平成２６年度
九州大学大学院 総合理工学府
先端エネルギー理工学専攻

修 士 論 文論文名

パルス重畳電源を用いたホールスラスタの性能影響調査

氏

名

伊藤

匠

指導教員名

山本

直嗣

目次
第1章

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

1.1

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

第2章

ホールスラスタ .................................................................................. 4

2.1

ホールスラスタの作動原理と構造 ....................................................... 4

2.2

ホールスラスタの基本設計 .................................................................. 52.3

推進性能評価 ........................................................................................ 7

2.4

ホールスラスタの分類 ....................................................................... 102.5放電電流振動 ...................................................................................... 11

2.6

非平滑チョッパ型電源 ....................................................................... 14

2.7

研究目的 .............................................................................................. 16

第3章

実験装置 ........................................................................................... 173.1

真空排気系 .......................................................................................... 17

3.2

推進剤・作動ガス供給系 .................................................................... 183.3

電源系 .................................................................................................. 19

3.4

ホールスラスタの仕様 ....................................................................... 19

3.5

ホローカソード ................................................................................... 21

3.6

計測装置 .............................................................................................. 22

3.6.1

スラストスタンド ......................................................................... 22

3.6.2

イオンコレクタ ............................................................................. 23

3.6.3

エネルギーアナライザ ................................................................. 24

3.6.4

I-V 変換回路 .................................................................................. 27

3.6.5

3 次元トラバース機構 .................................................................. 28

3.6.6

記録系 ............................................................................................ 29

第4章

実験結果・考察 ................................................................................ 31

4.1

DC 電源での性能 ................................................................................ 31

4.2

パルス重畳電源での放電電圧・電流波形 ......................................... 33

4.3

チョッピング周波数依存性 ................................................................ 34

4.4

コンデンサ容量依存性 ....................................................................... 39

4.4.1 推進剤流量 1.0 mg/s ........................................................................ 39

4.4.2

推進剤流量 2.0 mg/s ...................................................................... 42

4.5

インダクタ容量の変化 ....................................................................... 44

4.6

等価的な平均出力の依存性 ................................................................ 47

4.6.1 ベース電圧による影響 ................................................................... 47
4.6.2 デューティー比による影響 ............................................................ 50
4.7

ビーム発散角 ...................................................................................... 534.8

磁場依存性 .......................................................................................... 55

第5章

結論 .................................................................................................. 59

謝辞 .................................................................................................................. 60
参考文献 .......................................................................................................... 62

第1章

序論

1.1 研究背景
人類初の人工衛星「スプートニク 1 号」が 1957 年にロシア（ソビエト連
邦）により打ち上げられてから，現在までに 5000 機以上の人工衛星が各国により打ち上げられている．当初はアメリカと旧ソ連との冷戦状態下での軍事的利用が可能な技術開発として行われた宇宙開発競争も，今では日本をはじめ多くの国の国際協力の下で宇宙開発が行われており，気象衛星システム，
GPS，衛星通信システム，衛星放送システム，地球観測衛星システム，科学
観測衛星システムなど我々の生活を支える技術として多く利用され，欠かせないものになっている 1) ．
衛星の軌道制御や姿勢制御には推進機が用いられる．推進機は大きく分けて化学推進と非化学推進に分けられる．非化学推進の中で電気推進は実際に人工衛星などに搭載されている．電気推進は電気エネルギーにより推進剤を電離させ，生成されたプラズマ中のイオンを様々な方法で加速・排出しその反作用で推力を得る仕組みである．電気推進機は化学推進機と比較して得られ る 推 力 は は る か に 小 さ い が ， 燃 費 を 表 す 指 標 で あ る 比 推 力 （ Specificimpulse : I sp ）は 1 桁以上大きくすることが出来る 2) ．つまり，推力が小さい
電気推進機は加速に時間がかかるが，消費する推進剤は化学推進機と比べて尐なくて済む．よって，電気推進機は長期間の運用が必要な人工衛星の姿勢制御・南北制御 3) や惑星間航行の主推進機に適している．
電気推進機の中には昨年打ち上げられた小惑星探査機「はやぶさ 2」に用いられたイオンスラスタをはじめ，ホールスラスタ，アークジェット，MPD
スラスタ，RF スラスタなど様々な種類の電気推進機が開発されている．図1.1 に各種推進機の推力密度と比推力の関係を示す 2) ．中でもホールスラス
タは 50 %を超える高い推進効率と 1000~3000 秒程度の高比推力を両立することが出来る点 4) や，イオンの加速領域が準中性状態に保たれているため空間電荷制限則の影響を受けず高密度のプラズマイオンを排出出来る 5,6) といった特徴を持つ．またホールスラスタは比推力や推進効率に並んで重要なパラメータである推力電力比が他のスラスタよりも大きい．さらには，イオン1スラスタと比べてスラスタの構造が簡単であり電源の数が尐なくて済む点
や，高電圧電源を必要としないために電源をコンパクトに出来るなど多くの利点を持っている．日本においては電気推進機を用いた宇宙ミッション自体が尐なく，これまでにホールスラスタを搭載した宇宙ミッションは行われていないが，2003 年には ESA（欧州宇宙機構）の月探査衛星 SMART-1 7) の主推進機に用いられた実績も持つ．今後の宇宙開発においても宇宙太陽光発電
システム建設用カーゴや NASA が計画している小惑星捕獲ミッション 8) に10 kW 級の大型のホールスラスタを用いることが計画されている．また，これに合わせて大電流中和器の開発も進められている 9 ）．このようにホールス
ラスタは次世代宇宙推進機として現在最も注目されており，更なる性能向上のために日欧米で競って研究開発が進められている 10 ）．

本論文は第 1 章から第 5 章で構成される．第 2 章ではホールスラスタの作動原理と構造，現状の問題点である放電電流振動や新たに提案する非平滑チ
ョッパ型電源について説明し研究の目的を述べる．第 3 章では真空設備や実験に用いたホールスラスタ，ホローカソードの仕様，計測装置について説明する．第 4 章では実験結果及び各パラメータを変化させた際のイオンビーム
プロファイル，イオンエネルギー分布，ビーム発散角などへの性能の影響について考察する．第 5 章で結論を述べる．

2

図 1.1

各種電気推進機の推力密度と比推力 2)（出典：参考文献 2，p21）

3

第2章

ホールスラスタ2.1 ホールスラスタの作動原理と構造
図 2.1 にホールスラスタの概略図を示す．ホールスラスタは他の電気推進機と比べて比較的単純な構造をしており，円環状の加速チャネル，チャネル
上流にあるアノード，外部に設置されるカソード，磁気回路から構成される．
加速チャネルでは半径方向に磁場，軸方向に電場がそれぞれ印加されている．
加速チャネルの長さをイオンのサイクロトロン半径よりも短く，かつ，電子のサイクロトロン半径よりも長くなるように設計すると，イオンは磁場によるトラップを受けずに電場によって軸方向に静電的に加速され，スラスタ外部へと排出される．その反作用で推力を得る．一方，カソードからチャネル
内に流入した電子は磁場によりトラップされ，推進剤の中性粒子と衝突しながらアノードに拡散する．この際，半径方向に印加された磁場と軸方向に印加された 電場に より 電子は周 方向に 𝐄 × 𝐁ドリ フトし， このド リフ トによって生じる周方向の電流はホール電流と呼ばれ，ホールスラスタの名前の由来になっている．このホール電流と磁場との相互作用によって発生するローレ
ンツ力により電子の軸方向への流れが妨げられ，加速チャネル内部に強い電場が維持されると考えられている．さらにこのローレンツ力の反作用は，ホール電流がスラスタの中心軸に作る軸方向の磁場と，スラスタのもつ軸方向の磁場との反発力としてスラスタに伝達されると考えられる．
ホールスラスタもイオンスラスタと同様に，イオンのみを排出するとスラスタやそれと帯同する宇宙機は負に帯電し，排出されたイオンが引き戻され推力の発生が不可能になる．そのため，ホローカソードから供給された電子の一部はイオンビームの中和をする役割も兼ね備えている．
ホールスラスタは以上の原理により，イオンのみを高電界によって引き出すイオンスラスタとは異なり，イオン生成・加速領域には常に電子が存在しているため空間電荷制限則の影響を受けずに電流密度を高くすることができ，その結果推力密度を大きくすることが出来る．

4

図 2.1

ホールスラスタの概略図

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

(2.1)

𝑟𝑒 ≪ 𝐿 ≪ 𝑟𝑖

(2.2)

𝐿 ≪ 𝜆𝑚(2.3)

ここで 𝜔𝑒 [Hz]は電子 のサイ クロト ロン 周 波数， 𝜏𝑒 [sec]は電子 の衝突 時間，𝑟𝑒 [m]と𝑟𝑖 [m]はそれぞれ電子とイオンのラーマ―半径，𝐿 [m]は加速チャネ
ル長，𝜆𝑚 [m]はイオンの平均自由行程である．これらの条件を満たすように
ホールスラスタは設計される．以下にそれぞれの式を説明する．

1) 𝜔𝑒 𝜏𝑒 ≫ 1
この式はチャネル内で電子が𝐄 × 𝐁ドリフトするための条件である．𝜔𝑒 𝜏𝑒 はホールパラメータと呼ばれ，電子が次の衝突を起こすまでにどれだけ旋回運5動するかを表している．一般的なホールスラスタでは 200~300 程度である 6) ．
電 子 の サ イ ク ロ ト ロ ン 周 波 数 𝜔𝑒 [Hz]と 電 子 の 衝 突 時 間 𝜏𝑒 [s]は 次 の よ う に
書ける．
𝜏𝑒 =

1
𝜎𝑒𝑛 𝑁𝑛 𝑣𝑒

(2.4)

𝑒𝐵
𝑚𝑒

(2.5)

𝜔𝑒 =

ここで𝜎𝑒𝑛 [m2 ]は電子と中性粒子との電離衝突断面積 11) ，𝑁𝑛 [m-3 ]は中性粒
子密度，𝑣𝑒 [m/s]は電子の速度，𝑒は電気素量，𝐵 [T]は磁場，𝑚𝑒 [kg]は電子の質量を表す．
加速チャネル内の電子がボルツマン分布であると仮定すると，電子の速度は𝑣𝑒 = √

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

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

𝑚𝑒 𝑣𝑒
𝑒𝐵

(2.7)

𝑟𝑖 =

𝑚𝑖 𝑣𝑖
𝑒𝐵

(2.8)

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

6

2𝑒𝑉𝑚
𝑣𝑖 = √𝑚𝑖(2.9)

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

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

1

1

4√2 𝜎𝑖𝑛 𝑁𝑛(2.11)と表される．ここで𝜎𝑖𝑛 [m2 ]はイオンと中性粒子の衝突断面積を表す．𝜎𝑖𝑛 は
およそ 3.5×10 -20 [m 2 ] 11) であり，本実験でのイオンの平均自由行程は約 15 cm
である．これはチャネル長 L と比べて十分長い．

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

𝐹2
𝐹2
≈
2𝑚̇𝑃 2𝑚̇𝑉𝑑 𝐽𝑑(2.12)

ここで𝐹 [N]は発生する推力，𝑚̇ [kg/s]は推進剤の質量流量，𝑉𝑑 [V]は放電電圧，𝐽𝑑 [A]は放電電流を表す．推進効率とは電気推進機に投入した電力がどの程度推力発生の運動エネルギーに変換できたかを表す．放電以外に消費される磁気回路の励磁エネルギーやホローカソードの消費電力は一般に小さいため，ここでは無視しても評価の妨げにはならない．また，推進効率は内7部効率の積で表すこともできる 12) ．以下にこの評価法について述べる．
まず，推力はスタンドで直接測定する以外に以下の式で表せる．

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

ここで𝜂𝑑𝑖𝑣 はイオンビームの発散，𝜂𝑚𝑢𝑙𝑡𝑖 は多価イオンに依存する効率を示す．
ま た 𝑚̇ 𝑖 [kg/s]はイ オ ン の 質量 流 量 ， 𝑣𝑏 [m/s]は イオ ン ビ ーム 速 度 ， 𝐽𝑏 [A]はイオンビーム電流， 𝐸𝑚 [eV]はイオンビーム平均エネルギーである．この式から，推力を上げるには投入した推進剤に対しどれだけ電離したかを表す推進剤利用効率を上げイオンビーム電流を大きくすることと，電離したそれぞれのイオンを出来るだけ加速させてイオンビーム平均エネルギーを上げる
ことが必要だと分かる．式(2.12)に式(2.13)を代入すると以下の式を得る．
22𝜂𝑡 = 𝜂𝑑𝑖𝑣
𝜂𝑚𝑢𝑙𝑡𝑖𝐽𝑏2 𝑚𝑖 𝐸𝑚𝑚̇𝑉𝑑 𝐽𝑑 𝑒 2(2.14)

内部効率の一つとして加速効率 𝜂𝑎 をイオンビーム電流 𝐽𝑏 [A]と放電電流 𝐽𝑑[A]の比として次のように定義する．
𝜂𝑎 =

𝐽𝑏
𝐽𝑑

(2.15)

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

𝜂𝑢 =

𝑚𝑖 𝐽𝑏
𝑒𝑚̇

(2.16)

これは，投入された推進剤がどの程度電離してイオンになり，イオンビーム

8

として利用されているかを示すパラメータである．ただし，上式は 1 価イオ
ンのみを前提としているため，多価電離がある場合には実際よりも高めに見積もられる．
次に，エネルギー効率𝜂𝐸 はイオンビームの平均エネルギーと放電電圧を用
いて，
𝜂𝐸 =

𝐸𝑚
𝑒𝑉𝑑

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

(2.18)

次に，比推力𝐼𝑠𝑝 [s]は次式で表される．
𝐼𝑠𝑝 =

𝐹
𝑚̇𝑔

(2.19)

ここで，𝑔 [m/s 2 ]は重力加速度(9.8 m/s 2 )である．比推力は燃費を表す値であり，この値が大きいほど燃費性能に優れていることを表す．長期間の宇宙ミッションにおいて推進剤の大きな節約ができるため重要なパラメータの一つである．
また，推力電力比は単位電力あたりに発生する推力を表したものであり，式(2.12)，(2.19)を用いて
𝐹
2𝜂𝑡=
𝑃 𝑔𝐼𝑠𝑝(2.20)と表すことが出来る．実際のミッションを想定して推進機を設計する場合に，ある決まった比推力で，ある値の推力を得るにはどの程度の電力が必要か，
あるいは与えられた電力でどの程度の推力を得ることができるかを簡単に

9見積もりが出来る有用なパラメータである．

2.4 ホールスラスタの分類
ホールスラスタは加速チャネルの違いから大きく 2 つに分類される．1960
年代に旧ソ連の Morozov らによって開発されたのがマグネチック型である
SPT (Stationary Plasma Thruster)と，同時期にこちらも旧ソ連の Zharinov らによって開発されたアノードレイヤ型である TAL (Thruster with Anode Layer)とがある 5) ．図 2.2 にそれぞれの概略図を示す 13) ．
マグネチックレイヤ型は加速チャネル長がチャネル幅よりも長く，チャネ
ル壁はセラミックスで絶縁されている．加速チャネル長が長くプラズマが安定して生成されやすいため，比較的安定作動領域が広くすでに実用化されている．
一方，アノードレイヤ型はチャネル長がチャネル幅よりも短くチャネル壁
は導電体で出来ておりカソード電位に保たれている．アノードレイヤ型の特徴としてホローアノードと呼ばれる推進剤電離層を持ち，これが名前の由来となっている．チャネル壁は磁極を守るためにガードリングと呼ばれ耐スパッタ性に優れた高配合性グラファイトや SUS で作られている．また，加速チャネル長も短いためマグネチック型よりも寿命は長いと言われている．チャネル壁はカソード電位に保たれているため，マグネチックレイヤ型とは異なり電子の壁面への衝突による損失は尐なく，電子温度は高い 14) ．そのため電離しにくい酸素やアルゴンでもある程度の性能が期待できる．
これらの 2 つのホールスラスタを比較するとアノードレイヤ型の方がマ
グネチック型よりも利点が多く，前述の壁面の損失の点からアノードレイヤ型の方が高効率を望める．実際に両者を比較すると同じパワーレベルではア
ノードレイヤ型の方が高効率で推力密度も高い 15) ．しかしながら，アノー
ドレイヤ型はプラズマの生成領域が狭く，そのため安定作動範囲も狭い．また，ホローアノード内部の物理に関してほとんど解明されておらず，ホロー
アノードの設計指針がないのが実情であり，近年作動の安定化に向けて研究が進められている 16) ．
そこで，本実験ではすでに実用化され作動実績もあるマグネチックレイヤ
10

型ホールスラスタを用いて実験を行った．

(a) マグネチックレイヤ型
図 2.2(b) アノードレイヤ型

ホールスラスタ概略図 13)（出典：参考文献 13，p6）

2.5 放電電流振動
現在のホールスラスタの研究開発の課題である「長寿命化」，「大推力化」を推し進めるにあたり電源の小型効率化が必要であるが，電源の小型化で問題となっているのがホールスラスタ特有の現象である放電電流振動 17) である．この現象についてはロシアをはじめ各国の研究機関で原因解明と対策が検討されているが，現在に至るまで十分な解明はまだできていない．現在では作動パラメータ選定，推進剤の供給方法 18) や放電室形状 19) ，磁場形状 18)などの推進機設計などにより，放電電流振動の抑制に成功している．しかし，経年変化に伴い振動を起こす条件が変わるため，寿命まで放電電流振動を抑制し続けることは困難である．ここでは最も有力とされているモデルについて放電電流振動を周波数帯別に以下の 5 つに分けて説明する 20) ．
1. Ionization oscillation:

10 4 -10 5

Hz

2. Transit-time oscillation:

10 5 -10 6

Hz

:

6

Hz

3. Electron drift oscillation

10 -1011

7

4. Electron cyclotron oscillation

:

10 9

Hz

5. Langmuir oscillation:

10 8 -10 10Hz

1 の振動はチャネル内の中性粒子密度とプラズマ密度の擾乱に起因する電離不安定性による振動 15) と言われている．この振動の振幅が一番大きくス
ラスタの安定作動にとって最大の障壁となりうる．また振幅が大きいために電源への負荷も大きくなる．
2 の振動はイオンが加速チャネル内を通り過ぎる時間の周期で発生する振動として知られている．この振動は一般に磁場強度に依存するため他のパラ
メータの影響は尐ないとされている．
3 の振動は電子のドリフト不安定性によるものと考えられ，チャネル内に密度勾配が存在するために生じる．有限寸法のプラズマを扱う際には避けられないものであり，万能型不安定性とも呼ばれる．この振動の安定化条件は等量の磁束を含むプラズマ体積がプラズマから真空側に行くにつれて減尐することである．
4 の振動は電子のサイクロトロン運動に起因するものと考えられており，
その振動数は式(2.5)から求めることが出来る．
5 の振動は電子の慣性に起因するプラズマ振動として知られている．

上記 4，5 の GHz 帯の振動はプラズマ固有のものであるため抑制の方法はない． 1~3 の振動は軸方向電界と半径方向磁場を有するホールスラスタ特有の現象である．そのうち 2 の振動はそれほど大きくならない．3 の振動は有限のプラズマを扱う上では回避不可能であるが，古くからこの振動に関して研究が進んでおり，安定化の方法が示されている．よって，1 の電離不安定性に関する振動が抑制の対象になりうる．この振動については研究が進んでおりメカニズムも明らかになっている．
放電室内の電離不安定性は捕食者と被食者の増減関係をモデル化した
Prey-Predator モデルに起因する 21) ．図 2.3 に Prey-Predator モデルの解の例を示す．このとき，被食者は中性粒子，捕食者は電子で表される．その振動の1 周期の概略を図 2.4 に示す．はじめに放電室の内部で推進剤の電離が生じ
12

る．このとき電離が進むにつれて中性粒子密度は減尐しプラズマ密度は増加する（図 2.4(a)）．次に，生成されたイオンは電界により加速・排出される．
推進剤の流入速度よりも電離する速さが早いため，プラズマ密度は減尐する（図 2.4(b)）．これにより電離の量が減り電子の数も尐なくなる．この間に放電室内の推進剤の量が徐々に増え中性粒子密度は増加するが，プラズマ密度は低いので電離はあまり進まない（図 2.4(c)）．電離不安定性による 放電
電流振動はこのサイクルを繰り返すことによって生じる．

図 2.3

図 2.4

Prey-Predator モデル

電離不安定性のメカニズム13

2.6 非平滑チョッパ型電源
前述したとおり放電電流振動はホールスラスタの作動停止の原因になり
え，電源への負荷も大きい．また，放電電流振動に備えて電源容量を多めに取っておく必要があり，電源容量・重量の増加を招いている．
しかし，放電電流振動は本来ホールスラスタの作動において自然に発生するものである．そこで作動停止さえしなければ無理に放電電流振動を抑制しなくても良いと発想の転換を行い，これまで用いられていた定電圧源ではな
く放電電流振動を許容しスラスタと協調して無理のない作動をさせる電源として「パルス重畳電源」が提案されている．この電源システムを使用する
ホールスラスタは Prey-Predator モデルの考案者の名から「Volterra Engine」と名付けられた．実際にパルス重畳電源を用いてスラスタを作動させると推
進効率，推力電力比に向上がみられた 22) ．表 2.1 に両者の電源を用いた場合の性能の比較を示す．表 2.1 より，推力は若干の減尐がみられているが消費電力の大幅な減尐に成功している．その結果，推進効率，及び推力電力比は
DC 電源に勝る値を得ている．
表 2.1

各電源による性能比較

推力

推進効率

推力電力比

消費電力

[mN]

[-]

[mN/kW]

[W]

DC 電源

10.0

0.22

50

200

パルス重畳電源

9.5

0.26

57

166

電源

※ 放 電 電 圧 150V， チ ョ ッ ピ ン グ 周 波 数 26kHz で の 比 較

図 2.5 にパルス重畳電源のひとつである非平滑チョッパ型電源の回路図を示す．図 2.6 に製作した電源を示す．本回路は小型の DC-DC コンバータにおいてよく見られる形式である．ただし，平滑化のために必要となる出力コンデンサの容量を小さくして電圧の変動を許容している．これは今までの電源設計の思想を 180 度方向転換するものであるが，適切なインダクタ，コン
14

デンサ，チョッピング周波数を選択することによって，放電のインピーダン
ス変化に併せて電源の特性も変化する，スラスタと電源の協調動作を可能とする．
太陽電池からのバス電圧が入力の 𝑉𝑖𝑛 にあたり，MOSFET スイッチングパ
ルスのデューティー比を変化させ，式(2.21)にあるような「等価的な平均出力」を用いて出力電圧𝑉𝑜𝑢𝑡 の調節を行う．
𝑉𝑜𝑢𝑡 = 𝑉𝑖𝑛 ×1
1= 𝑉𝑖𝑛 ×1 − 𝑑𝑢𝑡𝑦
1 − 𝑡𝑜𝑛 ∙ 𝑓(2.21)

一般的な DC-DC コンバータでは電圧変換の後に平滑用の大型コンデンサを必要とするが，この回路では出力パルス波形をそのままホールスラスタの入力電源とするので，大型の平滑用コンデンサは必要ない．また，小容量のコンデンサしか用いずトランスを減らせるため，電源の容量・重量も尐なくすることが出来る 23) ．5 kW 級のホールスラスタではおよそ 0.8 kg（0.2 kg：
コンデンサ，0.6 kg：トランス），電源の全重量に対して約 7 %の削減が見込めるので宇宙機においては大きな利点となる．

図 2.5

非平滑チョッパ型電源回路図15図 2.6

非平滑チョッパ型電源

2.7 研究目的
ホールスラスタの新たな電源として提案されたパルス重畳電源は電源の小型化や長寿命化などのメリットがある一方，このパルス重畳電源を用いた
場合，スラスタへの入力電圧である「放電電圧」がパルスのチョッピング周
波数やインダクタ，コンデンサなどの回路定数の変化に伴い変動するため，プラズマ生成・加速領域の空間ポテンシャルの変動にも直接影響を与える．
その結果，排出されるイオンの平均エネルギーやエネルギー幅，ビーム発散
角，さらに推力，推進効率などの各種性能に影響を及ぼすことが懸念されている．そこで本研究では，従来使用されていた DC 電源と新たに提案するパルス重畳電源の性能の比較を行うために，実験を通してパルス重畳電源の影
響を調査することを目的とする．

16

第3章

実験装置

3.1 真空排気系
実験は独立行政法人 宇宙航空研究開発機構 宇宙科学研究所の大型真空容器「スペースサイエンスチャンバ」を使用して行った．実験に用いた真空容器を図 3.1 に示す．真空容器は直径 2.5 m，長さ約 5 m のステンレス製円筒状真空層であり，真空排気にはメカニカルブースターポンプ 1 台とロータリーポンプ 2 台で粗排気を行った後，ターボ分子ポンプ（TG3451MVAB：排気速度 3400 l/s at N 2 ）1 台とクライオポンプ（CRYO-U30H：排気速度 28000
l/s at N 2 ）2 台を用いて高真空まで排気する．図 3.2 に排気系統概略図を示す．
到達圧力はガス未流入時に 1.20×10 -4 Pa，ガス流入時に 9.16×10 -4 Pa (at Xe
1.0 mg/s)であった．

図 3.1

スペースサイエンスチャンバ

17図 3.2排気系統概略図

3.2 推進剤・作動ガス供給系
本研究ではホールスラスタの推進剤及びホローカソードの作動ガスにキセ ノ ン （ 99.999 % ） を ， 実 験 終 了 後 の ホ ロ ー カ ソ ー ド の 冷 却 に ア ル ゴ ン（99.999 %）を使用した．キセノン及びアルゴンの高圧ボンベから減圧バルブによって 2~3 気圧に減圧された後，ホールスラスタとホローカソードの 2系統に分岐しマスフローコントローラを介して流量を調節して流す．ホール
スラスタとホローカソードの流量はそれぞれ独立して制御される．推進剤・作動ガス供給系の概略図を図 3.3 に示す．

図 3.3

推進剤・作動ガス供給系概略図
183.3 電源系
ホールスラスタに必要な電源は，静電加速させるためのアノード電源，加速チャネル内に半径方向の磁場を作り出すためのインナーコイル電源，アウ
ターコイル電源，ホローカソードヒーター電源とホローカソードキーパー電源の 5 種類の 5 台の電源が必要である．また，コイル用の電源はインナーコ
イルとアウターコイルを等比率で制御するために外部からのコントロール
用電源を 1 台使用して制御を行った．この他に計測装置用の電源をそれぞれ使用した．各電源は市販の電源を使用した．主に使用した電源を下記に示す．
アノード電源： 高砂 HX0600-25G

インナーコイル電源： 菊水電子PAN16-10A

アウターコイル電源： 菊水電子PAN35-20A

カソードヒーター電源： 菊水電子PAN16-10A

カソードキーパー電源： 松定

イオンコレクタ用電源： 菊水電子PMC35-3A

RPA 用電源： 菊水電子PMC35-3A

RPA 用電源： 菊水電子PMC110-0.6A

RPA 用電源： TEXIO

PR500-1.5

PA600-0.1B

3.4 ホールスラスタの仕様実験に使用したホールスラスタは 1 kW 級マグネチック型ホールスラスタ
である．使用したホールスラスタを図 3.4 に示す．また，断面図を図 3.5 に示す．加速チャネルの内径は 48 mm，外径は 72 mm であり，チャネルは窒化ホウ素で出来ている．アノードはチャネル出口から 30 mm 上流に設置している．外側に 4 つのソレノイドコイルとスラスタ中心部にもソレノイドコ
イルを設置して加速チャネル内に磁場を印加する．内側と外側のコイルに流す電流の大きさと比を変えることで磁束密度及び磁場形状が変更可能であるが，過去の研究結果から半径方向の磁束密度はスラスタ出口上流 1 mm で最大になるように内側コイルと外側コイルの比は 1:4 一定として実験を行った 20) ．使用したホールスラスタの磁場解析結果を図 3.6 に示す．図 3.6(b)において，横軸はチャネル出口を 0 mm としている．
19

図 3.4

マグネチック型ホールスラスタ

推進剤

図 3.5

ホールスラスタ断面図

20

(a) 磁場形状分布，1 A/4 A，(b) 磁場強度分布（Magnum3.0 による数値解析）
図 3.6

磁場解析結果3.5 ホローカソード
電子源にはホローカソード（Ion Tech 社製，HC252）を使用した．ホロー
カソードはフィラメント陰極と比較すると作動ガスを必要とする欠点があ
るが，安定して電子を放出できる点や 1000 時間以上の寿命を持つことからカソードとして広く用いられる．仕事関数の低いバリウムなどを含有する物
質をインサーターに使用し，これを高温に熱することで熱電子が放出される．
放出された熱電子は作動ガスと電離衝突し，カソード内でプラズマを発生させキーパーに正電圧を印加することで電子を引き出す．
実験に用いたホローカソードの外観を図 3.7 に示す．作動ガスにはキセノンを使用した．実験終了後はアルゴンを流し約 90 分間の冷却を行った．大気解放中もアルゴンを流し続けてインサーターの大気暴露を避けた．作動中のガス流量は 0.28 mg/s 固定とした．キーパー電源の電圧・電流はそれぞれ13~20 V，0.20 A，ヒーター電源の電圧・電流はそれぞれ 4.5 V，3.5 A である
ため，ホローカソードの消費電力は 20 W 程度である．

21

図 3.7

ホローカソード外観

3.6 計測装置
3.6.1 スラストスタンド
ホールスラスタの性能を評価するためには推力の測定を行う必要がある．
ホールスラスタの推力は mN オーダーであるので非接触式のスラストスタ
ンドを用いた．使用したスラストスタンドを図 3.8 に示す．スタンドは縦 500
mm，横 450 mm，奥行き 500 mm のサイズであり，外枠はアルミフレーム，
内枠は C/C コンポジット製の骨組みで出来ている．2 組の内枠はそれぞれ 2
つのナイフエッジが取り付けられており，その対になるナイフエッジはアルミフレームに取り付けられている．また内枠にはホールスラスタを載せるためのナイフエッジがそれぞれ取り付けられており，合計 6 つのナイフエッジ
によりスタンドが動く箱ブランコのような構造をしている．スラスタが作動
し推力が発生すると 6 個のナイフエッジによりスタンドが前後に動く．その変位を LED 方式のマイクロ変位センサ（OMRON 社製，Z4D-F04A）を用いて計測する．この変位センサの諸元を表 3.1 に示す．推力の算出は既知の水平方向荷重をスラスタに加えた際の変位を測定し得られた関係式から求める．この振り子式スラストスタンドの誤差は 0.41 mN at 10 mN であった．

22

表 3.1マイクロ変位センサの諸元

検出範囲

4±1.25 mm

分解能

5 µm 以下

応答速度

5 ms 以下

出力

1~5 V (1.6 V/mm±10 %)図 3.8

スラストスタンド

3.6.2 イオンコレクタ
ホールスラスタから排出されたイオンビームの測定にはイオンコレクタを使用した．イオンコレクタの外観を図 3.9 に示す．イオンコレクタは 50 mm
×50 mm のカーボンの中心に直径 9 mm の円盤状イオン捕集用コレクタを取り付けたものである．コレクタには-30 V が印加されており，イオンの捕集
及び電子の追い返しを行っている．また，コレクタのみではコレクタの電位が周囲のプラズマに擾乱を引き起こし，イオン軌道を曲げてしまったりコレ
クタから二次電子が放出されたりし，実際のイオン電流よりも大きい信号が出てしまう．そこで，コレクタの周囲に取り付けたカーボンにも同様に-30 Vを印加し，コレクタ周囲でのプラズマの擾乱を防いでいる．ホールスラスタ
23

から排出されたイオンビームの一部はチャンバ内に存在する背景ガスと電荷交換衝突を起こす．電荷交換衝突とは，高速のイオンが低速の中性粒子と衝突し，電荷のみの交換を行い，低速のイオンと高速のイオンになる反応のことである．以下にその反応式を示す．
++
𝑋𝑒𝑓𝑎𝑠𝑡+ 𝑋𝑒𝑠𝑙𝑜𝑤 → 𝑋𝑒𝑓𝑎𝑠𝑡 + 𝑋𝑒𝑠𝑙𝑜𝑤

(3.1)

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

電荷交換によって生成された低速のイオンはもともと等方散乱する中性粒子であるため，スラスタ由来のイオンビームとは異なる方向へと飛んでいく．
そのためイオンコレクタによって得られる値は電荷交換衝突を考慮しなければならない．

図 3.9

イオンコレクタ3.6.3 エネルギーアナライザ
ホールスラスタから排出されたイオンビームのイオンエネルギー分布を測 定 す る た め に イ オ ン エ ネ ル ギ ー ア ナ ラ イ ザ (RPA : Retarding Potential
Analyzer)を使用した．図 3.10 に回路図，図 3.11 に外観を示す．RPA は入ってくるイオンビームに対してグリッド(IRG)に正電位を印加し，そのエネル
ギーに満たない低エネルギーのイオンを追い返すことにより，印加した電位以上のエネルギーを持つイオンを捕集する．図 3.10 に示す通り，4 枚のグリッドとコレクタで構成されている．各グリッドとコレクタの詳細を述べる．
24

1. FG (Floating Grid)
FG はプラズマに対して電気的に浮かせてある．これにより RPA 内部にかけられている電界がプラズマ中に浸透することを防ぎ，プラズマへの擾乱を防いでいる．
2. ERG (Electron Retarding Grid)
ERG は電子の RPA 内部への侵入を防ぐためのグリッドであり，負の電圧が印加されている．
3. IRG (Ion Retarding Grid)
IRG は RPA 内部に侵入してきたイオンにフィルタをかける掃引電圧を印加するためのグリッドである．すべてのイオンにフィルタをかけるためにホールスラスタの放電電圧以上の電圧まで掃引する．
4. SESG (Secondary Electron Suppression Grid)
SESG はコレクタに衝突したイオンによって二次電子が放出されるのを防ぐためのグリッドで，ERG と同様に負電圧が印加されている．
5. Collector
コレクタは IRG の掃引電圧によるフィルタを通過したイオンを捕集する．
捕集能力を高めるために負の電圧を印加してある．

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

(3.3)

1 𝑑𝐼𝑐
𝐼𝑐0 𝑑𝐸𝑠𝑤(3.4)

まず，コレクタに入ってくるイオン電流を掃引電圧で数値微分することで，それぞれの掃引電圧に対する傾きを求める．そして，グリッドの印加電圧が0 V のときにコレクタで捕集されるイオン電流である𝐼𝑐0 [A]で割ることで確率分布の規格化を行っている．また，そのままでは波形が反転しているので，
正負反転のためにマイナスをかける．図 3.12(a)に掃引電圧とイオン電流の関係を，図 3.12(b)に導出したイオンエネルギー分布関数を示す．
25

また，イオンビーム平均エネルギー 𝐸𝑚 [eV]は式(3.5)を用いて求めることが出来る．
2

𝐸𝑚 = {∫ 𝑓(𝐸)√𝐸𝑠𝑤 𝑑𝐸}

図 3.10

RPA 回路図

図 3.11

RPA 外観

26(3.5)

(a) I-V 曲線

図 3.12(b) イオンエネルギー分布関数

イオンエネルギー分布の測定例

3.6.4 I-V 変換回路
イオンコレクタやエネルギーアナライザで検出される電流値は µA~pA オ
ーダーと非常に小さいため，ノイズの影響を抑えることが出来る I-V 変換回路を接続する必要がある．また，イオンの捕集能力を高めるために基準電位に対し-30 V の電位差を作る役割も兼ね備えている．図 3.13 に作製した I-V
変換回路の回路図を，図 3.14 に製作した回路を示す．1 段目のオペアンプは電流から電圧への変換，増幅，フィルタの機能を持つ．増幅率は 10 5 とし，
10 µA/V の変換を行う．また 100 pF のコンデンサを付けることで同時にノイズカット用ローパスフィルタ（15.9 kHz）の機能も備える．-30 V の電位差
は下流側の基準電位に対し上流側の基準電位を 30 V 下げることで作り出す．
基準電位に差があるために絶縁アンプで前後を電気的に絶縁する．絶縁アン
プは 50 kHz の周波数応答性を持つものを使用したので，絶縁アンプによる信号への影響を尐なくするために前後にローパスフィルタ（ 5.5 kHz）を挿入した．このフィルタには 1000 pF のコンデンサを内蔵した UAF42 ユニバ
ーサル・アクティブ・フィルタを使用した．あらかじめコンデンサが組み込まれているので設計が容易となり，適当な抵抗を接続することによりローパ
ス・ハイパス・バンドパスの各種フィルタを構成できる．

27

図 3.13

図 3.14I-V 変換回路図製作した I-V 変換回路

3.6.5 3 次元トラバース機構
イオンコレクタ及び RPA はチャンバ内の 3 次元トラバース機構に取り付
けてスラスタのイオンビームを測定した．図 3.15 に外観を示す．スラスタ
中心軸のチャネル出口を座標の原点とし，イオンコレクタと PRA の出力値28を確認した．その結果，測定装置の位置はスラスタのチャネル出口から下流
1000 mm（推進剤流量 1.0 mg/s）及び，1500 mm（推進剤流量 2.0 mg/s）に設定した．RPA でのエネルギー分布の測定はスラスタの軸中心に設置し，グリッドへ掃引電圧をかけて行い，イオンコレクタによるプロファイルの測定とRPA に掃引電圧 100 V をかけてのスラスタ由来のビームの測定は，スラスタ
水平方向に 50 mm 間隔で動かして測定した．トラバースへの取り付けの問
題から，イオンコレクタは -700 mm~ +350mm，RPA は -800mm ~ +250mmの範囲で動かしている．

図 3.153 次元トラバース機構

3.6.6 記録系
変位計の出力やイオンビーム電流，放電電圧，コイル電流などの信号の測定には横河メータ&インスツルメンツ社の WE500 を使用した．WE500 にはWE7121，WE7273，WE7282 の各モジュールを実装して使用した．表 3.2 に主な仕様を示す．
また，放電電流振動現象などの高速現象を測定する場合は横河メータ&イ
ンスツルメンツ社の DL850 を使用した．DL850 のモジュールは 720210 絶縁モジュールを使用した．表 3.3 に仕様を示す．
29

表 3.2

各モジュールの仕様
WE7121

出力チャネル数

1 チャネル

標準出力波形

正弦波/方形波/三角波/ランプ波/パルス波

出力振幅分解能12bit
正弦波/方形波：1 µHz~10 MHz

発振周波数範囲

三角波/ランプ波/パルス波：1 µHz~200 kHz
WE7273

入力チャネル数

8 チャネルA/D 分解能16bit

サンプリングレート

100 kHz

入力インピーダンス

約 1 MΩ

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

出力チャネル数

4 チャネル
正弦波/パルス波(デューティー可変)/ランプ

出力波形

波/三角波/簡易任意波形/DC

出力レンジ±1/2/5/10 V

最大出力電流±10 mA（チャネルあたり）

表 3.3

720210 モジュール仕様

入力チャネル数

2 チャネルA/D 分解能12bit

サンプリングレート

100 MHz

最大入力(DC+ACpeak)

1000

30

V，200 V

第4章

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

31

表 4.1

DC 電源での性能（推進剤流量 1.0 mg/s）

放電電圧

推力

比推力

消費電力

推力電力比

効率

[V]

[mN]

[s]

[W]

[mN/kW]

[-]

150

5.4

543

135

40.2

0.11

200

7.5

747

212

35.2

0.13

250

9.2

923

247

37.3

0.17

300

10.9

1085

309

35.1

0.19

表 4.2

DC 電源での性能（推進剤流量 2.0 mg/s）

放電電圧

推力

比推力

消費電力

推力電力比

効率

[V]

[mN]

[s]

[W]

[mN/kW]

[-]

150

13.6

682

336

40.6

0.14

200

18.0

902

452

39.9

0.18

250

22.9

1147

535

42.8

0.24

300

25.9

1294

650

39.8

0.25

図 4.1

放電電圧・電流履歴（DC 電源）

32

4.2 パルス重畳電源での放電電圧・電流波形
次に，パルス重畳電源を用いた際の放電電圧・電流履歴を図 4.2 に示す．
推進剤流量 1.0 mg/s，回路定数は入力電圧 100 V，duty = 0.33（平均出力電圧
150 V），インダクタを 0.5 mH，出力コンデンサを 0.47 µF，チョッピング周
波数 16 kHz である．図のようにパルス重畳電源では放電電圧が 120 V から
210 V 程度の振れ幅を持ち，電圧が上昇するタイミングに合わせて放電電流も増加し，電源の動作にスラスタが追従している様子が確認できる．チョッ
ピング周波数を 16 kHz として作動させた場合，放電電流は放電電圧に対して遅れ位相を持っていた．これは，DC 電源での放電電流振動は 6 k~8 kHzであり，通常の LC 回路に共振周波数よりも高い周波数の波を印加する場合と同様の現象である．放電電圧の周波数に合わせて放電電流が同期する範囲
はおよそ 14 k~28 kHz であった．パルス重畳電源を用いると放電電圧が 210 V
程度まで上昇し，放電電流も大きくなる．放電電流のピーク時に生成されたイオンの空間電位は 170~190 V 程度と高く生成量も多いため，結果として高いエネルギーを持ったイオンが排出され推力が高くなると考えられる．放電
電圧が 130 V 程度に下がる時間帯に合わせて放電電流も小さくなり，0.6 A
程の下限値を迎える．放電電圧波形が放電電流波形とうまく噛み合わさった結果，空間電位が低い場合には無駄な電流を流さずに消費電力を抑えること
が出来る．

図 4.2

放電電圧・電流履歴（パルス重畳電源：16 kHz）
33

4.3 チョッピング周波数依存性
チョッピング周波数に対する推力・消費電力の関係を図 4.3 に，消費電力と推力の関係を図 4.4 に，チョッピング周波数に対する推力電力比・効率の関係を図 4.5 に示す．また，各周波数での放電電圧・電流履歴を図 4.6 に示
す．条件は同じく推進剤流量 1.0 mg/s，回路定数は入力電圧 100 V，duty = 0.33
（平均出力電圧 150 V），インダクタ 0.5 mH，出力コンデンサ 0.47 µF としている．コイルに流す電流は DC 電源で推力が最大となった 0.5 A/2 A に固定した．
チョッピング周波数が低い場合には相対的に MOSFET スイッチングの周期が長くなるので，コイルに溜め込まれるエネルギーも大きくなり，放電電圧の幅はさらに広がる．チョッピング周波数が 12 kHz の場合 100 V~250 Vの振れ幅を持つ（図 4.6(a)）．また， チョッピング周波数の低下に伴い 放電
電圧と放電電流に位相差はあるものの振れ幅が大きくなった結果，消費電力も増加している様子が確認できる．より高いエネルギーを持ったイオンが多くなり，チョッピング周波数を低くするにつれ推力は大きくなると考えられる．これは後述するが，イオンのエネルギー分布関数において確認することができている．逆にチョッピング周波数を高くしていくとスイッチングの周期は短くなるので，放電電圧の振れ幅は徐々に小さくなり，放電電圧波形はDC 電源での放電電圧波形に近づいていく．チョッピング周波数 24 kHz では
およそ 130 V~165V であった（図 4.6(d)）．22 kHz を超えたところで消費電力は DC 電源での消費電力 135 W を下回った．これは放電電圧の振れ幅が小さくなったことに加え，放電電圧と放電電流の位相差により，消費電力が抑えられたのが原因だと考えられる．24 kHz を超えると放電電圧の波形に大きな変化は現れなくなり，それ以上チョッピング周波数を上げても推力や消費電力に差はみられなくなった．
図 4.4 より今回計測した範囲においては推力と消費電力に比例関係がみられる為，図 4.5 に示す推力電力比にはほとんど変化が見られず，チョッピン
グ周波数に関係なく 46 mN/kW 程度であった．また，効率は式(2.12)からも分かる様に推力の 2 乗で変化するため，低い周波数になるにつれ推力が大き34

くなり，結果として効率も低周波数領域で大きくなる傾向が見られた．また，それぞれ DC 電源 と比較して ，推力電力比はチョッピング周波数によらず
15 %程度，効率は 12 kHz で 55 %，18 kHz で 37 %，26 kHz で 25 %の性能向上が確認できた．
低 周 波 数 で の 作 動 は 放 電 電 圧 の 振 れ 幅 が 大 き く な り す ぎ ， MOSFET(2SK3697-01)の耐圧 600 V を超えて絶縁破壊してしまう恐れがある．実際に低周波数での実験を行い MOSFET が壊れたため，10 kHz のデータはない．
また，図 4.6(a)のように放電電流の振れ幅も大きくなり，放電電流が小さくな り す ぎ て プ ラ ズ マ の 維 持 が 出 来 な く な り 作 動 停 止 を 引 き 起 こ す た め 12
kHz までの作動としたが，インダクタの値を下げてコイルに溜まるエネルギ
ーを小さくするか，コンデンサ容量を大きくして変動を抑えることでさらにチョッピング周波数を下げることができ，推力，効率共に大きくすることが出来る可能性がある．

図 4.3

チョッピング周波数と推力・消費電力の関係

35

図 4.4図 4.5消費電力と推力の関係

チョッピング周波数と推力電力比・効率の関係(a) 12 kHz(b) 16 kHz

36

(c) 20 kHz
図 4.6(d) 24 kHz
放電電圧・電流履歴

次に図 3.9 に示すイオンコレクタを用いてビームプロファイルを計測した．
図 4.7 にイオンビームプロファイルを示す．推進剤流量 1.0 mg/s，2.0 mg/sとし，イオンコレクタはスラスタの下流 1000 mm の位置に設置しスラスタ
水平方向に-700 mm~+350 mm の範囲を 50 mm 間隔で動かしている．
図より，20 kHz で 15 µA，16 kHz で 18 µA，12 kHz で 24 µA とチョッピ
ング周波数が低くなるにつれ値は大きくなり，推進剤利用効率が上昇していることが分かる．また，推進剤流量 2.0 mg/s の場合でも同様の傾向が確認でき，20 kHz で 31 µA，16 kHz で 37 µA，12 kHz で 50 µA の値を得た．これは，チョッピング周波数の低下により図 4.6 にみられるように放電電圧の振れ幅が大きくなり放電電圧が上昇した結果，電子温度が上がり電離が促進さ
れ 24) 推進剤利用効率が改善されたからである．
次に，放電電圧の振れ幅がイオンエネルギー分布に与える影響を調査するために RPA を用いてイオンエネルギー分布関数を導出した．推進剤流量 1.0
mg/s とし，その他の条件は変えていない．図 4.8 にイオンエネルギー分布を示す．図中の値は平均エネルギー𝐸𝑚 [eV]を示す．
図より，DC 電源はパルス重畳電源に比べエネルギー幅は狭く，平均エネ
ルギーは 85 eV 程度と低い．一方パルス重畳電源はなだらかで広い分布を持ち，平均エネルギーは比較的高い．また，チョッピング周波数が低くなるにつれ分布は広がり，平均エネルギーが高くなる傾向がみられた．これは図37

4.6 の放電電圧・電流履歴から分かる通り，チョッピング周波数を低くすると放電電圧の振れ幅が大きくなり高いエネルギーで排出されるイオンの量が多くなるため，エネルギー分布の幅が広くなり平均エネルギーが上昇すると考えられる．逆に，チョッピング周波数を上げていくと DC 電源での分布に近づいていくのは，放電電流波形が DC 電源での波形（直流）に近づいていく為である．このようにチョッピング周波数が低くなるにつれイオンの平均エネルギーは高くなり，その結果推力が大きくなる．

図 4.7

図 4.8

イオンビームプロファイル

イオンエネルギー分布38

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

4.4.1 推進剤流量 1.0 mg/s
図 4.9 にコンデンサ容量に対する推力・消費電力の関係を，図 4.10 に推力
電力比・効率の関係を示す．また，各コンデンサ容量での放電電圧・電流履
歴を図 4.11 に示す．推進剤流量 1.0 mg/s では 1.0 µF において放電電流の同期が見られなくなったので，2.2 µF での作動は行っていない．
図 4.9 より 0.22 µF では他よりも推力が低く，DC 電源との差はあまりみられない．図 4.11(a)を見てみると，コンデンサ容量を小さくすると放電電圧・電流共に振れ幅は大きくなっているが放電電圧が降下するタイミングは早く，放電電圧が高い状態を維持する時間が短いように見える．ここで，0.22µF，0.47 µF における 1 周期のリサジュー図形を図 4.12 に示す．放電電圧・電流波形の振れ幅が大きい 0.22 µF の方がリサジュー図形の占める面積は広く，その内側に 0.47 µF でのリサジュー図形が描かれる．0.47 µF では 180~220
V 程度で放電電流のピークを迎え，140 V よりも低い領域ではイオンの生成は行われていない．一方 0.22 µF では，150 V 以下の領域でも放電電流は高く，100 V で 1.3 A，また最小で 50 V まで放電電圧が低下する．このため消費電力は低減させることが出来るが，低エネルギーのイオンの割合は増加す
る．その結果推力が低下すると考えられる．
コンデンサ容量を 1.0 µF に大きくしても推力にほとんど変化はみられな
39

い．また，平均の放電電圧は徐々に上昇し 1.0 µF で 180 V 程度まで上がり，消費電力の増加を招いている．ただし 1.0 µF で消費電力は 175 W 程であっ
たが放電電流の同期は見られず 2 回に 1 回放電電流が上がらない時間が現れた（図 4.11(c)）．放電電流が同期していない 1 周期での消費電力は 167 W，
同期している 1 周期での消費電力は 201 W であった．同期範囲から外れた
ために 1.0µF において消費電力は抑えられている．
推力と消費電力の結果を受けて，推力電力比，効率共に 0.22 µF では DC
電源よりも务る．また，1.0 µF と 0.47 µF で推力に大きな差はないが，消費電力の差から 1.0 µF では推力電力比，効率共に低下する．
図 4.13 に各コンデンサ容量でのイオンエネルギー分布を示す．0.47 µF と1.0 µF を比較すると，エネルギー幅は広くなっているが平均エネルギーに差はなく，推力に変化を及ぼさなかったことが分かる．コンデンサ容量を小さくすると放電電圧の振れ幅が大きくなるが，電源ソースとして働くコンデン
サから供給される電荷が尐ないために放電電圧の低い時間も長くなる．放電
電圧が低い 150 V 以下の領域でも低エネルギーのイオンの割合が増加しているため推力は低下すると考えられる．また，コンデンサ容量を大きくすると同期範囲から外れ，消費電力も大きくなり推力電力比は低下する．よって
出力コンデンサ容量は放電電流の同期範囲から外れない領域でなるべく大きいものが良いことが分かり，この条件では，0.47 µF であった．

40

図 4.9コンデンサ容量と推力・消費電力の関係

図 4.10コンデンサ容量と推力電力比・効率の関係(a) C=0.22 µF(b) C=0.47 µF(c) C=1.0 µF
図 4.11

放電電圧・電流履歴41図 4.12

図 4.13

リサジュー図形

イオンエネルギー分布

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

図 4.14

コンデンサ容量と推力・消費電力の関係

43図 4.15

コンデンサ容量と推力電力比・効率の関係(a) C=0.22 µF(b) C=0.47 µF(c) C=1.0 µF(d) C=2.2 µF

図 4.16放電電圧・電流履歴

4.5 インダクタ容量の変化
次に，インダクタ容量を変化させて作動を行った．インダクタは電流ソー44スとしての役割を担っており，コイルに蓄えられたエネルギーの大きさで放電電圧の立ち上がりの傾きが変化する．そこでインダクタ容量を 0.9 mH とし，チョッピング周波数を変化させて性能測定を行った．前節より推進剤流量の増加に合わせてコンデンサ容量を増加させると良いことが分かり，推進剤流量 2.0 mg/s，出力コンデンサ容量は 1.0 µF とし，その他の回路定数は入力電圧 100 V，duty = 0.5（平均出力電圧 200 V），コイル電流 1 A/4 A としている．図 4.17 にチョッピング周波数と推力・消費電力，図 4.18 に推力電力比・効率の関係を示す．また，図 4.19 に放電電圧・電流履歴を示す．同期
範囲は 10~16 kHz であった．
インダクタ容量を大きくすると，4.3 節とは異なり，チョッピング周波数が高くなるにつれ推力は上昇する傾向が現れた．また，消費電力は 380~390
W 程度であり，DC 電源での 450 W よりも大幅に低下している．推力は 24 kHz
で最大となり，この時 DC 電源と比較して推力 3 %，推力電力比 20 %，効率20 %の上昇となった．性能向上の原因は推力の増加ではなく，消費電力の低減によるものである．放電電圧の振れ幅は低周波数で大きくなってはいるが，そのピークは 220~230 V 程度でチョッピング周波数によらず変化していな
い．図 4.19 より，低周波数では平均の放電電圧が低く 10 kHz において 172 Vであるのに対し，チョッピング周波数を上げていくと平均の放電電圧が上昇
していき 22 kHz では 195 V まで上昇している．低周波数では放電電圧が高い時間を維持できておらず，コンデンサ容量を大きくすることで改善できる可能性がある．
インダクタは自身に流れる電流の変化を嫌い電磁誘導によりその変化を妨害するが，チョッピング周波数が高い場合には電流の変化の周期も速くなるため，より電流ソースとしての働きが強くなる．また，インダクタを変化させたことで電源の周波数特性も変化し，その影響で性能が向上したことも考えられる．
しかし，このパラメータでのイオンビームプロファイル及びイオンエネル
ギー分布の取得は行っておらず，インダクタ容量の影響については更なる調査が必要である．

45

(a) インダクタ容量 0.9 mH
図 4.17

図 4.18(b) インダクタ容量 0.5 mH

チョッピング周波数と推力・消費電力の関係

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

46

(c) 18 kHz
図 4.19(d) 22kHz
放電電圧・電流履歴

4.6 等価的な平均出力の依存性
パルス重畳電源での等価的な平均出力は式(2.21)から求めることができ，
ベー ス 電 圧に あた る 𝑉𝑖𝑛 を変 える か， スイ ッ チン グパ ルス のデ ュ ーテ ィー比𝑑𝑢𝑡𝑦を変化させて平均出力を任意の値に設定することが出来る．放電電圧の平 均 電 圧 が 上 昇 す る と 空 間 電 位 が 高 く な り推 進 剤 利 用 効 率 の 改 善 と イ オ ンの平均エネルギーの上昇が見込めるので推力が上昇するが，消費電力も上昇するためどの程度推力電力比や効率に影響を及ぼすか調査した．この節では，平均出力を変化させる 2 つの方法での性能の影響を述べる．

4.6.1 ベース電圧による影響
推進剤流量 2.0 mg/s，回路定数は duty = 0.33 一定とし，インダクタを 0.5 mH，
出力コンデンサを 1.0 µF，チョッピング周波数 16 kHz，コイル電流 0.8 A/3.2
A，ベース電圧にあたる入力電圧を 100 V，125 V，150 V と変化させて計測を行った．このとき，式(2.21)から求められる等価的な平均出力はそれぞれ
150 V，187.5 V，225 V である．図 4.20 にベース電圧と推力・消費電力の関係を，図 4.21 に推力電力比・効率の関係を示す．また，各ベース電圧での放電電圧・電流履歴を図 4.22 に示す．
図 4.20 より，ベース電圧を上げていくにつれ推力，消費電力共に上昇している．図 4.22 より，放電電流は大きく変化せず 1~3 A 程度で振れている．
放電電圧もそれぞれ 50 V 程の振れ幅を持っているが，平均の放電電圧は 143
V，180 V，218 V と増えているため，平均エネルギーが高くなり推力が上昇
47したと考えられる．イオンエネルギー分布については後で述べる．平均の放電電圧が上昇したために消費電力も上昇した．ベース電圧 100 V と 150 V を比べると，推力は 12.7 mN から 23.9 mN へ 88 %上昇しているのに対し，消費電力は 320 W から 464 W と 45 %程度の上昇となっており，その結果，図4.21 に示すように推力電力比・効率共にベース電圧を上げるに従い上昇していく傾向になっている．また，ベース電圧 150 V において推力電力比 51.4
mN/kW，効率 30 %と高い値を得た．
図 4.23 にイオンビームプロファイルを，図 4.24 にイオンエネルギー分布を示す．イオンコレクタはスラスタ下流 1500 mm の位置に設置した．ベース電圧の上昇に伴い推進剤の利用効率も上昇しており，ベース電圧 150 V では 100 V の 2 倍以上推進剤利用効率が改善している．これは 4.3 節と同様に，電子温度の上昇により電離が促進された為だと考えられる．また図 4.24 より平均の放電電圧が上昇した結果，イオンの平均エネルギーは上がり，ベー
ス電圧 100 V と比較して 125 V では 30 %，150 V では 65 %の上昇となった．
ベース電圧の変化では，ベース電圧の上昇に伴い推力，推力電力比，効率共に上昇しており，性能が向上することが確認された．

図 4.20

ベース電圧と推力・消費電力の関係

48図 4.21

ベース電圧と推力電力比・効率の関係(a) ベース電圧 100 V(b) ベース電圧 125 V(c) ベース電圧 150 V
図 4.22放電電圧・電流履歴49図 4.23

図 4.24

イオンビームプロファイル

イオンエネルギー分布

4.6.2 デューティー比による影響
推進剤流量 1.0 mg/s，回路定数は入力電圧 100 V 一定とし，インダクタを0.5 mH，出力コンデンサを 1.0 µF，チョッピング周波数 16 kHz，コイル電流
0.5 A/2 A とし，デューティー比を 0.33，0.5，0.6 と変化させて計測を行った．
このとき，式(2.21)から求められる等価的な平均出力はそれぞれ 150 V，200
V，250 V である．分かりやすくするために，デューティー比から求められる平均出力で比較する．図 4.25 に平均出力電圧に対する推力・消費電力の50

関係を，図 4.26 に推力電力比・効率の関係を示す．また，各デューティー
での放電電圧・電流履歴を図 4.27 に示す．
図 4.25 より，ベース電圧での傾向と同じく平均出力電圧の上昇に伴い推力も上がり，150 V で 6.7 mN，200 V で 8.3 mN，250 V で 10.5 mN であった．
図 4.27 より，平均放電電圧はそれぞれ 164 V，217 V，290 V と上昇しており，推力の増加に繋がったと考えられる．イオンビームプロファイルはイオ
ンコレクタの不具合により計測が出来ていないが，おおよそ図 4.23 に示す様なベース電圧の上昇で上がる傾向と同じように，平均出力電圧の上昇に伴い推進剤利用効率も改善すると思われる．平均出力電圧 200 V においては放電電流の同期がみられるので，推力電力比は上昇しているが，平均出力電圧
150 V と 250 V を比べると，推力は 6.7 mN から 10.5 mN へ 57 %上昇しているのに対し，消費電力は 201 W から 311 W と 55 %の上昇となっており，推力電力比は 35 mN/kW 程度とあまり変化していない．これは図 4.27(c)から分
かる通り放電電流波形の同期があまり見られなくなり，放電電圧の波形によらず一定の電流が流れたために消費電力が増加したからだと考えられる．
次に図 4.28 にイオンエネルギー分布を示す．平均エネルギーは duty = 0.33
で 162 eV，duty = 0.5 で 190 eV であった．図 4.27 から分かる通り，放電電圧の振れ幅は 40 V 程度で変化していないので，エネルギーの幅はデューテ
ィー比によらず半値幅で 45 eV 程度と変わっていないが，平均エネルギーが高くなった分，それよりも低いエネルギー領域での電荷交換イオンを検出する割合が多くなり，分布の高さは尐し低くなる．
デューティー比の変化もベース電圧を変化させたときと同様に，デューテ
ィー比を大きくすると推力は大きくなるが，duty = 0.6 においては放電電流の同期があまり見られず推力電力比は改善されなかった．チョッピング周波数を変化させ，放電電流の同期する領域で作動させると改善する可能性がある．

51

図 4.25

図 4.26平均出力電圧と推力消費電力の関係

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

52

(c) duty = 0.6 (平均出力 250 V)
図 4.27

放電電圧・電流履歴

図 4.28

イオンエネルギー分布

4.7 ビーム発散角
次に，パルス重畳電源がビーム発散角にどのような影響を及ぼすか調査した．イオンコレクタでは電荷交換されたイオンもコレクタに入るため，スラスタ由来のビームを計測するために RPA に掃引電圧を 100 V 印加した状態
でイオンコレクタと同様にスラスタ下流 1000 mm の位置で水平方向に-800
mm~+250 mm の範囲を 50 mm 間隔でスイープさせてイオンビームプロファ
イルの計測を行った．ビーム発散角の計測では他のパラメータは変化させていないが，ホールスラスタのアノードの位置を上流側にずらした結果エネル
ギー効率が上がり平均エネルギーが高くなった．イオンエネルギーを求める53

際の I-V 曲線から 100 V 以下のイオンを電荷交換由来のイオンと見積もり掃引電圧は 100 V を印加することにした．
図 4.29 にイオンビームプロファイルを示す．磁場（コイル電流）を固定しているために，これまでの結果と異なりスラスタ中心では 16 kHz で値が一番大きくなっている．これらの波形をそれぞれの波形のピークの値で規格化すると図 4.30 を得る．図 4.30 より，半値幅でそれぞれのビーム発散角を評価した．表 4.3 に結果をまとめる．ここで，角度はスラスタ中心軸に対しての値を示す．表 4.3 よりパルス重畳電源では DC 電源に比べてイオンビー
ムは広がっているが，その差は最大で 0.8°とごく僅かであり，パルス重畳
電 源 を 用 い る こ と に よ る ビ ー ム 発 散 角 へ の 影 響 はほ と ん ど 無 視 で き る こ とが確認できた．

図 4.29

イオンビームプロファイル

54

図 4.30規格化したイオンビームプロファイル

表 4.3

ビーム発散角

DC 電源

9.0°

12 kHz9.2°

16 kHz9.5°

20 kHz9.8°

24 kHz9.8°

4.8 磁場依存性
ホールスラスタでは，半径方向に印加する磁場によりチャネル内の電子がアノード方向へ移動することを妨げ電離に影響を及ぼす．そこで，他の条件を一定としてコイルに流れる電流を変化させて影響を調査した．推進剤流量
1.0 mg/s，回路定数は duty = 0.33（平均出力電圧 150 V），インダクタ 0.5 mH，
出力コンデンサ 0.47 µF とし，チョッピング周波数を 16 kHz に固定しインナーコイルに流れる電流を 0.4~0.8 A まで 0.1 A 間隔で測定した．インナーコ
イルとアウターコイルの比は 1:4 としているので，この時アウターコイルに55

は 1.6~3.2 A 流れることになる．図 4.31 に磁場と推力・消費電力の関係を，
図 4.32 に推力電力比・効率の関係を，それぞれのコイル電流での放電電圧・電流履歴を図 4.33 に示す．
図 3.6 より，各コイル電流での磁場強度はそれぞれ 0.4 A で 11 mT，0.5 A
で 14 mT，0.6 A で 17 mT，0.7 A で 20 mT，0.8 A で 22 mT であった．図 4.22
より，コイル電流を増やしていくと推力は大きくなる傾向が現れた．0.4 Aと 0.8 A ではおよそ 0.6 mN（10 %）の増加となった．この時，これは図 4.33に示すように平均放電電圧が上昇したためだと考えられるが，推進剤利用効率やエネルギー分布についても調査を行ったので後で述べる．
コイル電流の増加に伴い消費電力は減尐傾向にある．放電電流波形は磁場強度が弱い場合は放電電流が多く流れる時間が長く（図 4.33(a)），磁場強度の上昇に伴い多く流れる時間も減り全体的に小さくなっている（図 4.33(d)）．
この結果から推力電力比・効率は 0.8 A で最大となり，それぞれ 0.4 A での値と比較して推力電力比は 30 %，効率は 45 %程上昇した．磁束密度を最適化することで性能の向上が見込めることが分かった．
図 4.34 にイオンビームプロファイルを示す．図 4.34 より，コイル電流を上げると値も上がって行き 0.7 A で最大となり，0.8 A では減尐した．ホールスラスタの空間電位は磁場によって形成されるが，磁場を上げすぎると電位分布が広がってしまいポテンシャルがなだらかになる．その結果，電子が電界から単位時間に得られるエネルギーが低下し，電子温度が下がり電離度が下がった為 25) だと考えられる．
次に，図 4.35 にイオンエネルギー分布を示す．また各コイル電流での平均エネルギーとビーム発散角を表 4.4 にまとめる．図 4.35 より，イオンエネ
ルギー分布の形はほとんど変化していないが，コイル電流が大きくなるにつれエネルギーが高い方向にシフトしている様子が確認できた．実際に平均エネルギーも上昇し，コイル電流が 0.8 A の時に 163 eV 程度，0.4 A の時と比較して約 7 %増加している．これは図 4.33 の放電電圧波形を見て分かる様に，
コイル電流を上げていくにつれて平均の放電電圧が上昇したことによりエネルギーが高くなったと考えられる．これは，イオンビームプロファイルで推進剤利用効率の上昇が現れた結果，電源ソースコンデンサからの電子の補56

充が尐なくて済み，その分コンデンサの電圧が高く保たれた為だと考えられ
る．0.8 A では推進剤利用効率が下がったものの平均エネルギーが高かったために，推力は 0.8 A が高くなった．また，ビーム発散角はほとんど変化しコ メ ン ト [n1]: 0.8 っ て DC の 250Vておらず 4.6 節の結果と変わらない値を得た．

の時の最適値と同じやったっけ？その当たりをかいてくれへん？
比較出来ないかなぁ。どの程度強くしないとあかんのか。

図 4.31

磁場と推力・消費電力の関係

図 4.32

磁場と推力電力比・効率の関係

57

(a) 0.4 A(b) 0.6 A(c) 0.7 A(d) 0.8 A

図 4.33

図 4.34放電電圧・電流履歴

イオンビームプロファイル

58

図 4.35

表 4.4

第5章

イオンエネルギー分布

平均エネルギーとビーム発散角

コイル電流[A]

平均エネルギー[eV]

ビーム発散角[deg]

0.4

152.8

9.5

0.5

155.8

9.7

0.6

156.8

9.3

0.7

160.3

9.3

0.8

162.9

9.4

結論

本研究では，ホールスラスタの新たな電源として提案されたパルス重畳電源を用いて実験を行い，チョッピング周波数やコンデンサ容量などの回路定数を変化させて放電電圧波形を変動させ，推進性能やエネルギー分布関数，
ビーム発散角などの調査を行った．結果を以下にまとめる．
DC 電源とパルス重畳電源を比較すると，最大で推力 40 %，推力電力比20 %，効率 55 %の性能向上を確認した．また，ビーム発散角はほとんど変化しておらず 9~10°の値を得た．パルス重畳電源では推進剤利用効率やイオンの平均エネルギーが DC 電源よりも高くなるため，推力が大きくなり他
59

の性能も向上する．
チョッピング周波数を変化させると，低周波数に向かうにつれて電子温度が上昇し電離度が上がる．また，放電電圧の振れ幅が大きくなるためイオンエネルギー分布の幅は想定通り広がり，平均エネルギーは上昇することを確認した．DC 電源と比較して平均エネルギーは最大 28 %上昇している．
振れ幅を変える別の方法としてコンデンサ容量を変化させたところ，コン
デンサ容量が小さい場合には高い放電電圧を維持する時間が短くなり，結果
として低エネルギーのイオンの割合が多くなり性能が下がることを確認した．コンデンサのパルス重畳電源では，チョッピング周波数を低く，コンデ
ンサ容量は同期範囲を外れない程度に大きくして作動させると良いことが確認できた．また，インダクタ容量を大きくした作動では傾向が変わり，チョッピング周波数を高くすると性能の向上がみられた．容量を大きくしたことで高い周波数領域で電流ソースとしての働きが大きくなったことが原因と考えられる．インダクタの影響については今後更なる調査が必要である．
今回，パルス重畳電源での作動において DC 電源を上回る性能を確認した．
加えてパルス重畳電源は長寿命・小型軽量化が見込め，ホールスラスタの電源システムとして主流になる可能性を秘めていると言える．

謝辞
本研究は JSPS 科研費 26289324，23686123 の助成を受けたものです．ここに謝意を表します．また，本研究の一部は「宇宙航空研究開発機構 宇宙科学研究所 スペースプラズマ共同利用設備」を利用したものです．月・惑星探査プログラムグループ(JSPEC)細田聡史様，宇宙飛翔工学研究系月崎竜童
様，スペースサイエンスチャンバ中園智幸様に多大な協力をして頂きました．
ここに感謝の意を表します．

本研究を行うにあたり，電気推進機について研究する機会を与えて下さり
2 年間御指導して頂きました中島秀紀教授に心より感謝の意を申し上げます．
60

実験や論文作成に関して熱心な御指導，助言をして下さった山本直嗣准教授に深く感謝致します．また，ミーティングや論文作成に関していつも的確な御指摘をして頂いた森田太智助教に感謝申し上げます．事務秘書の馬渡隆子
さんには日々の研究生活のお世話をして頂き，円滑に大学院生活を送ることが出来ました．ありがとうございました．
研究についての相談や，実験の手伝いをして頂いた諸先輩方，講義や研究面で苦楽を共にした木邊厚視氏，楠田将士氏，坂井寿光氏，齋藤直哉氏，田中啓介氏に深く感謝致します．また修士 1 年，学部 4 年生の皆さんに心から感謝申し上げます．
最後に，今まで自分の思う道を進むことに対し，温かく見守りサポートして下さった両親，姉，兄に深い感謝の意を表して謝辞と致します．

61

参考文献
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