JP2018111483A - 係留システム及び方法 - Google Patents

Abstract

【課題】海流発電システムにおいて、環境の変化に対し安定した発電効率を確保し、低コストな係留システムを提案する。
【解決手段】係留システムは、ペイロードに対して移動する流体にペイロードを展開し、ペイロードをアンカーポイントＡＮから流体の移動経路にわたる位置に設置するためのものである。係留システムは、主テザーТＭと、主テザーの第１端に取り付けられ、アンカーポイントに固定されるアンカー手段と、主テザーの第２端に取り付けられ、流体に浸した主帆手段ＨＳとを備える。ペイロードは、主テザーの第２端に取り付けられ、主帆手段に対して移動する流体は、主帆手段に流体力学的揚力を生成して、ペイロードを流体の移動経路に対して横方向に引っ張る。
【選択図】図１

Description

関連出願の相互参照
本出願は、２０１６年１０月２１日に、米国特許商標庁に出願する米国仮特許出願第６２／４１０８８１号の優先権を主張し、その全開示を参照により本明細書に組み入れることとする。

本開示は、新しい概念の係留システム及びその方法に関するものである。

速度Ｖで断面積Ａを流れる密度ρの流体の力学的パワーは
である。
黒潮と湾流の流速は、１〜２ｍ／ｓを超えることがある。黒潮の断面積エネルギーは４〜１０ＧＷの間で変動し、年間平均は約６ＧＷであり、湾岸の断面積エネルギーは５〜２５ＧＷで変動し、年間平均は約１２ＧＷである。しかし、海流のエネルギーを利用することは多くの困難がある。海流発電には大きな発展性があっても、実用的かつ経済的なシステムの実現にはいくつか重大な困難に直面する。もう一つの問題は、海流発電システムの効率に影響を及ぼす水流速度コア（ｃｕｒｒｅｎｔ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｃｏｒｅｓ）のトラックの変化（又は蛇行と称される）である。また、地理的位置に関連するもう一つの問題は、これらの海域で台風又はハリケーンが頻繁に発生することである。

重要な問題の1つは、海底の深さにより海洋建設に伴って潜在的な高コストになる。黒潮では、海流が流れる多くの領域が１０００ｍよりも深く、一部が３０００ｍよりも深いである。台湾の近傍では、緑島北部への海底隆起だけで水深４００ｍ未満の海底が見出されることができる。しかし、その隆起は、硬い安山岩の可能性が高く、その上面にはほとんど堆積物がない。これによって、埋め込みアンカーは、不適用の可能性が高くて、この深さでの打ち込みのコストが非常に高価になる。その固着の困難以外、海底隆起において比較的浅い丘の面積が限られている。従来の下流係留方法が使用される場合、その制限される足場では、大規模な電力システムのための多数のタービンを係留することができない。また、フロリダ海流の場合、フロリダ海峡（Ｆｌｏｒｉｄａ Ｓｔｒａｉｔｓ）の海底は、海岸から５００ｍ以上の深さまで徐々に傾斜して、水流の速度コアが海岸から約３０ｋｍの距離にある。海洋建設の基準に基づいて、５００ｍは依然として非常に深い。フロリダ海峡の下の地形は、南部のマイアミテラス（Ｍｉａｍｉ ｔｅｒｒａｃｅ）の地域を除いて比較的平坦であり、多くの地域は泥、砂又は堆積物に覆われる。しかし、この領域での固着は異なる問題に直面することがある。サンゴ及び深い岩礁が幅広い存在するため、高速コアの流軸は実際、アンカーに適切として判別される領域の外に位置する。

もう一つの問題は、海流発電システムの効率に影響を及ぼす水流速度コアのトラックの変化（又は蛇行と称される）である。例えば、北緯２３度に沿って、台湾近傍の黒潮では、平均水流軸（流速＞１．２ｍ／ｓｅｃ）は、夏から冬にかけて約３ｋｍを偏移し、海岸までの最短距離は約２１ｋｍである。春には、その流軸は陸上から外方に約１６ｋｍを偏移する。平均０．８ｍ／ｓの流速境界もほぼ同じ量を偏移する。フロリダ海流において、海洋モデルのシミュレーションでは、北緯２７度付近、且つ水深５０ｍの海流速度コアの季節的偏移が約１０ｋｍであることを示す。これは測定結果と一致している。パワーキャプチャが流速の３乗に比例することを考慮すると、海流蛇行に適応する能力は、システムの容量係数を大幅に向上させることができる。

日本では、黒潮の「大蛇行」の問題は特に深刻である。図３９に示すように、１０年平均の高エネルギー密度帯は海岸に近いように見えるが、過去に観測された実際の海流流路は、２つの典型的な安定タイプでより広い範囲に分布する。大部分の時間では、海流が「非大蛇行（ＮＬＭ）」と称される第１種類の流路に従って、大隅諸島と紀伊半島との間の海岸に接近して流れる。紀伊を通過した後、海流は時には沿岸流路（ｎｅａｒ ｓｈｏｒｅ ｐａｔｈ， ｎＮＬＭ）をとって、時には沖合流路（ｏｆｆｓｈｏｒｅ ｐａｔｈ， ｏＮＬＭ）をとる。他の時では、海流は、四国の南に進入した後、海岸から偏移して離れた「大蛇行（ＬＭ）」と称される第２種類の流路をとる（Ｋａｗａｂｅ Ｍ．Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｕｒｒｅｎｔ ｐａｔｈ， ｖｅｌｏｃｉｔｙ， ａｎｄ ｖｏｌｕｍｅ ｔｒａｎｓｐｏｒｔ ｏｆ ｔｈｅ Ｋｕｒｏｓｈｉｏ ｉｎ ｒｅｌａｔｉｏｎ ｗｉｔｈ ｔｈｅ Ｌａｒｇｅ Ｍｅａｎｄｅｒ． Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｐｈｙｓｉｃａｌ Ｏｃｅａｎｏｇｒａｐｈｙ １９９５， ｖｏｌ． ２５， ｐ． ３１０３を参照する）。最近の大蛇行は、２００４年から２００５年に発生し、１年以上続いて、図３９に示す１０年間平均高エネルギー密度帯の期間内に発生した（海洋エネルギーＷｅｂＧＩＳデータセット（東京大学及びＪＡＭＳＴＥＣ（日本国立研究開発法人海洋研究開発機構）のＭａｒｉｎｅ Ｅｎｅｒｇｙ Ｗｅｂ ＧＩＳ Ｄａｔａｓｅｔ、オンラインで利用可能なアドレス：ｈｔｔｐ：／／ｗｗｗ．ｔｏｄａｉｗｗ３．ｋ．ｕ−ｔｏｋｙｏ．ａｃ．ｊｐ／ｎｅｄｏ＿ｐ／ｊｐ／ｗｅｂｇｉｓ／ （ａｃｃｅｓｓｅｄ ｏｎ １０ Ｏｃｔｏｂｅｒ ２０１６）を参照する）。即ち、発電システムがその海流帯、特に東部地域に設置される場合、システムは通年に相当量の発電がないことがある。流体力学的パワーシステムにとっては、年率０．８〜０．９の能力係数は高いが、大規模な投資として、時折、１年以上にわたる停電が許容されるはずがない。記録（匿名．黒潮、気象庁ウェブサイト（Ｊａｐａｎ Ｍｅｔｒｏｌｏｇｉｃａｌ Ａｇｅｎｃｙ ｗｅｂｓｉｔｅ）， Ｄｅｃ． ２０， ２０１３、オンラインで利用可能なアドレス：ｈｔｔｐ：／／ｗｗｗ．ｄａｔａ．ｊｍａ．ｇｏ．ｊｐ／ｋａｉｙｏｕ／ｓｈｉｎｄａｎ／ｓｏｕｇｏｕ／ｈｔｍｌ＿ｖｏｌ２／２＿２＿２＿ｖｏｌ２．ｈｔｍｌ （Ａｃｃｅｓｓｅｄ Ｊｕｎｅ ２０１６））によると、１９０５年以来、１０回の大蛇行期間があり、それぞれ１年から１０年まで続き、これらの期間の合計は約４０年である。ＮＬＭ期間中に、時折の短期間の海岸偏移にもかかわらず、流軸は岬から約３０〜５０ｋｍ離れる。しかし、大蛇行（ＬＭ）期間では、その距離は大きく変動して１００〜３００ｋｍまで増加する。これによって、これは日本南部の黒潮の潜在的な発電にとって非常に深刻な問題である。また、海洋渦と台風も海中の海流方向の短期的変化を引き起こす可能性がある。発電システムは水中浮遊状態に維持する必要があるため、このような流れのパターンへの適応は、大規模実施の要求と深海の状況を考慮する必要がある。更にまた、地理的位置に関連するもう一つの問題は、これらの海域で台風やハリケーンが頻繁に発生することである。

商業会社と学術研究は、様々な海流発電システムの概念及び設計を提案している。上記システムの大部分は、それぞれの浮体ユニットのために個別のアンカーを適用する。Ｃｈｅｎの設計（Ｃｈｅｎ Ｆ． Ｔｈｅ Ｋｕｒｏｓｈｉｏ Ｐｏｗｅｒ Ｐｌａｎｔ． Ｓｐｒｉｎｇｅｒ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｐｕｂｌｉｓｈｉｎｇ Ｓｗｉｔｚｅｒｌａｎｄ ２０１３）の場合でも、大型プラットフォームは多くの別々のラインで係留される。個別独立した固着は、浅海における潮汐力に対しては通常の設置であるかもしれないが、深海フローティングシステムに適用する場合は非常に高価である。大規模な海流からエネルギーを抽出するため、広い地域を覆う大量のタービンが必要である。深海底の広い地域に分布する多数の個々のアンカーポイントは、海洋建設の複雑さと長時間作業の必要を意味する。多くのフローティングシステムの個々の係留は、海流方向の変更による干渉を回避するように、係留ラインを短くし、システムをまばらに分布する必要があることを意味する。これにより、海底面積の使用は非効率的であり、重力アンカーが使用される場合、係留ラインが短いために、その使用も非効率的である。また、桐生の研究（Ｋｉｒｙｕ Ｙ．日本のエネルギー自立への道（日本），２０１５年、オンラインで利用可能なアドレス：ｈｔｔｐ：／／ｗｗｗ．ｓａｋｉｎａｖｉ．ｎｅｔ／ｅｎｅｒｇｙ／ｋｕｒｏｓｉｏ１．ｈｔｍｌ （Ａｃｃｅｓｓｅｄ Ｊｕｎｅ ２０１６）、日本特許５６２２０１３及び特許５６５６１５５を参照）に海流蛇行、特に大蛇行の問題を考慮した以外、上記の設計には考慮することはない。個々の短い係留ラインの使用は、発電システムが基本的な位置固定システムであり、大蛇行の状況は言うまでもなく、海流流路の短期的な変化に適応するために適切な位置調整を行うこともできない。桐生の「エネルギー船」の概念では、水中浮遊システムと比べて、表面浮遊型動力船（ｓｕｒｆａｃｅ ｆｌｏａｔｉｎｇ ｐｏｗｅｒ ｖｅｓｓｅｌｓ）の使用は、特に暴風雨ではシステム安定性の問題があり、コストの問題もある。

本開示の目的によれば、係留システムは、ペイロードに対して移動する流体に前記ペイロードを展開し、ペイロードをアンカーポイントから流体の移動経路にわたる位置に設置するためのものである。前記係留システムは、主テザーと、主テザーの第１端に取り付けられ、アンカーポイントに固定されるアンカー手段と、主テザーの第２端に取り付けられ、流体に浸した主帆手段とを備える。ペイロードは、主テザーの第２端に取り付けられ、主帆手段に対して移動する流体は主帆手段に流体力学的揚力を生成して、ペイロードを流体の移動経路に対して横方向に引っ張る。

より好ましいことは、主帆手段は、ペイロードの位置をアンカーポイントに対して横方向に変更するように、流体力学的揚力の大小及び方向の変更を引き起こすことができる揚力調整手段をさらに備えることができる。

より好ましいことは、係留システムは、主帆手段上に位置される複数の調整可能なバラスト機構をさらに備えることができ、調整可能なバラスト機構は、ウィンチと、滑車と、バラストウエイト及び１組のブイが取り付けられるエンドレスロープとを備えることができる。

より好ましいことは、主帆手段は、主帆手段の形状を支持するための内側フレーム及び複数の外側フレームを有するリブシステムをさらに備えることができる。

より好ましいことは、ペイロードは、流体力学的パワー（ｆｌｕｉｄ ｋｉｎｅｔｉｃ ｐｏｗｅｒ）を変換するための少なくとも１つの発電タービンを備えることができ、主帆手段は、発電タービン上の主帆手段の後ろの後流（ｆｌｏｗ ｗａｋｅｓ）の影響を最小にするため、１組の主帆テザーで主テザーに取り付けられることにより、主帆手段を発電タービンンと一定の距離で保持することができる。

より好ましいことは、ペイロードは、アレイテザーと、複数のペイロードユニットを備え、各ペイロードユニットはアレイテザー上の異なる位置に取り付けられることができる。

より好ましいことは、係留システムは、複数のアレイ帆手段をさらに備え、各アレイ帆手段は、アレイテザー上の異なる位置に取り付けられ、アレイ帆手段の流体力学的揚力は、ペイロードユニットを流体の移動経路に対して横方向に引っ張ることにより、主テザー及びアレイテザーは、主帆手段上及びアレイ帆手段上の流体力学的揚力の相対的大小関係の調整により流体の経路に対して異なる角度で展開されることができる。

より好ましいことは、各ペイロードユニットは、流体力学的パワーを変換するための少なくとも１つの発電タービンを備えることができる。

より好ましいことは、主帆手段は、１組の主帆テザーにより主テザーに取り付けられ、各アレイ帆手段は、ペイロード上のアレイ帆手段の後ろの後流の影響を最小にするため、１組のアレイ帆テザーによりアレイテザーに取り付けられ、主帆手段は、主帆テザーによりタンデムに接続され、又は主帆テザーにより主テザーに連続的に接続される複数の主帆をさらに備え、各アレイ帆手段は、少なくとも１つのアレイ帆を備え、各アレイ帆手段は、流体を通るアレイ帆手段により生成される流体力学的揚力の大小及び方向の変更を引き起こすことができ、主帆及びアレイ帆上に位置される複数の調整可能な制御面を有する揚力調整手段をさらに備えることができる。

より好ましいことは、主帆テザー及び前記アレイ帆テザーのそれぞれは、主帆テザー及びアレイ帆テザーのそれぞれの張力を対応の帆の異なる部分に平均に分布するように、主帆及びアレイ帆のそれぞれに複数の位置に接続される索具システムをさらに備えることができる。

より好ましいことは、主帆及びアレイ帆のそれぞれは、位置で組み立てられる複数の独立な帆部分を備え、各帆部分は、桁構造と、リブ構造とを備え、リブ構造は帆輪郭の形状を支持する内側フレーム及び外側フレームを備え、帆部分の内部には流体を含み、主帆及びアレイ帆のそれぞれは重心調整手段をさらに備え、重心調整手段は複数の調整可能なバラスト機構を備え、各調整可能なバラスト機構は、ウィンチと、滑車と、バラストウエイト及び１組のブイが取り付けられるエンドレスロープとを備えることができる。

より好ましいことは、アンカーポイントは流体の流れ方向に面する斜面に位置され、アンカー手段は死荷重アンカーを備え、死荷重アンカーは、第１グループの大型死荷重を形成するように、共に連動且つ積層可能な複数のアンカーブロックを備えることができる。

より好ましいことは、死荷重アンカーは、複数の連動アンカーブロックを備える第２グループの大型死荷重をさらに備え、第２グループの大型死荷重は、第１グループの大型死荷重に対して一定の角度で配向され、第１グループの大型死荷重及び第２グループの大型死荷重は、主テザーの展開角度の変化に適応するように、主テザーを共に保持することができる。

より好ましいことは、アンカーポイントは岩表面上に位置され、アンカー手段は、第１死荷重アンカーと、岩表面に構成される第１ノッチ構造とを備え、第１死荷重アンカーは、第１ノッチ構造に合わせるように設計される突出部を有することができる。

より好ましいことは、アンカー手段は、第２死荷重アンカーと、岩表面に構成されて第１死荷重アンカーに対して一定の角度で配向される第２ノッチ構造とを備え、第１死荷重アンカー及び第１死荷重アンカーは、主テザーの展開角度の変化に適応するように主テザーを共に保持することができる。

より好ましいことは、アンカーポイントは自然な階段構造を有する岩表面に位置され、アンカー手段は、自然な階段構造に適合し、接触面積を最大にするための崩壊可能端（ｃｏｌｌａｐｓｉｂｌｅ ｅｎｄ）を有するアンカーを備えることができる。

より好ましいことは、係留システムは、流れ方向が大幅に変化する場合、アレイテザーに取り付けられるアレイ帆手段及びペイロードユニットの線形フォーメーションを維持するための補助アンカーシステムをさらに備え、補助アンカーシステムは、アレイテザーに沿って異なる位置に分布される複数の補助係留ユニットを備え、各補助係留ユニットは、流体の固体底上の補助アンカーに位置される補助アンカーラインと、アレイテザーに沿って異なる位置の１つに位置される伸縮可能な補助係留ラインと、補助アンカーラインと伸縮可能な補助係留ラインとを接続する着脱可能な連結システムとを備えることができる。

より好ましいことは、アンカー手段は、アンカーポイントに固定されるアンカーと、アンカーに取り付けられるアンカーラインと、取り外し且つ再接続可能な第１部分及び第２部分を有するアンカー連結具機構とを備え、第１部分はアンカーラインに取り付けられ、第２部分は主テザーの第１端に取り付けられることができる。

より好ましいことは、係留システムは、垂直方向の力をバランスするように、主テザーの第２端に取り付けられる昇降ブイをさらに備え、昇降ブイは流動抵抗の変化に適応するための浮力調整手段をさらに備えることができる。

より好ましいことは、アンカー手段は、アンカーポイントに固定されるアンカーと、アンカーに取り付けられるアンカーラインと、取り外し且つ再接続可能な第１部分及び第２部分を有するアンカー連結具機構とを備え、第１部分はアンカーラインに取り付けられ、第２部分は主テザーの第１端に取り付けられ、係留システムは、ペイロードの位置決めの許容範囲を拡大するため、一距離で分布される複数の付加的なアンカーポイントと、付加的なアンカーポイントでアンカーライン及びアンカー連結具機構の第１部分を有するアンカーの複数の付加的な組とをさらに備えることができる。

より好ましいことは、ペイロードは、流体力学的パワーを変換するための発電手段を備えることができる。

より好ましいことは、係留システムは、望ましくない流れパターン期間中にアレイ帆、前記主帆及び前記発電タービンの過回転を防止するように、前記係留システムに沿う複数の拘束索具システムをさらに備え、拘束索具システムは、ウィンチと、対応のアレイ帆、主帆及び発電タービンに取り付けられる索条とを備えることができる。

本開示のもう一つの目的によれば、係留方法は、少なくとも１つのペイロードをペイロードに向かって移動する流動流体に展開し、ペイロードを第１アンカーポイントから流動流体の移動経路にわたって目標位置に設置するためのものである。その方法は、第１アンカーを主テザーの第１端に取り付けて、第１アンカーを第１アンカーポイントに固定するステップと、ペイロードを主テザーの第２端に取り付けるステップと、流体力学的揚力生成手段を主テザーの第２端に取り付けるステップと、流動流体からの揚力を得るように、流体力学的揚力生成手段を調整して、揚力を流動流体の流動経路に対して横方向に作用することにより、ペイロードを目標位置に引っ張るステップとを含む。

より好ましいことは、流動流体は蛇行速度コア（ｍｅａｎｄｅｒｉｎｇ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｃｏｒｅ）を有する水流であり、ペイロードは流体力学的パワーを変換するための発電手段を備え、流体力学的揚力生成手段の調整のステップは、（ｉ）目標位置を蛇行速度コア内の移動目標位置とするステップと、（ｉｉ）ペイロードを前記移動目標位置に再配置するように、流体力学的揚力生成手段を一定に調整することにより、発電手段をほとんどの場合に速度コア内に配置するステップとをさらに含むことができる。

より好ましいことは、係留方法は、一距離にわたって分布される複数の付加的なアンカーポイントを設定し、付加的なアンカーをそれぞれの前記付加的なアンカーポイントに固定するステップと、主テザーの第１端を第１アンカーから取り外して、付加的なアンカーポイントの１つに移動して、付加的なアンカーポイントに対応する付加的なアンカーに取り付けることにより、ペイロードを有する主テザー及び流体力学的揚力生成手段を第１アンカーポイントから付加的なアンカーポイントの１つに移転するステップと、ペイロードの位置決めの範囲を拡大するステップとをさらに含むことができる。

より好ましいことは、係留方法は、移転のステップの期間に、少なくとも１つの動力船を使用して、主テザー上の張力を緩めるように、主テザーの第２端で又は付近でペイロード及び流体力学的揚力生成手段を牽引して保持して、第２動力船を使用して、主テザーの前記第１端を移動するステップをさらに含むことができる。

より好ましいことは、ペイロードを有する主テザー及び流体力学的揚力生成手段の移転のステップは、長距離移転のための１グループの動力船を使用して、主テザーの第１端及び第２端で又は付近で牽引するステップをさらに含むことができる。

以上によって、本発明の最も基本的な構成では、海面下に沈み込み、一端が長いテザー上に取り付けられる１組の水中帆（ｈｙｄｒｏ ｓａｉｌｓ）及び発電機タービンを含む。水中帆システムは、タービンをアンカーポイントから横方向に離れることにより、タービンを海流にわたって横方向に展開することができる。台湾南東部の黒潮に適用する場合、流れに渡る配置は、アンカーポイントを浅い海域に設置され、沖合から遠く離れたタービンを深海の高速流れに配置することにより、深度の問題を緩和することができる。フロリダ海流の場合、利用可能なアンカー領域は、海底の海洋底生態系の存在による制限があるので、高速コアの外にある可能性が高くて、同様の方法でのＣＳＡＭシステムの適用は問題を解決することができる。迎角のローリング又は変更により、水中帆は、速度コアのトラック偏差に適応するように、システムの水平位置を能動的に調整して、発電タービンを常に最高速水流内に配置して殆どの場合に最大容量で作動させることができる。暴風雨の期間、水中帆はシステムを引き下げ、沈み深度を増やすことにより、荒れた海の状態を避けることができる。基本的な構成は、線形アレイに連結することができ、線形アレイは２次元フォーメーションを形成することができる。時々通過する大きな渦の妨害を防止するため、補助アンカーシステムは、海流の流れ方向が変化する場合、発電機を良好なフォーメーションに維持するように設計される。また、様々な時間スケールでの蛇行に適応するため、最初の係留揺動動作（ｔｅｔｈｅｒｅｄ−ｓｗａｙ ａｃｔｉｏｎｓ）の他、複数のアンカーポイント内の係留される発電機の線形アレイを移転する方法を工夫して、ＣＳＡＭシステムに拡張横変位能力（ｅｘｔｅｎｄｅｄ ｌａｔｅｒａｌ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｃａｐａｃｉｔｙ）を提供する。本発明の線形アレイの構成は線形アレイを海中で容易に長距離に輸送することができる。発電システムは現場間で大規模な輸送が可能であるため、日本の南部で発生する大蛇行問題を解決することができる。

本開示の実施例による概略図を示す。

図１のシナリオの簡略化の力分析の平面図を示す。

異なるアスペクト比のゲッティンゲン（Ｇ▲o▼ｔｔｉｎｇｅｎ）６２４輪郭を有する翼の揚力係数及び抗力係数を示す。

本開示の実施例による展開角度を示す。

本開示の実施例による相対的な水平位置を示す。

本開示の実施例による主要な展開角度及び水平変位の範囲の２Ｄ図を示す。

本開示の実施例による主要な展開角度を示す。

本開示の実施例による最大相対水平変位を示す。

本開示の実施例による水中帆の概念設計を示す。

本開示の実施例による帆体部分の構造を示す。

本開示の実施例による線形フォーメーションの構成を示す。

本開示の実施例による１つの線形アレイ構造を示す。

本開示の実施例によるテザー構造を示す。

本開示の実施例による構成を示す。

本開示の実施例による力分析を示す。

黒潮における速く幅狭い海流の例示的なシナリオを示す。

フロリダ海流における速く幅狭い海流の例示的なシナリオを示す。

本開示の実施例による２Ｄフォーメーションを示す。

図１８の概略図を示す。

図１８に示される３つの２Ｄフォーメーションを示す。

本開示の実施例による調整可能なバラスト機構を示す。

本開示の実施例による水中帆の構造を示す。

本開示の実施例によるブイの構造を示す。

（ａ）水平面と、（ｂ）斜面上との死荷重の力分析を示す。

本開示の実施例による有効な水平耐力（ｅｆｆｅｃｔｉｖｅ ｈｏｒｉｚｏｎｔａｌ ｃａｐａｃｉｔｙ）を示す。

本開示の実施例による抗力停止アンカー（ｄｒａｇ−ｓｔｏｐ ａｎｃｈｏｒ）の概念を示す。

本開示の実施例による有効な水平耐力を示す。

本開示の実施例によるアンカーブロックの崩壊可能な前端を示す。

本開示の実施例によるアンカーブロックを固着するための概念を示す。

本開示の実施例による固着の概念を示す。

本開示の実施例によるアンカーブロックを固着するための概念を示す。

本開示の実施例による係留システムを移動するための概念を示す。

本開示の実施例によるアンカー結合機構の構造を示す。

本開示の実施例による主テザーの構造を示す。

本開示の実施例による補助アンカーシステムの概念を示す。

図３５に示される補助アンカーシステムの捜索及び位置決めのメカニズムの概念を示す。

図３５に示される補助アンカーシステムの着脱可能な結合機構の概念を示す。

本開示の実施例による過回転を防止するための構成を示す。

日本南部の黒潮の特徴的な流路及びエネルギー密度分布を示す。

２００２年から２０１１年までのＮＬＭ期間及びＬＭ期間における黒潮南部の黒潮の平均エネルギー密度の分布を示す。

以下の説明において、本開示の実施形態についての完全な理解を提供するために、特定の詳細が提示される。しかし、本開示の実施形態は１つ又は複数の特定の詳細がなく、又は他の構成要素と組み合わせても実現可能であることは当業者にとって明らかである。従来の実施形態又は操作は、本開示の様々な実施形態の態様を分かりやすくするために、詳細には示されない又は記載されない。

基本的な分析モデル

本開示の例示的な実施例によれば、図１は、流れにわたる能動的な係留（Ｃｒｏｓｓ−ｓｔｒｅａｍ Ａｃｔｉｖｅ Ｍｏｏｒｉｎｇ，ＣＳＡＭ）の基本概念の概略図を示す。係留システムは、主テザーＴＭと、主テザーＴＭの一端に位置されるアンカーポイントＡＮと、他の端に取り付けられる水中帆ＨＳとを備える。水中帆ＨＳは、ほぼ垂直方向に配向されるスパンを有する基本的な翼（又は帆）の輪郭であり。イドロセイルＨＳ及び多くの主テザーＴＭは、水中に浸され、中性浮力に近い状態に維持される。発電タービンＧＴＵは、水中帆ＨＳの一端に近い主テザーＴＭに取り付けられる。海流は発電タービンＧＴＵに抗力を発生させて、その抗力は発電タービンＧＴＵを下流方向に引っ張る。その時、海流が水中帆ＨＳの主体に流れた場合、発電タービンＧＴＵが取り付けられる主テザーＴＭをアンカーポイントＡＮから横方向に引き離す揚力が生成される。水中帆ＨＳからの揚力及び発電タービンＧＴＵからの抗力によって形成される合成力は、主テザーＴＭを海流方向に対する斜度で引っ張る。そのため、システム及び主テザーＴＭは、海流に対する斜度で展開されて係留されることができる。これにより、アンカーポイントＡＮは海岸に近い水中の台地又は丘に配置され、且つ水中帆ＨＳ及び発電タービンＧＴＵを海岸から離れて海流の速度コアに配置されることができる。発電タービンＧＴＵ及び水中帆ＨＳの位置は、水中帆ＨＳによる引張り力と発電タービンＧＴＵ上の抗力との相対的大小関係によって決定される。図１に示すように、相対的大小関係の調整により、例えば、最内位置１と最外位置２との間のアンカーポイントＡＮに対するハイドロタービンの位置を調整することができる。また、図１において、ＬＳＳは陸上変電所（ｌａｎｄ ｓｕｂｓｔａｔｉｏｎ）であり、ＬＧは陸上電力網（ｌａｎｄ ｐｏｗｅｒ ｇｒｉｄ）である。

図２は、図１のシナリオの簡略化平面図を示し、水中帆ＨＳ及びマルチラインジョイントＴＨにある力ベクトルを有する。簡略化及び明瞭化のために、ｚ方向のすべての力成分をバランスし、これは異なるサブシステムの浮力の適切な制御によって達成することができ、且つ示されるすべての力ベクトルが水平成分であることを仮定する。システムに作用する主要な力は、主テザーＴＭと帆テザーＴＳのそれぞれの張力Ｔ_ｂ及びＴ_ａ、水中帆上の流体力学的揚力Ｌ_ｓ、及び発電タービンＧＴＵと水中帆ＨＳ上の抗力である。この分析では、主テザーＴＭ、帆テザーＴＳ及び使用される任意の主要なブイの抗力は無視される。係留ラインが短い場合、その小さい正面面積は、発電タービンＧＴＵ及び水中帆ＨＳ上の主要な抗力と比べて非常に小さな抗力をもたらすため、その近似は明らかになる。係留ラインが長い場合、流線形設計は抗力を低く維持するように使用することができる。システムが静的状態にある、即ち、すべてのサブシステムが地面に対して静止して保持する場合、水中帆ＨＳ上の力平衡は以下のようになる：
発電タービンＧＴＵ上の力平衡は以下のようになる：
以上により、以下の主要な展開角度γ_ｂ（主テザー）と帆の展開角度γ_ａ（水中帆）との関係が導かれる：
水中帆上の揚力と抗力（Ｌ_ｓとＤ_ｓ）は以下のように表される：
その中、ρは、流動流体の密度であり、Ｖ_０は、流速であり、Ｃ_Ｌｓは、水中帆ＨＳの揚力係数であり、Ｃ_Ｄｓは、水中帆ＨＳの抗力係数であり、Ａ_ｓは、水中帆ＨＳの平面面積（ｐｌａｎｆｏｒｍ ａｒｅａ）（翼面積）である。翼理論によれば、Ｃ_ＬｓとＣ_Ｄｓは水中帆ＨＳの形状（翼輪郭）に基づき、且ついずれも水流に対する水中帆ＨＳの迎角（αの関数である。発電タービン上の抗力Ｄ_ｔは以下のように表される：
その中、Ｃ_Ｄｔは、発電タービンＧＴＵの抗力係数（又は推力係数と称される）であり、Ａ_ｔは、発電タービンＧＴＵのロータ掃引面積（ｓｗｅｐｔ ａｒｅａ）であり、Ｒは、発電タービンロータの半径である。

式（７）〜（９）を式（５）及び（６）に挿入することにより、展開角度に関する式は以下のようになる：
これにより、システムの幾何学的レイアウトは、システムの幾何学的パラメータ及び
水中帆ＨＳの迎角のみにより決定される。そのため、水中帆ＨＳの迎角の調整は、システムの幾何学的フォーメーションを変更し、発電タービンＧＴＵの位置を変更することができる。

推力係数Ｃ_Ｄｔは、ロータのブレード先端の速度比（λ=ΩR/V_o、Ω は回転の周波数）であり、ベッツ基礎理論（ｆｕｎｄａｍｅｎｔａｌ Ｂｅｔｚ ｔｈｅｏｒｙ）によって推定されることができる。発電タービンＧＴＵが最大効率で電力を抽出する場合、推力係数Ｃ_Ｄｔ＝８／９（〜０．８９）（Ｇａｓｃｈ Ｒら、”Ｂｌａｄｅ ｇｅｏｍｅｔｒｙ”， Ｃｈａｐ． ５ ｏｆ Ｗｉｎｄ ｐｏｗｅｒ ｐｌａｎｔｓ： Ｆｕｎｄａｍｅｎｔａｌｓ， Ｄｅｓｉｇｎ， Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｏｐｅｒａｔｉｏｎ、Ｇａｓｃｈ， Ｒ．とＴｗｅｌｅ， Ｊ． 編、Ｂｅｒｌｉｎ： Ｓｐｒｉｎｇｅｒ−Ｖｅｒｌａｇ、２０１２を参照）である。よって、式（１１）は、以下のようになる：

水平変位と展開角度の範囲

提案システムの１つの主要な性能係数は、図２の水平変位Ｓの範囲である。式（１１）又は（１２）によって、システムの幾何学的パラメータが定められる場合、主要な展開角度γ_ｂと水中帆の迎角αとの関係を発見することができる。

推定を容易にし、概念の機能を実証するため、例示的な発電タービンＧＴＵの分析モデルが４０メートルのロータ直径を有すると仮定する。これは、Ａ_ｔ＝π（２０ｍ）^２＝１２５７ｍ^２とする。水中帆ＨＳについて、ゲッティンゲン６２４エーロフォイル輪郭を例とする。図３は、異なる翼アスペクト比（ＡＲｓ）でのゲッティンゲン６２４エーロフォイルＣ_Ｌｓ及びＣ_Ｄｓの揚力係数及び抗力係数を示す。例示的な水中帆の平面面積Ａ_ｓは、１４００ｍ^２に設定され、単一の発電タービンＧＴＵの掃引面積にほぼ相当し、又はＡ_ｔ／Ａ_ｓ＝０．９である。

特筆すべきことは、多くのエーロフォイル輪郭の抗力／揚力データは現在の分析で使用されることができる。水の密度はエアーの約８００倍（１０２５／１．２９）であり、その粘度はエアーの約５０倍（９ｘ１０^−４／１８ｘ１０^−６（Ｐａ・ｓ）である。同一流速の水中及び空気中での同一寸法の物体について、対応するレイノルズ数（Ｒｅｙｎｏｌｄｓ ｎｕｍｂｅｒ）の大小は１６：１であり、以下にように：
その中、ρは流体密度であり、μは流体の動粘度であり、Ｖは、平均流速であり、Ｄは、管径である。言い換えれば、レイノルズ数に基づく類似原理により、１ｍ／秒の水流での水中帆ＨＳの場合は、空気中に１６ｍ／秒の速度で飛行する帆、或いは空気中に１６０ｍ／秒の速度又は約５８０ｋｍ／ｈｒで飛行する１／１０サイズの帆の場合と同等である。空気中のこれらの速度は、一般的なハンググライダーからプロペラ駆動飛行機までの速度にほぼ対応する。これにより、一般的には、翼からのデータを海流中の水中帆ＨＳに応用することができる。

本開示の例示的な実施例によれば、主要な展開角度γ_ｂと水中帆の迎角αと間の関係は、異なるＡＲについて、式（１０）及び（１１）から求められることができる。その結果は図４及び図５に示される。

固定のアスペクト比ＡＲについて、水中帆の特定の迎角αは特定の主要な展開角度γ_ｂに対応する。迎角αの変更は、システムの主要な展開角度γ_ｂを変更することができる。一般的には、水中帆の迎角αの増加は、システムをアンカーポイントＡＮから横に離れる、即ち、主要な展開角度γ_ｂがより小さくなる。水中帆の迎角αの減少は、主要な展開角度γ_ｂを増加させ、システムをアンカーポイントＡＮに近くて移動する。図６は、ｘ−ｙ平面上の例示的なシステムの主要な展開角度γ_ｂ及び相対的水平変位の範囲を示す。

図７に示すように、水中帆ＨＳの平面面積Ａ_ｓが発電タービンの掃引面積に対して増加する場合、主要な展開角度γ_ｂが減少する。即ち、システムは揚力の増加によりアンカーポイントＡＮから離れて引っ張られる。しかし、より大きな平面面積Ａ_ｓは、必ずしもシステムのより大きな水平変位を与えるとは限らない。図８に示すように、固定のアスペクト比ＡＲ＝４の水中帆ＨＳについて、最大相対的水平変位ｃｏｓγ_ｂは、Ａ_ｔ／Ａ_ｓ＝０．９７の近くに現れる。これは、水中帆ＨＳ設計のガイドラインを提供する。

水中帆システムの概念設計

水中帆ＨＳの設計は、システム全体へのコストの影響を最小限に抑えるように、高揚力及び低抗力を達成すべきであり、構成が簡単且つ容易に行える。

本開示の例示的な実施例によれば、図９は、水中帆ＨＳの例示的な概念設計を示す。水中帆ＨＳ、凧（又はグライダー）のようなもので９０度のロール角近くで水中を「飛行」する。グライダーのように、帆の形状は二面体及び後退角（ｓｗｅｅｐｂａｃｋ）を有することにより、ローリング（ｒｏｌｌｉｎｇ）に対して安定性を提供する。ローリング及びピッチング（ｐｉｔｃｈｉｎｇ）安定性は索具システムＲＳ及び尾部ＣＳＥでの制御面によってさらに補助される。帆ＣＳＦ及び尾部ＣＳＥでの制御面は水中帆ＨＳの迎角αを調整する。エンドプレートＷＥＰ、又は類似の翼端装置は、ダウンウォッシュを軽減することができる。

高揚力及び低抗力を提供するため、帆体ＨＳＢは、桁（ｓｐａｒ）、リブ（ｒｉｂ）及び外皮（ｓｋｉｎ）を備える飛行機の翼と類似する構造を採用することにより、予定のエーロフォイル輪郭が使用されることができる。上端及び下端の帆面は海水に開放され、水中帆ＨＳの内部に海水が満たされる。ブイは上部の帆面の内側に配置されて、水中帆ＨＳは、その翼幅が垂直方向で中性浮力に近い状態に維持される。索具システムＲＳは、帆テザーＴＳ上の張力が帆体の異なる部分に均等に分配されるように、機体ＦＳＬ及び帆領域に分布される複数の位置で引っ張る。そのため、帆外皮内部のフレーム構造における強度及び材料に対する要求を最小にすることができる。帆体は、水中帆ＨＳを水中に降下させる直前、位置に１つずつ組立することができるいくつかの個別部分（ＨＳＣ１〜ＨＳＣ６）に分けることができます。これにより、輸送費及び設置費を大幅に削減する。

本開示の例示的な実施例によれば、図１０は、帆体ＨＳＢの部分の例示的な設計を示す。リブＲＩＢは、内側フレームＩＦ及びエーロフォイル輪郭の形状を有する湾曲外側フレームＣＦにより形成される。桁はリブＲＩＢを連結する金属トラス構造ＳＰＡＲであってもよい。リブＲＩＢの前縁及び後縁もスラブに接続される。金属構造の表面上の開放空間は張力網ＮＥＴに覆われて、外皮のような耐海水性織物ＦＡＢにより包まれる。張力網ＮＥＴは、表面変形又は衝撃損傷の防止のための支持を提供する。織物ＦＡＢは、摩擦抗力（ｓｋｉｎ ｄｒａｇ）を最小にするように滑らかな帆表面を提供する。さらに、桁トラスＳＰＡＲは、水中帆ＨＳが不均一な外力に耐えるためにある程度の柔軟性を有するように、テンセグリティ構造を備えることができる。海洋ロープで通常に使用されるナイロンを使用して張力網ＮＥＴを作ることができる。海洋用ヨットの帆布に使用されるダクロン（Ｊａｍｅｓｔｏｗｎ Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒｓ ｏｆ Ｂｒｉｓｔｏｌ， Ｒｈｏｄｅ Ｉｓｌａｎｄ， ＵＳＡ， ２００８のウェブサイトで２０１５年２月に検索され、匿名、“Ｒｏｐｅ， Ｒｕｎｎｉｎｇ Ｒｉｇｇｉｎｇ， Ｄｏｃｋｉｎｇ ＆ Ｍｏｏｒｉｎｇ Ｌｉｎｅ ａｎｄ Ｒｏｐｅ Ｃａｒｅ ｅｘｐｌａｉｎｅｄ”を参照）、或いは耐引裂性、耐摩耗性、耐塩水性及び耐日光性を有し、海岸膨脹可能なボート（ｃｏａｓｔａｌ ｉｎｆｌａｔａｂｌｅ ｂｏａｔｓ）に使用される（Ｃｏａｓｔａｌ Ｉｎｆｌａｔａｂｌｅｓ ｏｆ Ｄｏｖｅｒ， Ｎｅｗ Ｈａｍｐｓｈｉｒｅ， ＵＳＡ， ２０１６のウェブサイトで２０１６年３月に検索され、匿名、“Ｋｏｒｅａｎ ＰＶＣ ｆａｂｒｉｃ”を参照）ＰＶＣ被覆ポリエステル織物を被覆織物として使用されることができる。

そのため、この設計は、安価な材料で構成され、軽量、モジュール化、柔軟、中性浮力に近い状態を有する主要な張力構造化システムである。

水中帆による能動的な係留構成、線形フォーメーション及び操縦

揚力を最大にするため、水中帆ＨＳは高速流れで維持される必要であり、大きなアスペクト比ＡＲを有すべきである。海流の速度コアは一般的に海面に近いので、海流の速度は５０〜１００ｍ以下の水深で減少し始める。水中帆の翼幅は実際にこの範囲に限定される。高アスペクト比の需要に加えて、単一の帆の平面面積は限定される。十分な帆総面積を得るため、複数の水中帆ＨＳが実際の実施には必要である。本開示の例示的な実施例によれば、４つの各４０ｍｘ８．７５ｍの帆、又は２つの各７０ｍｘ１０ｍの帆を使用することにより、Ａｓ＝１４００ｍ^２である例示的な水中帆ＨＳを得ることができる。

本開示の例示的な実施例によれば、図１１（ａ）及び図１１（ｂ）は、線形フォーメーションの提案システムの能動的な係留の例示的な構成を示す。各発電タービンシステムは、前接続板ＦＣＢにより取り付けられる２つの４０ｍ直径の発電タービンＧＴＵを備える。４つの各７０ｍｘ１０ｍの面積の水中帆ＨＳにより、Ａｓ＝１４００ｍ^２である例示的なツインタービンシステムの面積を得る。タービンＴＧから主テザーＴＭ上のマルチラインジョイントＴＪまでの距離を設定することにより、４０^ｏ−７０^ｏ範囲の主要な展開角度γ_ｂで発電タービンＧＴＵを主テザーＴＭから離れて保持する。隣接する発電タービンＧＴＵの間の距離は、ウィンドファームレイアウト（Ｋ▲ｕ▼ｈｎ Ｍ， “Ｏｆｆｓｈｏｒｅ Ｗｉｎｄｆａｒｍｓ”， Ｃｈａｐ． １６ ｏｆ Ｗｉｎｄ ｐｏｗｅｒ ｐｌａｎｔｓ： Ｆｕｎｄａｍｅｎｔａｌｓ， Ｄｅｓｉｇｎ， Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｏｐｅｒａｔｉｏｎ、Ｇａｓｃｈ， Ｒ．とＴｗｅｌｅ， Ｊ．編、Ｂｅｒｌｉｎ： Ｓｐｒｉｎｇｅｒ−Ｖｅｒｌａｇ、２０１２を参照）に使用される４〜８つのロータ直径間隔規則に基づいて概略的に設定される。線形アレイの発電タービンＧＴＵは基本的に同じ深さで水平に係留される。しかし、主テザーＴＭはある角度でアンカーポイントＡＮまで延出される必要である。ジョイントＴＪでの昇降ブイは下向きの引張り力をバランスするように使用される。

帆ＣＳＦ上の制御面（図９を参照）の制御により、水中帆ＨＳは主テザーＴＭの周りに転動し、引っ張り方向を変更することができる。暴風雨の期間、水中帆ＨＳは海面に近いところの荒い状態を避けるためにシステムをより深く引っ張ることができる。

本開示の例示的な実施例によれば、図１２に示すように、水中帆ＨＳは、主テザーＴＭの周りに転動して、主テザーＴＭを通過移動して、主テザーＴＭの他の側に到達することにより、システムの展開をアンカーポイントＡＮの反対側に変えることができる。図１２において、タービン及び水中帆（ＨＳ_ｍ１、ＨＳ_ｍ２…及びＨＳ_ａ１、ＨＳ_ａ２…）の線形アレイは水中帆の転動により（３での）水流の右側から（２での）中央及び（４での）反対側に移動することができる。この側変え能力（ｓｉｄｅ−ｓｗｉｔｃｈｉｎｇ ｃａｐａｂｉｌｉｔｙ）により、水平変位の範囲を増加させることができる。

発電タービンユニット

提案システムは、特定型の発電タービンＧＴＵに限定される。原則的には、さまざまな型の流体力学的パワー発生装置は、適切な係留及び浮力設計を有する発電機−タービンユニット（ｇｅｎｅｒａｔｏｒ−タービン ｕｎｉｔ）に使用されることができる。現在の目的のため、２つの例示的な発電タービンＧＴＵの例示的なＧＴＵを仮定する。図１１（ｂ）における側面図に示すように、動作条件下で、発電タービンＧＴＵは発電タービンＧＴＵに内蔵される浮力及び前接続板によって生成される一部の揚力よって、主テザーＴＭの水深よりわずかに上昇されることができる。これは、側変えの過程では、発電タービンＧＴＵと主テザーＴＭとの間の干渉を回避する。

海流コアへのアクセス及び追跡

図５から分かるように、ＡＲ≧４の例示的なシステムによりアンカーポイントＡＮから離れる相対横変位は水中帆ＨＳの動作範囲における主テザーＴＭの長さの約０．３〜約０．８倍の長さであってもよい。これにより、主テザーＴＭの長さが１０ｋｍである場合、システムは８ｋｍまで横方向に移動し、片側での水平変位範囲が５ｋｍを有することができる。システムが側変え能力を持たせる場合、それはアンカーポイントＡＮのいずれかの側からの８ｋｍ内に位置することができる。この能力により、システムは、容易にアンカーする位置から速度コアに到達し、その変動を追跡することができる。

図２を参照し、テザー上の流動抵抗を無視して、静的状態の力平衡、即ち、海岸に対して静止に保持するすべてのサブシステムは、テザーの張力とそれらの展開角度との間の関係を以下にように：
水中帆ＨＳによる揚力を以下の式に挿入し、
主テザーＴＭの張力は以下のように表す：
そして、帆テザーＴＳの張力は、
既定の流速Ｖ_０で既定の幾何学的パラメータを有するシステムの場合、張力は水中帆の迎角αのみの関数である。本開示の例示的な実施例によれば、分析的なシステムは、ロータ半径Ｒ＝２０ｍ（タービン掃引面積Ａ_ｔ＝πＲ^２＝１２５７ｍ^２）の単一の発電タービンＧＴＵと、ゲッティンゲン６２４翼輪郭を有する平面面積Ａ_ｓ＝１４００ｍ^２の水中帆ＨＳとを備えることを仮定し、異なる水中帆の迎角αに対する展開角度γ_ａ（α）及びγ_ｂ（α）を算出する（図４を参照）。これらの結果から、張力を算出することができる。

表１には、式（１６）及び（１７）ごとに算出される異なる流速Ｖ_０，での２つの極端位置における例示的なシステムの主テザー及び帆テザー上の張力（Ｔ_ｂとＴ_ａ）を示す。例示的なシステムは、直径４０ｍの単一の発電タービンＧＴＵを備え、発電タービンＧＴＵはゲッティンゲン６２４翼輪郭及び４のアスペクト比ＡＲを有し、面積Ａ_ｓ＝１４００ｍ^２の水中帆システムＨＳを備える。２つの極端位置はα＝１４°及び−４°に近い、且つ図３及び図４に示すようにＣ_Ｌｓ、γ_ｂ及びγ_ａの値に対応する。また、出力係数（ｐｏｗｅｒ ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ）Ｃ_ｐ＝０．５と仮定して、流れパワー密度及びシステムパワー容量の対応値を示す。海水密度はρ＝１０２５ｋｇ／ｍ^３と仮定する。固定の流速Ｖ_０に対して、システムは最も内側の位置（γ_ｂ＝７４°）から最も外側の位置（γ_ｂ＝４０°）に移動する場合、主テザー上の張力Ｔ_ｂはほぼ倍増する。図１に示すように、システムが２つの発電タービンＧＴＵを備える場合、負荷は倍増する。

テザー構造及び抗力低減

海洋用途のケーブル及び係留ラインは、ワイヤーロープ、チェーン、様々なタイプのポリマーロープ、管状パイプを含むことができる。亜鉛めっきワイヤロープは、広く使用され、単位長さ当たり且つ単位積載能力当たりの最小コストを有する。チェーンは、衝突及び摩擦な問題がある位置である小区間で一般的に使用される。ダクロン（ポリエステル）及びナイロンのようなポリマーロープは、その軽量及び耐腐食性を有するためにヨットで一般的に使用される（ｈｔｔｐ：／／ｗｗｗ．ｊａｍｅｓｔｏｗｎｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒｓ．ｃｏｍ／ｕｓｅｒｐｏｒｔａｌ／ｓｅａｒｃｈ＿ｓｕｂＣａｔｅｇｏｒｙ．ｄｏ？ｃａｔｅｇｏｒｙＮａｍｅ＝Ｒｏｐｅ ａｎｄ Ｒｕｎｎｉｎｇ Ｒｉｇｇｉｎｇ＆ｃａｔｅｇｏｒｙ＝８７＆ｒｅｆｉｎｅ＝１＆ｐａｇｅ＝ＧＲＩＤ， ２００８で２０１５年６月に検索されるＰｒｏｄｕｃｔ ｉｎｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｆｒｏｍ ｗｅｂｓｉｔｅ ｏｆ Ｊａｍｅｓｔｏｗｎ Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒｓ ｏｆ Ｂｒｉｓｔｏｌ， Ｒｈｏｄｅ Ｉｓｌａｎｄ， ＵＳＡを参照）。具体的には、ダイニーマ（Ｄｙｎｅｅｍａ）又はスペクトラ（Ｓｐｅｃｔｒａ）のような高弾性ポリエチレン（ｈｉｇｈ−ｍｏｄｕｌｕｓ ｐｏｌｙｅｔｈｙｌｅｎｅ，ＨＭＰＥ）ロープは、石油掘削産業でのワイヤーロープの代替品として使用される（２０１５年６月に検索されるＧｉｌｍｏｒｅ Ｊ， “ＨＭＰＥ ｒｏｐｅ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｅｎａｂｌｅｓ ｄｅｅｐｅｒ ａｎｄ ｓａｆｅｒ ｏｐｅｒａｔｉｏｎｓ”， Ｏｆｆｓｈｏｒｅ Ｅｎｇｉｎｅｅｒ ２０１３， Ａｕｇｕｓｔ （ｄｉｇｉｔａｌ ｅｄｉｔｉｏｎ）を参照）。しかし、それらはかなり高価なものである（ａｔ ｈｔｔｐ：／／ｗｗｗ．ａｐｓｌｔｄ．ｃｏｍ／ｃ−１４８６−ｓｉｎｇｌｅ−ｂｒａｉｄｓ−ｄｙｎｅｅｍａ−ｖｅｃｔｒａｎ．ａｓｐｘ， ２０１５で２０１５年６月に検索されるＰｒｏｄｕｃｔ ｉｎｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｆｒｏｍ ｗｅｂｓｉｔｅ ｏｆ Ａｎｎａｐｏｌｉｓ Ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ Ｓａｉｌｉｎｇ ｏｆ Ａｎｎａｐｏｌｉｓ， Ｍａｒｙｌａｎｄ， ＵＳＡを参照）。管状パイプは、海底石油掘削産業の張力脚プラットホーム（Ｔｅｎｓｉｏｎ−Ｌｅｇ Ｐｌａｔｆｏｒｍｓ）での緊張した垂直係留ラインとして使用される（Ｇｅｒｗｉｃｋ ＢＣ， Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｏｆ Ｍａｒｉｎｅ ａｎｄ Ｏｆｆｓｈｏｒｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ， ３ｒｄ Ｅｄｉｔｉｏｎ， ＣＲＣ Ｐｒｅｓｓ， ２００７を参照）。

最も経済的な且つ柔軟な張力負荷機械素子はワイヤロープである。例えば、標準的な２インチの直径のワイヤーロープは、３．５の操作安全係数で約５１トンの負荷容量を有する。表１によれば、このサイズのワイヤーロープを使用する場合、６本のロープは、１．５〜１．６ｍ／ｓの流速で動作する単一のタービンシステム操作のための主テザーＴＭに十分な張力容量（ｔｅｎｓｉｏｎ ｃａｐａｃｉｔｙ）を提供することができる。２つのタービンを有するシステムについて、少なくとも１２本のロープが必要である。帆テザーＴＳについて、４本のロープは、１．５ｍ／ｓの流速で動作する単一のタービンシステムに必要であり、且つ８本のロープはツインタービンシステムに使用される。

上記で導かれた解析モデルでは、テザー上の流動抵抗は無視される。帆テザーＴＳがそれほど長くないため、帆テザーＴＳ上の抗力は、発電タービンＧＴＵ上の抗力に比べて小さい。帆テザーＴＳの目的は、水中帆ＨＳが主テザーＴＭを適切な距離からタービンから離れることにより、水中帆ＨＳの後流が発電タービンＧＴＵに入る流れのパターンに最小の影響を及ぼすことができる。例えば、隣接する風力タービンの間の典型的な間隔（Ｋ▲ｕ▼ｈｎ Ｍ， “Ｏｆｆｓｈｏｒｅ Ｗｉｎｄｆａｒｍｓ“， Ｃｈａｐ． １６ ｉｎ Ｗｉｎｄ ｐｏｗｅｒ ｐｌａｎｔｓ： Ｆｕｎｄａｍｅｎｔａｌｓ， Ｄｅｓｉｇｎ， Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｏｐｅｒａｔｉｏｎ 、Ｇａｓｃｈ， Ｒ．とＴｗｅｌｅ， Ｊ． 編、Ｂｅｒｌｉｎ： Ｓｐｒｉｎｇｅｒ−Ｖｅｒｌａｇ、２０１２を参照）に従って、発電タービンＧＴＵの直径の４〜６倍を採用する場合、この適切な距離は、４０ｍのタービンロータ直径に対して１６０〜２４０ｍのみである。これにより、テザーの正面面積は、タービンの掃引面積Ａ_ｔに比べて小さい。

帆テザーＴＳが比較的短いため、システム全体に対する重量影響も無視される。表１におけるＶ_ｏ＝１．５ｍ／ｓの場合、例えば、標準の２インチ直径ワイヤーロープは毎メートルの重量が１１．０２ｋｇ（７．３９ｌｂ／ ｆｔ）（インガソールランドのウェブサイト（Ｉｎｇｅｒｓｏｌｌｒａｎｄ ｗｅｂｓｉｔｅ），７／２８／２０００で２０１４年１２月に検索されるＭｃＣｌａｍｒｏｃｋ Ｍ， “Ｗｉｒｅ ｒｏｐｅ ｃｈａｒｔ − ６ｘ３７ ＆ ６ｘ１９， ＩＷＲＣ， ＥＩＰＳ ｒｏｐｅ”を参照）であるため、２インチ直径且つ２４０ｍ長さの４本のワイヤーロープは、安全係数３．５で５１トンの積載能力をそれぞれ有し、重さが約１０．６トンである。この重量は、ロープの最大張力２１９トンに比べて小さい。これにより、テザーＴＳの垂直偏向は小さくなる。

主テザーＴＭについて、数キロメートルを有することができるため、テザーの投影正面面積の重量及び効果が顕著になることができる。特別な配置及び設計は、その影響を減らすことができる。

主テザーＴＭとして配置される単一のロープ上の流動抵抗は、以下のように表す：
その中、Ｃ_Ｄｃはテザーの抗力係数であり、Ａ_ｃｆはロープの投影正面面積であり、ｌ_ｃはロープの長さであり、ｄ_ｃはテザーの直径である。テザーロープ上の抗力Ｄ_ｃの重要性はこれをタービン上の抗力Ｄ_ｔとの比較によって評価することができる。
その中、Ｃ_Ｄｔはタービンの抗力係数（又は推力係数と称され）、例えば、
単一のロープは海流方向に対して傾斜角で配向される長細状円柱とみなすことができる。これにより、その断面輪郭は、流れに対して楕円として表示される。また、それは非常に長くて、２次元物体とすることができる。乱流における楕円輪郭を有する２次元物体の抗力係数Ｃ_Ｄｃは０．１〜０．２である（Ｓｈａｍｅｓ ＩＨ， Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ｏｆ Ｆｌｕｉｄｓ， ２ｎｄ ｅｄｉｔｉｏｎ， Ｃｈａｐｔｅｒ １０ Ｂｏｕｎｄａｒｙ−Ｌａｙｅｒ Ｔｈｅｏｒｙ， Ｎｅｗ Ｙｏｒｋ： ＭｃＧｒａｗ Ｈｉｌｌ， １９８２．を参照）。本開示の例示的な実施例によれば、主要な展開角度γ_ｂの範囲は４０^ｏ〜７４^ｏであり、タービン推力係数Ｃ_Ｄｔ＝０．８９の場合、ｌ_ｃ＝１０００ｍ及びｄ_ｃ＝２インチ＝０．０５０８ｍのワイヤーロープを有するとさらに仮定して、式（２０）からの抗力比率は、
複数のロープの場合、その比率は、正面面積及び抗力係数を最小にするように、ロープを水平配列に整列させ、且つロープを流線形カバーで覆うことによってほぼ維持することができる。本開示の例示的な実施例によれば、図１３に示すように、１．６ｍ／ｓの定格流量で単一のタービンシステムをつなぐための６本の２インチのワイヤーロープ上の流線形カバーは、アスペクト比が約１：１０（厚さと弦長さ）であり、０．１まで下がる抗力係数を提供することができる（Ｓｈａｍｅｓ ＩＨ， Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ｏｆ Ｆｌｕｉｄｓ， ２ｎｄ ｅｄｉｔｉｏｎ， Ｃｈａｐｔｅｒ １０ Ｂｏｕｎｄａｒｙ−Ｌａｙｅｒ Ｔｈｅｏｒｙ， Ｎｅｗ Ｙｏｒｋ： ＭｃＧｒａｗ Ｈｉｌｌ， １９８２．を参照）。例示的なツインタービンシステムについて、約１：４のアスペクト比を達成するように、１２本の需要なロープを覆うことができ、０．０６まで下がる抗力係数を有することができる。この配置は正面面積がほぼ倍増するが、式（２０）の分母での総タービン掃引面積Ａ_ｔも倍増する。これにより、抗力の比率は、
そのため、分析モデルでは、主テザーＴＭ上の流動抵抗は無視されることができる。

１．６ ｍ／ｓの流れで例示的なツインタービンシステムをつなぐため、１２本の２インチのワイヤーロープが必要である。長さが１０ｋｍ（１００００メートル）である場合、ロープ重量データ（インガソールランドのウェブサイト，７／２８／２０００で２０１４年１２月に検索されるＭｃＣｌａｍｒｏｃｋ Ｍ， “Ｗｉｒｅ ｒｏｐｅ ｃｈａｒｔ − ６ｘ３７ ＆ ６ｘ１９， ＩＷＲＣ， ＥＩＰＳ ｒｏｐｅ”を参照）に基づいて、主テザーＴＭの重量は合計約１３２２．４トンである。ブイは、システムを引きずられないように、テザーを浮遊状態又は中性浮力に近い状態に維持する必要である。

ブイシステムは、総正面面積ができるだけ小さくなり、十分な浮力を提供するように設計される。楕円体は非常に小さい抗力係数を提供し、飛行船及び潜水艦に使用される同様の形状が示される。１：４（短軸と長軸）のアスペクト比を有する楕円は、乱流で０．０６まで下がる抗力係数Ｃ_Ｄｂを有する（Ｓｈａｍｅｓ ＩＨ， Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ｏｆ Ｆｌｕｉｄｓ， ２ｎｄ ｅｄｉｔｉｏｎ， Ｃｈａｐｔｅｒ １０ Ｂｏｕｎｄａｒｙ−Ｌａｙｅｒ Ｔｈｅｏｒｙ， Ｎｅｗ Ｙｏｒｋ： ＭｃＧｒａｗ Ｈｉｌｌ， １９８２を参照）。浸された楕円ブイの浮力は、
その中、Ｒ_ａは楕円の半短軸であり、Ｒ_ｃは楕円の半長軸である。楕円上の抗力は、
その中、Ｒ_ａ ^２は投影正面面積である。総浮力量Ｂ_{ｂ ｔｏｔ}が必要であると仮定して、ブイの必要な数は、
よって、ブイからの総抗力は、
そのため、固定の総浮力量について、各個のより大きいサイズのブイ又はより少ない数のブイはより少ない総抗力を得る。これは浮力が線形次元の立方体に比例し、抗力がそれの平方に比例するためである。従って、楕円形の大容積のブイを使用すべきである。

本開示の例示的な実施例によれば、２０つのブイは１０ｋｍの長さの主テザーＴＭに使用されると仮定し、各ブイは、約６４．５ｍ^３の海水に相当する、５００ｍ又は６６．１トンを負荷する必要がある。ブイは、１：４のアスペクト比を有する楕円であり、０．９の浮力効率を有すると仮定し、ブイの体積とサイズは以下から求められることができ、
その中、Ｒ_ａ＝１．６３（ｍ）、Ｒ_ｃ＝４Ｒａ＝６．５２（ｍ）
ブイ上の抗力の影響は、式（１８）及び式（２５）により、ブイなしのテザー上の抗力との比較により評価することができ、
その中、Ｄ_ｃｓは主テザーＴＭの５００ｍ部分の抗力のであり、ｌ_ｃｓ＝５００ｍ。上記に説明されるように、２つの抗力係数Ｃ_ＤｂとＣ_Ｄｃはいずれも０．０６であり、展開角度γ_ｂは４０^ｏ〜７４^ｏの間で変化する。これらの数値を挿入すると、抗力の比率は、
式（２３）と式（３０）を組み合わせて、タービン上の抗力に比べて、ブイを有するテザー上の結合の流動抵抗は、
そのため、分析モデルでは、ブイを有する主テザーＴＭ上の流動抵抗は無視されることができ、図２示すように、テザーがｘ−ｙ平面で直線を示す。

上記に説明されるブイシステム設計では、流動抵抗を減少させるため、テザーに沿って分布される限定数の大型ブイは使用される。基本的には、間隔を置いたフローティングブイ上のテザーの長い部分は、長い且つ可変的なスパンに掛ける。２つの支持ブイの間のテザー部分は、下方に偏向して曲線を形成する。そのため、これらの曲線は、発電タービンＧＴＵ及び水中帆ＨＳのシステムの実際位置に影響する主テザーＴＭの全長に及ぼす影響を確認する必要がある。

カテナリー理論は、２つの支持体の間に懸架されるケーブルの形状と、ケーブルの長さとそのスパンとの間の関係とを以下のように与える（Ｓｔａｈｌ ＡＷ， Ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ ｏｆ Ｐｏｗｅｒ ｂｙ Ｗｉｒｅ Ｒｏｐｅｓ， ２ｎｄ ｅｄ．， Ｎｅｗ Ｙｏｒｋ： Ｄ． Ｖａｎ Ｎｏｓｔｒａｎｄ Ｃｏｍｐａｎｙ， １８８９を参照）：
その中、ｗは単位長さあたりのケーブル重量であり、Ｔ_ｃはケーブルの最低位置の張力であり、その位置は（ｘ、ｙ）の原点であり、１は原点から位置ｘまでの曲線の長さである。２つのブイの間に懸架されるテザー部分の長さはｌ_ｃｓであり、スパンはｓ_ｃであると仮定して、それらの関係は以下のように表すことができる。
Ｔ_ｂは、水平面上の主テザーＴＭの張力であり、式（１６）により算出される。ｗ_ｃｉは海水にされた主テザーＴＭの単位長さあたりの正味重量（ｎｅｔ ｗｅｉｇｈｔ）であり、それは空気中の単位長さあたりのテザー重量との以下の関係を有し、
先に説明した１２本の２インチのロープ及びｌ_ｃｓ＝５００ｍの例示的なツインタービンシステムから続けて、空気中の単位長さあたりの主テザーＴＭの重量は
ｗ_ｃ ＝１１．０２ｋｇｗ／ｍ ｘ１２＝１３２．２４ｋｇｗ／ｍである。
上記の情報及び表１からの張力データにより、いくつかの典型的な場合における隣接するブイの間のスパンは、式（３４）により算出され、表２に示される。システムが定格流量の１．５ｍ／ｓの流れで最も外側の位置に延出される場合、テザーはほぼ直線状であることが分かる。システムが内側位置に移動し、より低い水流速度にある場合にのみ、張力の減少によりスパンが減少し始める。しかし、０．５ｍ／ｓの遅い流れの場合でも、有効テザー長さの全体的な損失は、最も外側の位置で１０ｋｍのうち３２４ｍだけである。最も内側の位置でのみ、有効テザー長さの全体的な損失は、最も外側の位置で、１０ｋｍ外で、わずか３２４ｍである。最内位置のみにおいて、有効テザー長さの損失は１０％に達する。しかし、システムはほぼ下流に分布されるので、この損失はあまり重要ではない。

これによって、システムの目標動作範囲では、カテナリーによるテザー偏向の影響は、システムの水平変位能力に非常に小さい。

電力ケーブルの係留

発電タービンＧＴＵからの動力伝達ケーブルを海岸に接続する２つの方法がある。１つの方法は、テザーに取り付けることにより、発電タービンＧＴＵからのケーブルを主テザーＴＭに沿ってアンカーポイントＡＮの位置に配置し、そしてアンカーポイントＡＮから海底の海岸に接続する。この方法の利点は、主テザーＴＭに取り付けられる電力ケーブルの部分だけは付加的なブイが必要であり、これらの付加的なブイは主テザーＴＭのブイシステムと一体化することができる。しかし、深海に配置される電力ケーブルは、非常に高い建設費がかかる。

もう一つの方法は、図１に示すように、ケーブルをそれぞれに配置し、ケーブルを懸架するために別個のブイシステムを使用することである。適切な設計及び材料選択により、この方法は費用が大幅に安くなることができる。

２つの隣接するブイの間に懸架される電力ケーブルの部分はその重量のために下方へ偏向する。また、それも流動抵抗による水流の下流方向へ偏向する。そのため、電力ケーブルの実際スパンはケーブルの長さよりも短い。近似として、これは、カテナリー方程式を２つの方向にそれぞれに適用することによって分析することができる。

２つのブイの間に懸架されるケーブル部分の長さがｌ_ｐｃｓであり、スパンはｓ_ｐｃであると仮定して、それらの関係は式（３４）のように表すことができる：
その中、ｗ_ｐｃｉは海水中の単位長さあたりのケーブル重量であり、Ｔ_ｗは重量によって生じる張力である。電力ケーブルはその重量によりその形状を形成し、そして流動抵抗はケーブルの全体長さにわたって水平流動抵抗を平均することにより、水平方向の最終的な曲線を形成すると仮定し、その水平流動抵抗は、上記の式におけるケーブル比重のパラメータとし、ｗ_ｄで表す。そのため、電力ケーブルの最終総スパンＳ_ｐｃｔと流動抵抗を応用する前のスパンｎ_ｓｐｃとの間の関係は
その中、Ｔ_ｄは水平流動抵抗により生じる張力であり、ｎは電力ケーブル部分の数である。また、ｗ_ｄは以下のように表す：
その中、Ｄ_ｐｃｓは単一のケーブル部分上の流動抵抗であり、Ｄ_ｐｃｂは単一のブイ上の流動抵抗であり、ｄ_ｐｃは電力ケーブルの直径であり、Ｃ_Ｄｐｃはケーブルの抗力係数であり、Ｃ_Ｄｐｃｂはブイの抗力係数であり、Ｒ_ｂ ^２はブイの正面面積であり、Ｖ_ｃは流速である。そのため、ケーブル上の総張力は、（Ｔ_ｗ＋Ｔ_ｄ）であり、海底電力ケーブルの表層上に通常に配置される鋼外装ワイヤー（ｓｔｅｅｌ ａｒｍｏｒ ｗｉｒｅｓ）によって採用される。これにより、係留システムの設計は、鋼外装ワイヤーの耐久限界内でパ電力ケーブルの総張力を維持し、水中帆ＨＳの揚力に比べて張力が十分に小さいように維持するため、式（３６）及び式（３７）により電力ケーブルの総長さ、所望の総スパン、隣接するブイの間のケーブル部分の長さ及びブイの間のスパンを選択することにより、電力ケーブルの張力は水中帆ＨＳの機能に過度に影響されない。

本開示の例示的な実施例によれば、例示的なツインタービンシステムについて以下に説明する。

表１に基づいて、１．５ｍ／ｓの流れで動作するツインタービンシステムは、２ＭＷよりもわずかに上回る発電容量を有する。総送電容量が３ＭＷに設定され、発電機が３相デルタ接続（３−ｐｈａｓｅ ｄｅｌｔａ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ）を使用する場合、２ＭＷの容量を有する各芯線の３芯ケーブルは要求を満たすことができる。洋上風車接続用の２００Ａの電流を流すことができる典型的な２０ｋＶ ３芯海底ケーブルが使用されることができる。例えば、空気中の総重量が１９．４ｋｇ／ｍであり、９１ｍｍの外径を有するＳＡＸ−Ｗ３５のような１つのケーブルは、海水中の推定正味重量ｗ_ｐｃｉは１２．７ｋｇ／ｍである。ケーブル表面層の周りに直径５ｍｍの鋼外装ワイヤーを有する銅コアを使用するケーブルは、約１５トンの耐張力限界が推定される。表１に基づいて、設計目標は、電力ケーブルの総張力（Ｔｗ＋Ｔｄ）は、この耐張力限界以下に維持され、システム動作中の水中帆ＨＳの揚力に比べて十分に小さくなり、１．２−１．６ｍ／ｓの流速範囲で２５〜２５０トンである。

ケーブルの低張力に維持するように、ケーブル上の流動抵抗を低く維持する必要がある。目標を達成するために、流速Ｖ_ｃ及び抗力係数Ｃ_Ｄｐｃの両方を減少させる必要がある。ケーブルを低い水流速度の深さに配置することが好ましい。例えば、台湾南部の黒潮では、２００ｍの水深での平均海流速度が０．２−０．０ｍ／ｓまで下がる。電力ケーブルに流線形カバーを付加することにより、抗力係数をさらに減少させることができる。例えば、遅い層流（ｓｌｏｗ ｌａｍｉｎａｒ ｆｌｏｗ）において、２次元円形輪郭の抗力係数が１．２までに達することができる（Ｓｈａｍｅｓ ＩＨ， Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ｏｆ Ｆｌｕｉｄｓ， ２ｎｄ ｅｄｉｔｉｏｎ， Ｃｈａｐｔｅｒ １０ Ｂｏｕｎｄａｒｙ−Ｌａｙｅｒ Ｔｈｅｏｒｙ， Ｎｅｗ Ｙｏｒｋ： ＭｃＧｒａｗ Ｈｉｌｌ， １９８２を参照）。０．１ ｍ／ｓの流速では、４：１以上のアスペクト比と、１メートル以上の弦長さとを有する流線形カバーにより覆われる電力ケーブルは乱流状態での流れを維持することができ、抗力係数Ｃ_Ｄｐｃを０．１まで下げる。１メートルの弦長さは９１ｍｍ直径の単一の過大なケーブルが現れる。しかし、図１３に示す状況と同様に、複数のユニットのツインタービンシステムが形成される場合、複数の電力ケーブルはアレイに配置され、１メートル以上の幅のカバーはちょうど適切なものである。

上記の説明により、設計の例が作成される。ケーブル部分の長さｌ_ｐｃｓ＝２５０ｍが選択される。１：４アスペクト比及び０．９浮力効率を仮定して、対応のブイはケーブルを中性浮力に近い状態に維持し、Ｒ_ｂ＝０．５９ｍの半短軸を有する。システムが２つの極端位置に位置される場合、隣接するブイの間のスパンｓ_ｐｃは、ケーブル重量のみによって影響され、１７５ｍから２２５ｍまで変化すると仮定する。システムが２つの極端位置に位置される場合、流動抵抗の効果を付与した後、総水平スパンは２００００ｍ及び２５０００ｍに設定される。これにより、ケーブルは海岸から少なくとも２０ｋｍを延長し、５ｋｍの水平変位の範囲を有することができる。そのため、ブイ（又はケーブル部分）の総数はｎ＝１２５であり、ケーブル総長さは３１２５０ｍである。

表３には、２つの極端位置に対応するケーブルの算出される流動抵抗及び張力を示す。表１に示すように、ブイを備える電力ケーブル全体上の総流動抵抗は、数トンの下で維持することができ、主テザーの張力のごく一部だけは動作条件にある。同様に、電力ケーブルの総張力も数トンに限定され、水中帆ＨＳの動作揚力に比べてはるかに小さい。

電力ケーブルが発電タービンＧＴＵ及び水中帆ＨＳシステムに膨大な力を及ぼす場合、この力に対抗するため、水中帆ＨＳのサイズを増加させ、又は追加の昇降（引張）機構、例えば、帆形のブイ又はブイに取り付けられた小型の水中帆ＨＳを追加する。

電力ケーブルは、所望の深さに沈み込まれて浮遊される必要がある。これは、水中浮遊構造（ｓｕｂ−ｍｅｒｇｅｄ ｂｕｏｙａｎｔ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ）（Ｇｅｒｗｉｃｋ ＢＣ， Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｏｆ Ｍａｒｉｎｅ ａｎｄ Ｏｆｆｓｈｏｒｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ， ３ｒｄ ｅｄ．， ｐｐ． ７４０， ＣＲＣ Ｐｒｅｓｓ， ２００７を参照）と称される応用により行われることができ、異なるサイズのブイの使用又はケーブルに沿って様々な間隔でケーブルを配置することにより実施することで、任意の２つの隣接するブイの間の電力ケーブル部分がカテナリによる下方への偏向を有し、且つケーブル及びブイシステム全体も複数部分のカテナリー曲線を有することができる。そのため、ケーブルに沿う任意のブイが上方に移動する場合、それらのブイはより多くのケーブルの長さを取り上げて、増加のケーブル重量はそれらのブイを引き下げる。任意のブイが下方に移動する場合、これらのブイが運ぶケーブル重量は少なくなるため、深さが復帰する。水中帆ＨＳの操縦により、システム全体の深さ及び曲率はケーブル全体の張力の大小及び方向を変更することによって設定されることができる。
ａ：乱流中の２次元円形輪郭
ｂ：乱流中の４：１以上のアスペクト比を有する２次元楕円輪郭

大規模フォーメーション

本開示の例示的な実施例によれば、複数の発電タービンＧＴＵ（発電タービンユニット）は共に係留されることにより、線形アレイになることができる。図１４に示すように、発電タービンＧＴＵは、テザーに沿って連続的に分布されるジョイント（ＴＪ_ａ１、ＴＪ_ａ２…）上のアレイテザーＴＡに取り付けられ、基本的に同一水深で水平に係留される。主テザーＴＭ上のタービンＴＧからジョイントＴＪまでの距離は、ロータが４０^ｏ−７０^ｏ範囲の展開角度で主テザーＴＭから離れるように設定される。隣接する２つの発電タービンＧＴＵ間の距離は、ウィンドファームレイアウトで使用される４〜８つのロータ直径間隔規則に基づいてほぼ設定される。主テザーＴＭは、アンカーポイントＡＮまである角度で下方に延出される。ジョイントＴＪでの昇降ブイＬＢは、下向きの引張り力をバランスする。また、１組の水中帆（ＨＳ_ａ１、ＨＳ_ａ２…）はジョイントに取り付けられ、各帆は発電タービンＧＴＵに対応する。これにより、線形アレイシステムは、ＧＴＵ及び水中帆セットの連続ステージを含む。機械学（力平衡）に基づいて、それぞれのシステムとして各ステージから推定されるアレイテザーの張力を合計して、テザーの各部分の総張力を得ることができることを示す。また、各ステージからの下流方向の力成分は、線形アレイに沿って上流方向に向かって蓄積される。流れ方向に垂直する方向、即ち、水中帆ＨＳの揚力方向についても同様である。そのため、流れ及び幾何学的条件が各ステージで同一である場合、アレイ全体に沿って同じアレイ展開角度γ_ｂ，ａが維持されることができる。ｘ−ｙ平面上の単純な２つステージの例を使用する力分析を図１５に示し、上記の観点を説明する。

海流の高速コアを追跡するように、線形アレイシステクがその横方向位置を変更する、即ち、主テザーＴＭの展開角度γ_ｂ，ｍを変更する場合、主テザーＴＡの展開角度γ_ｂ，ａが変更しないことが好ましい。さもなければ、海流に面する線形アレイの正面の幅が変化し、エネルギー捕捉効率に影響を及ぼし、複数の線形アレイの形成をより複雑にする可能性がある。そうでなければ、海流に面する線形アレイの正面幅が変化し、エネルギー捕捉効率に影響を及ぼし、複数の線形アレイの形成をより複雑にする可能性がある。これは、主要な海流の全幅は最大１００ｋｍが可能であるが、その最大速度コア又はそれの主要な支流の幅はわずか数千メートルのように狭くすることで、長い線形アレイが小さなアレイ角度で展開する場合、その正面幅は過大になって、高速コアが完全に覆うことができない。図１６は黒潮における速く幅狭い海流の例示的なシナリオを示し、図１７はフロリダ海流における他の例を示す。特筆すべきことは、海流の力学的パワーはその流速の３乗に比例するため、５％の流速低下はほぼ１５％の電力損失をもたらすことがある。この考慮により、図１６及び図１７の２つのシナリオにおける「高速コアＦＣＲ」は２〜５ｋｍを超えないようにする。これにより、すべての発電機を高速コアに維持することが重要である。解決方法は、水中帆ＨＳを２つのグループに分ける。水中帆（ＨＳ_ａ１、ＨＳ_ａ２…）のステージグループは、対応するステージにそれぞれ取り付けられる水中帆を備え、その機能は、アレイ角度γ_ｂ，ａの維持により線形アレイの所望の正面幅を維持することである。主要な水中帆のグループ（ＨＳ_ｍ１、ＨＳ_ｍ２…）のグループは、先行部分ＬＳ、即ち、ジョイントＴＪ_ｍ１前の部分のすべてのステージの前に設置される。これらの帆は、主テザーＴＭの展開角度、即ち、線形アレイ全体の展開角度γ_ｂ，ｍを調整するために使用される。

２つのグループ配置の水中帆ＨＳの機能は、図１８を用いてさらに説明することができる。ＬＡ１が８つステージの線形アレイを示し、ステージの帆が７０^ｏの展開角度でアレイテザーＴＡを維持すると仮定して、主テザーＴＭの展開角度は、先行部分ＬＳでの主帆が最大限可能な力でシステムを引っ張ることによって４０°の角度に維持されることができる。アレイセールの状況及びその上の状況が変化しなければ、これらの主帆による引張り力を低減することにより、アレイテザーの展開角度を変更することなく、線形アレイ全体はＬＡ１とＬＡ７との間の任意位置に移動されることができる。このため、係留配置では、テザー上の任意の力は、テザーの下流の幾何学的レイアウトではなく、テザーの上流の幾何学的レイアウトのみに影響することができる。

この２つのグループの配置は、帆全体面積を増加させない。表１からの数値は、大きなアレイ展開角度γ_ｂ，ａの維持が水中帆ＨＳからの最大引張り力の一部のみを必要とすることを示す。それにより、多くのフル帆能力（ｆｕｌｌ ｓａｉｌ ｃａｐａｃｉｔｉｅｓ）は、個々のステージから離れて移動され、先行部分に設置されるため、この配置を実現することができる。図１４の例示的な設計に示すように、線形アレイは、８つステージを含む。表１からの数値に基づいて、各ステージは、２つの直径４０ｍの例示的なタービンと、約７０^ｏのアレイ展開角度γ_ｂ，ａを維持可能な、面積約７０ｍｘ１０ｍの１つの帆を有する。先行部分では、１２つの大型主帆が使用される。全体では、分析モデルに基づいて、タービンあたりの平均帆面積は約１４００ｍ^２であり、線形アレイ全体を移動することにより、主要な展開角度γ_ｂ，ｍを４０^ｏまで下げることができる。

２つのグループの配置により、ほぼ固定のアレイ展開角度を有すると共に、可変の主要な展開角度を有する２次元フォーメーションは、複数の線形アレイを並行に配置し、それらを密接に離間した固着位置に係留することによって形成されることができる。図１８は、３つの８つステージ線形アレイを備える２次元フォーメーションを示し、その２次元フォーメーションは、１．２〜１．５ ｍ／ｓの流速と仮定して、総発電容量２６．４〜５２．８ＭＷを有する４８つのタービンを備える。各アレイテザーの展開角度はγ_ｂ，ａ＝７０^ｏに設定され、各線形アレイの正面幅は１０００ｍよりわずかに小さい。隣接する線形アレイの間の間隔は、ウィンドファームで使用される４〜８つのロータ直径規則に基づいてほぼ選択される。（Ｋ▲ｕ▼ｈｎ Ｍ， “Ｏｆｆｓｈｏｒｅ Ｗｉｎｄｆａｒｍｓ”， Ｃｈａｐ． １６ ｉｎ Ｗｉｎｄ ｐｏｗｅｒ ｐｌａｎｔｓ： Ｆｕｎｄａｍｅｎｔａｌｓ， Ｄｅｓｉｇｎ， Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｏｐｅｒａｔｉｏｎ、Ｇａｓｃｈ， Ｒ．とＴｗｅｌｅ， Ｊ． 編、Ｂｅｒｌｉｎ： Ｓｐｒｉｎｇｅｒ−Ｖｅｒｌａｇ、２０１２を参照）。そのため、２次元フォーメーションは約１×３ｋｍの面積を占め、正面幅が約１５００ｍを有する。すべての線形アレイの主要な展開角度γ_ｂ，ｍが４０^ｏ〜７０^ｏ内に維持される場合、長さ約４．５ｋｍの主テザーＴＭの使用により、２次元フォーメーションは約１．５ｋｍの横変位の範囲を有する。主テザーＴＭの周りに水中帆ＨＳを回転することができる場合、アンカー領域のいずれかの側上の横変位の範囲は約３．５ｋｍである。隣接するアンカーポイントの間の間隔は約７５メートルである。図１９は、図１８の２次元フォーメーションの先行部分の周りの概略図を示す。また、係留システムを有する電力ケーブルの一部を示す。

大規模展開は、２次元フォーメーションにおける各線形アレイの長さ及び容量を増加させ、システムレイアウト全体及び展開角度を維持することにより形成される。図２０に示すように、複数の２次元フォーメーションは、システムの総正面幅を増加させるように並行に配置されることもできる。図２０は３つの２次元フォーメーション（ＦＭ１〜ＦＭ３）の例示的なレイアウトを示し、その中の各は図１８に示す設計であり、並行に配置され、水平位置は１０と１２との間で調整可能である。

水中帆の重心調整のための機構

水中帆ＨＳが垂直位置の近くに配向される場合、頂端付近のブイ及びバラスト（又はフレーム構造の重量）は帆を安定に維持することができる。水中帆ＨＳがローリング操縦（ｒｏｌｌｉｎｇ ｍａｎｅｕｖｅｒ）を実行するため、図１２に示すように、帆の重心は帆の位置及び配向に基づいて変更される必要がある。図２１は、帆体の内側に設置される、ウィンチＷＩＮと、滑車ＰＵＬと、一側にバラストウエイトＭＢＡが取り付けられるエンドレスロープＥＲＰと、他の側に位置される１組のブイＭＳＢとを備える調整可能なバラスト機構を示す。これにより、ウィンチＷＩＮは、バラスト及びブイをロープに沿って反対方向に移動し、相対的な位置を変更することにより、帆体の重心を変更することができる。この機構は、ブイＭＳＢだけを有するバラストしか使用しないこともできる。図２２に示すように、帆体ＨＳＢ（ＣＭＡ１〜ＣＭＡ２）における２つの機構及び機体ＦＳＬ（ＣＭＡ３）における１つの機構の３つの機構は、ローリング及びピッチングのために水中帆ＨＳの重心を効果的に調整することができる。

海流の速度変動に関しては、図２３は、昇降ブイＬＢの例示的な実施例を示す。海流速度が遅くなる場合、図１４を参照する線形アレイの先行部分ＬＳの昇降ブイＬＢの浮力を減少させる必要がある。これはいくつかの工学的な方法によって行うことができる。例えば、図２３（ａ）では、浮力を調整するため、空気ポンプＡＰＭＰ及び空気抜き弁ＡＶＡを有する機構がブイに使用されることにより、ブイに海面からの空気を入れ又はブイから空気を抜くことができる。水位５００１によって示されるように、ブイがより多くの水を含む場合、浮力が小さい。そうでなければ、水位５００２によって示されるように、ブイの浮力が大きい。図２３（ｂ）に示すように、ブイは、浮力を減少させるためにその一部が海面上に浮くことができるように、スパー形状であってもよい。ブイＬＢは低浮力位置にあることを示す。ＬＢａは高浮力位置を示す。ウィンチＷＩＮは、マルチラインジョイントＴＪ_ｍ３の深さを制御するように使用される。また、図２３（ｃ）を参照し、ブイは、ウインチを備えるラインによってマルチラインジョイントＴＪ_ｍ３にそれぞれ接続される小型ブイ（ＬＢ１−ＬＢ３）の集合体であってもよい。選択される延長ラインによって、いくつかの小型ブイ（例えば、ＬＢ２及びＬＢ３）を海面に放出することにより、総浮力を低減する。ＬＢ２ａ及びＬＢ３ａは、２つのブイＬＢ２及びＬＢ３の高浮力位置を示す。

基本アンカー方法１：斜面上の死荷重（Ｄｅａｄｗｅｉｇｈｔ−ｏｎ−ｓｌｏｐｅ）

本開示の例示的な実施例によれば、２つのアンカー方法が表示される。第１方法の基本的概念は、死荷重アンカー（ｄｅａｄｗｅｉｇｈｔ ａｎｃｈｏｒｓ）を展開するように、水流方向に面する海底地形の斜面を見つけて、斜面上の重力及びアンカーラインの張力による摩擦を使用することにより、アンカー耐力（ａｎｃｈｏｒ ｃａｐａｃｉｔｙ）を増加させる。図２４（ｂ）はこの概念を示す。

図２４（ａ）に示すように、死荷重アンカーが水平海底に設置される場合、アンカーラインの張力の水平成分はアンカーによる静摩擦を超えることができない、即ち、
その中、システムに作用する主要な力はテザーの張力Ｔ_ａｌであり、Ｗは重力であり、θ _ａｌはアンカーラインの角度であり、ｆはアンカーと海底との間の摩擦係数であり、（Ｗ-Ｔ_ａｌｓｉｎθ _ａｌ）は海底への通常の力である。上記の関係は、海水中の死荷重の正味重量に対する最大水平力の割合は
これは、水平海底上の死荷重アンカーの有効な水平耐力（及び有効な摩擦係数）である。
図２４（ｂ）に示すように、斜面上の死荷重アンカーの場合、アンカーがちょうど斜面上に移動するように引っ張れる状況において、最大耐力はアンカーラインの張力を推定することによって算出される。斜面表面に垂直する力による摩擦は、
その中、θ _{ｓｌｏｐｅ}は斜面の角度であり、θ _ａｌはアンカーラインの角度である。注意すべきことは、Ｔ_ａｌ ｓｉｎ（θ _{ｓｌｏｐｅ} -θ _ａｌ）という項（ｔｅｒｍ）は、斜面表面の法線方向に作用するアンカーラインにおける張力からの力成分である。（θ _{ｓｌｏｐｅ}-θ _ａｌ）＞０の場合、この項は摩擦引張力（ｆｒｉｃｔｉｏｎ ｐｕｌｌ）を向上させる。（θ _{ｓｌｏｐｅ}-θ _ａｌ）＜０の場合、この項は摩擦引張力を減少させる。引張り力に抵抗する他の力成分は、斜面を指す死荷重成分からの直接重力であり、
アンカーラインが死荷重アンカーを斜面上方に引っ張る傾向がある場合、アンカーラインの張力は、斜面表面に沿った成分が斜面表面に沿ったアンカー上の総下向きの引張り力Ｆｎｆ＋Ｆｓに等しい程度に達する、即ち、
式（４１）〜式（４３）を結合し、再配列により斜面上の死荷重アンカーの有効な水平耐力を表す：
θ _{ｓｌｏｐｅ} ＝ θ _ａｌの特別な場合では、式（４４）は、以下のようになる：
式（４０）、（４４）及び（４５）から算出されることにより、図２５は、水平面上の死荷重の場合と比較して、接触摩擦係数ｆの異なる値により異なる角度の斜面上の斜面上の死荷重アンカーの有効なアンカー効率を示す。斜面上の死荷重アンカーは水平面上の死荷重よりもはるかに高い効率を有する。アンカーラインの角度が小さく、傾斜角が１０〜３０度である場合、水平面が０．５〜０．７未満に対して、耐力は０．８〜１．８を超えることができる。

基本アンカー方法２：抗力停止アンカー（Ｄｒａｇ−ｓｔｏｐ ａｎｃｈｏｒｉｎｇ）

第２方法は抗力停止アンカーと称される。この方法は硬い岩盤に適用される。岩石の地形には、水流方向に面する急斜面又はほぼ垂直なライザーエッジ（ｒｉｓｅｒ ｅｄｇｅ）を有する階段状構造又は浅い突出部を見つけて、止め具（ｓｔｏｐ）とする階段構造又は移動制限器を使用するように、ライザーエッジに対して死荷重アンカーを設置する。止め具に対してアンカー及びアンカーラインを設定することにより、アンカー耐力は接触摩擦係数に限定されず、階段構造の強度及びアンカーのサイズに決定される。図２６は基本の概念を示す。アンカーの水平耐力は２つの条件によって限定される。アンカーラインの張力の大小及び角度が過大になる場合、アンカーはＡ点の周りに時計回りに回転することによって跳ね上げて浮かれて、前端が階段をスキップし、或いは（Ｂ点の周りに回転）階段から上方に直接に引っ張ることができる。この２つの条件による力平衡は以下の２つの式のようになる：
その中、Ｌ_ａはアンカーブロックの長さであり、Ｈ_ａはアンカーブロックの高さであり、式（４６）と式（４７）は、水平アンカー効率を限定する以下の２つの関係につながる：
海底が平坦である、即ち、θ_{ｓｌｏｐｅ}＝０の場合、２つの関係は以下のようになる：
これは、高い水平耐力を有するため、θ_ａｌは小さく、Ｌ_ａ／Ｈ_ａは大きくすべきであることを示す。

図２７は、式（４８）と式（４９）に基づいて異なる条件での異なるアンカーライン角度の抗力停止アンカーの有効な水平耐力を示す。アンカーラインの角度が３０度未満のすべての場合、水平面上の従来死荷重アンカーは大幅に改善される。より高いＬ_ａ／Ｈ_ａ値はより高い耐力を得る。より高い傾斜角は、より広い高耐力範囲をもたらす。抗力停止アンカーが斜面に設置される場合、少なくとも２５〜３０度のアンカーライン角度で高耐力を得ることができる。

抗力停止式アンカーの総耐力は、アンカーブロックの重量及び摩擦効果をさらに含むことができる。即ち、図２５からの対応する耐力を図２７の耐力に加算することができる。これにより、低いアンカーライン角度では、図２５に示す仕様で、４〜６の有効アンカー耐力を達成し、水平面上に従来死荷重アンカーに比べて約１０倍改善することができる。

アンカーラインの張力は、流速、タービン負荷、及び主テザーの展開角度γ_ｂの変化に応じて変化する。アンカーラインの張力が減少する場合、死荷重アンカーが斜面から滑り落ちて、システムを深くまで引き込むことを防止が必要である。これはいくつかの方法で処理することができる。先ずに、アンカーが下方に滑る傾向がある場合、アンカーと斜面との間の静摩擦はその方向を逆転させ、ほとんどの場合、下方への滑りを防止することができる。以下の条件は、アンカーが実際に滑り落ちることを防止する
式（４１）及び（４２）を挿入すると、
これは、アンカーが下方に滑り落ちることを防止するため、アンカーライン上の最小水平張力であり、正味の死荷重の一部として表される。図２５に示すように、図２５の条件及び設計パラメータを使用する計算では、θ_{ｓｌｏｐｅ}が３０^ｏより大きく、ｆが０．５より小さい場合のみ、必要な最小張力が正数になることを示す。

図２５に示すように、静摩擦のみで下向きの滑りの防止が不十分である場合、必要な最小張力が小さいので、逆方向の従来死荷重アンカーを追加することによって、他の上向き力を生成することができる。他の確実な方法は、自然な止め具を使用することである。例えば、死荷重の操作位置より下から遠くないところで勾配が平坦になる場合、地形は自然な「止め具」となり、アンカーはそこに「止まる（ｐａｒｋｅｄ）」ことができる。

アンカーの構成、実施及び展開

本開示の例示的な実施例によれば、４０ｍの例示的な発電タービンＧＴＵと、ゲッティンゲン６２４エーロフォイル輪郭を使用し、平面面積１４００ｍ^２を有する水中帆システムＨＳとを分析に使用する。例示的な発電タービンユニットＧＴＵは２つタービンと上記の平面面積の２倍の大きさを有する１組の水中帆ＨＳを備えると仮定して、先行技術文献「２０１６年４月にこの雑誌に提出されるＴｓａｏ ＣＣ， “Ｍａｒｉｎｅ Ｃｕｒｒｅｎｔ Ｐｏｗｅｒ ｗｉｔｈ Ｃｒｏｓｓ−ｓｔｒｅａｍ Ａｃｔｉｖｅ Ｍｏｏｒｉｎｇ： Ｐａｒｔ ＩＩ”」の表１に基づいて、１．５−１．６ｍ／ｓの水流での主テザーＴＭ上の最大対応張力は約６００トンである。

主テザーＴＭの長さが５〜１０ｋｍであり、アンカーポイントＡＮの深さが２００〜５００ｍであると仮定して、対応のアンカーライン角度θ_ａｌは約１^ｏ〜６^ｏである。図２５に基づいて、最適な条件で斜面上の死荷重方法を適用し、０．８〜２のアンカー耐力を得ることができる。６００トンのアンカー力を得るため、７５０〜３００トンの死荷重に相当する。図２５及び図２７に基づいて、抗力停止アンカーが使用される場合、４〜６の総アンカー耐力を得ることができ、例示的な発電タービンＧＴＵについて、１５０〜１００トンのアンカーブロックの重量が十分である。可能であれば、抗力停止アンカーの方法が好ましい。

実際の実施では、最も理想的な状況は、好ましい場所の基盤に好適な自然の階段構造が見出されることである。抗力停止アンカーは使用されて、潜水工業最小限に限定されることができる。その位置を探索するため、高分解能のサイドスキャンソナーを適用することができる。高解像度サイドスキャンソナー（Ｈｉｇｈ ｒｅｓｏｌｕｔｉｏｎ ｓｉｄｅ ｓｃａｎ ｓｏｎａｒ）は適用されることができる。アンカーブロックは予め製作されたケーソンの形態であってもよい。それらは曳船（ｔｕｇ）によって水上に浮かぶ場所に引かれ、そして浸されて海底の位置に降下する。

変更されない岩盤表面の自然な階段構造は不規則な形状を有する可能性が非常に高い。これにより、最大接触面積を有するため、形状に適合するアンカーブロックを作製することが好ましい。本開示の例示的な実施例によれば、１つの方法は、アンカーブロックの前端を崩壊可能にすることであり、例えば、図２８（ａ）に示すように、コンクリートの１つの設計例は空隙（ｖｏｉｄｓ）を有する組込型構造であり、或いは図２８（ｂ）に示すように、局所的な高圧縮は、局所的な材料を離脱して、前端の全体的な形状変化をさせることができる。もう一つの設計は、図２８（ｃ）に示すように、前端方向への圧縮強度を徐々に低下させるように、徐々に変化するコンクリート組成物を有するアンカーブロックを鋳造することであり、空隙構造と同様の機能を提供することができる。

自然な岩盤表面上に理想的な階段構造が見出されない場合、切断又は制御爆破により自然な岩盤表面を変更するように行うことができる。例えば、海底研削超高圧水流切断技術（ｕｂｓｅａ ａｂｒａｓｉｖｅ ｗａｔｅｒ ｊｅｔ ｃｕｔｔｉｎｇ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ）は現在、深さ３０００ｍで動作し、厚さ２５０ ｍｍまでの鋼（２０１６年１月に検索されるＭａｓｌｉｎ Ｅ， “Ｓｕｂｓｅａ ｗａｔｅｒｊｅｔ ｃｕｔｔｉｎｇ ｇｏｅｓ ｕｌｔｒａ−ｄｅｅｐ ａｎｄ ｕｌｔｒａ−ｈｉｇｈ ｐｒｅｓｓｕｒｅ”， ＯＥ：２０１３／Ｏｃｔｏｂｅｒ （Ｄｉｇｉｔａｌ Ｅｄｉｔｉｏｎ）を参照）、或いは厚さ１２００ｍｍまでの高強度コンクリート（２０１６年２月に検索され、匿名、“ＵＨＰ Ａｂｒａｓｉｖｅ Ｗａｔｅｒ Ｊｅｔ Ｃｕｔｔｉｎｇ”， ｉｎ ｃｏｍｐａｎｙ ｗｅｂｓｉｔｅ ｏｆ ｔｈｅ ＤＥＣＯ ｎｖ ｏｆ Ｂｒｕｇｇｅ， Ｂｅｌｇｉｕｍを参照）を切断することができる。図２９（ａ）に示すように、岩表面の隆起部上に異なる方向の複数のスリットを切断することにより、ノッチは形成されて、階段構造として使用されることができる。平坦な表面では、同様の切断手順で溝を形成することができる。図２９（ｂ）に示すように、アンカーブロックは、底部で溝に合わせて、凹形抗力停止構成（ｒｅｃｅｓｓｅｄ Ｄｒａｇ−ｓｔｏｐ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎ）となる突出部を含むように形成されることができる。

本開示の例示的な実施例によれば、図３０に示すように、システムの主要な展開角度γ_ｂの変動に適応するように、２組のアンカーの２組の階段構造を相対角度で配向させることができ、主テザーＴＭを共同で保持支持ことができる。

岩盤上の段階構造の切断は、依然として海底操作に関する。しかし、杭打ち又は穿孔では、多数の穴を形成するようにより多くの材料を除去する必要があるが、図２９（ａ）に示すスリットの材料のみを除去する必要があるため、作業コストは穿孔又は杭打ちよりもはるかに低いと予想される。

また、斜面上の死荷重アンカーの適用は基本的に困難な海底操作が必要としない。しかし、アンカー効率が低いため、より多くのアンカー質量が必要であり、より多くのアンカー質量は、抗力停止アンカーの使用と比べて、海上船舶による輸送及び操作がより多くなることを表す。

アンカーの通常の材料は、鋼及びコンクリートを含む。コンクリートは、２，４００ ｋｇ／ｍ³の密度（２０１６年２月に検索され、匿名、”Ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｎ Ｐｒａｃｔｉｃｅ： ｗｈａｔ， ｗｈｙ ａｎｄ ｈｏｗ？” ＣＩＰ ３１， ｐｕｂ． ｂｙ Ｎａｔｉｏｎａｌ Ｒｅａｄｙ Ｍｉｘｅｄ Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ａｓｓｏｃｉａｔｉｏｎ， ２０００を参照）に基づいて、水中で１４００ｋｇｗ／ｍ^３の正味重量を有する。小売価格（量産可能（ｒｅａｄｙ ｔｏ ｐｏｕｒ））は立方ヤード当たり（０．７６５ｍ³）約７５〜１５０ドルであり、水中のトン当たりの正味重量の費用が７０〜１４０ドルに相当する。また、鋼は、水中のトン当たりの正味重量の費用が約４７０〜８２０に相当する。コンクリートの使用は明らかにより経済的である。

コンクリートの圧縮強度は、２５Ｍｐａを超えることがある（２０１６年２月に検索され、匿名、”Ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｎ Ｐｒａｃｔｉｃｅ： ｗｈａｔ， ｗｈｙ ａｎｄ ｈｏｗ？” ＣＩＰ ３１， ｐｕｂ． ｂｙ Ｎａｔｉｏｎａｌ Ｒｅａｄｙ Ｍｉｘｅｄ Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ａｓｓｏｃｉａｔｉｏｎ， ２０００を参照）。２５Ｍｐａの圧縮強度では、わずか０．２５ ｍ^２の見掛け接触面積は、１つの発電タービンＧＴＵにより生じる６００トンの最大アンカー引張り力に耐えることが十分である。抗力停止アンカーの設置で数平方メートルの接触領域は数十台の発電タービンＧＴＵの線形アレイを固定することができる。

重量１５０トンの、１つの例示的な発電タービンＧＴＵが固定可能なアンカーブロックは、ケーソンとして浮遊させるため、１５０ｍ³以上の見掛け体積を有すべきであり、例えば、長さ１２ｍ×幅６．２５ｍ×高さ２ｍのサイズであり、Ｌ_ａ／Ｈ_ａ＝６を与える。

図３１の例示的な設計に示すように、アンカーブロックを緩く連動且つ積み上げ可能な形状とすることにより、全アンカー重量は、集中し且つ安定する方式で増加することができる。例えば、８つのアンカーブロックは、（１．２〜１．５ｍ／ｓの流れで）８．８〜１７．６ＭＷの総発電容量を有する８つの例示的な発電タービンＧＴＵの１つの線形アレイを少なくとも固定することができる。ブロックの占有面積は、３０ｍ×２０ｍ未満である。抗力停止アンカーの設置では、８つステージのアレイの階段構造における必要な接触面積は２ｍ^２に過ぎない。これにより、１つ又は２つの小さな溝のみの切断が必要である。また、１つ又は２つの先行ブロックのみが溝に係合する必要があり、他のブロックは「付加的な（ａｄｄ−ｏｎ）」ブロックであってもよい。

システム故障モードの設計

より好ましくは、海流速度が突然に増加し、或いは流れの方向が非主要方向（ｎｏｎ−ｄｏｍｉｎａｎｔ ｄｉｒｅｃｔｉｏｎｓ）へ変化する場合、システムの損傷又は損失を防止するため、タービンブレードは、突進抗力（ｔｈｒｕｓｔ ｄｒａｇ）を減少させるために、それらをフェザリング位置（ｆｅａｔｈｅｒ ｐｏｓｉｔｉｏｎｓ）に置くことができるように、ピッチ制御能力を有すべきである。

可能な係留故障は、テザーの破損、或いは抗力停止アンカーの場合、階段構造の破損又は階段からのアンカーの滑り（例えば、非常に強い地震）などのシナリオを含む。階段構造の故障を防止する１つの方法は、平行な冗長溝を切断し、先行のアンカーブロックの下部に冗長な突出特徴を形成することにより、ブロックが引っ張られて移動される場合、新しい停止構造が形成されることができる。

システムは中性浮力に近い状態にする必要があるが、依然として浮遊することができる。操作では、水中帆及び２つのタービンを接続する水平前接続板はシステムを操作深さまで引き下げる。係留故障の場合、システムは浮き上がり、海で失われないことができる。

速度調整の方案

水中帆ＨＳの迎角の調整は外側への移動速度を制御することができる。速く移動するために、水中帆ＨＳは、その迎角が目的地での静止バランスに要求される迎角よりも大きくなるように傾斜して、即ち、ピッチをオーバーシュートすることができ、システムはより大きな引張り力及びより高い平均速度を得ることができる。システムが最終位置の近くに移動される場合、水中帆ＨＳは目標角度までピに戻すように傾斜する。流量変化が遅い場合、水中帆はより小さな迎角に傾斜することもできます。

システム移動中には、タービンが最大ベッツ効率（ｍａｘｉｍａｌ Ｂｅｔｚ ｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ）で発電し続ける場合、タービンは非常に強い推力に耐えて、システムの移動速度を限定する。しかし、タービンブレードがフェザリングに向かって傾斜する場合、タービン上の推力を大幅に減少させることができ、より高い運動速度を達成することができる。

内側へのシステム速度について、初期の内向き速度は、以下に説明するドリフト速度よりも速いことはできないと推測できる。内側への移動では、最終的な目的地に関係なく、水中帆ＨＳは、初期段階で小さな迎角に傾斜することができることにより、ほとんどの移動過程では、帆テザーの張力は最小になる。水中帆ＨＳから外側への強い引張り力の損失のため、主テザーＴＭ及びマルチラインジョイントＴＪの間のケーブルもまた、初期段階で張力を損失する。これにより、システムはドリフトし、海流はタービンを下流側及び内側に運び、主テザーＴＭだけによって繋がれる。これらは、例示的なシステムの最初の内向き速度の限界である。水中帆ＨＳの迎角を大きくすることにより、外側への引張り力を増加させて、内側への移動が遅くなる。γ_ｂが所望の最終角度に近づく場合、水中帆ＨＳは、制動するように所望の迎角に傾斜して、システムを最終的な目的地に落ち着かせることができる。

概念設計及び可能性研究

線形アレイが大容量の横変位を得るため、代替的なかつ費用効率の良い方法は、比較的短い主テザーＴＭを使用し、リニアアレイを複数のアンカーポイント間で移転すると共に、アンカーポイントに固定される場合、システムは依然として横方向に揺れることができる。この方法では、線形アレイの水平変位の範囲はアンカーポイントの数及びスパンのみに限定される。アンカーはＣＳＡＭシステムの費用構造に占める割合が小さいため、効率的且つ経済的な方法を設計して開発することができれば、固着位置の横方向移転の方法は、長いテザーの使用に比べて大きな明らかなコスト優位性を有することができる。大蛇行（ＬＭ）効果に適応する需要は、主に、短期間の取り扱いではなく、長期的な代替のための予防措置を考慮すると、より短いテザーと付加的なアンカーポイントとの組み合わせがもっと合理的になる。ＣＳＡＭ概念の長い直線アレイの集中的な固定を可能にする特徴は、この方法にとっても有利である。

複数のアンカーポイント間で移転する方法では曳船又は１つグループの曳船は、アンカーから取り外した後、テザーを牽引して、線形アレイ全体を他のアンカーポイントに移動するように使用される。図３２は、多数のアレイの形成における１つの線形アレイを曳船により１つのアンカーポイントから他のアンカーポイントへ移動させる手順を示す。ステップ１（図３２（ａ）では、線形アレイＬＡ１を揺動して、所望の変位方向に向かって最も遠い位置（位置２）へ移動する。主曳船（ＴＢ１及びＴＢ２）は主テザーＴＭ１の浅い端部でアレイと接続して牽引すると共に、他の曳航ＴＢ３は主テザーＴＭの深い端部でアンカー連結具（ａｎｃｈｏｒ ｃｏｕｐｌｉｎｇ）ＡＮＣと接続する。通常には、牽引接続点は海面上のＡＮＣＢのようなブイでマークされることにより、曳船はブイ列を回収して牽引ラインの接続を行うことができる。ステップ２（図３２（ｂ））では、線形アレイにおけるすべてのタービン及び水中帆ＨＳをフェザリング位置に位置することにより、システム上の流動抵抗を減少させる。そして、主曳船（ＴＢ１及びＴＢ２）は、主テザーＴＭの張力を緩めるように、システムを上流へ短い距離で牽引し、曳船ＴＢ３はアンカー連結具を外すことができる。そして、ステップ３（図３２（ｃ））では、曳船ＴＢ３は連結具を有する主テザーＴＭの深い端部を次のアンカーポイントに牽引し、次のアンカーに接続すると共に、主曳船（ＴＢ１及びＴＢ２）は線形アレイを適切な位置に基本的に保持することにより、主テザーＴＭに最小張力を有する十分な弛度を与える。テザーが新しいアンカーと接続される場合、ステップ４（図３２（ｄ））では、水中帆ＨＳは線形アレイの保持且つ位置決めの機能を再開し、主曳船から引き継ぐ。現在、線形アレイは新しいアンカーポイントの左側に位置されるため、新しいアンカーポイントで初期位置を維持するように、左に揺動することができる。そして、すべての曳船は２つの牽引ケーブル接続を解除することができる。ステップ５（図３２（ｅ））では、第２線形アレイ（ＬＡ２）は、所望の変位方向に向かって最も遠い位置に揺動すると共に、曳船はそれらへの作業を準備するように再配置する。上記の手順では、ほとんどの側方移動はＣＳＡＭシステムによって行われる。多くの横移動はＣＳＡＭシステムにより行われる。線形アレイが牽引される場合、主曳船は長距離移動しない。それらは基本的にアレイを保持し、又は短い距離だけで移動するため、曳船ＴＢ３及びアンカー連結具を次のアンカーポイントに達することが十分である。そのため、主曳船が牽引される場合、速く移動する必要はない。また、曳船ＴＢ３は、基本的に主テザーのみを牽引し、その流動抵抗が総抗力の部分より少ないため、牽引を行い時、速く移動することができる。

図３３は、アンカー結合機構の概念設計及びその操作を示す。連結具は、主テザーの深い端部に取り付けられる雄部ＡＮＣ＿Ｍと、アンカーラインに取り付けられる雌部とを備える。係合の場合、雄部品のキーは、開いたガイドウェイを通って雌部ＡＮＣ＿Ｆのスロット内にスライドすることにより、２つの部品のフック周縁（フック周縁）（ＨＲＫ及びＨＲＳ）を係合する。フック周縁は、雄部がテザーの引張り力で座部に下向きに設置されるように、若干傾斜する（図３３（ｂ））。短突出係止構造Ｓは、着座した雄部がフック周縁から離れて後退することを防止する（図３３（ｃ））。主テザーの荷重が緩和される場合のみ、牽引ラインによる上方への引張り力によって雄部を外し、連結具を解除することができる（図３３（ｄ））。曳船ＴＢ３の操作に対する重要な問題の１つは、迅速かつ正確に連結することである。この目的のため、２つのブイ（ＡＮＢ＿Ｌ及びＡＮＢ＿Ｒ）は水中に雌連結具を懸架し、又は連結具の位置もマークする。牽引ラインの端に近く取り付けられる水中カメラモジュールは、牽引を案内するように牽引ラインに沿って下に向かうように見える。主テザーを有する雄連結具が牽引され、下流から雌連結具に接近して、先ずに２つのブイの間（位置２１）で移動する。カメラを雌部の位置に固定する場合、曳船はスロットを通って（位置２２まで）上流に雄部を牽引して、牽引ラインを徐々に緩めて雄連結具を雌部に下向き移動することにより、連結を行う（図３３（ａ））。

この曳船に基づく移送システムの技術的実現可能性は、曳航式要件とシステム移転速度に関する予備分析によって説明することができる。

先ず、曳船は、線形アレイ全体を牽引するために十分なボラードプル能力（ｂｏｌｌａｒｄ ｐｕｌｌ ｃａｐａｃｉｔｙ）を有する必要があり、線形アレイ全体の流動抵抗を克服する。上述した例示的なタービンを例として、１．５−１．６ｍ／ｓの流速で、２つの例示的なタービンを備える発電タービンユニット（ＧＴＵ）は、ＣＳＡＭステージを形成するように、２ｘ１４００ｍ^２の総平面面積を有する上述の水中帆のシステムと、６００トンの最大対応操作張力に耐えるように、１２本の２インチ鋼ワイヤーロープ（又は同様な能力の張力部材）を備える主テザーとが必要である。３ｘ８（２４）の例示的な発電タービンユＧＴＵを備える長い直線アレイの例では、主テザーは２４ｘ１２の２インチ鋼ワイヤーロープが必要であり、並行に整列且つパッケージされて、図３４に示すような構造が形成される。その構造の断面形状は、流線形カバーでテザー上に配置されて、流動抵抗を低減する。全負荷で操作する場合、すべてのタービン上の抗力（又は推力）は以下のように表す：
その中、Ｃ_Ｄｔはタービンの抗力係数（ベッツ理論によって０．８９と等しい）であり、Ａ_ｔｔはすべてのタービンの総掃引面積である。一定速度の流れでは、Ｄ_ｔｔは一定である。これにより、Ｄ_ｔｔに関して、システムの他の部分又は異なる操作状況での流動抵抗を論じることが容易になる。
例示的な線形アレイ全体が操作し、展開角度γｂ、ｍが小さい場合、図１２の位置３に示すように、流れがテザーを流れる。横方向流動抵抗（ｃｒｏｓｓ ｆｌｏｗ ｄｒａｇ）は以下のように表す：
その中、Ｃ_Ｄｃｃは横方向流動抗力係数であり、Ａ_ｃｆはテザーの投影正面面積である。テザー上のこの抗力Ｄ_ｃｃの意義は、すべてのタービンＤ_ｔｔに対する抗力と比較することによって以下のように評価することができる。
その長さのため、テザーは２次元物体とされ、その断面輪郭は流れに対して依然として楕円形とされる。乱流での楕円形輪郭を有する２次元物体の抗力係数Ｃ_Ｄｃは０．１〜０．２である（Ｓｈａｍｅｓ Ｉ．Ｈ． Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ｏｆ Ｆｌｕｉｄｓ， ２ｎｄ ｅｄｉｔｉｏｎ， Ｃｈａｐｔｅｒ １０： Ｂｏｕｎｄａｒｙ−Ｌａｙｅｒ Ｔｈｅｏｒｙ． Ｎｅｗ Ｙｏｒｋ： ＭｃＧｒａｗ Ｈｉｌｌ， １９８２を参照）。テザーの投影正面面積は以下のように表す：
その中、ｌ_ｃ及びｔ_ｃはテザーの長さ及び厚さである。参照例として、展開角度γ_ｂが４０^ｏ〜７４^ｏの範囲であり、図３４からのｔ_ｃ≒０．５ｍ、且つｌ_ｃ＝１０ｋｍをさらに仮定する例示的な長い線形システムについて、式（５４）からの抗力の平均比は以下のように推定する：
線形アレイが操作モードを解除して牽引の準備ができている場合、牽引では取り外した線形アレイ上の抗力を低減するため、タービンブレードはフェザリング方向に配置され、水中帆ＨＳも最低抗力及び揚力をもたらす迎角に配置される。線形アレイ全体上の総抗力はタービンＤ_ｔｔｆ、水中帆Ｄ_ｓｔｆ、テザーＤ_ｃｌ及びテザーを懸架するブイＤ_ｂ上の流動抵抗を含む、即ち、
式（５７）では、Ｄ_ｃｌは、主テザー及びアレイテザーの両方が下流方向に配置されるため、テザーに沿って縦流により生じる抗力である。Ｄ_ｃｌを推定するため、テザーのカバーの楕円断面輪郭は部分の円に近似することができ、シリンダーに沿った流れによる縦方向抗力の結果を適用することができる、即ち、
その中、Ａ_ｃｓはテザーの総表面面積であり、Ｃ_ＤｃｌはＲｅｉｄ Ｒ．Ｏ．； Ｗｉｌｓｏｎ Ｂ．Ｗ． Ｂｏｕｎｄａｒｙ Ｆｌｏｗ ａｌｏｎｇ ａ Ｃｉｒｃｕｌａｒ Ｃｙｌｉｎｄｅｒ． Ｎａｔｉｏｎａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ａｎｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ Ｃｏｍｐａｎｙ， ＴＲ ２０４−４ （Ｍａｒｃｈ １９６２）を参照する表面粗さに基づいて０．００２〜０．０２の範囲である。図３４と同じ構造の長さ１０ｋｍのテザーを有する３ｘ８台の発電タービンＧＴＵの線形アレイの例について、Ａ_ｃｓは約４ｘ１００００ｍ^２である。Ｄ_ｔｔに対するテザー上の対応する縦方向抗力の比率は、
ブイは、テザーを中性浮力に近い状態に維持するように、テザーに沿って取り付けられるため、テザーの重さがシステムを海底に沈下しない。総浮力の一定量の場合、総抗力を小さくするように、個々のブイのサイズが大きくなる、或いはブイの数が少なくなる。これは、浮力は線形次元の３乗に比例し、抗力はその２乗に比例するためである。これにより、楕円形を有する大体積のブイが使用すべきである。例えば、２０つのブイが例示的な線形アレイの長さ１０ｋｍの主テザーに使用されると仮定して、各ブイは５００ｍのテザーを負荷する。図１６に示す構成に基づいて、重量１１．０２ｋｇ／ｍの２インチのワイヤーロープ及び１９．４ｋｇ／ｍの電力ケーブルにより、電力ケーブルを有する主テザーの５００ｍ部分の重量は、海水で１４３５トンであり、０．８５のブイ効率を有し、４．７ｍ×１８．８ｍの半軸長さのスフェロイドブイにより懸架されることができる。アスペクト比１：４のスフェロイドは、乱流で０．０６と低い抗力係数Ｃ_Ｄｂを有する（Ｓｈａｍｅｓ Ｉ．Ｈ． Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ｏｆ Ｆｌｕｉｄｓ， ２ｎｄ ｅｄｉｔｉｏｎ， Ｃｈａｐｔｅｒ １０： Ｂｏｕｎｄａｒｙ−Ｌａｙｅｒ Ｔｈｅｏｒｙ． Ｎｅｗ Ｙｏｒｋ： ＭｃＧｒａｗ Ｈｉｌｌ， １９８２を参照）。ブイ上の抗力はテザー上の縦方向抗力と比較することができる：
その中、ｎ_ｂ＝２０、Ｒ_ａ＝４．７ｍ。Ｃ_Ｄｃｌは０．００２〜０．０２の範囲であり、その比率Ｄ_ｂ／Ｄ_ｃｌは１．０〜０．１の範囲である。式（５９）により、以下のようになる：
フェザリングのタービン上の流動抵抗Ｄ_ｔｔｆは全負荷抗力Ｄ_ｔｔに対して推定することもできる：
その中、Ｄ_ｔｆはフェザリング条件（ｆｅａｔｈｅｒｅｄ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ）での単一のタービン上の抗力であり、Ａ_ｔｆは非回転のタービンブレードの平面面積であり、Ｃ_Ｄｔｆはフェザリング条件でのタービンの抗力係数であり、翼輪郭のタービンブレードの抗力係数である。比率Ａ_ｔｆ／Ａ_ｔは、基本的にロータの硬さ程度であり、タービン翼の場合、先端速度比（ｔｉｐ ｓｐｅｅｄ ｒａｔｉｏ）約５のタービンブレードについて約１０％である。翼輪郭のロータブレードは０．０２未満の抗力係数を有する。これにより、比率Ｄ_ｔｔｆ／Ｄ_ｔｔは０．２２未満である。
水中帆について、（図３に基づいて）迎角が最小に設定される場合、α＝４°であり、例示的な水中帆Ｃ_Ｄｓの抗力係数は約０．０２である。Ｄ_ｔｔに対する「フェザリング」状態でのすべての帆の抗力の比率は、
その中、D_sは水中帆上の抗力である。
上記のすべての結果を式（５７）に挿入して、例示的な線形アレイ上の総流動抵抗を以下のように与える：
そのため、１ｍ／ｓの流速で、Ｄ_ｔｔ＝２，７５０トンの力であり、総流動抵抗は約８３〜１２１トンである。水中帆は抗力を引き起こす多くの表面面積を有するため、多くの抗力は水中帆から生じる。この抗力は、抗力と流速の二次関係を利用して、システムを海流がより遅く流れるより深い深さに沈み込むことにより減少することができる。例えば、流速が０．７ｍ／ｓまで低下する場合、抗力は、５０％未満又は４０〜６０トンまで低下することができる。７０００〜１００００馬力（５２２０〜７４６０ｋＷ）以上の曳船は、一般に１００トン以上のボラードプルを有する。３〜４０００馬力以上の定期的な港湾曳船は、約５０〜６０トンのボラードプルを有する（例えば、ｈｔｔｐ：／／ｗｗｗ．ｓｕｎｍａｃｈｉｎｅｒｙ．ｃｏｍ／ｔｕｇ＿ｂｏａｔｓ＿ｆｏｒ＿ｓａｌｅ．ｈｔｍｌ（Ａｃｃｅｓｓｅｄ Ｓｅｐｔｅｍｂｅｒ ２０１６）からのデータを参照）。これにより、このような能力を有するいくつかの曳船は、一緒に作業して約０．７〜１．０ｍ／ｓの海流で長い線形アレイを保持し、或いは線形アレイを若干速い速度で移動させることができ、これは３２に示す牽引及び再配置操作に十分である。

この曳船に基づく移動システムによる横移動速度は、典型的な曳船のサービス速度に基づいて推定することができ、約１０〜１５ノット（５〜７．５ｍ／ｓ又は１８〜２７ｋｍ／ｈｒ）である。隣接するアンカーポイントの間の１０ｋｍの間隔を仮定する場合、２つの隣接するアンカーポイントの間の往復の移動時間は１時間未満になることができる。牽引ラインの接続／切断、且つアンカーライン（テザー）及び送電ラインの連結／分離（ｄｅｃｏｕｐｌｉｎｇ）が合理的に迅速に行うとさらに仮定して、１０ｋｍの１つの固定点のステップで１つの線形アレイの横方向移転は２時間で完了することができる。そのため、１２時間の１日作業日で、１つの小さいグループの曳船によって、６つの線形アレイを１０ｋｍ移転し、又は３つの線形アレイを２０ｋｍ移転することができる。多重交替（ｍｕｌｔｉｐｌｅ ｓｈｉｆｔｓ）及び／又は自動化により、移転速度は倍増することができる。

アンカー位置の移転において、電力伝送ケーブルの接続の考慮も必要である。線形アレイが固定されるアンカーポイントに固定され、横変位がＣＳＡＭシステムの揺動のみにより実現する場合、懸架且つ固定の電力ケーブルの接続システムは図１２に示すように適用されることができる。この方法の基本的な設計パラメータが説明且つ分析される（Ｔｓａｏ Ｃ．Ｃ． Ｍａｒｉｎｅ Ｃｕｒｒｅｎｔ Ｐｏｗｅｒ ｗｉｔｈ Ｃｒｏｓｓ−ｓｔｒｅａｍ Ａｃｔｉｖｅ Ｍｏｏｒｉｎｇ： Ｐａｒｔ ＩＩ． Ｓｕｂｍｉｔｔｅｄ ｔｏ Ｒｅｎｅｗａｂｌｅ Ｅｎｅｒｇｙ ｉｎ Ｍａｙ ２０１６．を参照）。しかし、長い電力ケーブル上の追加の流動抵抗により線形アレイ上の追加の引く力に抵抗するため、海流のアンカー位置移転システムにこの配置を適用することは、付加的な水中帆が必要なことがある。また、線形アレイの発電タービンＧＴＵからの電力ケーブルは、テザーに沿ってアンカーに接続され、そして海岸に通じる電力伝送ケーブルに接続されることができる。この方法では、図３２（ｅ）に示すように、陸地からの長い電力伝送ケーブルは各アンカー位置に接続され、それぞれ懸架されて固定されるシステムは電力ケーブルを支持することにより、線形アレイが影響を受けないようにする。線形アレイからの電力ケーブルとアンカーポイントに通じる電力伝送ケーブルとの間には、海底で何回も容易に接続且つ断線可能な電気的連結システムが必要である。少なくとも２つの基本的な電気的連結方法は、直接的な電気的接触（プラグとレセプタクル）又は電磁誘導（トランス構造）による方法である。接触型連結は、制御された環境の概念に基づく開発されることができる。例えば、シーメンス（Ｓｉｅｍｅｎｓ）製のＳｐｅｃＴＲＯＮ海底嵌合コネクタは、接合及び取り外す（ｕｎ−ｍａｔｉｎｇ）過程で海水から接点を隔離するため、二重冗長誘電油浸式（ｄｏｕｂｌｅ ｒｅｄｕｎｄａｎｃｙ ｄｉｅｌｅｃｔｒｉｃ ｏｉｌ ｆｌｏｏｄｅｄ）及び圧力平衡型シール（ｐｒｅｓｓｕｒｅ−ｂａｌａｎｃｅｄ ｓｅａｌｉｎｇ）による伸縮可能なプラグピンプラグピンを使用する（Ｓｉｅｍｅｎｓ ＡＧ ｐｒｏｄｕｃｔ ｂｒｏｃｈｕｒｅ． ＳｐｅｃＴＲＯＮ： Ｓｉｅｍｅｎｓ ｓｕｂｓｅａ ｍｅｄｉｕｍ ａｎｄ ｈｉｇｈ ｐｏｗｅｒ ｅｌｅｃｔｒｉｃａｌ ｃｏｎｎｅｃｔｏｒ ｓｙｓｔｅｍｓ ｆｏｒ ｔｈｅ ｏｉｌ ａｎｄ ｇａｓ ｉｎｄｕｓｔｒｙ． Ｓｉｅｍｅｎｓ ｅｎｅｒｇｙ ｂｕｓｉｎｅｓｓ ｗｅｂｓｉｔｅ， ２０１６． ｈｔｔｐ：／／ｗｗｗ．ｅｎｅｒｇｙ．ｓｉｅｍｅｎｓ．ｃｏｍ／ｍｘ／ｐｏｏｌ／ｈｑ／ｉｎｄｕｓｔｒｉｅｓ−ｕｔｉｌｉｔｉｅｓ／ｏｉｌ−ｇａｓ／ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ／ｓｕｂｓｅａ／ｐｒｏｄｕｃｔｓ／ｃｏｎｎｅｃｔｏｒｓ／ＳｐｅｃＴＲＯＮ＿Ｊｕｌｙ＿２０１３．ｐｄｆ （Ａｃｃｅｓｓｅｄ Ｏｃｔｏｂｅｒ ２０１６）を参照）。誘導型連結は、基本的には、１次巻線コイル及び２次巻線コイルを腐食防止及び電気抵抗遮蔽を有する着脱可能な部品に分ける。海底電気的連結システムは、機械的アンカー連結具と並んで設置されることができ、アンカー連結具の係合の後に動作する（且つ離脱の前に停止にする）ことができる。

例示的なタービンに対応する電力ケーブルの物理的なサイズ及び重量は対応するテザーよりも比較的に小さいので、電力ケーブルは、テザーが上記の分析から得られる流動抵抗の値を大幅に変化しないサイズを含む。図３４は、主テザーに沿って配置される電力ケーブルを示す。

渦の乱れに対する補助的アンカー

説明されるＣＳＡＭシステムのレイアウトは、発電タービンが限定且つ集中の場所に固定される線形アレイの長いテザー上に設置されることを特徴とする。このフォーメーションは、大きな縦方向距離の海流の流れに追従する能力に最も良い表現が得られる。しかし、渦又は台風、或いは他の望ましくない一時的な流れパターンの通過によって生じる円形の流れパターンの通過では、システムの破壊を防止するため、特に大規模な実施では、付加的なアンカー機能が必要である。

原則として、システムが１つの点に基本的に固定されるので、ＣＳＡＭシステムを備えるタービンの線形アレイ全体を流れ方向の変化に追従して回転させることができる。しかし、アンカーポイントでの回転機構が複雑であり、特に複数の線形アレイが考慮される場合、電力伝送ケーブルの回転も考慮する必要がある。

より簡単な方法は、アレイテザーに沿って補助アンカーにより線形アレイを係留することにより、非定常流れパターンの通過期間に線形アレイの配向を維持することである。海の渦の内部の流速は通常遅い。そのため、この一時的な旋回式の流れパターンの期間では、主な目標は、発電を継続することはなく、システムのフォーメーションを維持し、損傷を防止する必要がある。これにより、需要に応じて、タービン及び水中帆は、抗力を軽減するためにフェザリングすることができる。さらに、より遅い流れはシステム上のより小さい流動抵抗に対応する。そのため、戦略的な位置でのより少ない容量の少数のアンカーは、線形アレイを位置に維持することができる。本開示の例示的な実施例によれば、図３５は３×８つステージの例示的な線形アレイを有する概念を示す。例示的な線形アレイは、３つの部分を備え、各部分は８つステージのタービン（８つのツインタービンユニット）を有する。４つの補助アンカー（ＡＡＮ＿１〜ＡＡＮ＿４）は、各部分の２端を係留するように使用される。上記の部分では、フェザリング条件でそのシステム上の総流動抵抗を推定した。横方向流れ又は縦方向流れのいずれであれ、上記の推定に基づいて、総抗力は、システム内のすべてのタービン上の総全負荷推力Ｄ_ｔｔ，の５％未満であることを示す。０．７ｍ／ｓの流速では、これは約６３トンの総抗力に相当する。従って、各補助アンカーは、１６トン未満の水平力しか必要しなくなり、従来のアンカー耐力が０．５であると仮定して、約３２トンのコンクリート重力アンカーを有する単一の１．５インチのワイヤーロープのアンカーラインによって取り扱うことができる。

ＣＳＡＭシステムの横方向揺動及びアンカー位置移転システムの機能に影響を与えないため、補助アンカーは、需要に応じて係合又は離脱できるように、伸縮及び着脱を可能にする必要がある。着脱可能な係留システムは、海底に予め設置される対応するアンカーポイントに引っ掛けるため、線形アレイからアンカー結合機構を有する伸縮可能な係留ラインをその先端に海底まで展開することにより達成することができる。遠隔操縦式電気式ウインチは、係留ラインを展開する又は引き込むことができる。アンカー結合機構は、システムから引き出される電気によって作動され、遠隔又は自動的に制御されることができる。この着脱可能な係留システムの１つの問題点は、展開される係留ラインが予め設置されるアンカーポイントを見つけて係合させることを如何に確保することである。本開示の例示的な実施例によれば、図３６（ａ）は、この問題を取り扱うように、捜索及び位置決めのメカニズムの概念を示す。係留ラインＭＬはカプセルハウジングから深くまで降下される。ドリフトアンカーＤＡはその端部に取り付けられ、連結具機構ＣＰＳはドリフトアンカーの少し前に取り付けられる。係留ライン及び付属品は中性浮力を有するように構成されるので、海流におけるドリフトアンカーの抗力効果でラインを下流に延出する。重量クランプ（ｃｌｕｍｐ ｗｅｉｇｈｔ）ＣＬＫは、係留ラインに沿って選択位置に加えられて、ラインを所定の深さまで引き下げることにより、重量クランプとドリフトアンカーとの間のラインの部分は所定の深さで水平に下流に延出する。カプセルからラインの引き上げ又は引き下げは、ラインの水平部分ＭＬＨの深さを調整することができる。また、アンカーラインＡＡＬは、その一端がアンカーブロックに取り付けられ、他の端が連結ボールＣＰＢを有する。ブイは連結ボール及びアンカーラインを持ち上げて海底に附着される。アンカーを係合させるため、連結具機構ＣＰＳを連結ボールＣＰＢに連結する。図３６（ｂ）に示すように、これは、線形アレイを横方向に揺動させて、係留ラインの水平部分ＭＬＨはアンカーラインの位置付近を掃引し、アンカーラインＡＡＬを横切って最終的に接触してブラッシング（ｂｒｕｓｈｅｓ）することにより完成する。そして、係留ラインの一端にある連結具機構は、そのフックの１つでアンカーラインに引っ掛けて、アンカーラインを連結ボールに当たるまでスライドさせて、ボールをソケット空間に連結する。係留ラインの水平部分ＭＬＨは、流れ方向でのカプセルに対する海底上のアンカーの許容可能な位置誤差を増加させる。この過程では、アンカーラインの浮動剛性を係留ラインの水平部分の形状剛性よりもはるかに高く維持することにより、係留ラインは、以外の方法ではなく、アンカーライン上にブラッシングされることが重要である。一般的には、これは、アンカーライン上の大きなブイ、大きな重量クランプＣＬＫ、及びあまり強くないドリフトアンカーの使用により達成することができる。ソケットとボールが結合される場合、カプセル中のウインチは所望の線長を維持するため、ラインを引き上げることができる。

本開示の例示的な実施例によれば、図３７（ａ）は、連結具機構ＣＰＳの設計概念を示し、アンカーラインをつかむ側フックの１つを示す。側フックは回転して、「フックの準備完了（ｒｅａｄｙ ｔｏ ｈｏｏｋ）」の状態で表示される。連結ソケットは、２つの側フックと、２つの下部ジョーと、構造基体に固定される１つの上部ジョーとによって限られる空間によって形成される。２つの下部ジョーは回転可能であり、軸の反対側までの長いアームを有する。下部ジョーが任意の力に耐えない場合、長い腕は重力により下方に回転し、ジョーを閉じる。電気的に作動されるピンは、下部ジョーを長いアームの端部からロックする。ソケット空間が形成され、開放力にその抵抗する能力は、レバレッジ比が大きいために非常に大きい。図３７（ｂ）に示すように、係留ラインが持続的に引っ張られ場合、機構ＣＰＳは、カプラーボールＣＰＢがソケット空間に落ちて連結が完了するまでアンカーラインを上方にスライドさせる。連結を解除するため、ロックピンユニットはロックピンを引っ込めることにより、連結ボールはアンカーラインからの引張り力でソケットから出ることができる。同時に、図３７（ｃ）に示すように、側フックは後方に回転して、道を空けて、ボールに追従するブイをガイドして連結具機構を離れる。

ＣＳＡＭシステムの設計では、発電タービンＧＴＵは２つの係留線ＣＡに取り付けられることにより、発電タービンＧＴＵは、アレイテザーＴＡと干渉することなく、流れ方向に追従する。発電タービンＧＴＵと前接続板ＦＣＢは中性浮力を有するように構成され、前接続板は、発電タービンＧＴＵをアレイテザーの上に上昇するために追加の揚力を提供することもできる。水中帆ＨＳも帆テザーを介してアレイテザーに取り付けられることにより、水中帆が発電タービンに影響を与えない後、水中帆は発電タービンＧＴＵ及び後流の前方に直接に配置されない。主テザーＴＭ及びアレイテザーＴＡが補助アンカーによって固定され、円形の流れパターンに影響される場合、発電タービンＧＴＵ及び水中帆ＨＳの移動は、３６０度の回転を回避するために制限される必要もある。図３８に示すように、一般的には、過回転を防止するため、ウィンチＲＷと索条（ＴＲとＳＲ）の拘束索具システムを適用して、（前センターボードでの）発電タービンＧＴＵ及び（テール付近の）ハイドロセイルを引っ張ることができる。図３８（ａ）〜（ｃ）に示すように、電気式ウインチは、異なる条件及び流れ方向で索条の長さを調整する。図３８（ｄ）〜（ｅ）に示すように、流れが正面から来る場合、索条の機能はそれほど重要ではない。

日本南部の黒潮発電所のシステム

図４０は、地形図に重畳されるＭＥ Ｗｅｂ ＧＩＳ データセットからのシミュレーション結果（東京大学及びＪＡＭＳＴＥＣ（日本国立研究開発法人海洋研究開発機構）のＭａｒｉｎｅ Ｅｎｅｒｇｙ Ｗｅｂ ＧＩＳ Ｄａｔａｓｅｔ、オンラインで利用可能なアドレス：ｈｔｔｐ：／／ｗｗｗ．ｔｏｄａｉｗｗ３．ｋ．ｕ−ｔｏｋｙｏ．ａｃ．ｊｐ／ｎｅｄｏ＿ｐ／ｊｐ／ｗｅｂｇｉｓ／）に基づいて、２００２年〜２０１１年のＮＬＭ期間とＬＭ期間における日本南部黒潮の平均パワー密度の分布を示す。ＮＬＭの高パワー密度帯では、水深が５００〜１０００ｍ未満である広い面積の海底は、室戸岬及び潮岬の沖合に存在することを示す。可能なＬＭ効果ではない場合、これらの場所は発電に適切な領域であってもよい。本研究で説明されるＣＳＡＭと拡張横変位技術により、可能な大蛇行期間にある程度に対応可能な日本南部の海流発電所のシステムを設計して全体システムとすることができる。この概念は、ＮＬＭ期間中にＣＳＡＭに基づく発電システムをすべての３つの岬の沖合にある理想的な領域に展開して動作することであり、その中の足摺岬の沖合にある領域は、「予備場所（ｂａｃｋｕｐ ｓｉｔｅｓ）」とし、ＬＭ期間の２番目に高いパワー密度帯（７５０−１０００Ｗ／ｍ２）に位置される予備のアンカーポイントを有する。ＬＭが発生する場合、室戸岬地区及び潮岬地区の沖合にあるシステムをこれらの予備場所に移転し、発電を続けることができる。即ち、「通常の」ＮＬＭ期間では、最大限の流量パワー密度で動作する３つの領域の発電グループを有する。可能なＬＭ期間では、２つの東部岬の沖合に位置される発電グループは、電力が出力できない低速流れに残されることではなく、少なくとも２番目に高いパワー密度で再配置して動作することができる。

注意すべきことは、本発明は、海洋又は海流発電の応用を参照して主に説明されるが、この流れにわたる能動的な係留の概念は、発電用タービン以外のペイロードに適用することもできる。例えば、ソナー、流速計又は水中マイクなどのセンサーはペイロードであってもよい。これらの装置は、河川又は潮流を含む流体流れにわたって配置されることができ、水中帆の調整により流体に移動されることができる。

海流又は河川の他、本発明は、相対的な流体流れの状況に適用することもでき、例えば、水域に航行船から、且つ水中帆を有するペイロードを展開して牽引し、航行船をアンカーポイントとして使用する。

本発明は、主に、係留されるペイロードを横方向に引っ張る流体力学的力（ｆｌｕｉｄ ｄｙｎａｍｉｃ ｆｏｒｃｅ）を生成するように流体流れを利用するための手段とする翼型水中帆の使用を説明するが、他の形状又は構造の装置は、流れの中で流体力学的揚力を生成する限り使用されることもできる。例えば、流れ中の迎角を有する楕円体又は平板は、流体力学的揚力を生成することができる。これにより、最も広い概念では、水中帆は、任意の流体に力学的揚力を生成可能な装置であってもよい。

注意すべきことは、翼に制御面（例えば、フラップ）を使用する他、水中帆又はグライダーの迎え角を調整するための方法がある。１つの例は、索具システム（ＲＳ）の選択的な糸（ｓｅｌｅｃｔｉｖｅ ｓｔｒｉｎｇｓ）の長さを引っ張って変更することである。これは、システムの流体力学的揚力の大小及び角度の変化を引き起こすことができる。

注意すべきことは、ロープに取り付けられるバラストウェイト及びブイの使用の他、水中帆の重心を調整するための方法がある。１つの例は、ポンプを有するチューブシステムによって連結される２つのバッグを使用することにより、（バラストとする）水及び（ブイとする）空気を２つのバッグの間に移動することである。

注意すべきことは、本発明は、特定の地理的位置の応用に特に適切ないくつかの特徴を含むが、これらに限定されなく、これらの地理的関連の応用概念も当技術分野で初めて説明される。例えば、何十年もの記録によって、日本地域では、北緯３２．２度〜北緯３２．７度と東経１３３．２度〜東経１３３．７度との間の足摺岬の南東沖合に位置され、５００〜１０００ｍの深さを有する土佐南部の尾根領域は、ＮＬＭ及びＬＭ期間で比較的安定な海流経路を有することは明らかである。この領域の海底尾根は、黒潮の流れ方向に面する斜面とほぼ整列するため、本発明のアンカー手段のための良好な場所であってもよい。同様の状況は、台湾地域の台東と緑島との間の海底尾根とフロリダ海流のマイアミテラス地域にもある。

本開示における特定の実施形態の手段は、図面を参照して説明されるが、特許請求の範囲に記載される本開示の範囲及び趣旨から逸脱することなく、当業者によって様々な変更及び変形が可能である。この変形及び変更は、本開示の明細書によって制限されるべきである。

ＡＮ：アンカーポイント
Ａ_ｓ：水中帆の平面面積
ＡＡＮ＿１〜ＡＡＮ＿４：補助アンカー
Ａ_ｔ：ロータ掃引面積
ＡＲ：アスペクト比
ＡＮＣＢ、ＡＮＢ＿Ｌ、ＡＮＢ＿Ｒ、ＢＵＯＹ：ブイ
ＡＡＬ：アンカーライン
ＡＰＭＰ：空気ポンプ
ＡＶＡ：空気抜き弁
ＡＮＣ：アンカー連結具
ＡＮＣ＿Ｍ：雄部
ＡＮＣ＿Ｆ：雌部
Ｃ_Ｌｓ：水中帆の揚力係数
Ｃ_Ｄｓ：水中帆の抗力係数
Ｃ_Ｄｔ：発電タービンの抗力係数
ＣＳＥ：尾部
ＣＳＦ：帆
ＣＦ：外側フレーム
ＣＰＳ：連結具機構
ＣＬＫ：重量クランプ
ＣＰＢ：連結ボール
ＣＡ：係留ライン
Ｄ_ｔ、Ｄ_ｓ：抗力
ＤＡ：ドリフトアンカー
ＦＣＢ：前接続板
ＦＳＬ、ＣＭＡ３：機体
ＦＡＢ：織物
ＦＣＲ：高速コア
ＦＭ１〜ＦＭ３：２次元フォーメーション
ＧＴＵ：発電タービン
ＨＳ、ＨＳ_ａ１、ＨＳ_ａ２、ＨＳ_ｍ１、ＨＳ_ｍ２．．．：水中帆
ＨＲＫ、ＨＲＳ：フック周縁
ＨＳＢ、ＣＭＡ１、ＣＭＡ２：帆体
Ｈ_ａ：アンカーブロックの高さ
ＩＦ：内側フレーム
ＬＢ：昇降ブイ
ＬＢ１〜ＬＢ３：小型ブイ
ＬＢａ、ＬＢ２ａ、ＬＢ３ａ：高浮力位置
Ｌ_ａ：アンカーブロックの長さ
Ｌ_ｓ：流体力学的揚力
ＬＡ１〜ＬＡ３：線形アレイ
ＬＳ：先行部分
ＬＳＳ：陸上変電所
ＬＧ：陸上電力網
ＭＬ：係留ライン
ＭＬＨ：水平部分
ＭＢＡ：バラストウエイト
ＮＥＴ：張力網
ＰＵＬ：滑車
Ｒ：半径
ＲＷ：ウィンチ
ＲＳ：索具システム
ＲＩＢ：リブ
Ｓ：水平変位
ＳＰＡＲ：金属トラス構造
ＴＡ、ＴＭ、ＴＭ１：主テザー
ＴＪ、ＴＪ_ａ１、ＴＪ_ａ２．．．、ＴＪ_ｍ１、ＴＪ_ｍ２、ＴＪ_ｍ３：マルチラインジョイント
ＴＳ：帆テザー
ＴＢ１、ＴＢ２、ＴＢ３：曳船
Ｔ_ｂ、Ｔ_ａ、Ｔ_ａｌ：張力
ＴＧ：タービン
ＴＲ、ＳＲ：索条
Ｖ_０：流速
ＷＥＰ：エンドプレート
Ｗ：重力
γ_ｂ、…γ_ｂ，ｍ：主要な展開角度
γ_ａ、γ_ｂ，ａ：展開角度
ρ：流動流体の密度
α：迎角
５００１、５００２：水位

Claims (27)

1. ペイロードに対して移動する流体に前記ペイロードを展開し、前記ペイロードをアンカーポイントから前記流体の移動経路にわたる位置に設置するための係留システムであって、
   主テザーと、
   前記主テザーの第１端に取り付けられ、前記アンカーポイントに固定されるアンカー手段と、
   前記主テザーの第２端に取り付けられ、前記流体に浸した主帆手段と、
   を備え、
   前記ペイロードは、前記主テザーの第２端に取り付けられ、
   前記主帆手段に対して移動する前記流体は前記主帆手段に流体力学的揚力を生成して、前記ペイロードを前記流体の前記移動経路に対して横方向に引っ張ることを特徴とする、係留システム。
2. 前記主帆手段は、前記ペイロードの位置を前記アンカーポイントに対して横方向に変更するように、前記流体力学的揚力の大小及び方向の変更を引き起こす揚力調整手段をさらに備えることを特徴とする、請求項１に記載の係留システム。
3. 前記主帆手段上に位置される複数の調整可能なバラスト機構をさらに備え、前記調整可能なバラスト機構は、ウィンチと、滑車と、バラストウエイト及び１組のブイが取り付けられるエンドレスロープとを備えることを特徴とする、請求項２に記載の係留システム。
4. 前記主帆手段は、前記主帆手段の形状を支持するための内側フレーム及び複数の外側フレームを有するリブシステムをさらに備えることを特徴とする、請求項３に記載の係留システム。
5. 前記ペイロードは、流体力学的パワーを変換するための少なくとも１つの発電タービンを備え、
   前記主帆手段は、前記発電タービン上の前記主帆手段の後ろの後流の影響を最小にするため、１組の主帆テザーで前記主テザーに取り付けられることにより、前記主帆手段を前記発電タービンンと一定の距離で保持することを特徴とする、請求項２に記載の係留システム。
6. 前記ペイロードは、アレイテザーと、複数のペイロードユニットを備え、各前記ペイロードユニットは前記アレイテザー上の異なる位置に取り付けられることを特徴とする、請求項２に記載の係留システム。
7. 複数のアレイ帆手段をさらに備え、各前記アレイ帆手段は、前記アレイテザー上の異なる位置に取り付けられ、前記アレイ帆手段の流体力学的揚力は、前記ペイロードユニットを前記流体の前記移動経路に対して横方向に引っ張ることにより、前記主テザー及び前記アレイテザーは、前記主帆手段上及び前記アレイ帆手段上の流体力学的揚力の相対的大小関係の調整により前記流体の経路に対して異なる角度で展開されることを特徴とする、請求項６に記載の係留システム。
8. 各前記ペイロードユニットは、流体力学的パワーを変換するための少なくとも１つの発電タービンを備えることを特徴とする、請求項７に記載の係留システム。
9. 前記主帆手段は、１組の主帆テザーにより前記主テザーに取り付けられ、
   各前記アレイ帆手段は、前記ペイロード上の前記主帆手段及び前記アレイ帆手段の後ろの後流の影響を最小にするため、１組のアレイ帆テザーにより前記アレイテザーに取り付けられ、
   前記主帆手段は、前記主帆テザーによりタンデムに接続され、又は前記主帆テザーにより前記主テザーに連続的に接続される複数の主帆をさらに備え、
   各前記アレイ帆手段は、少なくとも１つのアレイ帆を備え、
   各前記アレイ帆手段は、前記流体を通る前記アレイ帆手段により生成される流体力学的揚力の大小及び方向の変更を引き起こし、複数の調整可能な制御面を有する揚力調整手段をさらに備えることを特徴とする、請求項８に記載の係留システム。
10. 前記主帆テザー及び前記アレイ帆テザーのそれぞれは、前記主帆テザー及び前記アレイ帆テザーのそれぞれの張力を対応の帆の異なる部分に平均に分布するように、前記主帆及び前記アレイ帆のそれぞれに複数の位置に接続される索具システムをさらに備えることを特徴とする、請求項９に記載の係留システム。
11. 前記主帆及び前記アレイ帆のそれぞれは、位置で組み立てられる複数の独立な帆部分を備え、
    各前記帆部分は、桁構造と、リブ構造とを備え、
    前記リブ構造は、帆輪郭の形状を支持する内側フレーム及び外側フレームを備え、前記帆部分の内部には前記流体を含み、
    前記主帆及び前記アレイ帆のそれぞれは、複数の調整可能なバラスト機構を備える重心調整手段をさらに備え、
    各前記調整可能なバラスト機構は、ウィンチと、滑車と、バラストウエイト及び１組のブイが取り付けられるエンドレスロープとを備えることを特徴とする、請求項１０に記載の係留システム。
12. 前記アンカーポイントは、前記流体の流れ方向に面する斜面に位置され、
    前記アンカー手段は、死荷重アンカーを備え、
    前記死荷重アンカーは、第１グループの大型死荷重を形成するように、共に連動且つ積層可能な複数のアンカーブロックを備えることを特徴とする、請求項８に記載の係留システム。
13. 前記死荷重アンカーは、複数の連動アンカーブロックを備える第２グループの大型死荷重をさらに備え、
    前記第２グループの大型死荷重は、前記第１グループの大型死荷重に対して一定の角度で配向され、
    前記第１グループの大型死荷重及び前記第２グループの大型死荷重は、前記主テザーの展開角度の変化に適応するように、前記主テザーを共に保持することを特徴とする、請求項１２に記載の係留システム。
14. 前記アンカーポイントは、岩表面上に位置され、
    前記アンカー手段は、第１死荷重アンカーと、前記岩表面に構成される第１ノッチ構造とを備え、前記第１死荷重アンカーは、前記第１ノッチ構造に合わせるように設計される突出部を有することを特徴とする、請求項８に記載の係留システム。
15. 前記アンカー手段は、第２死荷重アンカーと、前記岩表面に構成されて前記第１死荷重アンカーに対して一定の角度で配向される第２ノッチ構造とを備え、前記第１死荷重アンカー及び前記第１死荷重アンカーは、前記主テザーの展開角度の変化に適応するように、前記主テザーを共に保持することを特徴とする、請求項１４に記載の係留システム。
16. 前記アンカーポイントは、自然な階段構造を有する岩表面に位置され、
    前記アンカー手段は、前記自然な階段構造に適合し、接触面積を最大にするための崩壊可能端を有するアンカーを備えることを特徴とする、請求項８に記載の係留システム。
17. 流れ方向が大幅に変化する場合、前記アレイテザーに取り付けられるアレイ帆手段及び前記ペイロードユニットの線形フォーメーションを維持するための補助アンカーシステムをさらに備え、前記補助アンカーシステムは、前記アレイテザーに沿って異なる位置に分布される複数の補助係留ユニットを備え、
    各前記補助係留ユニットは、前記流体の固体底上の補助アンカーに位置される補助アンカーラインと、前記アレイテザーに沿って異なる位置の１つに位置される伸縮可能な補助係留ラインと、前記補助アンカーラインと前記伸縮可能な補助係留ラインとを接続する着脱可能な連結システムとを備えることを特徴とする、請求項８に記載の係留システム。
18. 前記アンカー手段は、前記アンカーポイントに固定されるアンカーと、前記アンカーに取り付けられるアンカーラインと、取り外し且つ再接続可能な第１部分及び第２部分を有するアンカー連結具機構とを備え、
    前記第１部分は前記アンカーラインに取り付けられ、前記第２部分は前記主テザーの第１端に取り付けられることを特徴とする、請求項８に記載の係留システム。
19. 垂直方向の力をバランスするように、前記主テザーの第２端に取り付けられる昇降ブイをさらに備え、前記昇降ブイは、流動抵抗の変化に適応するための浮力調整手段をさらに備えることを特徴とする、請求項８に記載の係留システム。
20. 前記アンカー手段は、前記アンカーポイントに固定されるアンカーと、前記アンカーに取り付けられるアンカーラインと、取り外し且つ再接続可能な第１部分及び第２部分を有するアンカー連結具機構とを備え、
    前記第１部分は前記アンカーラインに取り付けられ、前記第２部分は前記主テザーの第１端に取り付けられ、
    前記係留システムは、前記ペイロードの位置決めの許容範囲を拡大するため、一距離で分布される複数の付加的なアンカーポイントと、前記付加的なアンカーポイントで前記アンカーライン及び前記アンカー連結具機構の前記第１部分を有する前記アンカーの複数の付加的な組とをさらに備えることを特徴とする、請求項２に記載の係留システム。
21. 前記ペイロードは、流体力学的パワーを変換するための発電手段を備えることを特徴とする、請求項２０に記載の係留システム。
22. 望ましくない流れパターン期間中に前記アレイ帆、前記主帆及び前記発電タービンの過回転を防止するように、前記係留システムに沿う複数の拘束索具システムをさらに備え、前記拘束索具システムは、ウィンチと、対応のアレイ帆、主帆及び発電タービンに取り付けられる索条とを備えることを特徴とする、請求項２１に記載の係留システム。
23. 少なくとも１つのペイロードを前記ペイロードに向かって移動する流動流体に展開し、前記ペイロードを第１アンカーポイントから前記流動流体の移動経路にわたって目標位置に設置するための係留方法であって、
    第１アンカーを主テザーの第１端に取り付けて、前記第１アンカーを前記第１アンカーポイントに固定するステップと、
    前記ペイロードを前記主テザーの第２端に取り付けるステップと、
    流体力学的揚力生成手段を前記主テザーの第２端に取り付けるステップと、
    前記流動流体からの揚力を得るように、前記流体力学的揚力生成手段を調整して、前記揚力を前記流動流体の流動経路に対して横方向に作用することにより、前記ペイロードを前記目標位置に引っ張るステップと、
    を含むことを特徴とする、係留方法。
24. 前記流動流体は、蛇行速度コアを有する水流であり、
    前記ペイロードは、流体力学的パワーを変換するための発電手段を備え、
    前記流体力学的揚力生成手段の調整のステップは、
    （ｉ）前記目標位置を蛇行速度コア内の移動目標位置とするステップと、
    （ｉｉ）前記ペイロードを前記移動目標位置に再配置するように、前記流体力学的揚力生成手段を一定に調整することにより、前記発電手段をほとんどの場合に速度コア内に配置するステップと、
    をさらに含むことを特徴とする、請求項２３に記載の係留方法。
25. 一距離にわたって分布される複数の付加的なアンカーポイントを設定し、付加的なアンカーをそれぞれの前記付加的なアンカーポイントに固定するステップと、
    前記主テザーの第１端を前記第１アンカーから取り外して、前記付加的なアンカーポイントの１つに移動して、前記付加的なアンカーポイントに対応する前記付加的なアンカーに取り付けることにより、前記ペイロードを有する前記主テザー及び前記流体力学的揚力生成手段を前記第１アンカーポイントから前記付加的なアンカーポイントの１つに移転するステップと、
    前記ペイロードの位置決めの範囲を拡大するステップと、
    をさらに含むことを特徴とする、請求項２４に記載の係留方法。
26. 移転のステップの期間、少なくとも１つの動力船を使用して、前記主テザー上の張力を緩めるように、前記主テザーの前記第２端で又は付近で前記ペイロード及び前記流体力学的揚力生成手段を牽引して保持して、第２動力船を使用して、前記主テザーの前記第１端を移動するステップをさらに含むことを特徴とする、請求項２５に記載の係留方法。
27. 前記ペイロードを有する前記主テザー及び前記流体力学的揚力生成手段の移転のステップは、長距離移転のための１グループの動力船を使用して、前記主テザーの前記第１端及び前記第２端で又は付近で牽引するステップをさらに含むことを特徴とする、請求項２５に記載の係留方法。