(57)【要約】【課題】先行技術の設計構成の現在の不備に成功裏に対応する新規のバンド付き風力タービン構成を提供する。【解決手段】バンド付きタービン構成は、複数の翼に２点の簡単な支持を提供することができる一体型外バンド支持構造を有する。大規模な垂直アレイは、最大９枚の翼があり、オープンウェブＩ形鋼（ＯＷＳＪ）の台に載っている１２台一組の直径２３ｍのバンド付きタービンを有する。バンド付きタービンの構成は、主軸ハブアセンブリから離れて支持され、これは前方及び後方軸受台軸受けアセンブリによって支持される。バンド付きタービンは、鳥及びコウモリの殺傷を防止する保護スクリーンを考慮に入れている。各バンド付きタービンはＤＣオルタネータを使用して、切り換え可能な出力を提供し、これがその後、グリッドと互換性がある専用の一組の高効率ソリッドステートインバータに、又は代替的にエネルギー蓄積部に、供給される。【選択図】図１ａ
2011524496.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
自身に第１の支持点を提供する軸上に装着された複数の翼と、
前記翼に第２の支持点を提供する一体型外バンド支持部と、を備え、
前記翼の誘発された撓み及び曲げ応力が、前記第１及び第２の支持点によって支持される、
バンド付き風力タービン構成。
【請求項２】
マスト上に装着された複数のバンド付き風力タービンアセンブリを備え、
前記風力タービンアセンブリがそれぞれ、自身に第１の支持点を提供する主軸に装着された翼と、前記翼に第２の支持点を提供する一体型外バンド支持部と、を有し、前記翼の誘発された撓み及び曲げ応力が、前記第１及び第２の支持点によって支持される、
風力タービンシステム。
【請求項３】
前記マストが、少なくとも２つの垂直に隔置されたレベルのそれぞれで前記風力タービンアセンブリのうち少なくとも２つを支持する立体フレーム支持構造である、
請求項２に記載の風力タービンシステム。
【請求項４】
前記マストが、複数の後装着の荷重支承用の鉄道用台車キャスタ要素と係合する外周鉄道線路を有する基部を有し、それによって前記マスト基部と前記後装着のキャスタ要素との相対的な回転が可能となり、前記支持マスト、前記基部、前記フレーム支持構造及び前記バンド付きタービンセンブリが、単一構造として偏揺れすることができる、
請求項２に記載の風力タービンシステム。
【請求項５】
伝達トルクが、分散発電のために複数の遊星電力取り出し部を磁気的に駆動する大きい比率の１段太陽歯車としての前記風力タービンの前記外バンドで印加される、
請求項２に記載の風力タービンシステム。
【請求項６】
伝達トルクが、前記タービンアセンブリの前記主軸で印加され、発電機ユニットを駆動するためにそれぞれのポンプ容積に伝達される、
請求項２に記載の風力タービンシステム。
【請求項７】
コウモリ及び鳥の殺傷を防止するためのスクリーンをさらに含む、
請求項２に記載の風力タービンシステム。
【請求項８】
前記風力タービンが、１２個のバンド付き風力タービンの大規模な垂直アレイに統合される、
請求項２に記載の風力タービンシステム。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
（関連出願への相互参照）
[0001]  本出願は、本出願と同じ発明者により２００８年６月１６日に出願された米国仮出願第６１／０６１，９２６号の利益を主張し、その開示全体を参照により本明細書に組み込むものとする。
【０００２】
[0003]  本発明は、概して、同じ翼の掃過面積を有する先行技術の実施形態に対して以下の特徴がある風力エネルギー抽出機構に関する。すなわち、最大２．５倍の総合効率、最大３倍の出力密度（ｋｇ／ｋＷ）、３０ｄＢ（Ａ）を超える空気伝搬騒音レベルの低減及び超低周波騒音レベル発生の除去、先行技術の故障の原因となる機構を排除したことによる１６倍を超える信頼性、保守及び修理の非常に高い容易化、非常に単純化された製造、出荷、設置及び組み立て能力、製造費の最大３倍の削減、動的突風、周期的荷重及び塔転倒モーメント及び基部剪断力能力への持続的強風に誘発された応力に関する設計堅牢性、変化する風向に対する最大２．４倍の応答速度（偏揺れ率）、フリッカの９４％削減、及びコウモリ及び鳥の殺傷可能性がなくなることである。
【背景技術】
【０００３】
[0005]  水平軸形風力タービン（ＨＡＷＴＳ）はベッツの限界基準（すなわち１６／２７）に影響されやすく、それにより風速から理論上抽出可能なエネルギーの少なくとも４１％を失う。したがって、エネルギー抽出プロセスは専らタービンの総合効率に依存する。タービンの総合効率（ηｏ）は、「翼の空力効率（ηｂ）×関連する機械効率（ηｍ）×電気変換プロセス効率（ηｅ）」で構成されて、結果となる電力を生じる。これらの効率の項を組み合わせて１つの式にし、風速又は流速に対するワット／ｍ２単位の最大抽出可能エネルギーを決定する。この関係は下式で表すことができる。
ワット／ｍ２＝０．５０×ρ（ｋｇ／ｍ３）×風速（ｍ／秒）３×ベッツ限界×ηｏ
ここで、海面海抜及び６８°Ｆにおいて「ρ＝１．２２５ｋｇ／ｍ３」であるので、次のように書き換えることもできる。
ワット／ｍ２＝０．３６３×風速（ｍ／秒）３×（ηｂ×ηｍ×ηｅ）
【０００４】
[0006]  現在の風力タービン産業の慣行では、グリッドの互換性を確立するために必要な電力の調整及び変換プロセスを考慮せずに、その発電機から出力電力を測定する。次に、報告された発生合計ワット数を単純にロータの掃過面積で割って、その風速における比エネルギーを決定する。次に、これらの曲線を販売用パンフレットに使用して、文書化した性能能力を表す。残念ながら、この慣行は、掃過面積全体にわたってエネルギーを均一に抽出していると仮定している。これは事実ではない。何故なら、「ロータの伝達トルク×ロータの毎分回転数」はギヤボックスに供給される入力電力に比例するからである。トルクは、ロータのハブから先端まで翼に沿った様々な距離で作用する揚力と抵抗力との合計で構成される。これらの力は、ハブからいかなる特定の距離でも回転速度の２乗に比例する。翼に沿った増分距離の関数として合成トルクを積分すると、抽出されたエネルギーの約９０％がロータディスクの外部３０％（又は面積の約４９％）によって提供されていることを示す。これは、抽出エネルギーを概算するためにロータディスクの全掃過面積を使用するという以前の慣行を半分に低減されなければならず、翼の性能空力効率の報告は実際より約２倍高いことが明らかになるという驚くべき結論を導く。
【０００５】
[0007]  従来の風力タービンではロータディスクの内部７０％を通過する時に、風速は基本的に不変のままであり、下流に大きい流れ場の不連続部を引き起こすことが明白である。非常に擾乱の大きい外側の流れ場を基本的に擾乱のない内側の流れ場と混合すると、ロータの下流に旋回する渦が発生する。
【０００６】
[0008]  翼の揚抗比（ＣＬ／ＣＤ）は、その空力効率（ηｂ）を決定する。この比率は通常小さい。何故なら、大きい断面係数がない状態で誘発される曲げに抵抗するのに十分強力な翼を生成することができないからである。大きい断面係数には、厚い翼の断面、通常は翼弦寸法の２５％から３５％が必要であり、過度な抵抗力が生じる。その結果のＣＬ／ＣＤは通常４４未満であり、４２％から４８％の空力効率になる。ＣＬ／ＣＤが１１０を超えるＮＡＣＡ６４１２などの高効率の薄い断面の翼は、この強度要件のために、現在の大型の２枚及び３枚翼の風力タービンには使用することができない。
【０００７】
[0009]  機械効率（ηｍ）は、１対４の発電機アセンブリを駆動するために多翼ロータの１６〜２５ＲＰＭを１２００ＲＰＭ以上に変換するために使用されるタービンギヤボックス内で主に反映される。これらの比率が高い多段ギヤボックスは、所望の５０：１から７５：１の速度上昇を達成するために必要とされる。各段は効率が９８．５％±０．５％だけであるので、４段ギヤボックスはしたがって９２％から９６％の最大効率を有する。
【０００８】
[0010]  電気効率（ηｅ）は、発電機の効率と、グリッドの互換性のために高圧３相で６０Ｈｚの電力を達成するのに必要な関連する変換プロセスの効率と、の両方で構成される。典型的な高性能発電機の効率は、ＡＣ又はＤＣいずれかの実施形態で８８％から９２％である。ＡＣ発電機で使用する変圧器では、効率は通常９６．５％から９８．５％であり、８８％の正味総平均になる。効率が８８％から９２％で、９７％から９８％の効率のソリッドステートインバータがあるＤＣ発電機を使用する場合、正味総平均は８８％のままである。
【０００９】
[0011]  要するに、４５％の翼効率、９６％のギヤボックス効率、及び８８％の発電及び変換効率では、システムの正味総効率が３８％になる。すなわち「（ηｂ）（ηｍ）（ηｅ）＝ηｏ」である。これらの先行技術の設計の性能を表にすると、正味総効率のこの値が確認され、ベッツ限界を含めると、抽出される合計比エネルギーは理論的風力エネルギーの約２２．５％であることが示される。
【００１０】
[0012]  （関連技術の分析）
[0013]  Ｖｅｓｔａｓ  Ｖ８０−２．０ＭＷ風力タービンなどの既存の先行技術のＨＡＷＴ設計は、９０トンのロータ、約１５０トンのロータを含むナセル重量、１７０トンの高さ８０メートルの塔、及び７６０トンの基礎を含め、約１０８０トンの総重量を有する。偏揺れドライブアセンブリは、回転慣性が約６０×１０６ｋｇ・ｍ２の状態で１５０トンのナセル荷重を扱えなければならず、現在は約０．５°／秒のスルーレートに制限されている。
【００１１】
[0014]  このような大型アセンブリを遠方の風力発電所へと移送するために必要なロジスティックス及びインフラは、輸送車のために高負荷容量の道路を必要とし、新しい設置のために大きな周辺機器費用を構成する。道路は、３３０トンのクローラークレーン及び回転半径が非常に大きい利用制限車両（ＲＡＶ）の通行を支持するように設計しなければならない。また、風力発電所の現場における交通の混雑に関するロジスティックスの影響は深刻であり、設置される容量１ＭＷ当たり材料及び機器の一方向通行が最大１２０回となる。塔毎に、風力タービンのロータを現場で予め組み立て、翼、ナセル、及び３つ以上の管状の鋼鉄の塔区間を２つの別個の基礎（すなわちロータを予め組み立てる際に使用する小さい方の基礎、及び、風力タービンの塔自体のための大きい方の７６０トンの基礎）に設置できるために、片付けた１．５エーカーの敷設面積がなければならない。
【００１２】
[0015]  ＨＡＷＴの風力タービンは、多くの固有値がある複雑な構造のアセンブリである。この複雑さが、構造減衰が小さいか又はないこと（３％未満の履歴現象）と相まって、これは翼／ロータと塔構造の相互作用に非常に影響されやすくなり、強制振動応答モードが複数になる可能性がある。共振に近い加振力は、ロータ翼を駆動して大きい変位振幅にすることがあり、これは過度の曲げ応力による破局的故障につながることがある。これらの振動振幅は、次にギヤボックスと、その後は発電機アセンブリと強固に結合される。これらのアセンブリのいずれも、測定可能な減衰がないので、２０倍以上になり得るような増幅された力に耐えるように設計されていない。
【００１３】
[0016]  ＨＡＷＴのロータ翼は、最大３０トン以上の重量があり、極めて複雑で、その複合材料の工作機械一式は費用がかかるので、製作費が高くなる。このようなロータ翼は強風状態で破局的な超過速度に影響されやすく、冗長なピッチ制御の巻き上げ、翼端の空気ブレーキ及び／又は主軸制動システムに連続的な故障をもたらす。応力破壊の結果、翼が投げ出され、大規模な不均衡が生じ、ナセル内の構成部品要素の破損につながって、最終的に翼が鋼鉄の塔に衝突し、その結果、破損すると、追加の破局的な命に関わる故障が生じる。
【００１４】
[0017]  ロータ主軸からの電力取り出し点は、保守及び修理作業を実行するためにアクセスすることが非常に困難である。ギヤボックス（約３６トン）、ロータアセンブリ（約９０トン）及び発電機アセンブリ（３〜６トン）を含む主要な機械及び電気構成部品は通常、狭いナセル内に詰め込まれ、地上６５〜１２５メートルのところに位置する。大規模な修理には、ロータ及びナセルを塔から取り外すために３３０トンのクローラークレーンが必要である。
【００１５】
[0018]  ＨＡＷＴは通常、発電機を駆動するために約６５：１から最大８５：１を超える増速比の重い多段ギヤボックスを必要とする。ギヤボックスと発電機は両方とも、費用と時間がかかる故障から大きく影響されやすく、これは通常最初の２〜３年以内に発生する。当産業はギヤボックスの信頼性について２０年以上という理論的寿命の目標を達成することができないので、幾つかの風力タービン製造業者はやむなく、直結式低速永久磁石発電機構成などの代替方法を考察している。実現されていない故障間平均時間の目標、１〜２年に制限された必須保証期間、及び、ギヤボックスの高い運転及び保守費用は、予測外の過負荷状態及び／又は潤滑システムの故障によって引き起こされる歯車の歯又は軸受けの故障に直接起因する。
【００１６】
[0019]  既存のＨＡＷＴのギヤボックス設計は、最高の精度レベル（ＡＧＭＡクラス１２及び１３）になるように製造され、設計公差に適合するために費用がかかる工作機械一式及び時間がかかる製造プロセスを必要とする。出荷前に、義務づけられた２４時間の「慣らし運転」を実行し、再循環した潤滑油中に経時的に生じた粒子の増加数を観察して、濾過システムの効率及びギヤボックス自体の「磨耗」の程度を評価する。このプロセスは、２４時間という比較的短時間にギヤボックスの作業効率を顕著に改善するが、粒子が発生すると、これは即座にマイクロピッチング及び磨耗の加速を開始する。
【００１７】
[0020]  ギヤボックスは、１８０°Ｆを超える温度で潤滑性が失われることに非常に敏感であり、ガム及びワニスの蓄積を引き起こし、歯の磨耗及びバックラッシュの蓄積を加速して、突然の過負荷状態による故障が増大する。その結果は、破局的な歯の故障である。最大負荷でギヤボックスから３６０，０００ＢＴＵＨを除去しながら、ホットスポットの発生を緩和するために、再循環システムがギヤトレーン全体に行き渡っていなければならない。また、大型の１．５ＭＷのギヤボックスは通常、２００ガロンの潤滑油を保持することができ、これは半年ごとに交換しなければならない。ギヤボックスのケース、又は関連するパイプ類の再循環及び濾過システムに漏れ又は破断があった場合は、清掃／修復活動を開始しなければならない。
【００１８】
[0021]  これらのギヤボックスは、低い入力速度で高レベルのトルクを伝達するサイズにしなければならない。これは通常、約２１ＲＰＭの速度で回転する１．５ＭＷサイズの風力タービンの場合、最小１．２５倍の設計安全係数の入力トルクで約５００，０００ｆｔ・ｌｂのサイズである。残念ながら、この安全係数は、ギヤボックスの故障を招く主な原因機構であるロータアセンブリによってギヤボックスに伝搬する高度に可変性で非常に大きい負担荷重を扱うのにはとても十分ではない。
【００１９】
[0022]  ギヤボックスの故障は主に、４０メートルの翼長の場合には、翼が回転する度に上死点（ＴＤＣ）から下死点（ＢＤＣ）まで移動するにつれ、最大１．５メートルの曲げ又は撓みによって引き起こされる。翼が８０メートル以上という高度差にわたって広がる速度プロファイルに対応しようとするにつれ、翼の荷重が急速に移動する。クラス４の風の状態及び１／７という電力ウィンドシアーの指数、１０メートルのハブ高さという基準高度で５．８メートル／秒の風速を仮定すると、高さ９０メートルの塔上で直径８０メートルのロータのＢＤＣ位置は５０メートルになり、その速度は１．２５９×５．８（すなわち７．３）メートル／秒になる。しかしＴＤＣの位置では、速度は１．３６９×５．８（すなわち７．９４）メートル／秒になる。風の理論的エネルギーは速度の３乗に比例するので、吸収されるワット／ｍ２はＴＤＣの方が１．２８７倍大きくなる。このように力の成分が大きくなるので、翼が塔に向かって後方に曲がる。翼がＢＤＣへと循環するにつれ、翼は荷重がなくなり、曲がって塔から離れる。この一定の曲げ変動は、非常に短時間における非常に多数の累積疲労サイクルにつながる。通常、１年という期間にわたって累積する疲労サイクルは、周速比が６．４の直径８０メートルのロータで年間平均風速が７．３メートル／秒の場合、名目回転速度が２１ＲＰＭと仮定して、１０００万を超える。疲労サイクルの大きさは、約１ヘルツの周波数で翼毎に±２８．７％の「トルクリップル」パルスで動作する１．５ＭＷサイズの風力タービンアセンブリと同等である。このトルクリップルのみで、早期のギヤボックス故障を招くことがある。しかし、同様の大きさ（又は平均風速の±２８．７％）の突風と組み合わさると、第２項の累積的効果は速度を２倍にする結果となる。これで、（風速の３乗の効果により）変動する風力が８倍に増大するか、又はサイクル毎に名目設計負荷の２．３０倍になる。この過負荷状態に健全な機械設計を提供することは非常にやっかいな問題であり、多数の風力タービンが利用されないまま修理を待っていることの最も大きい理由の一つに見える。
【００２０】
[0023]  流れタービンの周速比が６．０倍から６．４倍では、結果となる風速が、騒音発生の、及び、翼の先端から離れる激しい乱流の渦及び旋回効果の発生の、主な原因メカニズムである。翼の後縁を分離すると、中間周波数の可聴音、すなわち塔の前方を通過する翼の「シューッ、シューッ」という騒音が発生する。騒音発生はＲＰＭの５乗で増大するので、ＲＰＭが２倍になると３２ｄＢＡの増大となる。翼の先端速度は翼の数に比例し、ＴＳＲが６．４でロータの直径が８０ｍの３枚翼の風力タービンでは、相当ＲＰＭが２１、先端速度が２００ｍｐｈになる。これらの先行技術の設計では鳥の殺傷可能性も等しく高くなる。
【００２１】
[0024]  これらの先行技術のＨＡＷＴ設計の乱流の渦及び旋回は、隣接する風力タービンアセンブリの風下及び横風効果の両方を悪化させ、部分的に陰になった隣接する風下及び横風タービンの入射風に誘発される不連続性のレベルを上げる。現在の慣行は、これらの隣接する風力タービンを、風下タービンではロータ直径の１０倍、横風タービンではロータ直径の５倍の距離で隔置することである。風下タービンと横風タービンの両方とも、大型風力発電所の前列の先頭のタービンより信頼性が低いことは周知の現象である。
【００２２】
[0025]  歯車、翼、軸受け及び発電機の信頼性が低いので、１年を超える保証を提供することが困難になり、故障した構成部品によって引き起こされる大きい保証の支払いが発生し、平均故障間隔（ＭＴＴＲ）の期待値に適合するために有意の停止時間及び無力が生じる。欧州風力協会（ＥＷＥＡ）によって編集された故障率のデータは、６０００＋の風力タービンのサンプル母集団中で平均７４００時間未満の平均故障間隔（ＭＴＢＦ）が生じ、平均ＭＴＴＲが１７日以上であることを示す。これは、１年の期間中に、任意の個々の風力タービンが最大１７日の平均期間にわたって修理のために停止すると予測できることを示す。
【００２３】
[0026]  米国エネルギー省／国立再生可能エネルギー研究所のクラス４の風の状態（基準の１０ｍの高度で約５．８ｍ／秒）未満の状態では、多くのシステムは費用対効果が高い方法で運転することができない。また、連邦によって義務づけられた生産税控除（約１．９¢／ｋＷｈ）からの助成金が入手できないので、新しい風力タービンの購入は急速に減少している。最後に、投資税控除及び倍率逓減償却及び最大３０年の償却計画の控除がないのでクラス４の風でも利益が上がる運転は通常不可能である。
【００２４】
[0027]  既存の先行技術の風力タービンには、例外的に低い効率、低い経済性、及び深刻な信頼性の問題以外に幾つかの不都合がある。これらの追加的な不都合は、風力発電所の近所に居住する地元住民に対する感覚の影響に関連する。これは、何マイルも伝わることができる可聴騒音レベルの発生及び不可聴の超低周波騒音の両方、見苦しさ及び塔による視界の妨害、ロータ翼のフリッカ、及び鳥及びコウモリの殺傷率を含む。人口密集地域でのセットバックの要件は通常、陸地の大きい区画を使用して、最小でもロータ直径の５から１０個分である。これらの理由から、主流となっている「近所での建設反対」（ＮＩＭＢＹ）の反対意見により、風力発電所の用地許可を獲得する認可プロセスが全体的に長く困難な問題となる。
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００２５】
[0028]  本発明の目的は、上述した先行技術の設計構成の現在の不備に成功裏に対応する新規のバンド付き風力タービン構成を提供することである。本発明の上記及び他の特徴及び利点は、以下の図面の説明及び好ましい実施形態及びその関連する特徴の詳細な説明を鑑みて当業者には明白になる。
【図面の簡単な説明】
【００２６】
[0030]  図１ａ及び図１ｂは、最大９枚翼（２）で、オープンウェブＩ形鋼（ＯＷＳＪ）の台（３）に載っているものとして示された名目直径２３ｍのバンド付きタービン構成（１）の側面図及び前面図を示す。図１ａは、前方及び後方軸受台軸受けアセンブリ（５ａ）及び（５ｂ）によって支持された主軸ハブアセンブリ（４）から離れて支持されたバンド付きタービン構成（１）を示す。バンド付きタービン（１）は、鳥及びコウモリの殺傷を防止する保護スクリーン（６）を考慮に入れている。電力取り出し部の２つの代替手段が（１０）及び（１１）に図示されている。
【００２７】
[0031]  電力取り出し部の第１の代替物は、「歯」（８）として作用するために外バンド（７）の内部後方の周囲に均一に装着された複数の棒磁石を使用する。高強度ネオジウム鉄ボロンＮ５０永久磁石の相補的な組が、外バンド（７）の内周に配列された一組のこれより小さい直径の遊星取り出しプーリ（９）内に含まれている。磁極は、外バンド（７）と遊星取り出しプーリ（９）のそれとの間に反撥状態を確立するように配向されている。外バンド（７）の棒磁石はすべて、内側に面したＮ極を有し、遊星取り出しプーリ（９）上の棒磁石はすべて、外側に面したＮ極を有する。遊星取り出しプーリのピッチ間隔は、それぞれの磁石の「歯」間に磁気ゼロ（約５０００ガウスの表面場の強さに対して５０ガウス未満）が存在するような間隔である。駆動トルク及びＲＰＭが、外バンド（７）と遊星取り出しプーリ（９）の直径との間の直径に逆比例するそれぞれの遊星取り出し部に連動し、歯の接触がゼロの状態で潤滑を必要とせずに１段の高率増速を実行する。トルクは、接触線応力発生で噛み合う従来の高い公差の歯ではなく、磁界剪断力を介して約０．５０インチの空隙にまたがって結合される。遊星取り出しプーリ（９）はそれぞれ、高効率のＤＣオルタネータ（１０）を駆動する。
【００２８】
[0032]  電力取り出し部の第２の代替物は、より小さいサイズの可変容積油圧ポンプ（３４）に作動油を供給するために、主軸の延長部を使用して、大容積の低速高トルク（ＬＳＨＴ）油圧モータ（１１）を装着する。油圧ポンプはサーボ制御され、所望の発電機（３５）入力速度で回転する。増速は第１の代替物と同様である。複数のこれより小さい容積の並列駆動要素（３４）及び（３５）を使用して、それぞれの高効率オルタネータを駆動するか、又は別の選択肢として、同期速度で作動するこれより小さいグループのこれより大きいＡＣユニットを使用することができる。ピッチ制御連結部（１２）が、貫通穴変換キットで改造した油圧モータ（１１）の中心を通してドライブロッドを提供する。
【００２９】
[0033]  図２は、図１のバンドの断面図の拡大詳細図Ａを提供する。これは、翼のピッチ調整及び外バンド自体のそれへの構造的接続性を可能にしながら、大きい温度差にわたって翼への熱膨張／収縮効果に対応する好ましい手段、及び外バンド（シュラウド）へのその取り付けを図示する。箱桁の複合構造補強要素（１３）及び無潤滑スリーブ支承要素（１５）と関連する軽量空力整形板（１４）について、追加の詳細図が図示されている。ばね予荷重要素（１６）は、翼（２）を翼先端の取り付け点（１７）で縦方向に圧縮させることによって、主軸（４）の回転中心に対して同心で外バンド（７）をセンタリングする働きをする。
【００３０】
[0034]  図３ａ及び図３ｂは、ＮＡＣＡ６４１２の輪郭と同様以上のバンド付きタービン（１）の好ましい薄い断面の翼（２）について、それぞれ１５°及び０°の迎え角における性能曲線を示す。曲線は、翼の迎え角（ＡＯＡ）がゼロから１５°まで変動するにつれ、揚抗比が平均して６６より良好であることを示す。特に注目するのは、１５°から０°まで迎え角が変化する際に、ＣＯＰが翼弦の３３．１％から４６．４％までしか変動しないことである。
【００３１】
[0035]  図４は、成績係数（Ｃｐ）と周速比（ＴＳＲ）との関係を示し、空力抵抗の低下を実現するために翼の輪郭厚さを変動させる影響を強調している。このグラフで示すように、翼の厚さを低減することによって、より高い出力係数を達成することができる。
【００３２】
[0036]  図５は、様々な迎え角（ＡＯＡ）での揚力対抵抗のプロットを示し、先行技術の翼の設計に対して最低１．５倍の向上を達成する可能性を示す。
【００３３】
[0037]  図６は、バンド付きタービン（１）を組み立てる好ましい一連のアプローチを示す。すなわち好ましいＩＳＯ貨物専用コンテナで出荷するために準備する（ステップ１）、ＩＳＯコンテナから取り出し、翼を全開位置まで旋回する（ステップ２）、外バンド（７）区画を取り付ける（ステップ３）、及びコウモリ及び鳥の殺傷防止のために保護スクリーン（６）を最後に取り付ける（ステップ４）である。
【００３４】
[0038]  図７（ａ）及び図７（ｂ）は、１２個一組の直径２３ｍのバンド付きタービンで構成された大型５ＭＷサイズの垂直アレイのそれぞれ側面図及び前面図を示し、２つは重量約５．４トンのＯＷＳＪ台の最も低い層（１８）に装着され、３つは重量約８．１トンのＯＷＳＪ台の第２層（１９）に、４つは重量約１０．８トンのＯＷＳＪ台の第３層（２０）に装着され、３つは重量約８．１トンのＯＳＷＪ台の第４層（２１）に装着されている。垂直アレイの構成は、Ｗｉｌｌｉａｍ  Ｅ．Ｈｅｒｏｎｅｍｏｕｓ（特許第６，７４９，３９９号及び第７，０７５，１８９号参照）によって開示されたものと同様である。バンド付きタービン（１）の構成は、翼先端の乱流の渦及び旋回効果の発生、及び場合によってはそれと間隔が狭い隣接風力タービンの翼先端との相互作用を軽減し、それにより複数のバンド付きタービン（１）を重量約５５トンの軽量の立体フレーム支持構造（２２）に近づけて効率的に配置できるようにする。
【００３５】
[0039]  立体フレーム支持構造（２２）は、台の４つの層（１８、１９、２０及び２１）で構成することが好ましく、それぞれ１６本の重量約１．４トンの柱状の荷重支承用支柱（２３）の組を含む。各筋交い、すなわち支柱（２３）は長さが約９２フィートで、１６，４００ｐｓｉ未満の応力レベルで２５トン以上の柱の荷重に耐えることができ、４組全部の台層を支持するために等辺の立体フレーム構造で構成されている。支持マスト（２４）上に一組４つの荷重伝達接続点（２６）が配置される。支持マスト（２４）は、最大１１個の高さ４０フィートで各重量約６．４トンのモジュール（２５）の組で構成される。塔の基部（２７）は重量約５０トンで、誘発される転倒モーメント及び基部剪断力の荷重、及びその反作用を外周の基礎（３０）に分散させるために直径が大きい支承要素を提供するものとして示されている。３人用の１５００＃容量のマストクライミング作業台（ＭＣＷＰ）（２８）が設けられ、これによって保守の容易性を促進するためにマスト構造（４つの台のレベルを含む）の全レベルにアクセスすることができる。各台層レベルに数組の風速計（２９）が配置され、それぞれの各レベルにおける（タービン翼のピッチ制御フィードバック情報のための）風速の、及び風向きについても正確な情報を提供する。制御アルゴリズムが、新しい風向きへと自身を配向するために塔全体をいつ偏揺れさせるべきかを決定する。
【００３６】
[0040]  図８ａは、塔の基部の断面図を示し、図８ｂの前面図で示された塔基部（２７）の内部構造の詳細図を示す。２４個の荷重支承用の鉄道用台車キャスタ要素（３１）が３組示され、これは塔基部（２７）の名目直径１６ｍの周囲で外周鉄道線路（１３０＃／ヤードの標準的レール）「出縁」（３３）の上下に１５°間隔で均一に配列されている。支持マスト（２４）は、基部（２７）、立体フレーム支持構造（２２）及びバンド付きタービン（１）のアセンブリとともに、複数の鉄道用台車キャスタ要素の分散した支承性能を使用して、単一の構造として偏揺れすることができる。２５ＳＨＰの二重油圧モータ（３２）を使用し、５秒の加速／減速期間にわたって約３０×１０６ｋｇ・ｍ２の塔の慣性を克服することにより、毎秒最大１．２°のスルーレートで塔全体を回転させ、塔を新しい風向きへと迅速に配向して、約０．２ＲＰＭ又は１．２°／秒のスルーレートに到達させる。バンド付きタービン（１）は、半分が時計回り方向に回転し、半分が反時計回り方向に回転して、旋回事象中に発生するいかなる歳差運動の力も解消するように構成される。
【発明を実施するための形態】
【００３７】
[0042]  ＨＡＷＴのバンド付きタービン（１）支持構造（７）は、作業効率の大幅な向上の達成を促進し、約３０％以下という先行技術の実施形態に対して、５０％を超える平均年間成績係数（Ｃｐ）になる。このバンド付き支持構造（７）は、個々の翼（２）に２点支持を提供し、それにより関連する撓み振幅を先行技術の設計の約１／１６まで大幅に低減し、それと共に個々の翼（２）がロータディスクの掃過面積の上死点及び下死点を通過する時に、それに与えられる関連の周期応力を低減する。このように与えられる撓み振幅及び応力が低減されるので、翼弦が長くなり、断面厚さが低減された、より最善の翼のＮＡＣＡ輪郭を使用することが促進される。その結果、先行技術の実施形態に対して、揚抗比がはるかに高くなる（１．５倍以上）。また、バンド付き支持構造（７）を有利に使用すると、より多くの翼（２）を組み込むことができ、その結果、相乗作用の構造エンティティになる。すなわちバンド付き支持構造と翼要素自体の両方に与えられる動的応力を最小化できるエンティティである。このように応力が大幅に低減されると、より低価格の代替製造方法を選択し、より安価で軽量の建設材料を選択することができる。３枚翼の風力タービンという先行技術に対して５枚、７枚又は９枚と翼が増加すると、周速比（ＴＳＲ）がそれぞれ６．４から３．２、２．２９又は１．７８へと低減し、その結果、３０ｄＢ（Ａ）という最小の騒音低下になる。
【００３８】
[0043]  最適な翼のＮＡＣＡ輪郭を使用することが可能であるばかりでなく、翼弦の寸法が翼の半径方向アームと正比例する状態で、翼の前方に突出する区域の形状係数も使用することができ、これによってこの増大した面積がロータディスクの掃過面積の外側５０％から風力の最大９０％を抽出することができ、これに対して先行技術の設計は、ロータディスクの掃過面積の外側約３０％しか使用することができない。より高い効率の翼の設計と組み合わせて、風力エネルギー抽出の正味２．５倍の向上が、先行技術の風力タービンと同じ総掃過面積を有するバンド付きタービンで実現することができる。このような効率の向上は、クラス４の風の場における経済的運転の現在の限界に対して、クラス３の風の場で経済的に運転する能力に直結する。米国では、クラス４の風の場よりクラス３の風の場の方が約４倍使用可能であり、この新しい能力は風力開発の潜在力を大幅に拡大する。
【００３９】
[0044]  バンド付きタービン（１）は、直径２３ｍであることが好ましく、１２メートル／秒の風速で約２４０ｋＷの出力を、最大定格の１６メートル／秒の風速で５６０ｋＷの出力を提供する。それぞれの風速のＲＰＭは下式によって求めることができる。
ＲＰＭ＝ＴＳＲ×風速×６０／（π×直径２３ｍ）
トルクレベルは最大定格出力にて極めて大きく、風力タービンのＲＰＭに反比例する。出力を５６０ｋＷ、すなわち７５０ＨＰと仮定すると、下式になる。
７５０ＨＰ＝トルク（インチ・ポンド）×ＲＰＭ／６３０２５
ここで、ＲＰＭは、５枚翼、７枚翼、又は９枚翼の構成で、ＴＳＲ＝３．２では４２．５、ＴＳＲ＝２．２９では３０．４、ＴＳＲ＝３．２では２３．６である。最高のトルクを必要とする最低のＲＰＭ、すなわち９枚翼の構成で２３．６ＲＰＭという最悪の場合の状況では、その結果の軸トルク出力は約２×１０６インチ・ポンドになる。したがって、翼の先端荷重は２×１０６インチ・ポンド／（４５２インチのトルクのアーム×９枚の翼）又は約５００＃となる。この伝達トルクは、風力タービンの外バンド（７）で印加されるか、又は主軸（４）で直接取り出される。バンド付きタービン（１）は、２つの異なる電力取り出し手段を提供する。
【００４０】
[0045]  第１の手段は、バンド付き支持構造（７）を使用することによって実現される。ロータ直径の外側の磁気「歯」（８）と電力取り出しプーリ（９）の「歯」との公比の結果、バンド付き支持構造（７）はその場の高率増速装置アセンブリとして機能することができる。直径の比率は約７５：１であることが好ましく、合計９０の電力取り出しプーリ（９）がタンデムの約６．００ｋＷのオルタネータアセンブリ（１０）を１８００ＲＰＭで駆動すると仮定するには、電力取り出し部当たり約３００インチ・ポンドの取り出しトルクが必要である。これには、遊星電力取り出しプーリのピッチ直径で作用し、約０．５０インチの空隙にわたって作用する５０＃の磁気結合された剪断力が必要である。バンド付き支持構造（７）は磁気結合「太陽歯車」、すなわち複数の電力取り出し部がある１段分散遊星歯車構成として機能する。伝達されるトルクレベルはこれにより最小化され、使用される電力取り出し部の数に反比例する。高強度ネオジウム鉄ボロンＮ５０磁石は、大きい空隙にわたって非常に高い伝達トルクレベルを提供し、歯の接触及び潤滑がなくなる。外バンドの「ブルギヤ」又は遊星取り出しプーリ（９）の両方にある棒磁石はすべて外側に面し、反発を保証するためにすべてがＮ又はすべてがＳの方向であり、遊星取り出しプーリ（９）のそれぞれの歯の間で有効磁気ゼロが解除されるようなピッチ間隔である。その結果の増速ギヤボックスは、バンド付き支持構造の表面構造内に埋め込まれた磁気歯形態、及び一組のＤＣオルタネータを駆動する関連の遊星取り出しプーリを除き、事実上質量がない。ＲＰＭに比例する出力電流では、ＤＣオルタネータは基本的に固定された出力電圧を有し、これによって個々のバンド付きタービンの各オルタネータからの電圧出力を合計し、その後に合計した出力を高効率ソリッドステートインバータに提供して、グリッド接続に必要な所望の６０Ｈｚ、３相のＡＣ電圧レベルを確立するのに最適となる。
【００４１】
[0046]  電力取り出し部の第２の代替手段は、バンド付きタービン（１）を従来の主軸（４）電力取り出し部に適合させるために同様の能力を実現する低速高トルク（ＬＳＨＴ）油圧モータ（１１）を使用する。バンド付きタービンは、５枚の翼（３．２ＴＳＲ又は約４２．５ＲＰＭ）、７枚の翼（２．２９ＴＳＲ又は３０．４ＲＰＭ）、又は９枚の翼（１．７８ＴＳＲ又は２３．６ＲＰＭ）で構成することが好ましい。これらの構成のいずれも、１２ｍ／秒の風速で２４０ｋＷの出力を、及び（ドライブトレーン／発電システムの過負荷を防止するために巻き上げる前に）１６ｍ／秒の風速で５６０ｋＷの出力を提供する。しかし、ＬＳＨＴ技術を使用することにより、極めて手頃で、安価かつ信頼性が例外的に高く（３２０，０００時間を超えるＢ１０の寿命）、軽量（１．７５トン未満）で高率（主軸のＲＰＭに応じて７６．７：１〜４２．４：１）の速度調整装置を選択することができる。ＬＳＨＴ油圧駆動モータの容積（ｉｎ３／Ｒｅｖ）と被駆動側の可変容量ポンプのそれ（ｉｎ３／Ｒｅｖ）との比率は、所望の発電機軸速度を一定の１８００ＲＰＭに維持することができ、グリッド周波数及び動作電圧要件に同期したままであるように調整される。
【００４２】
[0047]  例示により、９枚翼の構成を使用すると仮定し、バンド付きタービン（１）は、所望の４ｍ／秒のカットイン風速で約６ＲＰＭの初期速度で回転し、約８．７５ｋＷの初期出力電力を生成する。出力を、約１８２０ＲＰＭで動作するＢａｌｄｏｒモデルＰ４０Ｇ３３２の３φ４６０ＶＡＣ４０５Ｔフレームの非常に優れた効率のモータと同様の一組８台の７５ｋＷのモータ／発電機に分割すると、その結果、段階的に７５ｋＷ増分の電力をオンラインにし、直接グリッドに入れる能力が生じる。しかし、これでは風力タービンからグリッドへの効率的な電力伝送を達成するには、ステップが粗すぎる。にもかかわらず、バンド付きタービンが風速の上昇とともに加速するにつれ、７．５ｋＷ増分の絶えず増大するステップで必要とされるような７．５ｋＷの増分をオンラインにできるようにするために、ＢａｌｄｏｒモデルＰ２５Ｇ３１０７の３φ４６０ＶＡＣ２５６Ｕフレームと同様の最大１０台のこれより小さいサイズのブリッジモータ／発電機の専用の一組を使用することによって、所望の結果を達成することができる。１０台の電動発電機がすべて動作すると、追加の７５ｋＷの電動発電機がそれぞれオンラインにされるので、そのスイッチが切られる。この切り換えが「ブリッジ発電機」を構成し、タービンによって抽出されている特定量の風力に発電機出力を一致させることができる、はるかに細かい（出力容量の約１％）粒状度を提供する。この構成は、５６０ｋＷ定格のタービンに名目１０％の過負荷耐量を提供する。さらなる改良点は、任意の望ましい程度の忠実度までの「微調整」を提供する。
【００４３】
[0048]  バンド付き支持構造（７）のさらなる有利な使用によって、Ｗｉｌｌｉａｍ  Ｅ．  Ｈｅｒｏｎｅｍｕｓ（特許第６，７４９，３９９号及び第７，０７５，１８９号参照）によって開示されたものと同様の、垂直アレイで相互にすぐ近くに隣接して配置された複数の比較的小さい風力タービンユニットを適用することができる。バンド付きタービンの構成は、翼の先端における乱流の渦及び旋回効果の発生、及び場合によってはそれと間隔が狭い隣接風力タービンの翼先端との相互作用を軽減し、複数のタービンを軽量の立体フレーム支持構造に近づけて効率的に配置できるようにする。
【００４４】
[0049]  例示により、５，０２６ｍ２の掃過面積を有するＶｅｓｔａｓ  Ｖ８０−２ＭＷなどの先行技術の風力タービンの実施形態とは対照的に、合計１２個の比較的小さい直径２３ｍのバンド付きタービン（１）で構成された垂直アレイの構成は、４，９８６ｍ２というこれに匹敵する総掃過面積を有する。その結果、これらのタービンの配置は、２−３−４−３の垂直アレイであることが好ましく、タービンの第１層はハブ高さ５０ｍ、第２層は７５ｍ、第３層は１００ｍ、及び第４層は１２５ｍに配置される。その結果の構成は、Ｖｅｓｔａの掃過面積と同様の包絡線を有することになる。しかし、その約８０ｍというハブ高さの風速の平均値にしか適合できないＶｅｓｔａのロータと異なり、バンド付きタービン（１）の構成では、それぞれの層の高さそれぞれで最適の効率に合わせて翼のピッチを微調整することができる。
【００４５】
[0050]  それぞれのバンド付きタービンのハブ高さが異なるので、各タービンが地面からの一意のレベルで風速を利用し、ほぼ同じ掃過面積から風力の最大２．５倍を抽出する全能力、すなわち５ＭＷを生成することができる。この出力電力レベルは、５０ｍの初期ハブ高さで１４メートル／秒の定格風速にて達成可能である。１４メートル／秒の風速は、先行技術の風力タービンの設計と同様であり、したがって競合する設計アプローチ間で性能を比較するための有用な判断基準になることに留意されたい。しかし、上層レベルで使用可能なさらに高い風速を考慮する場合、バンド付きタービンの垂直アレイは、１４メートル／秒を超える風速で翼をフェザリングせざるを得ない先行技術の設計で可能であるより高い風速から、最大６７２０ｋＷのピーク出力電力（すなわち１２それぞれで５６０ｋＷ）を提供することができる。バンド付きタービンのこのようなピーク電力能力によって、名目定格５ＭＷの風力タービンアレイのクラス４の風の場で年間発電量（ＡＥＰ）能力を８％増大させ、それを最大約１４．７１ＭｋＷｈ／年に押し上げることができる。
【００４６】
[0051]  また、各バンド付きタービン（１）は、ＤＣオルタネータを使用して、切り換え可能な出力を提供し、これがその後、グリッドと互換性がある専用の一組の高効率ソリッドステートインバータに、又は代替的にエネルギー蓄積手段に供給されることが好ましい。このＤＣ電力は、蓄電池で構成された局所的に蓄積されたエネルギーシステムに、又は（好ましくは）水素を生成するために低価格で高い効率の電解槽を作動させるために効果的に使用することもできる。この解決法は、個々の風力タービンにそれぞれ専用のインバータの組を使用し、したがっていずれか１つのタービンが故障しても、グリッドに供給中の全電力出力能力の１／１２しか失われない。
【図１ｂ】
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【図８ｂ】
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【図１ａ】
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【図２】
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【図３ａ】
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【図３ｂ】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８ａ】
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【国際調査報告】
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