KAGRA の低温技術
1. はじめにレーザー干渉計型重力波望遠鏡の鏡の低温化技術は, アメリカやヨーロッパで検討されている次世代重力波検出器 (第三世代重力波検出器) にとって非常に重要な技術となっており,

KAGRA は岐阜県飛騨市神岡町池ノ山の地下に建設された基線長 3 [km]のレーザー干渉

これら KAGRA 独自の技術への注目度が高くなっている.

計型重力波望遠鏡である. (Fig.1)
2010 年に KAGRA が文部科学省により「最2. KAGRA 低温設備

先端研究基盤事業」の大型低温重力波望遠鏡（Large-scale Cryogenic Gravitational wave
Telescope）として選定され, 建設が開始され

2.1. 概 要

干渉計の腕共振器の鏡を冷却する目的は, 鏡

た. 現在, 東京大学宇宙線研究所 (ICRR) , 高エ

内部の熱雑音を抑制し, 量子雑音レベルの計測

ネルギー加速器研究機構(KEK) , 自然科学研究を行うことである. 大パワーレーザ光の照射を機構 国立天文台(NAOJ) が共同ホスト機関と常に受け続ける腕共振器の鏡は, 鏡の基材と反なって, 富山大学など国内外の研究機関と協力

射膜のわずかな光吸収が発熱源となって温度してその運用が進められている..
KAGRA に代表されるレーザー干渉計型重が上昇し, 熱雑音が増加する.

力波望遠鏡の性能限界を決定する原理的な雑変化となって現れるため, 鏡の位置変化が無い

鏡の冷却に用いる冷熱源の振動は鏡の位置干渉計の腕共振器を構成する

無振動冷却が KAGRA で要請された. 加えて,鏡の熱雑音である. KAGRA では腕共振器の鏡

これら鏡は重力波の潮汐力に反応するために音源の一つは,を約 20 [K]まで冷却することで鏡の熱雑音を低懸架されており,さらに~2 x10-7 [Pa]程度の超減する手法を選択している. キロメートルスケ
ールの干渉計型重力波検出器で鏡の低温化と高真空中に置かれる.

地面振動が都市近郊の 1/100 程度の地下設置を

クライオスタットと超低振動冷凍機ユニット

このため, 低温鏡とその懸架装置を内包する取り入れた検出器は KAGRA だけである. [1,2]Fig.1 岐阜県飛騨市神岡町池ノ山地下に建設された大型低温重力波望遠鏡© 東京大学宇宙線研究所

Y-end 鏡室

軸
Y-

3k

m

X-軸

3 km

(c)
© KAGRA Collaboration / Rey.Hori
Fig. 2 KAGRA低温設備配置

X-end 鏡室で構成される超高真空対応の低温設備を製作

ビームダクトとの接続部以外にも低温鏡懸し, 干渉計の腕共振器の鏡を無振動で 20 K ま

架装置を懸架する常温側の高性能防振装置とで冷却することが計画された.

の機械的結合部や鏡の位置モニターに使用す

この計画に従って立案された KAGRA 低温

るレーザー光入射窓などの常温開口面が設け設備の配置図を Fig. 2 に, 構成模式図と低温説られている.

断面図を Fig. 3~ 4 に示す. KAGRA の低温設備
はクライオスタット, 冷熱源となる 4 台の超低KAGRA 低温設備では鏡やその付帯設備である鏡懸架系の冷却として高純度銅や高純度

振動冷凍機ユニットと 2 台の冷凍機付き多重バ

アルミなどの温度 10 K 付近で高熱伝導率を持ッフル付ダクト型輻射シールドから構成されている.（Fig. 3）

つ冷却導体と小型のヘリウム冷凍機を利用した伝導冷却を採用している. 伝導冷却は寒冷循

クライオスタットは, 干渉計に必要なレー環型冷却法など流体が流れる際に発生する圧ザー光を通すための常温域への開口面を持っている.（Fig. 4）力振動などに比べて振動抑制が容易になる.
加えて, 小型のヘリウム冷凍機を採用した結果,

レーザ光を鏡に入射する真空ビームダクト

閉鎖空間であるトンネル内の冷媒ガスの保有の接続部はクライオスタットの主要な開口面である. この開口面からクライオスタット内量が軽減でき, トンネル内の酸欠防止として安全面からも貢献している.

部の低温部への輻射を抑制するため, 100 K 付

本テキストでは, KAGRA 低温設備の主要な

近まで冷却された多重バッフル付ダクト型輻
射シールドが 3 km 長の真空ダクトとクライオ構成要素である低温鏡懸架装置, 超低振動冷凍機ユニット, クライオスタットの設計手法とそ

スタットのビームダクト接続部の間に設置さの性能について解説する.

れている.

Fig. 3KAGRA 低温設備の構成図 [3]Fig. 4 KAGRA 低温設備断面図

Platform

Marionette &Recoil massIntermediate mass
& Recoil mass

Mirror &Recoil mass

Fig. 5 クライオスタット内の低温鏡懸架装置（イメージ図 © KAGRA Collaboration / Rey. Hori）と低温鏡懸架装置の構成

2.2. 低温鏡懸架装置

本項では, 低温鏡鏡懸架装置の構造を紹介す現している. (Fig. 3)
2.3. 超低振動冷凍機ユニット

る.[4]本項では, KAGRA 低温設備の超低振動冷凍

Fig. 5 はクライオスタット内の低温鏡懸架機ユニット（以下, 冷凍機ユニット）の特徴で装置（イメージ図）とその懸架装置の構成である防振ステージと伝導冷却路に焦点を当てある. KAGRA では 4 段振り子構造の鏡懸架る.

装置が採用されている. 上から順番にプラット
フ ォ ー ム (Platform), マ リ オ ネ ッ ト(Marionette), 中間マス(Intermediate Mass)が懸架され, その下が低温鏡(Mirror)である.
マリオネット, 中間マスおよび鏡にはその外側を覆うように反跳マス(Recoil mass)と呼ばれる質量が同様に懸架されている.この反跳マス
は, 鏡の位置制御に用いるコイル-マグネットア
クチュエータのコイルの取り付けベースとして用いられる. 鏡を冷却する熱リンク(Heat
Link Wires)は鏡懸架チェーンを利用し, クライ
オスタット内の高純度アルミ製冷却導体の先端(Cooling Bar)から縦防振装置(HLVIS), マリ
オネット反跳マス, そこから各ステージ熱リンクを接続して伝導冷却のパスが形成されている. また, 上部のプラットフォームにはベリリ
ウム銅製の板バネを導入し, 縦方向の防振も実2.3.1. 構 造
冷凍機ユニットは, 動作時に発生する振動が実用上無振動と見なせる池ノ山地下の地面振動レベル以下に低減することが求められている. この要求を満たすため, 冷凍機ユニットは冷凍機 (冷凍能力 約 1 W @4 K)と防振ステージ
並びに伝導冷却路を組み合わせた構造を持っている. この構造は, 高エネルギー加速器研究機構･超伝導低温工学センターが KAGRA のプ
ロトタイプとして建設された基線長 100 [m]のCLIO 向け超低振動冷凍機開発で得た知見から設計されている. [5,6]冷凍機ユニットの振動特性と冷凍能力は 2.4のクライオスタットの設計から得た知見を基に次のように決定した.

Fig. 6 冷凍機ユニット構造図 [7](1) 振動特性
・8 K 伝導冷却路 最大振幅±100 [nm]以下
・80 K 伝導冷却路 最大振幅±100 [nm]以下(2) 冷凍能力・8 K 伝導冷却路接続端温度 9 K で 2.5 [W]・80 K 伝導冷却路接続端温度 70 [K]で 35 [W]
冷凍機ユニットの構造設計の要は, 地面に強く固定された防振ステージを用意し、それと冷凍機の間を柔らかくて熱伝導率が高い素材で結ぶと云う点である. これに従って設計・製作した冷凍機ユニットの構造図を Fig.6 に示す.

Fig. 7 冷凍機単体の冷凍能力 [7]冷凍機の防振ステージ(Vibration Reduction[7]

冷凍機ユニットの冷熱源は CLIO 向け超低振Stage)から延伸する伝導冷却路の金属材料に

動冷凍機と同様にバルブユニット分離式の 2 段式パルス管冷凍機（住友重機械工業社製 RP-

ついて述べる.
冷凍機の 2nd 防振ステージに接続され, 鏡ま

082B2S, 1st stage 35 [W] @45 [K], 2nd stage

たはクライオスタットの内層輻射シールドを0.9 [W] @4. 2 [K])を選定し, 冷凍機ユニットに使用するパルス管冷凍機 16 台全数について冷冷 却 す る 8 K 伝 導 冷 却 路 (8 K Thermal
Conduction Bar)は幅 50 [mm], 高さ 75

凍機冷凍能力を測定している. その測定結果の[mm] の 5N8 超 高 純 度 ア ル ミ 角 材 （ 純 度

一部を Fig.7 に示す.[7]99.9998%）を使用している. [8] この理由は, 超となる撚り線の検討と調達が必要.
(2) 防振ステージの支持ロッドに使用していたアルミナ繊維強化プラスチック(ALFRP)製造の事業継承がなかった. このため, 代替えとなる素材の検討と調達が必
要.
(3) CLIO 向け超低振動冷凍機では冷凍機ユニットとクライオスタットを連結する伝導冷却路の防振支持構造が含まれていなかったため, 新規設計が必要.
2.3.2. 防振ステージと伝導冷却路の設計検討
冷凍機ユニットの防振ステージの設計検討
は, CLIO 向け超低振動冷凍機で確立された設
計概念を踏襲している.[5,6]防振ステージ設計の要点は, 熱リンクのバネ定数を小さくする, 支持ロッドのバネ定数を大Fig. 8 無酸素銅及び純アルミの熱伝導率
図中の RRR は金属の残留抵抗比[9]きくする, 冷凍機取付フランジの振動を小さくする（=地面振動）の 3 項目である.
この要点の内, 新たな設計課題となった熱リ

高純度金属材が持つ高い熱伝導率（6N アルミ
材で 40, 000 [W/(m･K))] @ 6 [K], 5N アルミ材
で 20, 000 W/(m･K)) @ 10 K）により冷却対象と冷凍機間の熱輸送から生じる温度差を最小ンクと支持ロッドの 2 項目について述べる.
2.3.2.1. 熱リンク用撚り線の検討
防振ステージに組み込む熱リンク用撚り線にするためである. (Fig.8)加えて, その副次的の構造と使用する素線の検討を行った.

効果として超高純度金属材料が持つヤング率（6N アルミ材で 40 [GPa]）の振動抑制効果を式(2-1)は, 片持ち梁のたわみの式から導出
したバネ定数の計算式である. [8]

狙っている.
1st 防振ステージ に接続されてクライオス
タットの外層輻射シールドを冷却する 80 K 伝

!

! #$"

𝑘 = 𝐾 "! 𝐼 = 𝐾 "! %&(2-1)

導冷却路(80 K Thermal Conduction Rod)はここで, k はバネ定数(N/m), K は形状係数, E は

A1070 純アルミ材を採用している.
これは, Fig. 8 に示されるようにアルミの熱伝

ヤング率[GPa], L はバネの長さ[m], D は撚り
線の素線径[m]である.

導率が温度 300 K から 60 K 付近まで純度に寄冷凍機ユニットの設計開始時点で熱リンク

らないためである. [9]この他, 冷凍機ユニットの設計過程で 3 つのに使用可能な高純度金属製素線は,7N 超高純度
銅（純度 99.99999 %）のみであった. [10]

設計上の課題が判明した.

一方, 7N 銅と 5N アルミのヤング率が 117(1) CLIO 向け超低振動冷凍機の開発から時間が経過し, 防振ステージの熱リンクに使用[GPa]と 69 [GPa]であり, CLIO の 5N アルミ製
撚り線（素線径 0.15 [mm]）のバネ定数以下としていた高純度 5N アルミ製撚り線の技術するため, 7N 超高純度銅の素線径を約半分の継承が行われなかった. このため, 代替え

0.08 [mm]とした.

Table 1 熱リンクの断面席と導体構成
断面積 [㎜ 2]
15構成 [本／本／本／㎜]
19／7／22／0.08

Table 1 に冷凍機ユニットの熱リンクの導体構成と撚り線の断面積を示す. 冷凍機の冷却段と防振ステージを接続する熱リンクの構造
は, Fig.9 の複合ロープ撚り線構造である.
複合ロープ撚り線は, 1 次撚り(0.08 [mm]を22 本), 2 次撚り(1 次撚り線を 7[本]), 本撚り(2次撚り線を 19[本])を撚り合わせた構造である.
また, 撚り合わせも S 撚りと Z 撚りが組み合わされている. この撚り線構造も, CLIO 向け超Fig. 9 複合ロープ撚り線の断面構造

低振動冷凍機開発から得た知見に基づいている.[11]
熱リンクはその両端にボルト固定用の端末(7N 材のブロック)を取り付けた後, 加工歪み除去と脱ガスを兼ねて真空中で温度 500 [℃] 3
時間の焼鈍処理を実施している. Fig.10 に熱処
理前と熱処理後の熱リンク端末の断面組織写真を示す. 熱処理前後の写真から, 熱処理温度が高くなるほど, 熱リンク素線の結晶粒が大きくなっていることが理解できる．

熱処理なし

500℃×3h

700℃×3hFig. 10 熱リンク圧着部の φ0.08 [mm]7N 銅素線の断面組織

熱処理前後の熱リンク素線の熱伝導率の測定結果を Fig.11 に示す. 熱処理により, 熱伝導が改善されていることが確認できる.
7N 材のバルクと見なされる形状では 500 [℃]
以上の熱処理で熱伝導率がさらなる上昇が見込まれことが示唆されている. [11]一方,本熱リンク素線の測定では異なる熱処理
温度による熱伝導率に顕著な差が示されなかった. これは, 熱リンク素線の直径が 0.08[mm]と細く, 極低温領域での電子の平均自由行程(RRR 10000 のサンプルで 0.4 [mm])に対して小さいためと考察している. [10]2.3.2.2.

防振ステージ支持ロッドの検討

アルミナ繊維強化プラスチック(ALFRP)に代わる素材としてヤング率 117 [GPa]のカーボ
ン繊維強化プラスチック(CFRP)を防振ステー

Fig. 11 φ0.08 [mm]-7N 銅素線の熱伝導測定結果 [11]

Table 2 防振ステージのバネ定数と変位量の計算値結果
項 目

寸 法
st

1 防振ステージ
φ14x180Lx2.0t [mm]nd2 防振ステージ
φ14x75Lx1.5t [mm]stL=225 [mm]ヒートリンク 1 防振ステージ
nd
96 本
2 防振ステージ
L=113 [mm]クライオスタットフランジ (=地面振動)
1st コールドステージ
1st 防振ステージ
2nd コールドステージ
2nd 防振ステージ
CFRP 5 本

バネ定数

変位量

ジの支持ロッドとして選定した.
(ALFRP のヤング率は 100 [GPa])
式(2-2)は, 参考文献[5]の式(4-8)から引用し

単 位
5

4.57 x 10
4.85 x 106
6.02 x 101

N/m
N/m
N/m

4.82 x 1020
2.0 x 10-5
2.64 x 10-9
2.0 x 10-5

N/m
m
m
m
m

4.82 x 10-9m

Table 3 支持ロッド 5 本の熱負荷（計算）
部 位
熱負荷
st
1 防振ステージ
0.6 W
nd2 防振ステージ
0.02 Wた防振ステージの式である.
))$

𝑍' = 𝑍( + # 𝑍*

防振ステージのバネ定数と変位量の計算結(2-2)

果を Table 2 に示す. 計算ではクライオスタッ
トフランジの振動を地面振動 0 [m]とした. 支

ここで, Z2 は防振ステージの変位量[m], kr は防持ロッドの形状と使用本数をパラメータとし振ステージ支持ロッドのバネ定数[N/m], kh はた計算の結果から, 2nd 防振ステージの振動が.

熱リンクのバネ定数[N/m], Z3 は防振ステージ

防振比 1:4300 で 4.8 x 10-9 [m]まで減衰するこの変位量[m], Z1 は防振ステージの取付部の変とが示唆された.

位量[m]である.

Fig.12 に示すように CFRP の熱伝導率は
ALFRP のそれに比べて 50 [K]付近より上で大きく, 50 [K]付近以下で小さい. [12]1st 防振ステージの CFRP 製支持ロッドの個体熱伝導分の増加による熱負荷を減らすた
め, ALFRP を使用した場合と同程度の熱負荷となるよう CFRP パイプの肉厚を選定している.
冷凍機ユニット防振ステージ支持ロッドの熱負荷の計算結果を参考として Table 3 に示す.
2.3.2.3. 8 K 伝導冷却路の設計
Fig. 13 に KAGRA 冷凍機ユニット⽤として新規設計した 8K 伝導冷却路の形状を示す.
8 K 伝導冷却路は, 幅 50 [mm], 高さ 75 [mm],Fig. 12 各種 FRP 材料の熱伝導率の温度依存性 [12]長さ 947 [mm]の直線部と幅 75 [mm], 厚さ

Fig. 13 8 K 伝導冷却路 (8 K Thermal Conduction Bar)

0.5 [mm]の板材を積層した可撓導体部(図の右部のモックアップ供試体を製作し, 感圧フィル

側 R60 の湾曲部分)で構成されている.

ムを使用して接合面の接触面積やボルトの締可撓導体部組込は, 冷却時の熱収縮吸収並びにめ付け手順等を確認した. また, このモックア

伝導冷却路の軸方向に伝播する振動吸収を目ップ試験では, 冷凍機ユニット運用中の伝導冷的としている. 直線部の角材と可撓導体部の素却路接合部に負荷される熱サイクルの影響を材は 5N8 超高純度アルミを使用している.

考慮し, モックアップ試筐体に常温〜液体窒素

可撓導体部と直線部並びに撓導体部先端に温度の熱サイクルを加えて接合部のボルト締取り付けられた面接号用の端板は 5N アルミ線
(線径 2.4 [mm], RRR~5000)を溶接フィラーとめ付け部に緩み等が発生しないかも確認している.

する溶接で接合している.

8 K 伝導冷却路は 4 箇所の溶接接合部, 3 箇

圧⼒容器の溶接組⽴では, 溶接部の強度や質を担保するために容器母材と同一の素材から所のボルト接合部が存在している. これら接合面に生ずると予想される熱抵抗を解析的に求取り出した共材を溶接フィラーとして使用すめることは困難であり, また, 溶接法や締め付る場合が有る.
8 K 伝導冷却路の溶接接合で 5N アルミ線

けによって熱抵抗のばらつきが生ずると考えられる. このため, 同様の伝導冷却構造を持つをフィラーとした第一の理由は溶接溶融部にCLIO の伝導冷却路の定常状態での導体長さ方巻き込まれる不純物を減らし、溶接溶融部分の熱伝導率の低下を回避するためである.

向の温度分布,寸法,使用されている 5N アルミ
材の熱伝導特性から, CLIO 伝導冷却路の実効

8 K 伝導冷却路と防振ステージ又はクライ

的な熱伝導率を求めた. この実効的な熱伝導率

オスタット伝導冷却路の接合はボルト締結による面接合である. 伝熱面の面接合では接合面と 5N アルミ母材の熱伝導率と比較し, 溶接接
合やボルト接合部を含めた素材の熱伝導率のの実効的な接触面積が伝導冷却路の熱抵抗に減少度を推定した. この推定から, 8 K 伝導冷

影響すると考えられる. このため, ボルト接合

却路の実効的な熱伝導率は素材が持つ熱伝導

率の 1/4 程度まで減ずると予測された. このため, 冷凍機ユニット並びにクライオスタット内の 8 K 伝導冷却路は, 伝導冷却導体の実効的な熱伝導率を 5000 [W/(m･K)]として熱設計している. この実効的な熱伝導率の妥当性について
は 3.2 の伝導冷却路の評価の項で述べる.
本冷却路についても加工歪み除去と脱ガスを兼ねて真空中で温度 500 [℃] 3 時間の焼鈍処理を実施している.
2.3.3. 冷凍機ユニットの振動特性と冷凍能力
冷凍機ユニットの振動測定は, 冷凍機ユニッ

Fig. 15 8 K 伝導冷却路先端部の振動測定

トの伝導冷却路接続部先端に装着された真空断熱容器の可視化窓からレーザ距離計のレーザ光を入射し, 8 [K]伝導冷却路先端部に取付た反射用ミラーの反射により軸方向・垂直･水平の 3 軸方向を直接且つ同時に測定している.
(Fig. 15 及び Fig. 16)
実機 1 号機の性能試験の結果, 8 [K]伝導冷却路先端部に生じている振動が仕様値（<100[nm]）より大きいことが確認された.
この対策として加速度センサーを使用したハ
ンマリング試験を実施し, 冷凍機内の伝導冷却路の支持構造材が振動伝搬の主要な経路となっていることが判明した. 支持構造材の種類・
形状や支持方法の改良を続けた結果, 伝導冷却路の冷凍機側端部に仮付けされている輸送用

Fig. 16 8 K 伝導冷却路先端部の振動測定結果固定治具が軸方向の制振に効果的であることが示された. [13]この輸送用固定治具の素材を CFRP に変更し,伝導冷却路の軸方向の支持機構とすることで接続部先端部の振動の要求仕様値を達成している. 8K 伝導冷却接続端で測定した冷凍機ユニットの振動波形を Fig.17 に示す. [7]
冷凍能力の測定は, 振動測定後に冷凍機ユニットを常温まで加温し, 振動測定用可視化窓の閉止並びに輻射シールド及び SI を装着した後,反射用ミラー近傍に取り付けられた加熱ヒータを使用して熱負荷を加えている.
Fig.18 に冷凍機ユニットの冷凍能力測定結果を示す. 図の縦軸は 8 K 伝導冷却路の先端温Fig. 17 冷凍機ユニット振動波形の測定 [7]上から軸方向(Ch1), 垂直方向(Ch2),
水平方向(Ch3)

Cryounit Loadmap

2.3.4. その他
この他, クライオスタットの超高真空対応として, 冷凍機ユニット真空容器の真空接面である内表面を複合電解研磨している. また, 冷凍機 ユ ニ ッ ト の 多 層 断 熱 に 使 用 す る Super
Insulation（SI:超断熱膜）は 2.4.3 で紹介する
高真空対応向けに改良した製品を使用している. この SI を 80 K 伝導冷却路の外表面に 50
層, 8 K 伝導冷却路の外表面に 20 層施工していFig. 18 冷凍機ユニットの冷凍能力[7]

る.
冷凍機ユニットの組立は全てクリーンルー

度,横軸は 80 K 伝導冷却路の先端温度である.

ム内で行った. これら真空に関連する部材へのまた,図中の（）書きの数値は, それぞれの伝導要求は, KAGRA 真空設備の仕様を踏襲してい冷却路先端に加えられた熱負荷である.

る. [20]製作された 16 台冷凍機ユニットについて振動特性と冷凍能力の全数測定を実施し, 全ての冷凍機ユニットについて要求仕様が満たしたことを確認している.
冷凍能力測定結果は, 次項のクライオスタッ
トの熱負荷測定の校正データとして利用している.

Fig. 19 クライオスタット外形図 [7]2.4. クライオスタット

2.4.1. 構 造
低温鏡懸架装置を内包するクライオスタッ
トは 3km 長のトンネル内輸送とトンネル内設
置場所での再組立という条件から設計・製作を行っている.
クライオスタットの立案段階で策定された要求仕様を次に示す.
(1) 小型冷凍機を使用した伝導冷却(2) 鏡冷却の熱リンク接続部温度が 8 K 以下
(3) 低温鏡懸架装置組込作業を行うための作
業空間をクライオスタット内に確保する

Fig. 20 真空容器の固有値解析の結果 [15](4) 観測時のクライオスタット内圧力を10-7 [Pa]程度の圧力を保持可能な超高真空対応であること(5) クライオスタットの製造場所からトンネ
ル内設置箇所への輸送を考慮した設計であること
設計・製作したクライオスタットの外形図を
Fig.19 に示す. [7]クライオスタットは高さ 4.3 [m], 直径 2.6[m]の大きさを持ち, 組立時の総重量は約 11, 000[kg]である. クライオスタット内には室温の真空容器内表面から内層側シールドへの熱侵入を防ぐ断熱構造として 2 層構造のそれぞれの温度の輻射シールドが設置されている.
低温鏡懸架装置は, 2 層構造の内層輻射シール
ドで囲われた空間中に設置される.
懸架装置が組み込まれる内層輻射シールドの大きさは幅 1.6 [m], 奥行き 1.02 [m], 高さ 1.7[m]である.また, 低温鏡懸架装置の組み込み作
業用として幅 1.6 [m], 奥行き 0.89 [m], 高さ
1.48 [m]の観音扉構造の開放面が設けられている.
外層輻射シールドの大きさは幅 1.81 [m], 奥行
き 1.22 [m], 高さ 1.92 [m]で,幅 1.09 [m], 高さ
1.55 [m]の観音扉構造の開放面が設けられている.
2 層構造の輻射シールドはそれ自身の剛性と冷却時の熱伝導性を確保するため, A6063 アルミ製のフレームに厚さ 10 [mm]の A1070 純ア

Fig. 21 内層輻射シールドの固有値解析の結果 [15]
ルミ板を組み合わせた構造で, その質量は内層側が約 460 [kg], 外層側が約 590 [kg]である.
2 層構造の輻射シールドは 2.3 の超低振動冷
凍機ユニットを接続して伝導冷却で冷却される. それぞれの冷却温度はクライオスタット設
計時に内層側が約 10 [K], 外層側が温度 80 [K]と見積もられた.
クライオスタットの設計では固有値解析（モーダル解析）を実施し, その構造保持法も含めた設計を実施している.
真空容器と 2 層輻射シールドの固有値解析の結果例を Fig.20 及び Fig.21 に示す.[15]前述の固有値解析の他にも神岡鉱山地下トンネルで実測された地面振動データを使用して真空容器の地面振動に対する応答解析も実施
している.
2.4.2. 伝導冷却路と鏡の冷却法
クライオスタット内には低温鏡懸架装置（以下, 鏡）と輻射シールドを冷却する 2 系統の伝導冷却路が組み込まれている.
それぞれの伝導冷却路には冷凍機ユニットが 2台ずつ, 計 4 台の冷凍機ユニットが接続されている. 伝導冷却路を 2 層化した理由は, 冷凍機の(a)

並列化による冷凍能力の増加と冷凍機故障の際の冗長性向上を図ったためである.
鏡と内層側輻射シールドの伝導冷却路の部材
は, 2.3 の超低振動冷凍機ユニットと同じくその冷却温度に応じて 5N8 超高純度アルミ材（純度 99.9998 [%]）と A1070 純アルミ材を選定･使用している.
クライオスタットの鏡用伝導冷却路先端から鏡まで 5N8 超高純度アルミ製撚り線（Fig. 3 のHeat Link Wires）が縦防振装置（Fig. 3 の
HLVIS）を経由して接続されている. この撚り線は直径 0.15 [mm]の細線 49 本を撚り合わせ(b)
Fig. 22 初期冷却時間のシミュレーション結果 [17]ており, 撚り線のバネ構造による振動抑制効果を利用するためである. [15][W/m2K4], ε は放射率, A は表面積, T は温度で一方, 常温から 100 [K]付近の温度域ではア
ルミの熱伝導率は純度に寄らず 200 [W/(m･K)]ある.
式(2-3)から放射伝熱量は放射率 ε の値に依存程度とほぼ一定のため, 常温から 100 [K]付近

する. この放射率 ε を 1 に近づけるため, 内層側の温度域では伝熱面積の小さい撚り線部分の熱抵抗が相対的に大きくなり, 結果として重力輻射シールドと鏡の懸架装置の表面に黒化処理が施工されている. [16]波観測に要求される鏡の温度 20 [K]に到達する

KAGRA 低温設備で採用した黒化処理は内層冷却時間が長くなる.
この鏡の冷却時間を短縮するため, KAGRA

輻射シールド内表面がダイヤモンド･ライク･
カーボン(DLC), 鏡の懸架装置の表面は濃黒色

クライオスタットでは, 鏡の常温から 100 [K]

無電解鍍金（商品名：ソルブラック）である.

付近まで鏡から内層側輻射シールド内面への放射伝熱を利用した冷却法を採用した.

Fig.22 に初期冷却時間のシミュレーション結果を示す. [17] (a)は黒化処理施工無しの冷却時

これは式(2-3)の Stefan-Boltzmann 方程式で間の計算結果, (b)は黒化処理を施工した場合の記述される放射伝熱量である.

冷却時間の計算結果である.
このシミュレーションから約 150 [K] 以上𝑞!"#̇ = 𝜎𝜀𝐴𝑇 $(2-3)

ここで, σ は Stefan-Boltzmann 定数 5.67×10-8では, 鏡は放射伝熱により冷却, 150 [K] 以下では, 熱伝導による冷却が支配的であることが示された. この放射伝熱と伝導冷却を組み合わせ

接触熱伝達成分 qc は SI の質量並びに施工時た複合冷却法により, 鏡の初期冷却時間が伝導
冷却路だけの場合に比べて約 1/2 に短縮されるの SI への圧迫によって変化する.
有機材料の総量の減少は同式から qc の改善効と見積もられた. [17]

果があることが示唆される.

2.4.3. 多層断熱

この他, クライオスタットの超高真空対応として, 真空容器の真空接面である内表面を複合

低温設備ではクライオスタットの真空断熱

電解研磨している. また, 輻射シールドや伝導

容器内の輻射抑制のために Super Insulation（超断熱膜）を使用した多層断熱構造を持つ.

冷却路に使用している金属材料についても脱ガスを兼ねた焼鈍処理(真空中 500℃ 3 時間)とSuper Insulation（以下, SI）は, 基材であるポ表面研磨を行っている.これら真空に関連する

リエステル系薄膜フィルムの両表面にアルミ部材への要求は, KAGRA 真空設備の仕様を踏を蒸着した素材が一般的である.KAGRA 低温

襲している. [20]

設備では, この SI を外層側輻射シールドの外表面に 50 層, 内層側輻射シールドの外表面に 20

2.4.4. クライオスタットの熱負荷層施工している. その真空脱ガス面積はクライ

クライオスタットの設計から推定された熱負オスタット真空容器内表面や輻射シールドの荷 (Estimated Heat Load) を Table 4 に示す.[7]表面のそれよりも桁違いの大きくなっている.

表には 3.1 で述べる実熱負荷 (Measured Heat

クライオスタット内の圧力を~10-7 Pa 程度に保Load) と合わせて示す. 実熱負荷測定では個々持すると云う超高真空対応の要求から, この SIの熱負荷要素を分離測定できないため, 熱負荷

表面の脱ガス特性が検討された.

を纏めた数値で示されていることに注意された実験から SI の脱ガス特性を支配する水分吸い. [7] また, 表では冷凍機ユニット 1 台当たり

着量は SI 表面に蒸着されたアルミよりも SI のの熱負荷 [W/Unit]も参考として記載している.

基材であるポリエステル系薄膜フィルムの厚表から, クライオスタットの設計熱負荷は, 内さに依存していることが判明した. [18,19]

層側輻射シールドが温度 10 K で 5.0 [W]と予測

この結果を基に, SI に用いる薄膜フィルムのフされた. その内訳は, 光学窓 0.4 [W], 外層側輻ィルム厚さを 25 [µm]から 5 [µm]に変更することで SI 表面からの脱ガス特性を改善し, 100 時

射シールドからの輻射 2.2 [W], 支持構造材 2.4[W]と推定された.

間程度の初期排気を行えば電界研磨したステ

外層側輻射シールドの熱負荷は温度 80 [K]でンレス板と同程度の桁まで気体放出速度を減少させられることできた.

116 [W], その内訳は光学窓 22 [W], 真空容器内
表面からの輻射 70 [W], 支持構造材 24 [W]と推さらに SI を積層する際に用いられる層間セ
パレーターについてもポリエステル製ネット
からアルミ蒸着された薄膜フィルムの片面に不織布を融着する事でフィルムの薄膜化による強度補償と使用する有機材料の総量を減少させている.
SI の熱伝達特性は式(2-4)で表される.
𝑞% = 𝑞! + 𝑞&

(2-4)

ここで qr は SI の輻射熱伝達成分, qc は SI の
接触熱伝達成分である.

定された.

Table 4 クライオスタット熱負荷 [7]Components

Estimate

Measuredd

1st Cold
Stage

Heat

Heat

Load [W]Load [W]80 K Shield

116

125

(Load per Cryocooler

29 W/Unit

31 W/Unit)(breakdown)- Eleven (11) View

22 *

-

70

-

- Support Posts/Rods24-- Electrical Wires

3×10−4-

Ports- Radiation from 300
K

2nd Cold Stage 8 K Shield 5< 2.0(Load per Cryocooler
2.5 W/Unit < 1.0 W/Unit)(breakdown)- Duct Shields< 0.05 *- Eleven (11) View
Ports
- Radiation from 80 K

0.4 *

-

2.2

-

- Support Posts/Rods- Electrical Wires- Scattering Light

2.4
3×10−4
Several watts *-Payload1*(Load per Cryocooler
0.5 W/Unit- Mirror Deposition
1*

3. 低温設備の組立と総合試験
3.1.

工場内試験

2011 年 4 月からクライオスタットと冷凍機
ユニット設計が開始され, 2013 年 3 月までに 4台のクライオスタットと 16 台の冷凍機ユニットが完成した.

0.4 W/Unit)-

クライオスタットの製造と平行してクライオ
スタットと冷凍機ユニットを組み合わせた総合試験が 2013 年 1 月からクライオスタットの製造者である（株）東芝の京浜事業所内で実施され, クライオスタットの熱負荷を含む冷却特性を確認した.
その結果, クライオスタットの低温鏡懸架装
置の冷却系と 2 層輻射シールドは冷却開始から

約 2 週間で設計温度に到達することを確認した.

この他, 冷却試験では KAGRA トンネルでの冷冷却試験から, 内層側輻射シールドの熱負荷は設計 5.0 [W]に対して実負荷は 1.0 [W]であった.

却運転を模擬したクライオスタット内の振動測定や内層輻射シールド内表面から模擬低温

実負荷が設計に比べて小さい理由は,懸架に懸架された鏡への放射伝熱による冷却

工場試

験時は光学窓やビーム接続部が閉止さており,
この箇所からの輻射入熱が負荷されないための寄与に関する実証試験が行われた. [17,21]である. 外層側輻射シールドの熱負荷は設計

3.2.

116 [W]に対して実負荷は 125 [W]であった.
この結果, クライオスタットの熱負荷がほぼ設

伝導冷却路の評価

伝導冷却路の評価回路を Fig. 23 に⽰す. 図

計通りであることが確認された.

中の(a)は鏡の冷却路, (b)は内側輻射シールドの冷却路を模式的に表した図である. また, 図工場試験で測定したクライオスタットの実熱負

中の T1 から T11 は冷却路表面に組み込まれた

荷を Table 4 に示す.

温度計である. 図の T3（T11）の右横の実線は

(a)

(b)
Fig. 23 伝導冷却路の評価回路.
(a): 鏡懸架冷却路, (b): 内側輻射シールド冷却路

クライオスタットと冷凍機ユニットの取り合い点を示している.
温度計 T3 から T5 の距離は 1.4 [m]で, クライオスタット内のある.

伝導冷却路の断面と使用素材は冷凍機ユニットと同じ幅 50 [mm,]
高さ 75 [mm]の 5N8 アルミ材を使用している.
また, 伝導冷却路の屈折点(T4 並びに T9 位置)
は溶接で接合されている.伝導冷却路の評価はT5 直近のヒーター並びに T11 直近のヒーターと冷凍機の冷凍能力測定結果を用いて行った.
ヒーター加熱量 5 [W]で, 4 基のクライオス
タットの鏡冷却路の冷凍機冷却ステージから
クライオスタット内冷却路端部間の平均熱抵
抗は 0.13 [K/W]であった. また, 4 基のクライ
オスタットの内側輻射シールド冷却路の冷凍
機冷却ステージからクライオスタット内冷却路端部間の平均熱抵抗は 0.44 [K/W]であった.

Fig. 24 総合組立を完了した Y-end 鏡室(Fig.2) の低温設備

これを熱伝導として評価するとそれぞれ~5600[W/(m･K)]と~3200 [W/(m･K)]であった.

2 の X-end 鏡室と Y-end 鏡室へそれぞれ搬入さこれまで述べたように 5 箇所の溶接接合部(冷れた. 2014 年 11 月から, 低温設備のトンネル

凍機ユニット 4 箇所, クライオスタット 1 箇所),で鏡冷却用クライオスタット, 冷凍機並びに多3 箇所のボルト接合部が伝導冷却路に存在して重バッフル付ダクト型輻射シールドを組み合いること, 測定が 4 端子ヒートフロー法によるわせる総合組立が開始され, 途中の中断期間を微少区間の温度差測定でないことから, 参考値

経て 2016 年 7 月末に組立を完了している.

程度であることに注意されたい.

2014 年 11 月からは, 低温設備のトンネルで一方, 2.3.2.3 の 8 K 伝導冷却路の設計で述
べた熱伝導率の減少率の推定は上記の熱伝導鏡冷却用クライオスタット, 冷凍機並びに多重
バッフル付ダクト型輻射シールドを組み合わ評価からほぼ妥当な推定と考えられる. このこせる総合組立が開始され, 途中の中断期間を経とから,伝導冷却の設計では導体接合部溶接や機械的接合面の設計において適当な熱伝導率て 2016 年 7 月末に組立を完了した.
この組立に要した期間は, 機材の輸送等も含めの減少率（= 安全率）の導入が必要で有る事がて 1 クライオスタット辺り約一ヶ月であった.

示唆されいる.

Fig.24 に KAGRA トンネルで総合組立を完了
した Y-end 鏡室の低温設備を示す.

3.3.

低温設備の再組立と試験

総合冷却試験を完了した 4 基の低温設備（クライオスタット 4 台, 冷凍機ユニット 16 台）が KAGRA トンネル内への搬入のために順次分解・梱包され, 2013 年夏までに岐阜県飛騨市
内の保管倉庫に輸送された.
2014 年に低温設備のトンネルへの輸送が開始され, 最初の輸送でクライオスタットが Fig.

組立を完了した低温設備は, 2016 年 10 月から冷却性能の確認試験を開始し, 2017 年 8 月までに全試験を完了した.この冷却性能確認試験の結果を Fig.25 に示す.図中の破線は, 2013 年の（株）東芝京浜事業所内での試験結果, シン
ボルが Y-end 鏡室低温設備試験の結果である.
図から, KAGRA トンネル内の設置場所に於いても工場試験での冷却特性を再現し, 約 2 週間

ある. [17] Fig.26 が示すように 100K 以上の冷却は放射伝熱が支配的であるため, 内層輻射シー
ルド, 鏡, マリオネット反跳マス, HLVIS が同時に冷却されている. 一方, 100K 以下では 5N8 超
高純度アルミ製撚り線による伝導冷却が支配的なため, 冷凍機に近い冷却要素から, HLVIS,
マリオネット反跳マス, 鏡の順で冷却が進んでいる. 低温設備の冷却開始から 27 日目に鏡は22K に到達している. 100K 以下で鏡の冷却速
Fig. 25 Y-end 鏡室低温設備の冷却特性度が急激に変化しているのは, 温度の低下に伴ってヒートリンクの熱伝導率が上昇したこと,の冷却期間で定常状態まで冷却できることを鏡や懸架装置の素材の比熱が低下したためで確認した.また, この結果から工場試験以降の輸ある.

送, 保管並びにトンネル輸送等による低温設備

冷却完了後のクライオスタット内温度分布をの損傷が無い事が確認された.

Fig.27 に示す.

4. 鏡冷却
4.1.

鏡の冷却特性2019 年, 観測運転に向けて 4 枚の鏡が極低温に冷却された. Fig.26 は, 2019 年 4 月から 5月にかけての Y-end 鏡室低温設備の冷却曲線でFig. 26 KAGRA の極低温システムの冷却曲線 [16]（図中の各コンポーネントは Fig. 3 を参照）

Fig. 27 冷却完了後のクライオスタット内温度分布4.2.

鏡の着霜問題LIGO-Virgo-KAGRA の国際重力波ネットワ
ークの第 3 期観測期間（O3）（2020 年 3 月終了）に向けて低温設備の冷却を開始したとこ
えろ, 鏡の表面に霜が形成されると云う深刻な問題が発生した. これは, 鏡の初期冷却時に鏡表面への残留ガスの分子吸着が予想以上に大きく, 鏡面に目に見える霜が形成された推定さFig.28 緑色レーザーが照射された鏡面の写真[22](右)着霜した鏡, (左)霜の無い鏡

れた. 鏡面に霜が形成された状態（右）と形成されていない状態（左）での緑色レーザーを照射した鏡面の写真を Fig.28 に示す. [22]極低温（~22 K）の鏡面に非常に厚い霜が形成された結果, 緑色レーザーのビームを大きく散乱させていることが理解できる.
鏡面に厚い霜が形成された結果, 干渉計の性能指標の一つである Finesse が室温の約 1500
から数百以下まで低下した. KAGRA ではこのFinesse を 1400 前後としており, Finesse の低
下は KAGRA の観測運転にとって深刻な問題となる. [25]
鏡に着霜したガスの成分は, 鏡を加温した際の温度と Finesse の変化から N2 と O2 が主であることが示唆された.

このため, 鏡表面に残留ガスが着霜すること無く, 観測期間中は鏡の冷却を安定的に継続で可能な方法の確立が新たな課題となった. [24]4.3.

新たな鏡冷却法の提案

低温鏡の着霜による Finesse 低下という問題を受けて, 鏡表面への霜の形成を防ぐ新たな冷却方法が検討され, 低温設備の各冷却要素を段階的に冷却し, 真空槽内の残留ガス分子を鏡
表面ではなく, 輻射シールドの表面に吸着させるという冷却法が提案された.
新たに提案された段階的冷却法を以下に示す.

Step 1:の特性を Fig.29 に示す.

真空容器内の真空排気時間を 21 日以上とし, 容器内の圧力を 1x10-4 [Pa]以下とする.

この冷却法により, 鏡が 22 [K]に到達するのに要した時間は 49 日であった.
（真空排気時間（21 日）を除く）

真空排気後に実施する He リーク試験の判定値

Fig.26 の冷却時間 27 日と比較して約 2 倍の鏡の冷却時間が必要であるが, この冷却法によりを 1x10-11 [Pam^3s-1]以下とし, 判定値以上のリ目視で確認できるほど厚い霜が付くことなくーク箇所は補修を実施する.
（これまでの基準は 1x10-10 [Pam^3s^-1]の検出

鏡の冷却に成功している.
この実証試験では, 懸架装置の中間質量

感度でリークが検出されないであった.）（Fig.3 中の Intermediate Mass）と内層輻射

Step 2:

シールドに装着されたヒーターによる除霜試
Step 3:

験も実施した.

クライオスタットに接続されている 2 台の多重ヒーターで加温した鏡（図中の TM）並びバッフル付きダクトシールドの冷却を開始し,に内層輻射シールド（図中の 8 K top 及び 8 K

約 11 日の冷却時間で残留ガス中の水分(H2O)side）の加温特性を Fig.25 に示す.

をダクトシールド内表面に吸着させる.

この加温ヒーターにより N2 と O2 の除霜温度

ダクトシールド内表面の平均温度が 140 [K]以40 [K]以上までの加温時間が 1 日, 再冷却に必下で水分(H2O)の分圧は飽和蒸気圧温度から要な時間が 1 日であることが確認された.

1x10-6 [Pa]台と予測.

この結果から, 鏡表面又は輻射シールドの光学窓に霜が付着しても約 2 日で除霜が可能である

Step 4:

ことを実証した. また, KAGRA の観測運転の保輻射シールド冷却用冷凍機ユニット 2 台(Fig. 3

守期間を利用して定期的に除霜することで観の PTC for Cryostat Radiation Shields)により測期間中も Finesse の低下を防ぐことができる

クライオスタットの内層側と外層側輻射シー

ことを確認した.

ルドの冷却を開始する. 約 24 日の冷却時間で残留ガス中の水分(H2O), N2, O2 を内層輻射シー
ルド内表面に吸着させる. 内層輻射シールド表
面の平均温度が 20 K 以下で N2 と O2 の分圧は飽和蒸気圧温度から 1x10-8 [Pa]台と予測.
Step 5:低温鏡懸架装置の冷却を開始する.
（冷却時間は約 10 日）
その他, Step 1~4 の冷却期間中, ガス分析器(Qmass)を使用して残留ガスの分圧測定を継続して行い, 残留ガスの分圧変化を観測する.
4.4.

新冷却法の実証

KAGRA 低温設備を使用して 2020 年 11 月から 2021 年 2 月にかけて新冷却法の実証試験が行われた. この冷却法で冷却された低温設備

Fig. 29 実証実験で確認した低温設備の冷却特性

が参考文献[1,2]に纏められているので参照されたい. また, KAGRA 低温技術の内, 多重バッフル付きダクトシールドの機能と設計法は原
稿作成の都合で省略した. この多重バッフル付
きダクトシールドについては次の機会で紹介
したい.

6. 謝

辞

2011 年 4 月以来, 多くの方の協力により
KAGRA 低温設備の設計・製作が進められ, 観測開始までたどり着くことができました.
内山 隆氏（東大宇宙線研）, 大橋 正健氏
Fig. 30 除霜ヒータによる鏡と内層輻射シール
ドの加温特性（東大宇宙線研）, 大森 隆夫氏（帝京大学）,
久米 達哉氏（KEK）, 小池 重明氏（KEK）,

この実証実験では, 神岡町池ノ山の地下に設置

榊原 裕介氏（東大宇宙線研）, 斎藤

されたクライオスタット内の低温下での振動(KEK), 鈴木 敏一氏（KEK）, 陳たん氏（東大

測定が行われている. [3]宇宙線研）, 東谷 千比呂氏（東大宇宙線研）,

この振動測定では, 新たに開発された極低温干山岡 宏氏(KEK), 山元 一広氏（東大宇宙線研）

渉型加速度計 [22] を用いて低温環境下で実施さの皆様から低温設備の設計と関連する R&D でれている. 測定された振動の解析の結果, 冷凍

ご協力頂きました. ここに感謝いたします.

機ユニットに由来するクライオスタットの固（五十音順. 括弧内は KAGRA 低温設備設計開有振動が KAGRA の重力波観検出感度に影響

始時の所属）

しないことが示された. [23]5. まとめ本テキストで紹介した KAGRA 低温設備の設計・製作は高エネルギー加速器研究機構が持つ加速器関連の技術が応用例である.
特に冷凍装置を冷熱源とする伝導冷却は, 高エネルギー素粒子検出用超伝導磁石等で多用されており, 建設が検討されている国際リニア
コライダー計画でも伝導冷却化した補正用超伝導磁石の設置が検討されている.
今後とも加速器建設で開発された先進技術が多方面で応用され, さらなる科学の発展に寄与することを希望している.
本稿では KAGRA に応用された低温技術を解説した. 本稿に記述した他にもクライオスタッ
トの超高真空の立場からの設計検討が実施されている.
真空の仕様等を含めた KAGRA 全体の解説

芳男氏

2011 年 4 月のプロジェクト開始に当たって
山本 明前 KEK 超伝導低温工学センター長から多大なサポートを頂きました. ここに感謝いた
します.
今回, OHO’22 のテキストとして KAGRA 低温技術の解説文書作成の機会を提供頂いた事
務局に感謝いたします.

7. 補

遺

補遺として, Fineness と真空ダクト内の圧⼒について簡単に解説する.
7.1.

Fineness

KAGRA は, Fabry-Perot Michelson 干渉計（FPMI）を基本とし, 重力波信号である位相変化を増幅するため, 光子を直交する腕内に複数回往復させる. FPMI では Finesse と呼ばれるパラメータがある．Finesse は重力波検出器

の腕共振器を構成する鏡の反射率の単調増加関数である. [25]
KAGRA はこの Finesse を 1400 前後としている. 冷却された鏡の表面に真空槽内の残留ガスが着霜した結果, 反射率が下がり
Finesse が低下した.
このため, 鏡表面に残留ガスが着霜することなく, 冷却を継続することは長期観測を行う低温干渉計の課題であった.[22]7.2.

真空ダクト内の圧力

干渉計の光路上に存在する気体分子は, レー
ザー光を散乱し光路長変化の原因となる.加えて, 鏡への気体分子の入射･脱離による鏡の機械的･音響的振動も干渉計の雑音となる.
KAGRA の目標感度を得るための圧力は 2x10-5 [Pa]以下と見積もられ, KAGRA ではさらに 1 桁の安全係数を持たせて,干渉計の運転時の圧力条件を~2 x10-7 [Pa]としている. [20]参考文献

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