Proceedings of the 10th Annual Meeting of Particle Accelerator Society of Japan (August 3-5, 2013, Nagoya, Japan)

C バンド RF 電子銃の開発
DEVELOPMENT OF A C-BAND RF GUN平義隆#, A), 黒田隆之助 A), 田中真人 A), 加藤英俊 A), 鈴木良一 A), 豊川弘之 A),
Yoshitaka Taira#, A), Ryunosuke KurodaA), Masahito TanakaA), Hidetoshi KatoA), Ryoichi SuzukiA), Hiroyuki
ToyokawaA),A)
National Institute of Advanced Industrial Science and Technology (AIST), Tsukuba-Central 2, 1-1-1 Umezono,
Tsukuba 305-8568, JapanAbstract
A C-band RF gun for compact radiation sources such as a high energy x-ray and a terahertz radiation is developed atAIST, which is designed to work at the frequency of 5325 MHz. It consists of a 0.57-cell C-band cavity, a wave guidewith a pressurization window, a directional coupler, a four-port circulator, and a 600 kW magnetron. The total length of
this equipment is about 1.5 m. An electron beam with the energy of 0.9 MeV can be generated when a peak electricfield is 85 MV/m, corresponding to a RF peak power of 600 kW. A coniferous tree type carbon nano structure (CCNS)
is used for a field emission cathode. We have fabricated the copper cavity after a cold test of the aluminum cavity. We
will present the structure design and fabrication of a C-band copper cavity and the generation of the radiofrequency
from the magnetron.

1.

はじめに

産総研では、テーブルトップサイズの高エネル
ギーX 線源、テラヘルツ光源開発を目指した C バン
ド帯 RF 電子銃の開発を行っている。Figure 1 に高周波源(マグネトロン)から C バンド RF 電子銃までの外観を示す。装置の全長は 1.5 m である。マグネトロンと電子銃の間には、電子銃から反射する高周波を直接マグネトロンに反射させないためのサーキュレータ、導波管内の高周波をモニターするための方向性結合器、加圧する導波管と真空に引く電子銃を仕切るためのセラミック窓が設置されている。
本論文では、C バンド RF 電子銃の設計製作及びマグネトロンの高周波発生について報告する。

2.

空洞の設計製作とローパワーRF 試験

2.1

空洞共振器の設計

半径 a、長さ L の円筒空洞内には TM モードと TEモードの 2 種類の電磁波モードが存在する。TMモードは円筒の軸に対して磁場が垂直に立つモードであり、電子の加速に使われるのは TM010 の電場

Figure 1: Appearance of the C-band RF gun.
___________________________________________#

yoshitaka-taira@aist.go.jp

が円筒軸の方向に立ち、磁場がそれを回るように存在するモードである。TM010 モードの共振周波数 f0はマクスウェル方程式を解くことによって、

f0 

cy 012a(1)で与えられる。c は光速、y01 はベッセル関数 J0(y01)= 0 の第 1 番目の解であり y01 = 2.41 である。例えば、半径 a = 21.6 mm のとき共振周波数は 5327 MHz となる。
実際の空洞共振器は、完全な円筒形ではなくビーム取り出しポートなどが存在する。そのため、円筒空洞にビーム取り出しポートを付加した空洞共振器を模擬し、シミュレーションコード Superfish とParmela を用いて共振周波数とビームエネルギーの計算を行った。計算した空洞共振器の軸方向に沿った断面図と電気力線の分布を Figure 2 に示す。横軸(z 軸)が電子の進行方向を表しており、実際の空洞はz 軸に対称な形状をしている。カソード面は z = 0 の位置である。空洞の長さ L を変化させながら電子ビームのエネルギーを計算し、エネルギーが最大となるように L を決定した。電子ビームエネルギーの目標値は、放射線障害防止法の規制対象外である 1
MeV 未満とした。L = 16 mm (0.57 cell)のとき、空洞内での消費電力は 434.6 W、最大電界強度は 2.28MV/m であった。マグネトロンから 600 kW の電力が投入されると最大電界強度は 84.7 MV/m となり、電子ビームエネルギーは 0.9 MeV である。空洞の Q0値は 10247、R/Q0 は 277 Ω であった。
本研究で製作する C バンド RF 電子銃全体の概要を Figure 3 に示す。電子銃の設計は産総研とタイム株式会社(広島県)が共同で行った。実際の空洞には、ビームポート以外に導波管やカソードポート、チューナーポート、真空ポートが付く。空洞と導波管のカップリングポートには、肉厚 3 mm の穴をあけた。空洞内の電場分布が対称になるように z 軸に- 936 -Proceedings of the 10th Annual Meeting of Particle Accelerator Society of Japan (August 3-5, 2013, Nagoya, Japan)

Figure 2: Structure of 0.57 cell cavity.

付ける。
カソードは、直線導入機の先端に取り付け z = 0の位置に設置できるようにした。カソード材料は針葉樹型カーボンナノ構造体(CCNS)[1]とし、電界放出によって電子を引き出す。電界放出ではヒーターやレーザーを必要とせずに電子を発生することができる。CCNS は水素およびメタンを原料ガスとして直流プラズマ CVD 法で金属(ステンレス)基板に成長させ、針葉樹状のカーボン構造体が多数生えた森のようになっている。樹の先端には径がナノメートルオーダーのチューブ状の針状炭素が突き出ており、底面ほど太い構造をしている。針状炭素に電界が集中することで比較的低電界の 2 MV/m から電界放出が起きる。電界をさらに高くすると針状炭素の先端は、局所的な熱やクーロン力によって一部が破壊される。しかし、CCNS は底面ほど太い構造をしているために全体の構造には影響はない。先端が破壊されると内部の CCNS にも電界がかかるようになり、
電 界 放出 を起 こす CCNS の 数 が増 える 。ま た、CCNS の先端が太く短くなり 100 mA/cm2 の高い電流にも耐えられるようになる。
マグネトロンの発振周波数は 5250 MHz から 5400MHz の間で連続可変なため、空洞の共振周波数 f0 はマグネトロンの中心周波数である 5325 MHz に合うように設計した。実際に空洞を製作する際には、粗加工で空洞内径を小さい状態で製作する。超精密旋盤を用いて空洞内径を削りながら共振周波数を測定することを繰り返し、目標とする共振周波数に合うように製作する。銅での実機製作の前に、空洞共振器にビーム取り出しポートをあけたアルミのコールドモデルを製作した。空洞内径の削り量よる共振周波数の変化を測定し、実機の設計にフィードバックした。
2.2

Figure 3: Drawing of C-band RF gun.

空洞製作

銅空洞及び導波管の加工はタイム株式会社で行った。ハーフセルとエンドプレートの空洞内面の切削には、単結晶ダイヤモンドバイトを用いた超精密旋盤を使用し、表面平均粗さ Ra0.2 μm の鏡面加工とした。第一段階の加工では空洞の半径 a = 21.5 mm、長さ L = 16 mm とし、共振周波数を測定しながら空洞内径を削り、目標となる共振周波数 5325±1 MHzに合わせこむことを行った。共振周波数は、導波管の先端に同軸-導波管変換器を取り付け、ネットワークアナライザーで測定した。共振周波数の変化は直径 20 μm 当たり 2.1 MHz であり、最終的な共振周波数は 5326.34 MHz であった。その後、金ロウ付けを行った。

対称の位置にも同様の穴をあけ、その穴を真空ポートとして利用した。空洞よりも導波管 WR187 の方が大きいため、導波管の一部をテーパー形状にして空洞に高周波を投入する。空洞共振器を構成するエンドプレートとハーフセル、導波管、各種ポート用 2.3 ローパワーRF 試験単管との接合は金ロウ付けとし、それぞれの接合部に幅 0.9 mm、深さ 0.9 mm のロウ材用の溝を切った。 ロウ付け後の C バンド RF 電子銃の共振周波数及ロウ付けを 1 回で行うために、導波管をハーフセル び電場分布の測定を行った。ロウ付け前と同様の方のみに挿入するようにした。それに伴ってエンドプ 法で共振周波数の測定を行ったところ、f0 = 5320.76
レートは凸形状となった。ロウ付けの際には、電子 MHz であった。ロウ付けの前後によって共振周波数銃全体を架台の上に置いて行う。単管の先端には が 5.6 MHz ずれたが、この原因は、周波数調整加工
ICF34 フランジを YAG レーザー溶接によって取り 時の共振周波数測定の際にロウ材を入れていなかったこと、ロウ材の染み出しによって空洞の形状が変- 937 -Proceedings of the 10th Annual Meeting of Particle Accelerator Society of Japan (August 3-5, 2013, Nagoya, Japan)

Figure 5: Distribution of electric field.
Figure 4: Resonant frequency in vacuum (0.2 Pa) of Cband RF gun.
わったことなどが考えられる。
C バンド RF 電子銃を真空に引いた時の共振周波数の測定結果を Figure 4 に示す。真空度 0.2 Pa のときの共振周波数は 5322.46 MHz であった。真空引前後の共振周波数の変化は 0.032 %であった。
大気中の共振周波数 f0atom と真空中の共振周波数vac
f0 との間には下記の関係が成り立つ。

f 0vac T1 ,0,0  Cv f 0atom T2 , Pa , Pw (2)

ここで、T は温度(℃)、Pa は大気圧(= 760 Torr)、Cvは経験則より[2]C v  1  1.68 10 5 T2  T1  1

2.10 10  41.80 10  45580 Pa Pw 1 T2  273.15
T2  273.15  T2  273.15 (3)と表せられる。Pw は蒸気圧(Torr)で8.071311730.63
233.426T2H(4)100と表し、H は湿度(%)である。f0atom と f0vac 測定時の温度が共に T1 = T2 = 22.3 ℃、湿度が H = 47.8 %だったので Cv = 1.000328 となり、周波数は 0.0328 %変化する。この値は測定結果と良く一致する。
空洞における共振モードの質を表す Q0 値を測定した。Q0 値は、以下の式で表せられる。
2f 0W(5)
Q0 
 (1   )QLP
ここで W は空洞の蓄積エネルギー、P は空洞における消費電力、β は空洞と外部回路(ネットワークアナライザー)の結合定数、QL は外部回路も含めた負荷Q 値である。Figure 4 の測定結果より、QL = 749、β= 2.5 だったため、式(5)より Q0 = 2592 である。計算値よりも測定の Q 値が低くなった原因として、計算にはカップリングポートなどが考慮されていないことが考えられる。
空洞の重要なパラメータである R/Q0 を測定した。
シャントインピーダンス R は空洞が単位電力を消費
Pw  10しているときに加速電場 E がどのくらい生じるかを表す。R/Q0 は空洞内に微小導体(ビーズ)を挿入しながら共振周波数の変化を測定するビーズ法を用いて評価した。体積 ΔV のビーズを距離 dz ずつ変化させたときの共振周波数のずれが Δf のとき R/Q0 は以下の式で表せられる。
22R
 Eds   f dz(6)

Q0 4f 0W
f 02V
ここで、ε は真空の誘電率 8.85x10-12 F/m である。直径 3.175 mm のステンレス球を dz = 1 mm で移動させながら共振周波数の変化を測定した。ビーズが入る前の共振周波数は 5320.78 MHz であった。式(6)よりR/Q0 の測定結果は、338 Ω となった。
ビーズ法による共振周波数の変化は電場の二乗に比例する。
2 E Vf(7)f04W
共振周波数のずれの平方根と Superfish で計算した電場分布の結果を Figure 5 に示す。電場分布の形状が測定結果と計算結果で良く一致していることが分かる。

3. マグネトロンの高周波発生
3.1

マグネトロン

C バンド帯高周波源には、レーダー用の汎用マグネトロン(新日本無線株式會社製)を用いている。周波数は 5250~5400 MHz の間で連続可変、ピーク出力600 kW、パルス幅 2 μs、デューティー比 0.001、最大繰り返し 500 Hz である。
3.2 パルス高電圧
このマグネトロンを駆動するためには、ヒーターに AC5 V を印加し、カソードには電圧-30 kV、ピーク電流 40 A、パルス幅 2 μs のパルス高電圧を印加する必要がある。
パルス高電圧は、直流高電圧を大電力スイッチでパルス化すれば得られる。当初、コンデンサと半導体スイッチを用いてパルス高電圧を発生しようとし- 938 -Proceedings of the 10th Annual Meeting of Particle Accelerator Society of Japan (August 3-5, 2013, Nagoya, Japan)

Figure 6: Circuit diagram of pulse high voltage using PFN and spark gap switch.
波を発生する方法を試した[3]。
回路図を Figure 6 に示す。DC 電源(松定プレシジョン HAR-60N20)は、定格電圧-60 kV、定格電流20 mA である。PFN は、5 個のコンデンサと 5 個のコイルを多段接続した。PFN の耐電圧はコンデンサの耐電圧で決まるが、定格電圧 60 kV のコンデンサを入手できなかったので、定格電圧 30 kV、静電容量 0.7 nF のセラミックコンデンサを 2 個直列に接続し、60 kV の高電圧にも耐えられるように設計した。
ギャップスイッチ(Samtech, PCS(S)-01)は 2 極型であり、電極間距離と絶縁ガス圧の積で決まる絶縁破壊電圧よりも DC 電源の電圧が高くなると、気体中に放電チャンネルが形成して電極間を短絡する。放電後、PFN の充電電圧が再び絶縁破壊電圧を超えると放電し、それを自発的に繰り返す。
負荷に流れる電流の接続時間 T は以下の式で表せられる。

Figure 7: Spark gap switch (PCS(S)-01).

T  2n CL(8)Figure 6 の回路図では、C = 0.36 nF、L = 0.15 mH、n= 5 なので、パルス幅は T = 2.3 μs となる。また、PFN の特性インピーダンス Z はZ  L/C(9)で与えられ、Figure 6 の回路図では、Z = 645 Ω である。PFN と負荷が整合している場合、負荷にかかる電圧は DC 電源の電圧を V0 としたとき V0/2 となる。
ギャップスイッチを Figure 7 に示す。動作電圧は15~100 kV、ピーク電流は 10 kA である。真鍮製の電極は、ナイロン体によって密封され、電極間距離は 5 mm である。電極間距離は固定されているため、絶縁ガス(窒素)のゲージ圧を変化させることで絶縁破壊電圧を変えることができる。Figure 8 に窒素ゲージ圧による絶縁破壊電圧の変化を示す。絶縁破壊電圧がゲージ圧によって線形変化していることが分かり、Samtech 社から提供されたデータシートの値と近い値を示している。

Figure 8: Self-breakdown voltages for PCS(S)-01
insulated by nitrogen. The red points show themeasurement data. The blue points show the value of thedata sheet supplied from Samtech. The solid line is aleast-square fitting line of the measurement data.

3.3

たが、テスト中に半導体スイッチを破損してしまった。半導体スイッチは納期も掛かるために、代替の方 法 とし てコ ン デン サとコ イ ルを 多段 接 続 (PulseForming Network: PFN)してギャップスイッチで方形高周波発生

このパルス高電圧をマグネトロンに印加し、電圧を高電圧プローブ、電流をカレントモニターで測定した。また、方向性結合器に RF ディテクタ(Agilent8473C)を接続して空洞から反射する高周波のパルス波形と出力を測定した。結果を Figure 9 に示す。図中の黄色線が高電圧プローブの出力波形、青色線がカレントモニターの出力波形、紫色線が RF ディテ- 939 -Proceedings of the 10th Annual Meeting of Particle Accelerator Society of Japan (August 3-5, 2013, Nagoya, Japan)

状の立下り時間は 0.13 μs であり、約 2 倍緩くする必要がある。また、カレントモニターでコンデンサに流れ込む 30 A 程度の突入電流が測定されている。
パルス高電圧の立下り時間が速いと電流値が大きくなるため、立下がり時間を緩くする必要がある。
マグネトロンからの進行波を RF ディテクタで測定すると約 1 V の出力が得られた。この RF ディテ
クタの感度は 0.5 mV/μW であり、方向性結合器の減衰率が 56 dB、方向性結合器と RF ディテクタの間に 10 dB の減衰器を入れているために、マグネトロンから 8.0 kW のピーク出力もつ高周波が発生していることが分かった。電圧を上げ、パルス幅を長くすることで、さらに高出力の高周波が発生できると考えられる。
方向性結合器の出力をスペクトルアナライザーで測定した結果を Figure 10 に示す。空洞共振器の共振周波数と一致する 5322 MHz の高周波を発生することができた。
電子銃は、ターボ分子ポンプで粗排気し、イオンポンプで 1.0 x 10-6 Pa の真空度まで到達している。

Figure 9: Waveforms of the probe for high voltage(yellow line, 5 kV/div), the current monitor (blue line, 10A/ div), and RF schottky diode detector (purple line, 500mV/div).

4. まとめFigure 10: Frequency spectrum generated from themagnetron.
クタの出力波形である。
DC 電源の電圧が V0 = -30 kV のとき、マグネトロンには-25 kV 印加している。前述したように PFNとマグネトロンのインピーダンスが整合しているときはマグネトロンにかかる電圧は V0/2 となるが、マグネトロンは低電圧時には電流があまり流れない。
そのため、Figure 9 の測定時には PFN とマグネトロンのインピーダンスは整合していない。
計算ではパルス高電圧のパルス幅は 2.3 μs となるはずであったが、実際には高電圧が印加してから0.5 μs 後に減衰が始まり、2.3 μs のパルス幅が得られなかった。長い時定数を持った電圧の降下は、マグネトロンのカソードにチャージされた電荷がマグネトロンの抵抗とキャパシタンスの積で決まる時定数によって減衰していると考えられるが、パルス幅が0.5 μs となった原因については現在調査中である。
マグネトロンを正常に発振させるためには、高電圧の立下りを 100 kV/μs とする必要があり、0.3 μs の立下り時間で 30 kV を印加しなければならない。現

C バンド RF 電子銃の設計製作を行い、マグネトロンからの高周波発生を確認した。1 回のロウ付けでも真空リークのない空洞を製作することができた。
空洞共振器の共振周波数は 5322 MHz、Q0 値は2592、R/Q0 は 338 Ω であった。PFN とギャップスイッチを用いてパルス高電圧を自作した。パルス高電圧を発生することができたが、パルス幅が短いた
めに高周波のピーク出力が 8 kW と低く、バンド幅は広くなった。マグネトロンが正常に発振した場合、10 dB 減衰のバンド幅は約 1 MHz である。現状ではそれよりも遥かに大きいバンド幅で発振している。
パルス高電圧を改良し、正常発振するように改善する。
今後、高周波を空洞共振器に投入する試験を行い、空洞の特性を調査した後、針葉樹型カーボンナノ構造体から発生する電子ビームの観測及び特性評価を行う。

謝辞
空 洞 の 設 計 製 作 で は タ イ ム 株 式 会 社(http://www.time-merit.co.jp/index-j.html)の山内氏、松本氏に、マグネトロンの動作に関しては新日本無線株式會社の梅原氏、中山氏に多大なご協力を頂きました。本研究は、笹川科学研究助成の助成を受けて実施されました。

参考文献[1] 鈴木良一 et al., “針葉樹型カーボンナノ構造体を用いた冷陰極 X 線源”, X 線分析の進歩 41, (2010) 201-206.
[2] Carol G. Montgomery, “Technique of Microwave
Measurement” McGRAW-HILL BOOK COMPANY, Inc.,1947.
[3] 高木浩一, et al., “パルスパワー発生回路の設計と実践”,
J. Plasma Fusion Res. 87, 3 (2011) 202-215.

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