論文
7MW V 字型セミサブ浮体式洋上風車の荷重計算

Load calculation of a 7MW offshore wind turbine on V-shaped semi-submersible
floating structure
中村 昭裕*1
Akihiro NAKAMURA

林 義之*1
Yoshiyuki HAYASHI

松下 崇俊*2
Takatoshi MATSUSHITA*1Development & Design Group, Offshore Wind Turbine Dep., Mitsubishi Heavy Industries, Ltd.
12, Nishiki-cho, Naka-ku, Yokohama, 231-8715, Japan, E-mail: akihiro3_nakamura@mhi.co.jp*2
Alliance Group, Offshore Wind Turbine Dep., Mitsubishi Heavy Industries, Ltd.

Abstract

This paper shows a load assessment method for design of the 7MW offshore wind turbine on
V-shaped semi-submersible floating structure, which will be installed off the coast of Fukushima
prefecture in the Fukushima Floating Offshore Wind Farm Demonstration Project. We calculated the loadof the floating offshore wind turbine by using the coupled model of a wind turbine and a floating structure,
which was tuned based on the tank test results. In the load analysis, asymmetric floater response against
directional wave was considered. Also stability of the floating offshore wind turbine related to blade pitch
control induced vibration was evaluated. It was confirmed that induced vibration converged to small
amplitude and did not have significant effect on fatigue and extreme loads.
キーワード：洋上風力発電, 荷重計算, 方位特性, 翼ピッチ制御励起振動
Key Words：Offshore wind turbine, Load calculation, Direction dependency, Pitch control induced vibration
励起振動）に関して，V 字型浮体風車の安定性評価を１．はじめに世界初の本格的な浮体式洋上ウィンドファームの実行い，荷重への影響について検討した結果を示す．

証研究として「福島復興・浮体式洋上ウィンドファーム実証研究事業」が 2011 年より開始され，複数形式の２．荷重計算モデルと計算条件浮体式風車が福島沖 20km の洋上に係留される計画で
1)

荷重計算モデルの概要と水槽試験データに基づいたある ．当社では本実証研究事業の一環として，世界妥当性検証結果について述べる．計算条件については最大級の浮体式洋上風車となる，V 字型セミサブ浮体波の頻度と波高の方位特性を中心に示す．に搭載した 7MW 洋上風車（以下 V 字型浮体風車）を2.1 計算モデル
浮体式洋上風車の荷重計算は GL Garrad Hassan 社の建造中である．
本稿では当社V 字型浮体風車の設計において実施しBladed2)，DTU の HAWC23)，NREL の FAST4)等，複数た荷重評価手法について述べ，荷重計算結果のうち，の荷重解析ツールを用いて実施し，それぞれの計算結着床式洋上風車に比べて大幅に増加するタワー基部荷果が概ね同傾向となることを確認した．本稿では当社

重を代表して示す．初めに水槽試験の浮体挙動特性評において従来より設計に用いている Bladed の計算結価結果に基づき，風車-浮体連成荷重解析モデルを調整，果を代表して示す．Bladed のモデルは翼素運動量理論検証した結果について紹介する．に基づく風車空力モデル，修正モリソン式に基づく浮次にV 字型浮体風車の波に対する荷重応答の方位特体流体力モデル，そして翼，ドライブトレイン，タワ性と，サイト環境の波方位特性を考慮した荷重評価結ー，及び浮体構造の弾性はりモデルにより構成される．

果について述べる．

使用した Bladed のﾊﾞｰｼﾞｮﾝは Ver.4.3.0.73 である．

最後に浮体式洋上風車の荷重評価で重要となる翼ピ表１に解析対象であるV 字型浮体風車の主要目を示

ッチ制御に起因する不安定振動（以下，翼ピッチ制御

す．風車モデルは三菱重工業製の MWT167/7.05)で，浮体モデルは福島沖の海象条件と本風車搭載を念頭に設*1 三菱重工業（株）洋上風車部 開発設計グループ(〒231-8715 横浜市中区錦町 12 番地)
E-mail: akihiro3_nakamura@mhi.co.jp*2 三菱重工業（株）洋上風車部 事業化推進グループ（原稿受付：2014 年5月26 日）

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計した V 字型セミサブ浮体 6)である．図 1 に V 字型浮体風車の概念図，浮体運動座標系，方位図を示す．
2.2 計算モデルの妥当性検証
当社所有の大型水槽設備にて縮率 1/64 浮体模型を― 52 ―

2014 年

7MW V 字型セミサブ浮体式洋上風車の荷重計算

NNW
NW

NNE

センターコラム上NE

WNW

ENE

150m

W

E

WSW

ESE

ピッチ

SW
17m

SSW

SE
SSE

S

106m

1.0
0.50.00

図 1 概念図，浮体運動座標系，方位図

1020
波周期[s]

30

ロール（Ｅ波）2.0
1.5
1.00.50.00ロール

センターコラム上105m

1.5

ピッチ角/波振幅[deg/m]

ピッチ角/波振幅[deg/m]

N

ヒーブ

解析
水槽試験

1020
波周期[s]

30ヒーブ（Ｅ波）

2.5
2.0
1.5
1.00.50.00

用いて実施した波浪中応答試験の結果 7)に基づき，荷ロール角/波振幅[deg/m]

浮体

ヒーブ変位/波振幅[m/m]

風車

ピッチ（Ｅ波）2.0

kW－－mmm/s－tm

ロール角/波振幅[deg/m]

7,000
アップウィンド
油圧式
16710512V字型セミサブ
26,000171020波周期[s]

30

ヒーブ変位/波振幅[m/m]

表 1 主要目
定格出力
ロータ位置
ドライブトレイン
ロータ直径
ハブ高さ
定格風速
型式
排水量
稼動時喫水

ピッチ（Ｓ波）2.0
1.5
1.00.50.001020
波周期[s]

30

ロール（Ｓ波）

2.0
1.5
1.0
0.5
0.0
01020
波周期[s]

30

ヒーブ（Ｓ波）

2.5
2.0
1.5
1.00.50.001020
波周期[s]

30

図 2 規則波中応答（解析と水槽試験の比較）

重計算モデルの調整，検証を行った．自由応答や以下
ピッチ角 有義値[deg]に示す規則波及び不規則波応答において，解析の応答量が試験と一致，またはそれを若干上回るように，浮体流体力モデルの減衰係数を調整した．
図 2 に代表的な検証項目である規則波中における浮体の周波数応答関数の解析結果と水槽試験結果の比較

1.51.0波」，南からの波を「S 波」などと表記する．波応答の大きな波周期や浮体の復原力と慣性力で定まる同調周期が解析と試験で概ね一致している．また E 波と S 波で波応答特性が異なることが確認できる．
図 3 に不規則波中における浮体ピッチ応答の統計値の解析と試験の比較を示す．波条件は定格運転時と波

水槽試験

0.5

解析

0.0

ピッチ角 最大・最小値[deg]を示す．なお本稿では波向について，東からの波を「E2.06420‐2-2‐4-4‐6-67.5s

13.0s

7.5s

13.0s

13.0s

波周期2.0m

11.7m

2.0m

11.7m

7.0m

波振幅

W波

波方位E波

浪時を想定した 2 条件としている．ただし W 波についS波

図 3 不規則波中応答（解析と水槽試験の比較）てはサイトの海象条件を考慮して波浪時の波高を 0.6倍に減じている（2.3 節に詳述）．前述の通り，流体力モデルの減衰係数調整において，解析の応答量が試験て，観測データ等 8) 9) 10)に基づき設定したものを用いた．と一致，またはそれを若干上回るように設定すること

環境条件の概要を表 2 に示す．
また独立行政法人港湾空港技術研究所

で，荷重評価上安全側のモデルとしている．なお波高
0.6 倍の W 波の浮体ピッチ応答量が E 波と S 波の応答（NOWPHAS）の沖波データを用いて極値統計解析に量と同程度となっており，V 字型浮体の波応答の方位より算出した再現期間 50 年の方位別有義波高と，これ特性が確認できる．に基づいて設定した設計波高モデル 11)を図 4 に示す．

2.3 計算条件

本設計波高モデルより SW～N 方位の設計波高は，表風況及び海象条件はV字型浮体風車

2 の再現期間 50 年の 3 時間有義波高を 0.6 倍に減じた

設置サイトの福島沖を想定し，「福島復興・浮体式洋上値とした．同じく NOWPHAS の沖波データより算出

ウィンドファーム実証研究事業」のコンソーシアムにした波の方位別出現頻度 11)を図 5 に示す．陸側からの(1) 環境条件波である W 波の頻度が極端に低くなっている．
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日本風力エネルギー学会 論文集

表 2 環境条件の概要（福島沖）項目
風速(ﾊﾌﾞ高さ)
乱流強度
べき指数

波

水流条件値
7.6
年平均、10分間平均50.7
再現期間50年、10分間平均12
基準乱流強度0.14
発電時0.1
暴風時
1.41
年平均、平均有義波高
6.2
年平均、平均有義波周期11.7
再現期間50年、3時間有義波高
13
再現期間50年、3時間有義波周期波のｽﾍﾟｸﾄﾙ ： ﾋﾟｱｿﾝ・ﾓｽｺﾋﾞｯﾂ
1.5
再現期間50年

表 3 荷重ケース（抜粋）
単位m/sm/s
%－－ms
ms

分類

DLC名

DLC説明

荷重の部
分安全率

終極
荷重

DLC6.1

暴風

1.35

疲労
荷重

DLC1.2発電
DLC2.4 停電を含む故障
DLC3.1
始動
DLC4.1
通常停止
DLC6.4待機1風波方位条件
風向波向16方位
9方位-8,0,8(E~S~(E~S~W)
deg
W~N)

風向偏差

-8,0,8deg

4方位(E,S,W,N)

3方位(E,S,W)m/s

３．荷重計算結果
NNW
NW

15

NNE

部荷重について，V 字型浮体風車の波に対する荷重応

NE

10WNW

前記荷重計算モデル及び条件にて算出したタワー基

N答の方位特性と，当サイトの波方位特性に着目して述ENE

5W0べる．図 6 にタワー基部座標系を示す．
3.1 タワー基部終極荷重

E

各風向，波向におけるタワー基部合成モーメント
WSW

ESE

SW(Mxy)の最大値について，E 波・E 風における値を 1 とした時の比を図 7 に示す．なおここでは簡単のため，

SE
SSW

SSE

表 3 で示した風向･波向条件のうち，風向は 4 方位，波S
荷重効果の再現期間50年相当の方位別有義波高 （m）
設計波高モデル （m）

図 4 方位別設計波高モデル

向は 5 方位を抜粋して示す．
11)

波向に対する荷重応答の方位特性に着目すると，全方位一律の波高に対する荷重応答は浮体応答が大きい

NNW

0.2

NNE

0.15

NWW 波で卓越した．ただし実際の設計波高は前章で述べNた通り，SW～N 波で 0.6 倍となるため，全方位概ね同NE等レベルの荷重値となった．

0.1
WNW

ENE

風向に対する荷重応答に関しては波向のような顕著

0.05
Wな方位特性は確認できないが，タワー基部モーメントE0が比較的大きくなる風向条件は，波応答による荷重のWSW

ESE発生方向と風荷重の方向が一致する場合や，ロール方SWSESSW

向に比べて復原力が小さく風荷重による定常傾斜が大SSE

きいピッチ方向の E 風，W 風の条件など，複数の事象

S

図 5 波の方位別出現頻度11)の組合せで決まっている．
3.2 タワー基部疲労荷重

設計荷重計算は IEC-61400-3,各風向，波向におけるタワー基部モーメント（Mx，Ed.110)に従い実施したが，本稿では浮体の動揺によっMy）の疲労等価荷重について，E 波・E 風におけるて着床式洋上風車に比べて大幅に増加するタワー基部My の疲労等価荷重を 1 とした時の比と，方位別の波荷重に着目し，タワー基部荷重の評価において重要との出現頻度を図 8 に示す．ここでは簡単のため，波のなる荷重ケースのみを抜粋して紹介する．抜粋した荷出現頻度は 4 方位に代表させ，風向と波向が同一の条重ケースの一覧を表 3 に示す．終極荷重計算ケースは件についてのみ紹介する．なお N 波・N 風の荷重値にV 字型浮体風車においてタワー基部荷重が最大となっは対称で同条件である S 波・S 風の値を流用した．4た DLC6.1(暴風)の計算結果についてのみ示す．疲労荷

方位の合成値は，風速別の出現頻度に波の方位別の出重は DLC1.2(発電)，DLC2.4(停電を含む故障)，DLC現頻度を乗じて求めた各荷重ケースの出現頻度を用い3.1(始動)，DLC4.1(通常停止)，DLC6.4(待機)の計算結て算出した．

(2) 荷重ケース

果より算出した疲労等価荷重を示す．なお

終極荷重と同様に W 波の疲労等価荷重が大きくな

WNW~N~ENE 波は WSW~S~ESE 波と対称で同一条件ったが，W 波の出現頻度が小さいため，4 方位の合成のため荷重計算を省略する．

値としては W 波の荷重値の影響は小さい．

Journal of JWEA

― 54 ―

2014 年

7MW V 字型セミサブ浮体式洋上風車の荷重計算

4.1 線形モデルによる安定性評価

z(1) 線形モデル

以下に線形モデルの運動方程式を示す．
浮体運動は通常 6 自由度の剛体運動を考えるが，

SyMy

Mx

ここでは簡単のため，浮体ピッチ方向の 1 自由度運動方程式として表す．浮体ピッチ角を ，慣性係数を I ，xW

減衰係数を D ，復原力係数を K ，ハブスラスト力を F ，NE

重心位置とハブ中心位置の高さ方向の距離を L とすると浮体の運動方程式は次式となる．

タワー基部

ﾀﾜｰ基部ﾓｰﾒﾝﾄ(Mxy) 終極荷重比[-]

図 6 タワー基部座標系(タワー基部固定)I  D  K  FL

2.0(1)

全方位波高一律
1.5

方位別波高設定（波向SW～W：波高0.6倍）

ロータの運動方程式はロータ回転角速度をω，ロー1.0

タ慣性モーメントを J ，空力トルクを T とし，負荷トルク Tgen と負荷トルク指令 Td について T gen  Td と仮0.5

定すると，次式の 1 次遅れ系で表される．

0.0J  T  Td

E S W E S W N E S W N E S W N E S W 風向ESESSWW

ハブスラスト力 F と空力トルク T は，相対流入風速

図 7 タワー基部終極荷重の比（E 波・E 風基準）

1.5

(2)

波向

U ，翼ピッチ角 ，ロータ回転角速度  の関数とし，これらの平衡点をそれぞれU 0 ， 0 ， 0 ，変分量を U ，
 ，  として，平衡点周りでテイラー展開すると次式が得られる．

ﾀﾜｰ基部ﾓｰﾒﾝﾄ(Mx) 疲労等価荷重比[‐]ﾀﾜｰ基部ﾓｰﾒﾝﾄ(My) 疲労等価荷重比[‐]波の方位別出現頻度[‐]

1.0F U , ,   

0.50.0T U ,  ,   
図 8 タワー基部疲労等価荷重(Wöhler 係数:4)の比F U 0 
F  0 
U 
UF 0   F U 0 , 0 , 0 (3)T  0 
T U 0 
U 

U
T 0   T U 0 ,  0 , 0 

(4)（E 波・E 風の My 基準）
ここで相対流入風速U は風速をU W とし，浮体ピッチ動揺を考慮すると次式となる．

４．翼ピッチ制御励起振動に関する安定性評価
浮体式風車では定格運転域の翼ピッチ制御に起因する風速に対するスラストカーブの負傾斜が，浮体の同U  U W  L

調周期における回転運動において負減衰として働き，(5)自励振動を生じることがある 12)．V 字型浮体風車につまた翼ピッチシステムは時定数 P の一次遅れ系といて，この翼ピッチ制御励起振動に関する安定性評価を行い，タワー基部荷重への影響について検討した．

し，翼ピッチ角指令を d とすると次式となる．

まず翼ピッチ制御励起振動の理解のため，簡易な線形モデルを用いた安定性評価について説明する．続いてBladed を用いた翼ピッチ制御励起振動の荷重への影響 P   d  (6)

評価について示す．
Vol.38, No.3

― 55 ―

日本風力エネルギー学会 論文集

以上の式(1)～(6)をラプラス変換し，翼ピッチ角指令

したがって静水面上で生じる翼ピッチ制御励起振動は，

 d を入力，ロータ回転角速度  を出力とした伝達関数

浮体ピッチ角片振り振幅が約 0.7deg まで達したところに整理することで制御対象の線形モデルが得られる．

でリミットサイクルに収束すると推定される．

制御器については，翼ピッチによるロータ回転角速

4.2 翼ピッチ制御励起振動の荷重への影響評価

度制御を線形の PI 制御とし，ゲイン設定は陸上機と同翼ピッチ制御励起振動の荷重への影響について，2等とした．トルク制御は定格トルク一定指令とした．

章で示した Bladed の荷重計算モデルにより評価を行

図 9 に線形モデルのブロック図を示す．

った．まず浮体ピッチ振幅の収束値を Bladed による非定常計算により評価し，前節の線形モデルによる評価結果と比較した．図 11 に風車発電時，波無しの条件に≪制御対象≫
浮体ﾋﾟｯﾁ角

ﾊﾌﾞｽﾗｽﾄ力
風速+-おける，定常風ステップ応答（風速 10→14m/s）の+++相対流入
風速(浮体ﾋﾟｯﾁ応答特性)

Bladed 解析結果の時刻歴波形を示す．風速が定格風速

ﾅｾﾙ
前後速度を上回ると翼ピッチ制御励起振動が発達し，浮体ピッ
チ角片振り振幅約 0.5～0.7deg で収束しているのが確≪翼ﾋﾟｯﾁ制御≫
ﾛｰﾀ回転角速度指令(=const.)

翼ﾋﾟｯﾁ角翼ﾋﾟｯﾁ角指令-+

ﾛｰﾀ回転
角速度

空力ﾄﾙｸ
(PI制御器)+++(ﾋﾟｯﾁｼｽﾃﾑ)+-

項が存在するため，ピッチ運動にピッチの同調周期の(ﾛｰﾀ慣性)

負荷ﾄﾙｸ

振動とヒーブの同調周期の振動が混在しているが，自(発電機ｼｽﾃﾑ)≪ﾄﾙｸ制御≫認できる．当浮体ではピッチ運動とヒーブ運動の連成

負荷ﾄﾙｸ指令

励振動においてはピッチの同調周期における振動が支(=const.)

図 9 線形モデルのブロック図

配的であり，浮体ピッチ振幅の収束値は 1 自由度のみを考慮した線形モデルによる評価結果と概ね一致して(2)安定性評価結果前項で導出した線形モデルをいる．

用いて，ロータ回転角速度指令  d から実ロータ回転

ここで翼ピッチ制御励起振動の終極荷重への影響に角速度  までの一巡伝達関数の極配置図を，浮体ピッついて考えると，片振り振幅 0.7deg 程度の浮体ピッチ

チ角片振り振幅をパラメータとして描画したものを図

同調周期の振動により発生する荷重は，暴風波浪時の10 に示す．浮体ピッチ運動の減衰は浮体ピッチ角の振荷重に比べて十分小さく，問題にならないレベルと言幅に依存する．そこで浮体ピッチ角片振り振幅ごとにえる．

水槽試験より同定した減衰係数 D をそれぞれ用いた．
風速[m/s]

なお風速は風速に対するスラストカーブの負の勾配が大きく不安定性の強い定格風速を少し上回る 14m/s とした．
極（図の”×”）が右半平面に存在する時に系は不安定，

浮体ピッチ角[deg]チ角片振り振幅約 0.7deg 以上で安定化することがわかる．この理由としては，振幅約 0.7deg 以上で浮体の流体減衰が空力の負減衰を超過したためと考えられる．

虚軸

1.0

1412108

左半平面に存在する時に系は安定となるが，浮体ピッ0.5

160.8 0.7 0.6 0.4 0.2 [deg] ： 浮体ピッチ角
片振り振幅

1.51.00.50.00500

1500
1000時間[s]20002500

図 11 Bladed 時刻歴波形0（風車発電時，波無し，定常風ステップ応答）
次に翼ピッチ制御励起振動の疲労荷重への影響を安定-0.5-5

不安定0実軸Bladed を用いた非定常解析により評価した．図 12 に
5x 10-3

図 10 線形モデルの極配置図
Journal of JWEADLC 1.2（平均風速 14m/s 変動風，有義波高 1.98m 不規則波）におけるタワー基部モーメント(My)の周波数特性を示す．浮体ピッチ同調周期における翼ピッチ制御― 56 ―

2014 年

7MW V 字型セミサブ浮体式洋上風車の荷重計算

励起振動による荷重は，波応答による荷重に比べて小浮体風車の運動性能，荷重特性，制御安定性等に関すさく，疲労荷重への影響は小さいことが分かる．

る実機検証を行い，浮体式洋上風車の経済性及び安全

また同図に不規則波の有義波高を設計波高の 1/2，1/4性の向上に取り組む計画である．

倍とした時のタワー基部モーメントの周波数特性を示す．波高が小さいほど翼ピッチ制御励起振動によるタ謝辞
本研究は経済産業省資源エネルギー庁の浮体式洋上

高時の翼ピッチ制御励起振動増幅による荷重増加量よウィンドファーム実証研究事業の一環として実施しまり，波応答低減による荷重減少量が大きく上回るため，した．本研究を実施するにあたり，ご指導頂きました

表 4 に示す疲労等価荷重としては設計波高時の方が大関係者の方々並びに本実証試験の実現に向けて尽力さきい．したがって 3.2 節に示した設計波高における疲れているコンソーシアムメンバーの方々に感謝の意を

労荷重評価結果は安全側の設計値と言える．

表します．

タワー基部モーメント(My)[kNm]

ワー基部荷重が大きくなることが分かる．しかし低波参考文献

30000
浮体ピッチ同調周期

20000

波応答

1) Fukushima floating offshore wind farm demonstration project,
Hs=1.98[m]Hs=0.99[m]Hs=0.50[m]10000

http://www.fukushima-forward.jp/pdf/pamphlet3.pdf
2) GL Garrad Hassan, Bladed User Manual Ver.4.3, 2012.
3) Larsen, T. J. and Hansen, A. M., How 2 HAWC2, the user's
manual, Risø-R-1597(ver.4-3)(EN), 2012.

000.05

0.1

0.15

0.2

0.25 周波数[Hz]20106.7544) Jonkman, J.M. and Buhl, M. L., Jr., FAST User’s Guide,

周期[s]Technical Report NREL/EL-500-38230, 2005.

図 12 タワー基部荷重の周波数特性(DLC1.2，14m/s)

5) 宇麼谷, 野口, 内田, 柴田, 河合, 納富, 風力発電（洋上風車の開発状況）, 三菱重工技報, Vol.50, No.3, pp49-55, 2013

表 4 タワー基部疲労等価荷重(DLC 1.2，14m/s)
有義波高(Hs)
ﾀﾜｰ基部ﾓｰﾒﾝﾄ(My)
疲労等価荷重 (Wöhler係数:4)1.98m(設計波高)

10.99m6) 太田, 小松, 伊藤, 熊本, 日本の海域に調和する洋上風車

0.50m（設計波高×1/2） （設計波高×1/4）

0.60

0.43

浮体の開発, 三菱重工技報 Vol.50, No.2, pp27-31, 20137) M. Ohta, M. Komatsu, H. Ito, H. Kumamoto, Development of aV-shaped Semi-submersible Floating Structure for 7MW Offshore（Hs=1.98mの荷重比）

Wind Turbine, International Symposium on Marine and Offshore
Renewable Energy, 2013

５．おわりに「福島復興・浮体式洋上ウィンドファーム実証研究

8) 土谷, 石原, 福本, 助川, 大窪, 洋上風力発電導入に向け事業」にて実証研究を進めている V 字型浮体風車につた洋上風況観測, 第 19 回風工学シンポジウム論文集 ,いて，水槽試験結果を元に調整，検証した風車-浮体連

pp.121-126, 2006

成解析モデルを用いて荷重計算を行った．浮体の波に

9) 海上技術安全研究所, 日本近海の波と風データベース（詳

対する荷重応答の方位特性とサイト環境の波方位特性

細版, 2006.3.7）を考慮した荷重評価を行い，波と風方向の組合せによ

10) IEC 61400-3 Ed.1: Wind turbines-Part 3: Design requirements

るタワー基部荷重の変化を設計に反映した．

for offshore wind turbines, 2009

またV 字型浮体風車の翼ピッチ制御励起振動に関す

11) 本田, 太田, 石井, 洋上風力発電設備における波の設計

る安定性評価を行い，自励振動が小振幅でリミットサ条件に関する方位性の導入, 日本風力エネルギー学会 論文

イクルに収束することを確認し，疲労及び終極荷重に集 Vol.37, No. 2, pp.33-40, 2013

おいて自励振動による荷重が通常の風応答や波応答に

12) Jonkman, J.M, Influence of control on the pitch damping of a

よる荷重に比べて十分小さいことを確認した．

floating wind turbine, 46th AIAA Aerospace Science Meeting, Reno,

今後予定されている福島沖の実証試験にて，V 字型

Vol.38, No.3

US, 2008― 57 ―

日本風力エネルギー学会 論文集