオフ密度の問題が問われ, 低い周波数ほど得られるプラズ
マ密度は小さくなる． 「はやぶさ」搭載のスラスタは 4.25GHz のマイクロ波を使用することによりプラズマ密度を上げて性能の上昇を図った．しかし先ほども述べたように, 2.45GHz のマイクロ波を使用したにもかかわらず, それほど見劣りしない性能が得られている．そこで以下にプラズマパラメーター計測の結果を議論する．
図 3-27（a）, （b）にグリッド近傍での電子密度と電子温度の結果を示す．中心から半径方向約 1cm のところで 2.45GHz のマイクロ波のカットオフ密度 7.5 1011cm-3 を超えている． また中心と 2cm 離れたところではカットオフ密度に近い値を示し放電
室中央で濃いプラズマが生成されていることがわかる．カットオフ密度を超えることについて, アンテナ表面の表皮効果と考える事ができる [3-21]．すなわち, アンテナ周りでプラズマが生成され, その密度がカットオフ密度に到達するとマイクロ波はプラズ
マ中へ伝播できず, アンテナ表面にたつマイクロ波の電場の浸透のみによって電子が加速されプラズマを生成する．電子密度が高い中心付近では電子温度は低く, 密度が薄くなる半径方向外側では電子温度も高くなっている．
マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタはこれまでの研究の中で最も優れた性能を示し, 更なる改良にて性能の向上を期待できるスラスタであることが確認された．

50

図 3-18 （a）九州大学 10cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ断面図

図 3-18 （b）九州大学 10cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ正面図51

図 3-19（a）九州大学 10cm 級マルチモノポールアンテナ型
イオンスラスタ放電室部写真

図 3-19（b）九州大学 10cm 級マルチモノポールアンテナ型
イオンスラスタ Xe プラズマ生成写真52

図 3-20 九州大学 10cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタの
磁場配位と放電室長さ53図 3-21 モノポールアンテナの説明図

図 3-22 イオン加速実験用カーボン・カーボングリッドシステム（提供：JAXA 國中教授）

54

表 3-5 イオン加速実験用グリッド設計値

Material
Beam Diameter (mm)Hole Quantity

C/C Composite
105
850

Open Area Fraction (%)
ScreenAccelerator
Decelerator

67
24
67

Hole Diameter (mm)ScreenAccelerator
Decelerator

3.0
1.8
3.0

Thickness (mm)ScreenAccelerator
Decelerator

0.5
0.8
0.5

Gap (mm)Screen-Accelerator
Accelerator-Decelerator

0.5
0.5

表 3-6 マイクロ波発信器と増幅器の性能表
Maker

Frequency (GHz)Max Output Power (W)Output Form

Oscillator

THAMWAY

2.45

-

SMA

Amplifier

THAMWAY

2.45

60

N

55

56

図 3-23 九州大学 10cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ実験装置配置図

70
35 mm

65

30 mm
25 mm

Ion Current (mA)

60

20 mm
15 mm

55
50
45
40
35
30
0

10

20

30

40

50

60

Microwave Power (W)図 3-24 イオン電流の放電室長依存性

120
2.2 sccm

Ion Beam Current (mA)

100

2.0 sccm

80

60

40

20

0
0

10

20

30

40

50

Microwave Power (W)図 3-25 イオンビーム電流及び推力密度のマイクロ波電力依存性

57

60

600
Xe 2.0sccm

Ion Production Cost (W/A)

500

48W

Xe 2.2sccm

44W
40W
36 W

400

32 W
300

20W

200

28 W

10 W

100

0
0

20
40
60
Propellant Utilizatioin Efficiency (%)

80

図 3-26 イオン生成コストと推進剤利用効率

1.0E+12

Electron density (cm-3)

32 W

1.0E+11

Cut-Off Density

1.0E+10
0

10

20

30

Radius (mm)

図 3-27（a）電子密度の半径方向分布

58

40

50

9.0

Electron Temperature (eV)

8.0
7.0
6.0
5.0
4.0
3.0
2.0
1.0
0.0
0

10

20

30

Radius (mm)

図 3-27（b）電子温度の半径方向分布

59

40

50

3.4 20cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ
3.4.1 はじめに
図 3-28 に 20cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタの断面図（a）と正面図（b）を示す．本研究の目的が“大型化への設計指針の獲得”であるので, 10cm 級マ
ルチモノポールスラスタと同じ設計指針のもと, 製作を行い, 性能評価を行った．
そして大型化へ適用が可能であるかどうか検討した．

3.4.2 放電室（プラズマ生成部）
図 3-29 にディバイダー内部（a）とプラズマ放電様子（b）を示す． 10cm 級と同様, 直径 10mm, 高さ 5mm の円筒形の Sm-Co 永久磁石を多数使用して, それらを直径 200mm,
厚さ 10mm の Yoke の上に乗せ, 磁気回路を形成している．図 3-30 に磁場配位を示す．
図 3-31（a）,（b）に示すように本実験では 2 種類のアンテナ配置により性能の評価を行った．本スラスタのアンテナ長さは, 10 cm 級のアンテナ長さと, 電力の比を考慮して決定した．すなわち 10cm 級では 3λ/4 の長さに対して良い性能が得られており, その時のマイクロ波電力はおよそ 30W であった．20cm 級のスラスタではおよそ 100Wでの運転を目指しているので, 10cm 級のおよそ 3 倍のマイクロ波電力であり, アンテ
ナの総延長も 3 倍とした．アンテナの 1 本当りの長さを決定するにあたり, 放電室径を考慮した．すなわち 10cm 級のスラスタに於いても中心でのマイクロ波電力の集中を避けるために, 放電室中心に近いアンテナは(n+1)λ/4（n は整数）からずらした．
よって本スラスタでもその事を考慮し,放電室壁へ近いアンテナほどより多くのマイクロ波電力を放出するように,3λ/4 として, 残りのアンテナはこのアンテナよりも長くしてマイクロ波電力の平均化を図った．ディバイダー内のアンテナの長さは 10cm
級スラスタと同様のλ/4 とした．

3.4.3

イオン加速用グリッド（抽出部）

20cm 級のイオン加速実験では推進剤を大量（10sccm）に使用するので, 真空ポンプの排気能力が追いつかないのが現状である（図 3-9 参照）．よって本実験では加速実験を行わないで, 放電室内の推進剤圧力を加速実験中と同じにして加速実験を模擬し, 性
能評価を行う事とした．その際に, 放電室前面に加速実験用のグリッドシステムを装着させるかわりに, マイナスにバイアスされたステンレス製のパンチングメタルを設置してイオン電流を計測した(図 3-32 参照)．

60

3.4.4 中和器（中和部）
本実験ではイオン加速実験は行わないので必要ない．

3.4.5 実験装置
（1）真空容器及び真空排気系
10cm 級スラスタで使用した真空容器の側面のフランジにスラスタを装着して実験を行った(図 3-33 参照)．これで 10cm 級スラスタを真空容器に入れたまま実験が可能であり, 対面にも覗き窓があり, 実験中に放電の様子を知る事ができる．
（2）マイクロ波電源系
10cm 級マルチモノポールアンテナスラスタの実験で使用した最大 60W の SSPA を使用した．
（3）イオン加速用電源系
本実験では加速実験は行わなかったが, グリッドシステムの代わりのパンチングメ
タルにマイナスの電圧を印加するのでアクセルグリッド電源を使用した．
（4）DC Block
加速実験を行わないので必要ない．

3.4.6 実験内容
本実験ではイオン加速実験は一切行わず, 放電室内の推進剤圧力を調整する事により, 性能の変化を測定した．放電室前面にはグリッドの代わりにパンチングメタルが設置され, そこに-30 Vの電圧を印加してイオン電流を比較する事により, 各々の圧力での性能を比較した．その時デジタルカメラにより各圧力での放電様子を撮影し, 目視によるプラズマ分布確認を行った．またダブルプローブを使用して, グリッド近傍のプラズマパラメーターを計測した．放電室壁には電離真空系が取り付けられており,直接放電室内の圧力を測った．実験は図 3-31 に示すアンテナ配置（a）,（b）の 2 種類で進めた．(a)では内側から 3，4 列目の磁石列の間に配置するアンテナの数が 2 本であり，その長さが 150mm と 90mm である．(b)に於いても内側から 3，4 列目の磁石列の間に配置するアンテナの数が 2 本であるが，その長さが(a)より長い 240mm と 150mmである．

3.4.7 実験結果
図 3-34 に放電室内の圧力変化によるイオン電流特性を示す．
（a）,（b）のどちらのアンテナ配置においても圧力が小さいときはマイクロ波電力を増加させても飽和状態となった．またどちらのアンテナ配置でもイオン電流はほぼ変わらなかったが, （a）

61

のアンテナ配置ではマイクロ波電力の反射が大きく, 最大で 1/3 の電力が反射した．
（b）のアンテナ配置ではマイクロ波入射電力が 2W でプラズマの点火が可能であった．
これらの結果から, 長いアンテナの方が整合をとり易いことがわかる．本実験でのそれぞれの推進剤圧力のときのプラズマの放電の様子を図 3-35 から図 3-40 に示す．どちらのアンテナ配置においても, 推進剤圧力が低いときは放電室全体にプラズマが着いて見えるが, 推進剤圧力, マイクロ波電力ともに増加させるとアンテナ近傍でプラズ
マの強い発光が確認される．本来ならばマイクロ波電力は 100W 程度入力するべきであるが, 本実験で使用したマイクロ波増幅器は最大 60W であり, また多少の反射もみられたので推進剤流量に適したマイクロ波電力を投入できなかった．よってアンテナ
近傍での推進剤のみが電離され, 不均一なプラズマが生成されたと考えられる．
次にプローブで計測したグリッド近傍のイオン飽和電流の半径方向分布を図 3-41 から図 3-45 に示す．この時のアンテナ配置はすべて図 3-31 の（b）とした．どのマイク
ロ波電力に於いても推進剤圧力を上昇させるにつれて中心で電流が高くなった．中心と半径方向で最大 3 倍以上もの差がみられた．これは図 3-28 に示したようにディバイ
ダー内のモノポールアンテナは中心に位置しており, 放電室内へ伸びるモノポールア
ンテナは中心に近いほどマイクロ波電力を供給されやすく, また上述したように十分なマイクロ波電力を供給できていないために, 半径方向のモノポールアンテナには供給されにくかったものと思われる．図 3-46 にマイクロ波電力 34W の時の各推進剤圧力での電子密度を示す．圧力が低いときは低電子密度ながらも半径方向に一様である
が, 圧力が高くなると電子密度が急激に上昇し, 中心でのみ高くなった．一番高いとこ
ろで, およそ 2.2

1011 （cm-3）にもなり「はやぶさ」に搭載されているマイクロ波放電型イオンスラスタで使用した 4.25GHz のマイクロ波のカットオフ密度にまで達していた．
本スラスタの実験ではマイクロ波のアンテナ長依存性, プラズマの一様性を確認した．マイクロ波の電力不足もあったが, 十分に供給できれば半径方向にもプラズマを一様に生成させることが可能であり, マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタの大型化への適用が可能である事がわかった．

62

3.5 第 3 章のまとめ
本章ではスラスタの大型化を視野に入れた, 最適なマイクロ波伝送系の検討を行った．
マイクロ波工学やプラズマ工学で使用されている「スロットアンテナ」を利用したマイクロ波放電型イオンスラスタを設計製作した．そのスラスタは大電力を必要とし、また誘電体の使用により, 宇宙使用を考慮した場合に重要な項目である長寿命化を期待できない事がわかった．
そして大型化を視野に入れたマイクロ波放電型イオンスラスタの開発で重要な事は（1）マイクロ波を放電室に局所的に入射しないこと．すなわち分配する事．
（2）プラズマの生成は磁場配位に依存するので, マイクロ波の導入位置に柔軟性を持
たせる事．
などを上記の実験より確認し，それが可能である「マルチモノポールアンテナ型イオ
ンスラスタ」を開発した．このスラスタはモノポールアンテナを複数本使用する事が可能であり,それによりマイクロ波を柔軟に分配させることが可能となった．
さらに 2.45
GHz を使用したマイクロ波放電型イオンスラスタとしては大幅な性能向上が計られた．
また大型化へ適用できることもわかり，マルチモノポールアンテナシステムの有用性が示された．

63

図 3-28（a）九州大学 20cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ断面図

図 3-28（b）九州大学 20cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ正面図64

図 3-29 （a）九州大学 20cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタディバイダー部写真

図 3-29 （b）九州大学 20cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ放電様子65図 3-30 九州大学 20cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ磁場配位

66

90mm
90mm
90mm

N

S

N

S

N

S

N

S

150mm

120mm

N
90mm

90mm

90mm

図 3-31 （a）九州大学 20cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタンテナ配置図

90mm
150mm

90mm

N

S

N

S

N

S

N

S

N
90mm

120mm
90mm
240mm
90mm

図 3-31 （b）九州大学 20cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタンテナ配置図67

図 3-32 九州大学 20cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ
パンチングメタル装着図

20cm 級マルチモノポールアンテナ型
スラスタ設置フランジ

図 3-33 九州大学 20cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ真空容器設置図

68

300
9.0E-4Torr

280

8.0E-4Torr

Ion Current (mA)

260

6.0E-4Torr

240

3.2E-4Torr

220
200
180
160
140
120
100
0

20

40

60

Microwave Power (W)図 3-34（a）イオン電流の各推進剤圧力によるマイクロ波パワー依存性（アンテナ（a）
）

300
280

1.3E-3Torr
8.0E-4Torr

Ion Current (mA)

260

6.0E-4torr

240

3.2E-4Torr

220
200
180
160
140
120
100
0

10

20

30

40

50

60

Microwave Power (W)図 3-34（b）イオン電流の各推進剤圧力によるマイクロ波パワー依存性（アンテナ（b）
）

69

10 W

20 W

30 W

図 3-35 アンテナ（a）の放電様子

10 W

20 W

40 W
-4

2.2 10 Torr

30 W

40 W

図 3-36 アンテナ（a）の放電様子 6.0 10-4 Torr

10 W

20 W

30 W

40 W

50 W
図 3-37 アンテナ（a）の放電様子 9.5 10-4 Torr

70

10 W

50 W

20 W

30 W

40 W

図 3-38 アンテナ（b）の放電様子 2.2 10-4 Torr

10 W

20 W

50 W

54W

30 W

40 W

図 3-39 アンテナ（b）の放電様子 6.0 10-4 Torr

10 W

20 W

30 W

40 W

50 W
図 3-40 アンテナ（b）の放電様子 9.5 10-4 Torr

71

Ion Saturation Current (Arb.Unit)

1.20

36W
30W

1.00

20W
10W

0.80
0.60
0.40
0.20
0.00
0

20

40

60

80

100

Radius (mm)

図 3-41 イオン飽和電流密度の各マイクロ波電力における半径方向依存性

Ion Saturation Current (Arb. Unit)（推進剤圧力 0.88

10-4 Torr）

1.2
36W
30W

1.0

20W
10W

0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0

20

40
60
Radius (mm)

80

100

図 3-42 イオン飽和電流密度の各マイクロ波電力における半径方向依存性（推進剤圧力 1.72

72

10-4 Torr）

Ion Saturation Current (Arb.Unit)

1.8
34w

1.6

30W
20W

1.4

10W

1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0

20

40
60
Radius (mm)

80

100

図 3-43 イオン飽和電流密度の各マイクロ波電力における半径方向依存性

Ion Saturation Current (Arb.Unit)（推進剤圧力 2.4 10-4 Torr）

2.50
34W
30W

2.00

20W
10W

1.50
1.00
0.50
0.00
0

20

40
60
Radius (mm)

80

100

図 3-44 イオン飽和電流密度の各マイクロ波電力における半径方向依存性（推進剤圧力 3.2 10-4 Torr）

73

2.5E+11
3.8E-4 Torr
2.4E-4 Torr
1.72E-4 Torr
0.88E-4 Torr

Electron Density (cm-3)

2.0E+11

1.5E+11

1.0E+115.0E+100.0E+00
0

20

40

60

80

Radius (mm)

図 3-45 電子密度の各推進剤圧力における半径方向依存性（マイクロ波電力 34W）

74

100

第 3 章参考文献[3-1] 山川 宏,

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76

第４章 推進剤の供給方法の変更による性能改善の検討
4.1 はじめに4.1.1 第４章の背景
推進剤の供給方法については, 直流放電型のイオンスラスタでは, 1 次電子の飛行経路に向けて一様に供給するのが一般的である[4-1][4-2]．しかし未だ研究例の少ないマイク
ロ波放電型のイオンスラスタででは, 推進剤の供給方法についての検討は少なく, 供給方法の検討結果は今後の開発・研究に大きな影響を及ぼすものと考えられる．

4.1.2 第４章の目的
本章では, マイクロ波放電型イオンスラスタのプラズマ生成過程に対して, 推進剤供給方法が与える影響を検討し, 性能向上への指針を得る事を目的とする．

77

4.2 推進剤供給位置の変更による性能の変化
4.2.1

はじめに

推進剤の供給方法の変更による性能の変化を JAXA の宇宙科学研究本部で開発中のマイクロ波放電型イオンスラスタμ20 において検討した．このスラスタは「はやぶさ」に搭載されたマイクロ波放電型イオンスラスタμ10 の後継機の一台として開発中のものである．μ10 を使用した「はやぶさ」の信頼性を背景に, 宇宙科学研究本部では小天体探査などの次期計画が立ち上げっており, そのようなミッションに適用できるようマイクロ波放電型イオンスラスタの大型化が進められている．表 4-1 にμ10 の性能とμ20 の目標性能を示す[4-3]．μ20 の開発目標は推力電力比の向上であり, 第 2 章の表
2-1「代表的なイオンスラスタの性能」で示したような, 他の直流放電型のイオンスラ
スタの推力電力比と同等にまで向上させる事である．

4.2.2

放電室 (プラズマ生成部)

μ20 の断面図, 正面図, 放電室内正面写真及び放電写真を図 4-1 (a),(b) に示す．直径 200mm, 放電室長さ 30mm の放電室内には角形の Sm-Co 永久磁石を使用して, 4 列の磁石列が敷かれており, 中心に近い 1 列目の磁石列から磁石の表面磁束密度が S 極,
その次の列が N 極, と交互に磁石の表面磁極が異なるように並んでいる．以降, 磁石
列は中心に近い方から 1 列目, 2 列目, ３列目, ４列目と呼ぶことにする．図 4-2 に磁場配位を示す．磁石列は厚み 5mm の軟鉄製 Yoke に乗っており, 磁気回路を形成している．2 列目の磁石列と 4 列目の磁石列が磁気的に繋がるように, 橋渡し的な磁石が 2 カ
所 3 列目の磁石列と交わるように配置されている(図 4-1 (a) 参照)．このように配置することにより 3 つの磁気トラックを形成し, プラズマの生成と閉じ込めを行っている．
中心にはマイクロ波供給用のアンテナが備わっており, それは使用するマイクロ波の波長の 1/4 波長の長さをしたモノポールアンテナである．同軸ケーブルによりマイクロ波電力がアンテナに供給される．

4.2.3

イオン加速用グリッド(抽出部)

本実験で用いたイオン加速用グリッドは, μ10 で使用されているものと同じ材質(カーボン・カーボン)である．引き出し部の直径は 200mm である．このグリッドシステ
ムの設計値を表 4-2 に示し, μ10 のグリッドと比較した写真を図 4-3 に示す．グリッドは 3 枚構成で, すべて平板のカーボン・カーボン複合剤からなる．モリブデン製のように熱歪みがほとんどないので, このような大きな直径になっても, 特別な加工を施さなくても平板のままでその間隔を保つ事ができる[4-4]．

78

4.2.4

中和器(中和部)

μ20 用の中和器はμ10 で使用されている中和器を改良したものであり, 既に完成している．しかし, 本実験ではこの中和器を使用せずに, 0.2%のトリアを含浸させたタン
グステン (ThW) 線を中和器として使用した．

4.2.5

実験装置

(1) 真空容器及び排気系[4-5]
本実験で使用した真空容器はμ10 の耐久試験に使用したものであり．
直径 2m,

長

さ 5m の円筒形で, 高真空排気に油を一切使用しないクライオポンプを 4 台使用しており, クリーンな真空環境を作る事ができる．装置全体の写真とスラスタ配置図を図 4-4 に示す．表 4-3 に各ポンプの性能を示す．この真空容器は常に高真空に保たれており, スラスタ等はこの主真空容器に取り付けられた副真空容器内に収められている．主真空容器と副真空容器はゲートバルブで接続されており, 実験を行う
時にバルブが開けられ空間的に接続される．この方法により, 一度実験を終了し副
真空容器を大気解放しても, 再び副真空容器を排気するだけで迅速な実験を行う事ができる.
(2) マイクロ波電源系
発信器から出力されたマイクロ波は最大出力 200W の TWT(Traveling-Wave Tube:進行波管)マイクロ波アンプにより増幅され, N 型のコネクタから出力される．出力されたマイクロ波は低損失の同軸ケーブルで伝送されて, 1/4 インチセミリジッドケーブルに変換された後, 真空容器へと導入される．そして真空容器フランジに設置されたμ20 へマイクロ波が供給される[図 4-4(b)参照]．本実験で使用したマイクロ波の周波数は 4.25GHz である．
(3) イオン加速用電源系
2kV, 2A のスクリーングリッド用電源と 350V, 0.5A のアクセルグリッド用電源を使用している．
本実験では, 加速試験用電源と真空容器の両者を接地し, 真空容器端面をイオンビームターゲットとして使用する事で電流ループを閉じてビーム電流を測定している(図 4-5(b)参照)．イオンビーム電流はスクリーングリッド用電源得られる電流からアクセルグリッド用電源で得られる電流を差し引いた値とした．全ての実験で加速電圧はスクリーングリッドが+1.2kV, アクセルグリッドが-0.35kV で, ディセルグリ
ッドは接地している．
(4) 推進剤供給系

79

本実験では最大流量 10sccm のマスフローマスフローコントローラー(Mass Flow
Controller: M.F.C.)を使用してスラスタに推進剤を供給している．このコントローラ
ーの誤差は最大流量に対して 1%である．よって各々の実験流量に対しておよそ 0.1
sccm の誤差がある．真空容器フランジには 3 系統の推進剤導入端子が付けられており, 推進在流路はマスフローコントローラーの下流で分岐される．真空容器内ではガスアイソレーター(推進剤絶縁器)を通ってスラスタの各ポートに入力される(図 45 (b) 参照)．本実験は 8.6sccm,

9.6sccm,

10.7sccm の 3 種類の流量で行った．推進

剤は Xe である．
(5) DC Block
本実験では大電力マイクロ波対応の DC Block を大気中にて, 同軸ケーブルと 1/4
インチセミリジッドケーブルの間に挿入して使用した．

4.2.6

実験内容

以前の体系ではμ10 と同様に導波管が放電室中央に配置されており, そこからマイクロ波が供給されていた．しかしながら導波管重量や, 占める体積が大きくなり衛星搭載時に問題となり, 現在のμ20 ではモノポールアンテナへと移行している．
導波管型を使用した体系での土岐, 西山らの実験 [4-6] においては, 放電室中央にある導波管の両脇と放電室壁面の合計 4 カ所から推進剤供給を行った結果, その分配比の違いによりイオンビーム電流の値に差がみられた．このことからアンテナを使用した体系に於いても, 推進剤の供給方法の違いでイオンビーム電流値に変化が現れる事が予想された．そこで本実験では図 4-5(b) に示すように放電室上流(磁気回路 Yoke)から推進剤を供給して性能(イオンビーム電流)変化を検討した．
1 列目の磁石列から 4 列目までの磁石列のそれぞれの間から推進剤を供給できるよ
うに多数のポートが設置されており, 任意の場所のポートを使用することができる(図4-1(b) 参照)．本実験では推進剤の供給位置の違いにより性能の変化がどの程度現れるか判断するために, まず 2 種類の推進剤供給ポートを使用して, 試験を行った．第 1 に隣り合う 1 組の磁石列の間に 4 つの推進剤供給ポートを配置した．第 2 に隣り合う 1組の磁石列の間に 2 つの推進剤供給ポートを配置した．
性能評価はそれぞれのポートを使用した時の加速試験によって得られるイオンビー
ム電流値を比較することにより行った．

4.2.7. 性能評価試験結果と考察
図 4-6 から図 4-8 に, 4 つのポートを使用した場合の放電の様子を示す．各推進剤流80

量に於けるイオンビーム電流値のマイクロ波電力依存性を図 4-9 から図 4-11 に示す．
どの推進剤流量に於いても, 推進剤供給ポートが半径方向外側に位置するほどイオン
ビーム電流値は高くなる傾向になった．これはプラズマ生成が主として推進剤供給ポ
ートを挟む磁石列で行われていると考えられ, 磁石列が長い, すなわちプラズマの生成領域が広い 3, 4 列目の間に推進剤供給ポートを配置した場合にイオンビーム電流値が高かったと考えられる．
次に, 図 4-12 から図 4-14 に 2 つの推進剤供給ポートを使用した場合の放電の様子を示す．各推進剤流量に於けるイオンビーム電流値のマイクロ波電力位依存性を図 4-15から図 4-17 に示す．イオンビーム電流値は, 使用する供給ポートの位置で多きく変化
した．すなわち使用する推進剤供給ポートの位置に対して, 適切な推進剤流量が存在した．1, 2 列目の間の推進剤供給ポートを使用する場合には, 推進剤流量は少ない方が良く, 2, 3 列目, 3-4 列目の間の推進剤供給ポートを使用する場合には推進剤流量を多くした方が良い．この理由として 1, 2 列目を使用する場合には推進剤流量が多いと, そこでのマイクロ波電力の吸収が盛んになり, 半径方向の外側にまで十分は電界強度を持ったマイクロ波が伝播できないためだと考えられる．そして, 3, 4 列目から推進剤を供給する場合は 1, 2 列目の間で生成されるプラズマでのマイクロ波吸収は少なく, 3, 4
列目まで十分な電界強度を持ったマイクロ波が伝播してくる．よってそこでの推進剤流量を多くすると, その分プラズマが 1, 2 列目の生成領域よりも 3.4 列目の広い生成領域で生成され, 結果イオンビーム電流値は高くなると考えられる．
このようにμ20 では推進剤の供給方法一つで性能改善がみられる．よってその最適方法を検討し, 先に掲げた目標値を得るべく, 電子のエネルギー分布関数(EEDF)を計
測した．

81

4.3

電子エネルギー分布関数計測

4.3.1 電子エネルギー分布関数
本研究で扱っているマイクロ波放電型イオンスラスタは ECR 加熱を使用してプラズマを生成しており, 電子は ECR 領域でマイクロ波の電場により加速されながら磁気トラック内を往復運動している(第 2 章参照)．磁気トラック内を運動する電子のエネル
ギー分布を計測することにより性能の変化を検討する．
電子のエネルギー分布関数を知る方法をしては一般的にドルベシュタイン法(Druyvesteyn method)[4-7]とプラズマ中から放射される X 線計測から求めるものがある．
X 線計測では自由電子がイオンによって散乱されるとき, その軌道が急に変わるために制動放射によって放射される X 線を計測する．この方法は多価イオン生成用の大電力マイクロ波プラズマ生成装置において生ずる, 比較的高いエネルギー状態にある電子のエネルギー分布を計測するために使用される．X 線を計測するので Ge 検出器や X線を遮蔽する鉛などそれなりの装置が必要になる．ドルベシュタイン法はラングミュ
アプローブ計測で得られた電圧−電流特性を解析する事により比較的容易に求められる．
そこで本実験ではドルベシュタイン法による計測を行った．
プラズマの電子エネルギー分布関数 F(E)はラングミュアプローブの電圧(VP)−電流(IP)特性と次式に示すような関係にある．

F(E) = N eφ (E) =1/ 2
2  2me E  d 2 I PAP e  e  dVP2

(cm-3eV-1)(4-1)

φ(E)は規格化されたエネルギー分布関数∞€∫ φ (E)dE =1

(4-2)

0

である．ここで Ne は電子数密度, e は電子の電荷, AP はプローブ表面積, me は電子の質
22量, d I P dV P は電圧−電流特性の二次微分係数である．すなわち電圧−電流特性の二€次微分係数を求めることにより電子のエネルギー分布関数が得られる．
€

ラングミュアプローブで計測を行うにあたっては大別してアナログ処理とデジタル処理が挙げられる．アナログ処理の方法として代表的なものに, 交流重畳法とアナログ微分回路を用いる方法がある．交流重畳法では電子回路を介して解析なしにでん電
子エネルギー分布の元である二階微分値を直接読とる事ができるが, 回路を通している分雑音等も入りやすくその除去のためには更なる工夫が必要であり, 手間がかかる．
さらには実際には得られた値に近似直線等を当てはめなくてはならず, 手間がかかる
わりには精度の向上は望めない．またアナログ微分回路を用いる方法として抵抗容量82

結合によるもの, 二次微分回路を二段階接続したもの, 二次微分を直接得る回路を用いるなどのようにプローブ電圧を時間的に変化させて, その結果得られたプローブ電流の時間微分を取る方法がある．そしてさらに階段状に変化させたプローブ電圧に対応するプローブ電流をサンプルホールド回路を用いて二次差分を求めるものがあるが,被測定系に存在する高周波数の雑音の影響が大きく, 帯域除去フィルターの接続が不可避となり信号に歪みができる．遅延素子を用いた微分回路を方法でも遅延処理の小さく遮断周波数の高い遅延素子が必用になる．これに対してデジタル技術の発達に伴ってアナログ物理信号をデジタル信号に変換し, 計算機を用いた数値的な処理によって要求される信号処理操作を行うことが可能になっている．高精度でしかも高速度のA/D 変換器を用いてプローブ特性を測定し, 計算機を用いた数値微分処理により電子の速度分布関数の測定が可能である．従って本実験ではデジタル処理を用いた電子エ
ネルギー分布関数の測定を行った．

4.3.2 計測シミュレーション
上述したようにデジタル処理にて計測を行うが, その場合にまず計測器の能力がどの程度要求されるのかを把握する必要がある．そこで計測器選定のために計算機上でラングミュアプローブ特性曲線を与え, それを差分法により電子エネルギー分布関数を得るために必要な二階微分値を求めてみる．
計測シミュレーションで使用したラングミュアプローブ電流−電圧特性曲線の式を以下に示す．
1) 電子飽和電流領域

I es ≡

18κTe
en e AP
4
πm e

(4-3)

2) 減速電界領域€

 eV 
I de = I es exp κTe (4-4)3) イオン飽和電流領域€

I is = I de − I i(4-5)

ここで k はボルツマン定数, Te は電子温度, me は電子質量, Ap はプローブ電流, ne は電子€数密度, e は素電荷, V はプローブ電圧, Ii はイオン電流である．
プラズマプロセス等に使用されるコイルによる共鳴磁場を使った ECR プラズマ装置
では, ECR 層近辺では電子温度が 2 温度を示している事が多数報告されており, その事

83

を踏まえて今回のシミュレーションに於いても式(4-3)から(4-5) を使用して 2 温度分布を持つ特性曲線とした．この時, 低温電子の温度を 5eV とし, 高温電子の温度を 30eVとした．プローブ特性曲線を図 4-18 に示し, 計測器に分機能制限を持たせていない場
合に, 低温電子に対する高温電子の存在比を 0.001,

0.01,

0.1,

0.3 と変化させ, そのプローブ特性曲線を二階微分して対数表示したものを図 4-19 に示す．二階微分する時の差分には以下に示す中心差分を使用した．

d 2 f (V ) f (VP + ΔVP ) − 2 f (VP ) + f (VP − ΔVP )
=
dVP2
ΔVP2

(4-6)

高温電子の存在比が高くなればなるほど, 電子のエネルギー分布の尾部にあたる-20 から-60V 近傍での値が高くなっていることがわかる．
€
実際デジタル計測器には分解能という制約がありそれを考慮したシミュレーションの結果を図 4-20 から図 4-23 に示す．計測器の A/D 変換レートが 16bit (65536 階調, 有
効桁数 4 桁)の場合, 差分電圧幅を 6 V とした時に, 高温電子の存在比が 0.001 の時はプ
ローブ電圧が-20V(電子エネルギー=35eV)当りで乱れてしまうが, それ以上の存在比であるならば尾部の電流値が高くなり, 十分に計測できることが明らかになった．

4.3.3 計測装置
現在オシロスコープやデータロガー等は 12bit の A/D 変換器を使用しているものが主流となっており, 16bit A/D 変換器も特別なものではなくなってきている．さらに高価ではあるが 20bit A/D 変換器を有する計測器も存在する．本実験実験では上記の通り
16bit で十分なこと．さらには価格の面からも計測器の全てのチャンネルをそろえる事ができるので 16bit の A/D 変換器を使用する事にした．
図 4-24 に本実験でデジタル的に電子エネルギー分布関数を計測するために構築したシステムを示す．
本計測システムは 16bit デジタルスコープ,

100V バイポーラ電源, ファンクションジェネレーター, PC からなる．またスラスタが取り付けられている真空容器フランジに二次元移動計測システムである”X-Y ステージ”がスラスタとともに取り付けられており, 指定場所にプローブを移動させてエネルギー分布を計測する事が可能である．

4.3.4 計測内容
本実験では実際のイオン加速で得られたデータを元に, その性能差を明確にするた
めに加速試験中の放電室内の圧力を模擬して計測を行った．今回測定を行った推進剤
供給位置とプローブ測定位置を図 4-25,

図 4-26 に示す．第 1 の実験では図 4-25 に示

84

すように 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 2 つ設置したもので, 第 2 の実
験は図 4-26 に示すように 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 4 つ設置したものである．この時使用したプローブの形状は直径 0.3mm の円筒形であり, 長さは 4.5mmである．それぞれの測定箇所に設置して一度に計測を行った．スラスタ軸方向の計測
位置はグリッドの代わりに放電室前面に設置しているパンチングメタルから放電室上流に 3mm である．計測器へのマイクロ波の侵入を防ぐために, プローブの配線にはBNC の同軸構造ケーブルを使用した．

4.3.5 計測結果
まず初め に, 推進剤供給 ポートを 2 つ 使用した場合の 電子エネルギー 分布関数
(EEDF)の測定結果を図 4-27 から図 4-32 に示す．プローブ 1 から 3 までの EEDF では
低エネルギー領域の粒子は 3 の位置で多いが(図 4-28), 高エネルギー領域をみると 1, 2で粒子数が多くなっている(図 4-29)．磁石列の並びは 1 列目が S 極で 2 列目が N 極であるので電子のドリフト方向はスラスタを正面から見て左周りになる．すなわち 3 の位置では低エネルギーの粒子が主として存在していたが, 電子がドリフト運動を行い,2 から 1 の位置まで移動する間にマイクロ波からエネルギーを得ている．よって 1, 2の位置では高エネルギーの粒子が増加している．プローブ 4 から 6 までの EEDF も同じようにエネルギーの変化がみられ, 推進剤供給位置でエネルギーを失った電子は通過した後またエネルギーを得る．よってプローブ 4 では高エネルギー領域の粒子が増加している．次に各位置での高温電子の存在比を示すために, 低温電子がマクスウェ
ル分布した場合の尾部(実直線)を示したものを図 4-33, 4-34 に示す．この時, グラフの縦軸は EEPF(Electron Energy Probability Function)で表示している．ここで, EEPF は EEDF
を E (E:電子エネルギー)で除したものであり, EEDF がマクスウェル分布であれば片対数表示した(ln(EEPF)-E)時には直線となり, その勾配が温度の逆数に比例する．従って€勾配が穏やかであれば高温である．図 4-33, 図 4-34 からわかるように, どの計測位置に於いてもエネルギー分布の尾部は直線表示したマクスウェル分布からはずれて 2 温
度を湿している事がわかる．上述した ECR 加熱を利用したプラズマデバイス等の計測
結果同様, 2 温度分布を示した．そして 3 と 6 の位置すなわち推進剤供給ポートを通り抜けた後では, 低電子領域の温度が低下しているのが直線の傾きが増大しているのがわかる．これは以下のように考えられる．推進剤供給ポート近傍では中性粒子(推進剤)
密度が他の部分に比べて高いので, そこでの中性粒子と電子の衝突確率は高くなる．
測定結果より低エネルギー領域の電子温度が下がっており, 推進剤供給位置でのプラズマの発光は他の部分よりも強いので, 図 4-35 に示す電子と Xe ガスの各断面積から85

わかるように, 主に電子は励起衝突をしてエネルギーを失っているものと考えられる．
次に, ４つの推進剤供給ポートを使用した場合の EEDF の測定結果を図 4-36 から図
4-37 に示す．測定位置 1, 2, 3 と 4, 5, 6 のどちらの分布関数をみてもエネルギーの変化はほとんど見られない．この理由は同一の磁石列の間に推進剤供給位置を増やしているので, 電子はドリフト軌道上で中性粒子との衝突が増し, 電離エネルギー以上のエネ
ルギーを得る前に, 励起衝突をしてエネルギーが低下しているためだと考えられる．
しかしながら, このような場合に於いても EEPF 表示した図 4-38, 4-39 からわかるように 2 つの推進剤供給ポートを使用した場合と同様, エネルギー分布の尾部がマクスウ
ェル分布からはずれ, 2 温度を示している事がわかる．
以上のことから, 放電室内での電離度を上昇させ, 推力密度を増加させるには, 電子のドリフト軌道上には推進剤供給ポートを多数配置しない事が良いことがわかった．
また 4.2 で述べたように推進剤流量を増した場合には, 中心よりも放電室壁に近い位置
での推進剤を供給させることがよいので, これらを考慮して性能改善を試みた．

86

4.4

推進剤供給位置の変更による性能改善の検討

4.4.1

推進剤供給位置の変更による性能改善案

前節でわかった性能改善案のための方法は(1) 電子のドリフト軌道上にはできるだけ少ない推進剤供給ポートを設けること(2) できるだけ放電室壁に近いところから推進剤を供給させることであった．これらを考慮してスラスタの性能向上実験を試みた．今回提案した推進剤
供給位置を使用した時の放電様子を図 4-40 に示す．すなわち 1, 2 列目の磁石列の間に2 つ, 3, 4 列目の磁石列の間に 2 つである．3.4 列目の磁石列は 2 列目との間で磁気トラックが形成されているので(図 4-1(a)参照), 実質電子の軌道上に対しての推進剤供給ポ
ート数は 1 箇所である．1, 2 列目の間に 2 つ配置したのは対称性を持たせるためであ
る．

4.4.2

性能評価試験結果(1) イオン加速試験
図 4-41 に各推進剤流量に対するイオンビーム電流のマイクロ波電力依存性を示す．
図 4-42 に推進剤利用効率とイオン生成コストの関係を示す．イオンビーム電流は推進剤流量 9.6sccm の時にほぼ目標値の 501mA であった．また推進剤利用効率とイオン生成コストの関係をみるとマイクロ波電力 100W の時, 推進剤利用効率 72%, イオン生成
コスト 226W/A に達した．

(2) 電子エネルギー分布関数計測
図 4-43 に推進剤供給位置と EEDF の計測位置を示す．図 4-44 から図 4-49 に EEDFを示す．性能改善前の EEDF(図 4-27, 4-30 及び図 4-36, 4-37)と今回の性能改善案でのEEDF を比べると, 性能改善案の場合, 推進剤供給ポートを通過後と通過前での電子のエネルギー変化が大きい事がわかる．すなわち, エネルギーが最も上昇している推進剤供給ポート通過前では, エネルギー分布が高エネルギー領域側に移動しており, 全体
としてエネルギーの高い電子群になっていることがわかる．また, エネルギー分布を
EEPf で表した図 4-50, 4-51 をみると性能改善前と同様, どの計測位置に於いてもマクスウェル分布からはずれ, 2 温度を示している事がわかる．性能改善前との違いは, 図4-33 の Probe1, 図 4-38 の Probe1 の両者と改善案後の図 4-50 の Probe3 とを比べればわ
かるが, 高温電子の存在数はほぼ変わらないが, 改善案後では低エネルギー領域の電子が高エネルギー側に移動している分, マクスウェル分布を示した直線は緩やかな傾きをもち, 高エネルギー領域の電子の存在比は相対的に少なく見える．すなわち高エネ

87ルギー状態の 2 温度分布である．

88

第４章のまとめ
本章では宇宙科学研究本部で開発中の 20 cm 級マイクロ波放電型イオンスラスタ
を使用して, 推進剤の供給位置が与える性能の変化を実験で確かめた．そしてその影響を考察すべく電子のエネルギー分布関数を計測した．その結果, 直流放電型イオンスラスタとは異なり, 推進剤を電子の運動軌道上に一様に供給する事は電子のエネルギーを低下させて, 却って性能の劣化に繋がった．熱電子を電離エネルギー
以上のエネルギーを持った高温電子にまで加速して中性粒子を電離させる ECR 加熱を用いたマイクロ波放電型イオンスラスタでは電子のエネルギー上昇を妨げない
ように推進剤を供給してやることが重要であることがわかった．この事を考慮して,推進剤供給ポートを設置してやることで, スラスタの性能を大幅に向上させることに成功した．その性能値は参考文献[3-1], [3-2]で挙げたような, 今後のミッションに採用されるべく掲げた目標値であり, それを達成できた事は今後のマイクロ波放電型イオンスラスタの設計指針に大きな影響を与えるであろう．

89

表 4-1μ20 の目標性能
μ10 (achieved)

μ20 (target)

Ion Production Cost (W/A)

230

200

Ion Beam Current (mA)

140

500

Microwave Power (W)

32

100

Screen Voltage (V)

1500

1200

Specific Impulse (sec)

3000

2800

Thrust (mN)

8.5

27

System Power (W)

350

900

Thrust/Power (mN/kW)

22

30

90

図 4-1 (a) マイクロ波放電型イオンスラスタμ20 断面図と(上)と正面図(下)91図 4-1 (b) マイクロ波放電型イオンスラスタμ20 正面写真と(上)と放電写真(下)92図 4-2 μ20 の磁場配位93

表μ20 用カーボン・カーボングリッド設計値

Material
Beam Diameter (mm)Hole Quantity

C/C Composite
200
2800

Open Area Fraction (%)
ScreenAccelerator
Decelerator

67.0
24.0
42.5

Hole Diameter (mm)ScreenAccelerator
Decelerator

3.0
1.8
2.4

Thickness (mm)ScreenAccelerator
Decelerator

0.95
1.0
1.0

Gap (mm)Screen- Accelerator
Accelerator- Decelerator

0.35
0.5

図 4-3 μ20 用カーボン・カーボングリッド(右)とμ10 用グリッド(左)94図 4-4 宇宙科学研究本部真空容器写真(上)とμ20 スラスタ副真空容器設置図(下)95表 4-3 真空容器ポンプ性能表
Maker

Name

Pumping Speed For N2 (l/s)

Quantity

ULVAC

CP

28000

4

ULVAC

TMP

1000

1

ULVAC

TMP

150

2

(a)

(b)
図 4-5 μ20 運転電流回路(a)及びμ20 推進剤供給系(b)96図 4-6 1, 2 列目に推進剤供給ポートを 4 つ配置した場合の放電写真

図 4-6 2, 3 列目に推進剤供給ポートを 4 つ配置した場合の放電写真

97

図 4-8 3, 4 列目に推進剤供給ポートを 4 つ配置した場合の放電写真

500

8.6 sccm
3-4 row

Ion Beam Current (mA)

480

2-3 row
1-2 row

460
440
420
400
380
360
340
80

85

90

95

100

105

110

115

120

125

Net Microwave Power (W)図 4-9 推進剤流量 8.6 sccm の時のイオンビーム電流値のマイクロ波電力依存性

98

500

9.6 sccm
3-4 row480

Ion Beam Current (mA)

2-3 row
460

1-2 row

440
420
400
380
360
340
80

85

90

95

100

105

110

115

120

125

Net Microwave Power (W)

図 4-10 推進剤流量 9.6 sccm の時のイオンビーム電流値のマイクロ波電力依存性

500

10.7 sccm
3-4 row

Ion Beam Current (mA)

480

2-3 row
1-2 row

460
440
420
400
380
360
340
80

85

90

95

100

105

110

115

120

125

Net Microwave Power (W)

図 4-11 推進剤流量 10.7 sccm の時のイオンビーム電流値のマイクロ波電力依存性99図 4-12 1, 2 列目に推進剤供給ポートを 2 つ配置した場合の放電写真

図 4-13 2, 3 列目に推進剤供給ポートを 2 つ配置した場合の放電写真

100図 4-14 3, 4 列目に推進剤供給ポートを 2 つ配置した場合の放電写真
500

8.6 sccm
1-2 row

Ion Beam Current (mA)

480

2-3 row
3-4 row

460
440
420
400
380
360
340
80

85

90

95

100

105

110

115

120

125

Net Microwave Power (W)

図 4-15 推進剤流量 8.6 sccm の時のイオンビーム電流値のマイクロ波電力依存性

101

500

9.6 sccm
1-2 row480

Ion Beam Current (mA)

2-3 row
3-4 row

460
440
420
400
380
360
340
80

85

90

95

100

105

110

115

120

125

Net Microwave Power (W)

図 4-16 推進剤流量 9.6 sccm の時のイオンビーム電流値のマイクロ波電力依存性

500
10.7 sccm

Ion Beam Current (mA)

480

3-4 row
2-3 row

460

1-2 row

440
420
400
380
360
340
80

85

90

95

100

105

110

115

120

125

Net Microwave Power (W)

図 4-17 推進剤流量 10.7 sccm の時のイオンビーム電流値のマイクロ波電力依存性

102

3.0E-04

2.0E-04

1.5E-04

Probe Current (A)2.5E-04

1.0E-04

5.0E-05

0.0E+00
-80.0

-60.0

-40.0

-20.0

0.0

20.0

40.0

60.0

80.0

Probe Voltage (V)-5.0E-05

図 4-18 電子エネルギー分布関数計測シミュレーション用プローブ曲線

1.0E-05

1.0E-06
電子温度(低温電子：高温電子)

5(eV) : 30(eV)

高温電子の存在比0.3

1.0E-080.1
1.0E-09

Second Derivative

1.0E-070.01
1.0E-100.001
1.0E-11
-80.0

-60.0

-40.0

-20.0

0.0
20.0
Probe Voltage (V)

40.0

60.0

図 4-19 電子エネルギー分布関数計測シミュレーション用
プローブ曲線の二階微分曲線

103

80.0

1.0E-05

1.0E-06
分解能無限

Te1:Te2=0.001
ΔV=6V

1.0E-07

分解能6桁
分解能5桁
分解能4桁

1.0E-08

分解能3桁
分解能2桁

1.0E-09

1.0E-10
分解能無限

-20V

分解能6桁

1.0E-11

分解能5桁
-10
-16
-22
Probe Voltage (V)

分解能4桁
分解能3桁
分解能2桁

-40

-46

-28

-34

-4

図 4-20 計測器分解能を考慮したプローブシミュレーション結果(高温電子の存在比=0.001)

1.0E-05

Te1:Te2=0.01
ΔV=6V

1.0E-06

1.0E-07

分解能無限
分解能6桁

1.0E-08

分解能5桁
分解能4桁

1.0E-09

分解能3桁
分解能2桁

1.0E-10
分解能無限
分解能6桁
分解能5桁
分解能4桁

1.0E-11

分解能3桁
分解能2桁
-40

-34

-28

-22

-16

-10

-4

2

Probe Voltage (V)

図 4-21 計測器分解能を考慮したプローブシミュレーション結果(高温電子の存在比=0.01)

1041.0E-05

Te1:Te2=0.1
ΔV=6V

1.0E-06

1.0E-07

分解能無限
分解能6桁
分解能5桁

1.0E-08

分解能4桁
分解能3桁
分解能2桁

1.0E-09

1.0E-10

分解能無限
分解能6桁

1.0E-11

分解能5桁
分解能4桁
分解能3桁
分解能2桁
-40

-22

-28

-34

-16

-10

-4

2

Probe Voltage (V)

図 4-22 計測器分解能を考慮したプローブシミュレーション結果(高温電子の存在比=0.1)

1.0E-05

Te1:Te2=0.3
ΔV=6V

1.0E-06

1.0E-07

分解能無限
分解能6桁
分解能5桁

1.0E-08

分解能4桁
分解能3桁
分解能2桁

1.0E-09

1.0E-10

分解能無限
分解能6桁
分解能5桁

1.0E-11

分解能4桁
分解能3桁
分解能2桁
-40

-34

-28

-22

-16

-10

-4

2

Probe Voltage (A)図 4-23 計測器分解能を考慮したプローブシミュレーション結果(高温電子の存在比=0.3)

105

PC
μ20

Function
Generator

Bipolar Power Amplifier

16 bit Digital Oscilloscope

図 4-24 デジタル方式電子エネルギー分布関数計測システム

図 4-25 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 2 つ配置した場合のポートとプローブの位置関係

106図 4-26 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 4 つ配置した場合のポートとプローブの位置関係
1.4E-01
Probe 1
1.2E-01

Probe 2
Probe 3

EEDF (eV-1)

1.0E-01

8.0E-02

6.0E-02

4.0E-022.0E-02

0.0E+00
0

10

20

30

Electron Energy (eV)

40

50

60

図 4-27 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 2 つ配置した場合のプローブ 1, 2, 3 での電子エネルギー分布関数107

1.4E-01
Probe 1
Probe 2

1.2E-01

Probe 3

EEDF (eV-1)

1.0E-01

8.0E-02

6.0E-02

4.0E-022.0E-02

0.0E+00

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

Electron Energy (eV)

図 4-28 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 2 つ配置した場合のプローブ 1, 2, 3 に於ける低エネルギー領域の電子エネルギー分布関数

5.0E-02
4.5E-02

Probe 1
Probe 2

4.0E-02

Probe 3

EEDF(eV-1)

3.5E-02
3.0E-02
2.5E-022.0E-02
1.5E-02
1.0E-02
5.0E-03
0.0E+00

10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

Electron Energy (eV)

図 4-29 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 2 つ配置した場合のプローブ 1, 2, 3 に於ける高エネルギー領域の電子エネルギー分布関数108

1.2E-01
Probe 4
Probe 5
Probe 6

1.0E-01

EEDF (eV-1)

8.0E-02

6.0E-02

4.0E-022.0E-02

0.0E+00
0

10

20

30

40

50

60

Electron Energy (eV)

図 4-30 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 2 つ配置した場合のプローブ 4, 5, 6 での電子エネルギー分布関数

1.2E-01
Probe 4
Probe 5
Probe 6

1.0E-01

EEDF (eV-1)

8.0E-02

6.0E-02

4.0E-022.0E-02

0.0E+00
0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

Electron Energy (eV)

図 4-31 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 2 つ配置した場合のプローブ 4, 5, 6 に於ける低エネルギー領域の電子エネルギー分布関数

109

10

6.0E-02
Probe 4
Probe 5
Probe 6

5.0E-02

EEDF (eV-1)

4.0E-02

3.0E-022.0E-02

1.0E-02

0.0E+00
10

12

14

16

18

20

22

24

26

28

30

Electron Energy (eV)

図 4-32 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 2 つ配置した場合のプローブ 4, 5, 6 に於ける高エネルギー領域の電子エネルギー分布関数110

1.0E+00
Probe 1

1.0E-01

EEPF(eV-3/2)

1.0E-02

1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)
1.0E+00
Probe 2
1.0E-01

EEPF(eV-3/2)

1.0E-02
1.0E-03
1.0E-04
1.0E-05
1.0E-06
1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)
1.0E+00
Probe 3
1.0E-01

EEPF(eV-3/2)

1.0E-02

1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)

図 4-33 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 2 つ配置した場合のプローブ 1,

2,

3 でのマクスウェル分布からのずれ

111

1.0E+00
Probe 4

1.0E-01

EEPF(eV-3/2)

1.0E-02
1.0E-03
1.0E-04
1.0E-05
1.0E-06
1.0E-07
6

11

16

21

26

31

36

41

46

51

56

Electron Energy (eV)
1.0E+00
Probe 5

1.0E-01

EEPF(eV-3/2)

1.0E-02

1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)
1.0E+00
Probe 6
1.0E-01

EEPF(eV-3/2)

1.0E-02

1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)

図 4-34 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 2 つ配置した場合のプローブ 4, 5, 6 でのマクスウェル分布からのずれ

112

図 4-35 Xe ガスと電子の各断面積

113

2.5E-01
Probe 1
Probe 2

EEDF(eV-1)

2.0E-01

Probe 3

1.5E-01

1.0E-01

5.0E-02

0.0E+00
0

10

20

30

40

50

60

70

Electron Energy (eV)

図 4-36 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 4 つ配置した場合のプローブ 1, 2, 3 での電子エネルギー分布関数

2.5E-01
Probe 4
Probe 5
Probe 6

EEDF(eV-1)

2.0E-01

1.5E-01

1.0E-01

5.0E-02

0.0E+00
0

10

20

30

40

50

60

70

Electron Energy (eV)

図 4-37 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 4 つ配置した場合のプローブ 4, 5, 6 での電子エネルギー分布関数114

1.0E+00
Probe 1
1.0E-01

EEPF(eV-3/2)

1.0E-02
1.0E-03
1.0E-04
1.0E-05
1.0E-06
1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)

1.0E+00
Probe 2

1.0E-01

EEPF(eV-3/2)

1.0E-02
1.0E-03
1.0E-04
1.0E-05
1.0E-06
1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)

1.0E+00
Probe 3

1.0E-01

EEPF(eV-3/2)

1.0E-02
1.0E-03
1.0E-04
1.0E-05
1.0E-06
1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)

図 4-38 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 4 つ配置した場合のプローブ 1, 2, 3 でのマクスウェル分布からのずれ

115

1.0E+00
Probe 4
1.0E-01

EEPF(eV-3/2)

1.0E-02

1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)

1.0E+00
Probe 5

1.0E-01

EEPF(eV-3/2)

1.0E-02
1.0E-03
1.0E-04
1.0E-05
1.0E-06
1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)

1.0E+00
Probe 6
1.0E-01

EEPF(eV-3/2)

1.0E-02

1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)

図 4-39 1, 2 列目の磁石列の間に推進剤供給ポートを 4 つ配置した場合のプローブ 4, 5, 6 でのマクスウェル分布からのずれ

116

図 4-40 性能改善案での加速試験中の写真
540
10.7 sccm
9.6 sccm

Ion Beam Current (mA)

520

8.6 sccm
500

Target Ion Beam Current

480

460

440

Target Microwave Power

420

400
80

85

90

95

100

105

110

115

120

125

Net Microwave Power (W)図 4-41 性能改善案でのイオンビーム電流のマイクロ波電力依存性

117

290

Ion Production Cost (W/A)

280

120 W

10.7 sccm
120 W

9.6 sccm

270

8.6 sccm

110 W

110 W

260
120 W

100 W

250

100 W
240

110 W

90 W
226 W/A, 72%

230
90 W

100 W

220
210

90 W

200
0.5

0.55

0.6

0.65

0.7

0.75

Propellant Utilization Efficiency

図 4-42 性能改善案の推進剤利用効率とイオン生成コストの関係

図 4-43 性能改善案の推進剤供給ポート位置とプローブ計測位置

118

0.8

1.2E-01
Probe 1
Probe 2
1.0E-01

Probe 3

EEDF (eV-1)

8.0E-02

6.0E-02

4.0E-022.0E-02

0.0E+00
0

10

20

30

40

50

60

Electron Energy (eV)
図 4-44 性能改善案でのプローブ 1, 2, 3 に於ける電子エネルギー分布関数
1.2E-01
Probe 1
Probe 2
1.0E-01

Probe 3

EEDF (eV-1)

8.0E-02

6.0E-02

4.0E-022.0E-02

0.0E+00
0

5

10

15

Electron Energy (eV)
図 4-45 性能改善案での計測位置 1, 2, 3 に於ける低エネルギー領域の電子エネルギー分布関数

119

20

4.0E-02
Probe 1

3.5E-02

Probe 2
Probe 3

EEDF (eV-1)

3.0E-02

2.5E-022.0E-02

1.5E-02

1.0E-02

5.0E-03

0.0E+00
20

25

30

35

40

45

50

55

Electron Energy (eV)

図 4-46 性能改善案での計測位置 1, 2, 3 に於ける高エネルギー領域の電子エネルギー分布関数

1.2E-01
Probe 4
1.0E-01

Probe 5
Probe 6

EEDF (eV-1)

8.0E-02

6.0E-02

4.0E-022.0E-02

0.0E+00
0

10

20

30

40

50

Electron Energy (eV)
図 4-47 性能改善案での計測位置 4, 5, 6 に於ける電子エネルギー分布関数

120

60

1.2E-01
Probe 4
Probe 5

1.0E-01

Probe 6

EEDF (eV-1)

8.0E-02

6.0E-02

4.0E-022.0E-02

0.0E+00
0

5

10

15

20

Electron Energy (eV)
図 4-48 性能改善案での計測位置 4, 5, 6 に於ける低エネルギー領域の電子エネルギー分布関数
4.0E-02
Probe 4
3.5E-02

Probe 5
Probe 6

EEDF (eV-1)

3.0E-02
2.5E-022.0E-02
1.5E-02
1.0E-02
5.0E-03
0.0E+00
20

25

30

35

40

45

50

55

Electron Energy (eV)
図 4-49 性能改善案での計測位置 4, 5, 6 に於ける高エネルギー領域の電子エネルギー分布関数121

1.0E-01
Probe 1
1.0E-02

EEPF (eV-3/2)

1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)1.0E-01
Probe 2
1.0E-02

EEPF (eV-3/2)

1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)1.0E-01
Probe 3
1.0E-02

EEPF (eV-3/2)

1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)

図 4-50 性能改善案でのプローブ 1, 2, 3 に於けるマクスウェル分布からのずれ

122

1.0E-01
Probe 4
1.0E-02

EEPF (eV-3/2)

1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)1.0E-01
Probe 5

1.0E-02

EEPF (eV-3/2)

1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07
6

11

16

21

26

31

36

41

46

51

Electron Energy (eV)1.0E-01
Probe 6

1.0E-02

EEPF (eV-3/2)

1.0E-03

1.0E-04

1.0E-05

1.0E-06

1.0E-07
6

16

26

36

46

56

Electron Energy (eV)

図 4-51 性能改善案でのプローブ 4, 5, 6 に於けるマクスウェル分布からのずれ

123

第４章参考文献[4-1] 早川幸男, 北村正治, 「キセノンイオンエンジンの地上設備における運転と評
価法」, 航空宇宙技術研究所資料, TM-752,

2000.

[4-2] 大川恭志, 「イオン推進機の性能向上に関する研究」, 東京都立科学技術大学
博士学位論文, 2001.
[4-3] K. Nishiyama, Y. Shimizu,
Nakai,

H. Kuninaka,

T. Miyamoto,

M. Fukuda,

and T.

“Research and Development Status of Microwave Discharge Ion Thruster μ20 ”,

29th International Electric Propulsion Conference,[4-4] Y. Shimizu, H. Kuninaka,

IEPC-05-055,

K. Nishiyama,

2005.

and K. Toki,

Carbon-Carbon Composite Material for A 20cm Ion Engine”,“Evaluation of New

28th International Electric

Propulsion Conference,

IEPC-03-097, 2003.

[4-5] 船木一幸, 國中

均, 都木恭一郎, 清水幸夫, 佐鳥新, 「マイクロ波放電式イオンエンジン用耐久試験装置の開発」, 日本航空宇宙学会, Vol. 47, pp. 411-418,[4-6] H. Toki, H. Fujita, K. Nishiyama,

H. Kuninaka,

K. Toki,

1999.

and I. Funaki,“Performance Test of Various Discharge Chamber Configuration for ECR Discharge Ion
Thruster”,

27th International Electric Propulsion Conference,

IEPC-01-107,

2001.

[4-7] M. J. Druyvesteyn, “Der Niedervoltbogen”, Zeitschrift fur Physik, Vol.64, pp. 781-798,
1930.
[4-8] E. Krishnakumar, and S. K. Srivastava,“Ionization Cross Section of Rare-Gas Atoms

by Electron Impact”, Journal of Physics. B, Atomic & Moleculral and Optical Physics, Vol.
21, pp.1055-1082, 1988.
[4-9] M. Hayashi,“Determination of Electron-Xenon Total Excitation Cross-Sections,from Threshold to 100eV, from Experimental Values of Townsend’s α”, Journal of Physics.
D, Applied Physics, Vol. 16, pp. 581-589, 1983.

124

第５章 結論
本研究はマイクロ波放電型イオンスラスタの性能向上を目的として，大型化を視野に入れた実験的研究を行なった．具体的には放電室内へのマイクロ波の伝送方法の検討，及び推進剤の供給位置が性能に与える影響についての検討である．そこで得られた結論を以下に列挙する．

(1)マイクロ波伝送系の検討
スラスタ放電室内へのマイクロ波の伝送方法の検討を行った．スラスタの大型化を考慮し，導波管を使用したマイクロ波の伝送方法に代わる，スロットアンテナとマル
チモノポールアンテナ導入方式を提案した．
スロットアンテナを使用した「スロットアンテナ型イオンスラスタ」では 2.45GHzのカットオフ密度を超える高密度のプラズマを生成する事ができた．スラスタの構造
上，生成された高密度のプラズマからイオンを引き出す事ができなかったが，以下のような知見を得る事ができた．
（a）マイクロ波を放電室に局所的に入射しないこと．すなわち分配すること（b）プラズマの生成は磁場配位に依存するので，マイクロ波の導入位置に柔軟性を持たせることなどである．これらの知見を生かし，新たに「マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ」を開発した．
マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタの特徴は，以下のようなものである.
１）一 般にマイクロ波パワーの分配器には誘電体が挿入されており，誘電体損失が避けられない．またマイクロ波帯ではコネクタでの損失も避けられず，分配器の数によりその損失も増加する．しかし考案したシステムに使用しているディ
バイダーは金属壁で囲まれているだけであり，またディバイダー内のアンテナの数が増えてもコネクタは 1 カ所であるのでマイクロ波の損失を極力抑えることができる．
２）放 電室径が大きくなると中心からのマイクロ波放射では磁場配位を工夫しなけ
れば，放電室の半径方向外側にまでマイクロ波が十分に到達できない．そのため中心部と半径方向外側でのマイクロ波電界強度に差ができ，一様なプラズマの生成が困難となる．しかしこのシステムでは中心付近のみならず，任意の場
所に十分な電界強度をもったマイクロ波を供給できる．
３）同 軸管の内導体とディバイダー，及び放電室へ伸びているアンテナとは物理的125

に接触しておらず，マイクロ波放電型イオンスラスタで必須のマイクロ波電源とスラスタを絶縁するための DC Block の製作が容易となる．従来の同軸型 DC
Block は中心軸の絶縁が困難とされており（特に真空状態で使用する場合），このシステムではその部分を考慮しなくてもよい．同軸管の外導体のみを絶縁す
ればよい事になる．
このような全く新しい方法により，イオン引き出し直径が 10cm のイオンスラスタ
を製作し，性能評価を行なった．その結果，イオン加速用グリッド近傍でのプラズマ密度を上昇させることができ，2.45GHz のマイクロ波を使用したイオンスラスタとしては，良い性能を示した．また，この方法がイオン引き出し直径を大きくしたスラス
タにおいても適用できるか確認するために，イオン引き出し直径 20cm のスラスタを製作した．イオン加速試験を行なわない，簡易的な性能評価を行った結果，推進剤の流量とマイクロ波電力の組み合わせを最適化することによって，プラズマの分布を放電室の半径方向に一様にすることができた．20cm 級のマルチモノポールアンテナ型イオンスラスタも 10cm 級の場合と同様，グリッド近傍でのプラズマ密度がカットオフ
密度を越えていることが確認できた．従って，イオン加速試験を行なって性能評価をした場合に於いても，良好な性能を示すものと思われる．

(2)推進剤の供給位置が性能に与える影響についての検討
マイクロ波放電型イオンスラスタではイオン引き出し直径が大きくなると，推進剤の供給位置の違いが，性能に影響を与えると言われていた．そこで宇宙航空研究開発
機構(JAXA: Japan Aerospace Exploration Agency)の宇宙科学研究本部が開発中のマイク
ロ波放電型イオンスラスタμ20 を使用して，その影響を調べた．
μ20 では放電室内に多数の磁石列を配置して，プラズマを生成している．その磁石列の間から推進剤を供給して性能評価を行なった結果，性能は，使用する磁石列の位
置と推進剤供給ポート数の違いに大きく左右することがわかった．プラズマ中の電子のエネルギー分布関数を計測して，電子のエネルギー分布が性能に与える影響を調べた．その結果，電子のドリフト運動軌道上に向かって推進剤供給ポートを配置すると，電子の運動エネルギーが上昇しにくい状態となった．推進剤を十分に電離できるような高エネルギーを持った電子の減少はプラズマ密度を下げ，スラスタの性能を低下させた．このような結果を踏まえて，以下のような性能向上のための指針を得た．
(a) 電子のドリフト軌道上にはできるだけ少ない推進剤供給ポートを設けること(b) 出来るだけ放電室壁に近いところから推進剤を供給すること
推進剤供給ポートを指針にもとづき配置し，性能評価を行った結果，目標としていた

126

性能を達成することができた．この時の電子のエネルギー分布の計測を行なった結果，推進剤を十分に電離できるような高エネルギーの電子の存在が増加していることがわかった．

以上の検討により，マイクロ波放電型イオンスラスタの大型化を視野に入れた性能向上方法が示され，今後の設計・開発に有効な指針が得られた．

以下に今後の課題を挙げる(1)

マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタを開発し，性能評価実験を行なったが，今後は性能を向上させる様なアンテナの数とアンテナの位置の関係を検討し，最適化を図らなければならない．また ECR 層を拡大することにより，プラズマ生
成領域を拡大し，更なる推力密度の向上を図らなければならない．20cm 級マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタのイオン加速実験を行ない，性能を実証する必要がある．

(2)

μ20 を使用した推進剤供給位置の変更による性能向上実験では，目標値のイオン
ビーム電流値を達成できたが，推進剤利用効率がμ10 と比較しても低いために，その向上を図らなければならない．

127

付録 1 マイクロ波放電型イオンスラスタに対する
プラズマモデルの構築
A-1 はじめにA-1-1 背景マイクロ波放電型イオンスラスタは「はやぶさ」に搭載され，確実な信頼性を得たが，それ以前での飛行実績はなく直流放電型イオンスラスタに比べて歴史は浅い．よってプラズマモデルについての検討も未だなされておらず，設計・開発に使用できる
確実なものはない．そこでここでは，性能の面からみても同等な直流放電型イオンス
ラスタで開発されたプラズマモデルを取り上げ，マイクロ波放電型イオンスラスタへの適用を試みる．

A-1-2 目的
マイクロ波放電型イオンスラスタに対して放電室内プラズマモデルの構築を検討する．

128

A-2 Brophy Model[1][2]A-2-1 体系
まず初めに Brophy が構築した直流放電型イオンスラスタのプラズマモデルを確認す
る．Brophy が使用したイオンスラスタを図 A-1 に示し, そこでのエネルギーバランス
を図 A-2 に示す．使用したのは直流放電型の中でもリングカスプ型のイオンスラスタ
である．直流放電型の場合, プラズマは主として 1 次電子と中性原子との電離衝突によって生成される．1 次電子は陰極から放出された熱電子が陰極シースでの電位差によって加速されて，イオン化に必要なエネルギー以上の十分に高いエネルギーを持つ．
よってプラズマ生成のための放電室へのエネルギー入力は，1 次電子電流である陰極
放出電流 JF と陽極と陰極との間の電位差 VD-VC の積

PD = J F (VD −VC )

(A-1)

となる．

A-2-2 プラズマモデル€

イオン生成コスト CI 及びビームイオン生成コスト CB は放電電流 JD とイオンビーム
電流 JB を用いてそれぞれ

CI =

CB =

J DVD
JB

(J D − J B )VD

JB€と表せて, さらにビームイオン生成コストはイオン生成コストを用いて
€

CB =

J DVD
−VD = CI −VD
JB

(A-2)

(A-3)

(A-4)

と表せる．そして放電室内で生成されるプラズマに必要なエネルギーであるプラズマ
イオン生成コスト CP は放電室内でのプラズマ生成率を電流換算した
JP を用いて€CP =J DVD {J D − (JC + J B )}VD
=
JP
JP

(A-A)

と表される．ここで, 電流バランスより€

J D = J B + J F + JC

(A-6)

J P = J B + J A + JC

(A-7)

となる．陽極への損失電流 JA が投入される電流に対して無視できるとすれば€J P ≈ J B + JC€とビーム電流 JB とイオンの陰極への損失電流 JC の和となり, 放電電流は

€

129

(A-8)

JD ≈ JF + JP

(A-9)

となる．よってプラズマイオン生成コストは次のように書き換えられる．

J − J P }VD J FVD€ CP = { D=JPJP(A-10)式(A-10)より，プラズマイオン生成コストは, 1 次電子電流に対応する電力とイオン生成電流の比で表される．
€
次に, 電離や励起によりエネルギーが減少した電子と電離により生成された電子は熱電子になると考えると, 熱電子電流 JT は陰極から放出された電子が直接陽極へ損失する電流 JL を用いて

 J JT = J P + (J F − J L ) = J P + J F 1− L  JF 

(A-11)となる．1 次電子が中性粒子と衝突せずに陽極へ到達する時の電流は

JL= exp(−σ 0 n 0 λ e )JF€(A-12)

なる減衰方程式で表される．ここでエネルギーバランスを考えると

J F (VD€−VC ) = J PU + +∑ J U + J U + J (V −V )
j

j

T

T

L

D

C

(A-13)

jとなる．ここで, U+, Uj 及び UT はそれぞれ電圧換算の電離エネルギーと励起エネルギー, そして熱電子エネルギーである．
€
そして, ビームイオン電流 JB と壁面電位面へ流入する陰極イオン電流 JC はイオンの生成量に比例すると仮定し, それぞれの比例係数を fB, fC とすると,(A-14)J B ≡ fB J P(A-1A)J C ≡ fc J Pとなる．ただし, fB + fC =1 である．この fB と fC を用いてプラズマイオン生成コスト CP€とイオン生成コスト Ci を関係付けると,€J D − (JC + J B )}VD J DV D J B JC + J B
{
CP =
=
−
VD = fB CI − ( fC + fB )VD(A-16)
J
J
J
J
P

B

P

P

となり, すなわち

CP = fB CI −VD€である．よってイオン生成コストの式を書き換えると€CI = CP + VD = CP +  fC +1 VD
fB fB
fB  fB(A-17)(A-18)

である．右辺第 1 項より, 放電によって生成したイオンのうち, 1/fB がイオンビームと€130

なる．右辺第 2 項より壁面への電流損失は放電電圧に比例する．放電電圧を上げすぎると発熱やグリッドのスパッタリング損傷が増加する．
次にエネルギーバランスより, 式(A-5)のプラズマイオン生成コストの変形を行う．

CP =

J FVD
JP

∑J U + J U + J V − J V + J V
j

j

T

T

L D

L C

F C

j

= U+ +(A-19)

JP

ここで, 右辺の各項はそれぞれ J  J 
 C  J J T UT= UT 1+ F 1− L  = UT 1+ P 1− L JP
 J P  J F  VD  J F €€€

(A-20)J LVD J L CP=
JP
JF

(A-21)J LVC J LVC CP
=
JP
J FVD

(A-22)J FVC VC CP=
JP
VD(A-23)€となり, これらの式を式(A-19)に代入して整理すると

∑€J U
j

CP = U + +

j

JP

j

U  J  J
J V
V +UT + CP  T 1− L  + L − L C + C  VD  J F  J F VFVD VD 

(A-24)となり, CP についてまとめると€

 U  J  J
J V
V 
CP 1− T 1− L  − L + L C − C  = U + + VD  J F  J F VFVD VD 

 U +V  J c
CP 1− T1− L  = U + +V J F 
D

€

∑J U
j

U+ +

CP =

j

j

∑J U
j

∑J U
j

j

JP

∑J U
j

j

JP

j

+UT

(A-2A)j+UT(A-26)

j

j

+UT
U+ +
+UT
€
−1
−1
JP
JP
=
1− exp(−σ 0 n 0 λ e )} = U P∗ {1− exp(−σ 0 n 0 λ e )}{
 UT +Vc  J L 
U +Vc
1− T
1−
1− VD
VD  J F (A-27)

となる．

€

131

∑J U
j

j

j

U+ +

+UT
JP
U +Vc
1− T
VD

U P* ≡(A-28)

を基礎イオン生成コストと呼ぶ．ここで, 推進剤利用効率ηu を導入する．

€

ηu =

(A-29)

JBm˙と表され, 推進剤流量の電流換算値 m˙ はイオンビーム電流 JB と中性粒子密度の電流換
算値 n˙oの和であるので,€(A-30)m˙ = J B + n˙o€€と表される．さらに式(A-30)中のグリッドから抜けていく中性粒子密度の電流換算値n˙oは, イオン加速用のグリッド面積を A, その開孔率をφ0, 中性粒子数密度 n0, 中性粒子€
速度 v0 を使用して
€

n˙o =

(A-31)

1
en 0 v 0 Aφ04と表される．よって中性粒子密度は推進剤利用効率を用いて

€

n0 =

4 (m˙ − J B )ev 0 Aφ 0=

4 m˙ (1− η u )(A-32)

ev 0 Aφ 0と表される．この式をプラズマイオン生成コストの式(A-27)に代入すると

−1

4 m˙ (1− η u ) U P∗
σ0
λ e  =ev 0 Aφ 0
1− exp{−C0 m˙ (1− η u )}

CP = U P∗€1− exp −

(A-33)となる．ここでC0 ≡€4σ 0 λ eev 0 Aφ 0(A-34)とした．イオン生成コストを考慮するために式(A-17)に式(A-33)を代入すると

C€
I =

U P∗

[

]

fB 1− exp{−C0 m˙ (1− η u )}

+

VD
fB

(A-3A)となる．すなわちCI =€CP +VDfB(A-36)となる．ここで式(A-28)の基礎イオン生成コストの励起粒子生成電力とイオン生成率の比すなわち

€

132

∑J U
j

j

(A-37)jJPは€∑σ v Uj e

jj(A-38)

σ + veと表される．すなわち励起粒子とイオン生成粒子の反応速度定数で表される．反応速
度定数は

€
∞

σv =

(A-39)2ε∫ f (ε )σ (ε ) m dεe0と表される．f(ε), σ(ε)はエネルギー表示の電子の速度分布関数と励起または電離の断面積である．me は電子の質量である．
€
さらに Brophy は陰極から放出される 1 次電子の影響を明確にするために 1 次電子とマクスウェル分布した熱電子との比を基礎イオン生成コストへ導入した．すなわち式(A-37)は∑ J U ∑{(n n )σ ′ v + σ v }U
j

j

JP

j

p

=

M

j p

j e M

j

j

(n p nM )σ +′ v p + σ + ve M

(A-40)とした．< >M はマクスウェル速度分布関数で平均化された反応速度定数を意味し，“´”は 1 次電子が寄与するものを表している．またΣ以下の項は全励起断面積であ€るσex と励起エネルギーUex とで近似でき，結局基礎イオン生成コストは

 nP

σ ex
′ v P + σ ex v e M U exn
U + +UT + M
nP
σ +′ v P + σ + v e M
nM
∗
UP =
(VC +UT )1−
VD(A-41)となる．式(A-41)より，基礎イオン生成コストは，マクスウェル分布した電子エネル
ギーUT，1 次電子密度 nP とマクスウェル分布した電子密度 nM との比，さらに放電電圧€
Vc の値を設定することで求まる．
よって次節では以上で述べてきたモデルを使用してマイクロ波放電型イオンスラス
タ用に変換する．

133

A-3 マイクロ波放電型イオンスラスタへの適用
A-3-1 モデルの変換
マイクロ波放電型イオンスラスタのプラズマモデル構築で使用するエネルギーバラ
ンスを図 A-3 に示す．マイクロ波放電型イオンスラスタでは放電室内へ入力する電力はマイクロ波電力 Pμである．よってイオン生成コスト CI は

CI =

Pµ

(A-42)

JBである．プラズマイオン生成コストは€ CP = Pµ − (JW + J B )VF
Jp(A-43)となる．ここで直流放電型の放電電圧 VD に相当する“VF”というマイクロ波放電型において電子の加速電圧となる値を導入した．電流バランスより€

J p = J B + JW

(A-44)と表す事ができる．JW は放電室壁へ損失するイオン電流である．またプラズマイオン
生成コストはさらにCP = J FVF J P(A-45)と表すことができるので，式(A-43), (A-44), (A-4A)よりマイクロ波電力は

Pu = ( J F + J p )VF(A-46)€と表すことができる．すなわちマイクロ波電力は高速電子とイオン生成に供せられることを意味している．
ここでビームイオン電流と壁面損失イオン電流はイオンの生成量に比例すると仮定す
ると(A-47)JB ≡ fB J p
J W ≡ fW J p(A-48)

である． f B + f W = 1 である.
直流放電型と同様に，電離や励起により減衰した電子と電離により派生した電子は熱電子になると考えると、

JT = J P + (J F − J L ) = J p + J F

1− JL
JF

(A-49)

1 次電子が中性ガスと衝突せずに陰極へ到達する量は減衰方程式より得られ、JL= exp(−σ 0 n0 λe )JF

134

(A-50)

ここで f B を用いてプラズマイオン生成コストとイオン生成コストを関係付けるとJB−VF = fB CI −VF
JPCP = CI
よって

€

CI =

CP +VF
fB(A-51)となる. 次にエネルギーバランスより

J F VF€= J PU + + ∑ J jU j + J T U T + J LVF
j(A-52)（A-52）式を利用して CP の変形を行う.（A-45）式と∑J U + J U + J V
j

j

T

T

L F

j

CP = U + +Jp(A-53)

より

 J
 C
J 
J 
€ J T UT
= UT 1+ F (1− L ) = UT 1+ P (1− L )
JP
JF 
JF 
 JP
 VP

(A-54)J LVF J L CP=
JP
JF

(A-55)€であるので、CP は

∑J U

€

j

CP = U + +

j

j

JP

U
J
J 
+UT + CP  T (1− L ) + L 
JF JF  VF

 U  J 
CP 1− T 1− L  = U + + VF  J F 

€

∑J U
j

j

JP

j

(A-56)(A-57)+UTと表せる. よって

∑J U

€

j

U+ +

j

∑J U
j

j

j

j

+UT U + +
+UT
1
JP
JP
CP =
=
 UT  J L 
UT{1− exp(−σ 0 n0 λ e )}1−1+1− 
V
F
 VF  J F (A-58)

ここで推進剤利用効率ηu を導入する.

€

ηu =

€

JB
m˙

135

(A-59)

(A-60)m˙ = J B + n0′

1
en 0V0 Aφ 0
4

(A-61)

4( m˙ − J B ) 4σ 0 λ e=
eV0 Aφ 0
eV0 Aφ 0(A-62)n0′ =€よって n0 は以下のように表される．

€

n0 =

よって式(A-58)へ代入してプラズマイオン生成コスト CP 及びイオン生成コスト CI はU P∗
1− exp[−C0 m˙ (1− η u )](A-63)U P∗
V+ F
fB [1− exp{−C0 m˙ (1− η u )}] fB(A-64)CP +VF
fB(A-65)

CP =

€

CI =

€
すなわち

€

CI =

である. ここで U P* は式(A-A8)より

∑J U

€

j

U+ +

€

U P* ≡

j

JP
U
1− T
VF

j

+UT

(A-66)である.また

€

∑J U
j

j

JP

∑σv U

j

j e

=

j

j

σ + ve(A-67)と表すことができる.

A-3-2 Brophy Model とマイクロ波放電型イオンスラスタモデルの比較
マイクロ波放電型イオンスラスタにおけるプラズマモデルでは Brophy Model(式(A28))で存在した陰極電位 VC がない．よってこの陰極電位によるイオン損失が減少し、それだけコストが下がる事になる．
本文でも述べたように，直流放電型イオンスラスタと比較して，マイクロ波放電型
イオンスラスタは直流安定化電源数の減少によるシステムの簡素化が可能であった．
この事に加えて，プラズマ物理機構からスラスタとしての性能をあげることができる
ことは，マイクロ波放電型イオンスラスタの存在が大きな意味合いをもつのと考えら

136

れる．

137

図 A-1 Brophy がモデル構築に使用したカスプ磁場型イオンスラスタ(参考文献[2]より抜粋)

図 A-2 直流放電型のエネルギーバランス図138

図 A-3 マイクロ波放電型のエネルギーバランス図139

付録 1 参考文献
[1] John R. Brophy, and Paul J. Wilburt,“Simple Performance Model for Ring and Line Cusp

Ion Thrusters”, AIAA Journal,

pp. 1731-1736, 1985.

Vol. 23,[2] John R. Brophy, and Paul J. Wilburt,“Calculation of Plasma Properties in Ion Sources”,

AIAA Journal, Vol.24, pp. 1516-1523, 1986.

140

付録 2 新しい DC Block の提案
本文で取り上げた「マルチモノポールアンテナ型イオンスラスタ」の設計過程で生まれた同軸型 DC Block の構造を図 A-4 に示す．基本的にはディバイダー部と同じ構造をしており, 内径 20mm, 長さ 50mm の円筒の中で入力側と出力側の中心軸は半径方向に数 mm 離れている．よって絶縁作業が不必要であり，比推力向上のために更にイオ
ン加速電圧を上げた場合に於いても，高絶縁性を保つことができる．外管はカプトン
テープ（厚さ 0.064 mm）で絶縁されている．今回の試作器では，1.5kV の耐電圧を達成しており, またマイクロ波伝送効率はおよそ 83%という高効率を実現している．

図 A-4 九州大学 DC Block

141

謝辞
本研究を終えるにあたり，長年に渡って御指導，御教授くださいました中島秀紀教授に感謝の意を表します．
有益なご助言をいただきました中村一男教授，麻生茂教授及び渡辺幸信助教授，鷹尾良行大分高専助教授に感謝しております．
素晴らしい研究の場を与えていただいた宇宙航空研究開発機構宇宙科学研究本部の國中均教授，西山和孝助手，清水幸夫技官に感謝の意を表したいと思います．
そして，これまでの研究生活においてお世話になりました全ての方々に深くお礼を申し上げます．ありがとうございました．
最後に，どんなことがあってもいつも私を心から支えてくれた家族にお礼を申し上げます．ありがとう．

142