Proceedings of the 11th Annual Meeting of Particle Accelerator Society of Japan
August 9-11, 2014, Aomori, Japan

PASJ2014-SAP044

SuperKEKB におけるアレス空洞用入力結合器
INPUT COUPLER FOR THE ARES CAVITY IN SUPERKEKB
影山達也#, 吉野一男, 坂井浩、阿部哲郎、竹内保直
Tatsuya Kageyama#, Kazuo Yoshino, Hiroshi Sakai, Tetsuo Abe, Yasunao Takeuchi
High Energy Accelerator Research Organization (KEK)

Abstract

The SuperKEKB collider to push the luminosity frontier is under construction. Its cutting-edge “nanobeam” scheme
reduces the required beam currents and consequently allows us to reuse the ARES cavity system successfully operated
in KEKB. On the other hand, the input coupler needs to be upgraded since the beam power per cavity is increased up to600 kW. We report on the coupler development and production together with the results of high-power tests, andintroduce a conceptual design based on some lessons learned from an RF window failure.

1.

はじめにナノビーム方式を採用した SuperKEKB[1]において、電子・陽電子ビームに対して要求される電流値はKEKB 実績比でいずれも２倍程度に収まる。其の点を踏まえ、改めて机上検討、及び実証実験を重ねた。
其の結果、先の KEKB での大電流ビーム加速に実績を有するアレス空洞[2]（RF 周波数 508.887 MHz）を、加速空洞本体に対する改造は不要、且つ高次モード減衰用電波吸収体に対する増強も不要、即ち現行型のままにて次期 SuperKEKB においても使用可能との結論を得た[3]。
一方、アレス空洞１台あたりのビームへの供給電力の増加に対応すべく、入力結合器（以下、入力カプラ、もしくは、単にカプラとも記す）については性能増強が必須となる。カプラ１個あたりの給電電力に対する要求仕様は、KEKB では 400 kW であったが、SuperKEKB では最大 750 kW（1MW 級クライストロン１本でアレス空洞１台に給電する場合）となる。内訳は空洞壁面電力 150 kW（定格空洞電圧0.5 MV 発生時）、ビーム電力 600 kW である。
本論文では、当該入力カプラの開発、製造、電力試験、及び其の過程で得られた知見（躓きから得るものは重い）について述べる。併せて、次期改良型の設計（製作方法も含む）についても紹介する。

2.

Figure 1: RF power feeding to the ARES cavity.

KEKB 用カプラ

アレス空洞への高周波給電の様子を Figure 1 に示す。アレス空洞は、加速空洞（高次モード減衰式）と電磁場エネルギー貯蔵空洞（大型円筒空洞 TE013モード）が、間に結合空洞を介して π/2 モード結合（resonant coupling）されている三空洞系[4]である。
入力カプラは貯蔵空洞中段に設けられた三つの給電ポート（円筒周囲、結合空洞の方向を 12 時とし、上方から見て時計回りに 3 時、6 時、9 時の方向）の一つに取り付けられる。通常、3 時もしくは 9 時方向のポートを使用する。対向のポートには、運転時のカプラの様子を覗き窓を通して観測すべく、テレビカメラが取り付けられる___________________________________________# kageyama@post.kek.jp

Figure 2: Input coupler for the ARES cavity.
KEKB 用入力カプラ[5]の構造を Figure 2 に示す。
矩形導波管から入って来た高周波は、ドアノブ変換器経由で同軸管に入り、真空気密用のアルミナ円板窓（純度 95%のアルミナで外径 166 mm、中央孔内径 38mm）を透過し、同軸直管を通過して、終端の誘導ループを介して貯蔵空洞内の電磁場に結合する。
なお、アルミナ窓の真空側表面には、二次電子放出係数を低減すべく、反応性 DC スパッタリング法により TiN（窒化チタン膜：組成式 TiNxOy ）を成膜（~10 nm 厚）する[6]。

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タ放電により給電電力を制限せざるを得ない事例が発生したが、微細溝加工を施したカプラに交換することにより問題は解消された[8]。

Figure 3: Setup of the coupler test stand.
当該 KEKB 用入力カプラについては、貯蔵空洞単体に２個のカプラを取り付けた形態（Figure 3 参
照：貯蔵空洞の 3 時方向の給電ポートに試験対象となるカプラ、6 時方向のポートに貯蔵空洞から高周波電力を取り出すためのカプラを取り付ける。取り出された高周波電力は 1 MW 級水冷負荷に導かれる。
入・出力側カプラ各々の結合度を調整することでビーム加速中のアレス空洞への給電を模擬する。）
での電力試験において、800 kW までの給電性能が既に実証されている[7]。

3.

SuperKEKB 用カプラ

3.1

基本設計（改造・改良の要点）

Figure 4: Cold model (coaxial part) of input coupler.

上述のように、SuperKEKB において要求される750 kW 超級の給電性能は、試験設備限定での記録
ではあるが、既に KEKB 用カプラを以て達成されている。よって、SuperKEKB に向けての入力カプラに対する性能増強は、KEKB 用の構造、製作方法（真空炉中ステップ鑞接合）を踏襲した上で、必要最小限の改造（結合度増強：結合ループ延伸）、及びKEKB において実証された改良（信頼性向上：マルチパクタ抑制用の微細溝加工）を加えるにとどめた。
１）結合ループの高さ（Figure 4: loop height）を Figure 5: Input coupling factor, measured using a cold
KEKB 用カプラ（入力結合度は最大でβ = 3）の 17 model, is plotted as a function of the loop height, together
mm から 60 mm に延伸することにより、最大でβ= with the unloaded Q value of the accelerating mode.
8 程度の入力結合度を可能とした。入力カプラ同軸部の模型（Figure 4）をアレス空洞予備機に取り付けて得られた測定結果（入力結合度及び加速モード無負荷Ｑ値の loop height に対する応答）を Figure 5 に示す。懸念されたループ先端部の温度上昇について
は、熱構造解析（ANSYS 使用）を別途行い、現行の伝熱による冷却方式（同軸管の内・外導体端部までは冷却水路が設けられている）のままでも定格運転時の冷却水温度に対する温度上昇 57℃と許容範囲内に収まることを確認した。
２）入力カプラの同軸直管部（Figure 2 においてWX77D の部分）でのマルチパクタ放電を完全に抑制すべく、同軸管の外導体内面に周方向微細溝加工（Figure 6）を施した。実際、KEKB で運転に使用し Figure 6: Fine grooving inside the outer conductor of the
たアレス空洞 32 台中 2 台において当該マルチパク coaxial line to suppress multipactoring discharge.

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3.2

初号機ビーム給電試験

上述の改造、改良を加えた性能増強型初号機を2009 年度に製作した。2010 年 4 月、前述の入力結合器試験設備（Figure 3）において増強型初号機に対する大電力試験を行い、RF コンディショニングを800 kW まで成功裏に終えた。続いて、ビームへの600 kW 給電を実証すべく、当該カプラを KEKB 主リング大穂直線部のアレス空洞 D5-C（1MW 級クライストロン１本で当該アレス空洞１台に給電）に取り付け（空洞冷間時β= 6.4）、翌 5 月中旬から１ヶ月余りにわたって BELLE 実験の合間にビームコンディショニングを行った。そして、KEKB 運転完了を 数 日 後 に 控 え た 2010 年 6 月 下 旬 、 空 洞 電 圧0.47MV（壁面電力 133kW）にてビーム（1.25 A）への給電 610 kW を実証した[3]。
3.3

量産機製造、電力試験

理によって著しく減少した（Figure 7）。結果として、
カプラ 1 個あたりの RF コンディショニングに要する総時間数は従来の 100 時間程度から 70 時間弱に短縮された。

4.

水素炉ステップ鑞接合（Plan B）

ステップ鑞接合では、後工程で問題が発生した場
合、溶接組立に比べて補修が困難である。特にカプラの場合、アルミナ窓と金具の接合部に問題が発生すると致命的である。即ち、製品はお釈迦になり、部品の再利用さえ高価なモノほど絶望的である。
よって、或る期間内にカプラを量産する場合、上述のリスクを想定の上、代替策（プランＢ）を事前に講じておくのが良案である。また、単位時間あたりの生産数を確保すべく、複数ラインで並行生産するのも良策である。実際、先の KEKB アレス空洞用入力カプラの量産においても、上述の例に漏れず、独立した二つ系統において且つ異なる方式でカプラが生産された。今回の SuperKEKB 用カプラの量産においても、前例に習い、先の第３章で述べた真空炉鑞接合方式（プラン A とも称す）での試作、量産と並行して、水素炉鑞接合方式（プランＢ）についても別途開発を進めてきた。

初号機の成功を受け、2010 年度から 2011 年度にかけて量産先行機を計 3 個、2012 年度から 2013 年度にかけて量産機を計 16 個製造した。高周波窓に対する TiN 成膜については、KEKB 用入力カプラ量産時に使用されていた実績の有る旧装置を使用することとした。それから、真空炉ステップ鑞接合における生産歩留りを向上させるべく、高周波窓（アルミナ円板）の内・外周にろう接合される薄肉銅金具、 4.2 プランＢ初号機高周波窓への TiN 成膜
プランＡ初号機に遅れること 2 年余、プランＢ初鍵となる鑞接合時拘束用モリブデン金具、及びろう号機が 2012 年に完成した。遅延の一因として、プ材形状ついて設計細部見直しにも注力した[9]。
現在までにカプラ 13 個に対する電力試験を前述 ランＢ用の TiN 成膜装置の更新が挙げられる。プラの地上試験設備において行い、其れ等全てについて ンＡでは、先の KEKB 用カプラ量産で使用された旧給電電力 750 ~ 800 kW まで RF コンディショニング 成膜装置を再び使用することが出来た。一方、プラを成功裏に完了した。2013 年 4 月にはアレス空洞用 ンＢ側の旧成膜装置（KEKB 用カプラ量産にも使用入力カプラ専用のオゾン水洗浄・真空ベーキング処 された）は使用不可となっていた。プランＢ側の新理設備が利用可能となった。以降、高周波窓に対す 装置でアルミナ円板窓（既に同軸内•外導体の薄肉るオゾン水洗浄とベーキングが電力試験前処理の標 銅金具が金鑞接合済み）に成膜した場合、内導体周準レシピとなった。一連の表面処理はマルチパクタ 辺近傍の膜厚が不足気味となり、且つ円板全面に均放電気味の高周波窓の症状改善に効果があることは 一な膜厚を得るのも困難であることが判明した。即過去に実験で確認されている [10]。加えて、RF コン ち、内導体近傍で膜厚 10 nm を得るには、円板の径ディショニング中に真空圧力が跳ねる頻度も当該処 方向中間部分の膜厚が 30 nm と過度に厚くなってしFigure 7: RF processing history plot (right) for an input coupler with pretreatment (ozonized water rinsing of the RF
window followed by vacuum bake-out) is compared with that (left) for another coupler without pretreatment.

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まう。膜抵抗低下による発熱が懸念されたが、当該 出した。入力カプラ側では通過電力 70 kW のときに装置でアルミナ円筒内面に膜厚 40 nm 以上で成膜し 窓部総発熱量 4.8×102 W、出力カプラ側では通過電た高周波窓（豪州シンクロトロン加速空洞用入力カ 力 58 kW（入力電力の 5/6）で 7.0×10 W となった。
プラの窓で周波数は 500 MHz）での実績も考慮の上、 出力カプラ通過電力を 70 kW に揃えると、当該窓部での総発熱量は 8.4×10 W となる。そして、4.8×膜厚 30 nm を了とした。
102 W と 8.4×10 W の差、即ち、4.0×102 W 分を当4.3 プランＢ初号機高周波窓の破損
該窓で観測された抵抗性の異常発熱現象由来とした。
プランＢ初号機に対する電力試験を 2012 年 11 月
通過電力 70 kW 時の上記発熱量 4.0×102 W を入下旬に前述の地上試験設備において実施した。試験 力カプラ窓表面 TiN 膜での抵抗性発熱と仮定すると、初日、入力電力が 70 kW を超えたあたりで反射ト 膜抵抗は 38 kΩと算出された（膜抵抗はアルミナ円リップが頻発した後に窓が割れた（Figure 8）。各部 板全面で一定と仮定）。この値は高周波窓用の TiN温度記録（Figure 9）を調べたところ、入力カプラ窓 膜（組成式 TiNxOy 。柱状晶構造で酸素原子が偏在の内・外周 2 系統の冷却水の温度上昇が、出力カプ する粒界が絶縁層となる [6]。）の抵抗値としては異ラ側（入力電力の約 5/6 が出力カプラを通して取り 常に低い。
出される、残りは貯蔵空洞壁面損失）に比べて、異後日、破損した窓を取り出し、TiN 膜抵抗を測定常に高かったことが判明した。加えて、当該水温上 した。測定は簡易な２端子法（端子間隔 20 mm にて昇はコンディショニング初期から入力電力にほぼ比 直流抵抗を測定）で行った。膜抵抗値への換算係数
例していたこと。さらに、コンディショニング中に は電磁場シミュレーション（CST EM STUDIO）において窓での連続的な放電、発光は観測されなかっ て別途求めた。円板中心から 39 mm（TiN 膜が最厚たこと。以上二つの事実から、異常発熱の原因は抵 ~30 nm になる辺り）の距離で、且つ外観上ひび割れ抗性と推定された。の無い場所を選んで測定したところ、膜抵抗値として約 100 kΩの値を得た。この値（直流膜抵抗値）
を高周波運転時発熱量から算出した膜抵抗値 38 kΩと比較するには議論を要するが、TiN 膜抵抗低下説と矛盾しないデータが得られたと判断して良い。
4.4

Figure 8: Broken alumina window of the first prototype
coupler in Plan B.

Figure 9: Temperature record of the water cooling system
for the RF windows. The input coupler: the first prototype
in Plan B. The output coupler: the first prototype[3] in PlanA, successfully tested at D5-C in KEKB.
前述の水温上昇（各系統とも冷却水流量は毎分約4 L）のデータから窓部での総発熱量（アルミナ誘電損、TiN 膜抵抗性発熱、周辺金具壁損の合計）を算

TiN 膜抵抗低下の原因究明

コンディショニング中の状況から判断して、当該入力カプラ窓の TiN 膜抵抗は電力試験中に低下したのではなく、試験前には既に低かったと考えるのが妥当である。成膜も含めて製造工程の何処に問題が潜んでいるのかを究明すべく、高周波窓と同材質のアルミナ円板（純度 95%、外径 60 mm, 厚さ 10 mm）に膜厚 40 nm にて TiN を成膜し、膜抵抗値の変化を追跡した。膜抵抗値は簡易な２端子法（端子間隔10 mm にて直流抵抗を測定）にて行い、高抵抗測定には Agilent 絶縁抵抗計 4339B を使用した。端子間抵抗値から膜抵抗値への換算係数は、先と同様に、電磁場シミュレーションにて求めた。
TiN 成膜面の膜抵抗値の追跡測定の結果を、非成膜面（アルミナ素地）の結果と併せて、Table 1 に示す。膜抵抗は水素炉銀鑞接合（成膜後の工程）を再現した熱処理後に 7 桁低下している。即ち、膜抵抗の異常低下は膜厚が単に厚いだけでは起きない。後工程の水素炉での熱処理に原因があったと判明した。
TiN 膜結晶構造に対する水素炉での熱処理の影響を確認すべく、透過型電子顕微鏡（TEM）での観察を某所に依頼した。その結果、当該 TiN 膜の特徴であるところの柱状晶構造が熱処理後には確認できなかった（Figure 10）。加えて、平滑なガラス表面に対する成膜実績から予想される名目膜厚 40 nm に比べて、アルミナ（純度 95%）表面の実質膜厚は 20nm 弱と半分に過ぎないことが判明した。これは、アルミナ表面が微視的には粒径μm オーダーの焼結粒で凸凹で、実際の表面積は平滑面に比べて２倍程度広い（半球を平面に敷きつめたモデル）と推測されることから説明可能である。

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熱処理による膜抵抗値の低下度合は膜厚に依存し として、外導体円筒側面から支持棒を差し込めるよないのか、それとも閾値があるのか、更なる調査が うに小径（ICF ミニフランジ規格相当）のサービス必要である。水素ガスの影響についても調べるべく、 ポートを周囲３カ所に設けておく。次に、窓部品と対照として真空炉熱処理前後での膜厚抵抗の変化に 一体型同軸管部品の組立である。窓側内導体端部をついても調査中である。直近の実験によると、暫定 雄ネジ構造とし、対する同軸管側内導体端部には雌ではあるが、真空炉においても水素炉同様に膜抵抗 ネジ構造を設ける。円板状の窓部品を回してねじ込値が７〜８桁低下するという結果が得られている。
み、機械的締結力で双方内導体を連結する（気抜孔と RF コンタクトに配慮）。ねじ込み完了後、上記Table 1: Change in Sheet Resistance of TiN Film (40 nm)
サービスポートから差し込んだ支持棒は取り除く。
after Heat Treatment (800°C) in Hydrogen Furnace
最後に外筒の組立であるが、こちらは真空封止が必要である。加工・組立精度から判断して、リップ金
TiN film（40 nm）
Non-coated alumina
具シール溶接が適している。リップ金具外縁部の径
coated on aluminasurface
方向寸法に余裕を持たせておけば、高周波窓の脱着
substrate
交換も数回は可能であろう。
1114
Before HT

5.6×10ΩAfter HT

3.6×104 Ω

3.0×10Ω

1.6×1014 Ω

Figure 11: Conceptual design for coaxial-loop coupler
which can be constructed without brazing after TiN
coating on the RF window surface.

6.

まとめSuperKEKB 運転開始時に必要とされる性能増強型
入力カプラの個数は 10 個である。現在までに真空炉ステップ鑞接合にてカプラ 19 個（量産先行の 3Figure 10: Change in microscopic structure of TiN 個を含む）を製作し、そのうち 13 個に対する電力(TiNxOy) film after Heat Treatment (800°C) in Hydrogen 試験を成功裏に完了した。一方、水素炉ステップ鑞
Furnace.
接合方式では、試作段階で TiN 膜抵抗の異常低下に起因する窓破損という事態に遭遇した。しかしなが5. 次期改良型
ら、その躓きから得た貴重な知見は次期改良型開発
前述の円筒窓（内面に膜厚 40 nm 以上で TiN 成膜） の礎となる。
であるが、成膜後の工程は TIG 溶接組立のみである。
この違いが彼我の明暗を分けたのである。今回の躓 参考文献
きから、窓に対する TiN 成膜後の熱処理工程は極力 [1] “SuperKEKB Design Report”,
http://kds.kek.jp/conferenceDisplay.py?confId=15914.
避けるべきであることを改めて認識させられた。特[2]T.
Kageyama et al., Proc. PAC97, p. 2902 (1997).に大電力用途の場合、熱伝導の悪いアルミナ窓表面[3] T. Kageyama et al., Proc. of the 8th Annual Meeting ofでの発熱を低減するためにも避けた方が無難である。
Particle Accelerator Society of Japan, p. 1245 (2011).
また、TiN 膜品質への後工程の影響を排除できれば、 [4] Y. Yamazaki and T. Kageyama, Particle Accelerators 44,
107 (1994).
逆に成膜工程での自由度が増す可能性もある。さらには、先にも述べたが、ステップ鑞接合方式の生産 [5] F. Naito et al., Proc. APAC98, p. 776 (1998).
歩留りにおけるギャンブル的リスクからも脱却でき [6] S. Isagawa, et al., “Coating Techniques and Improvement ofHigh Power CW Klystrons for TRISTAN”, EPAC94, Juneるだろう。
27-July 1, 1994.
次期改良型カプラの構想図を Figurr 11 に示す。ア [7] H. Sakai et al., Proc. PAC05, p. 1294 (2005).
ルミナ円板窓の内・外周に金具部品を鑞接合した後、 [8] T. Abe et al., Phys. Rev. ST Accel. Beams 13, 102001(2010).
真空側の面に TiN を成膜する。別途、同軸直管部の[9]K.
Yoshino et al., Proc. of the 7th Annual Meeting of Particle
内・外導体部品を結合ループで架橋した一体型部品
Accelerator Society of Japan, p. 880 (2010).
を製作する。当該内導体への冷却水往還は結合ルー [10] H. Sakai et al., Proc. of the 4th Annual Meeting of Particle
プを通すことになる。内導体部品が片持ち梁の様にAccelerator Society of Japan and the 32nd Linear
Accelerator Meeting in Japan, p. 829 (2007).
容易に動くこと（傾き、捻れ）が懸念される。対策- 594 -