JP5470626B2

JP5470626B2 - 風力発電装置

Info

Publication number: JP5470626B2
Application number: JP2010548428A
Authority: JP
Inventors: 敏明金元
Original assignee: Kyushu Institute of Technology NUC
Current assignee: Kyushu Institute of Technology NUC
Priority date: 2009-01-30
Filing date: 2010-01-28
Publication date: 2014-04-16
Anticipated expiration: 2030-01-28
Also published as: DK2402592T3; JPWO2010087178A1; WO2010087178A1; EP2402592A1; EP2402592B1; US9046075B2; EP2402592A4; US20120091721A1

Description

本発明は、発電効率を向上させることのできるタンデムロータ型の風力発電装置に関する。

風況が良好な欧米に適した従来技術の延長線上にある現状風車の問題点を克服し、適用範囲の拡大と運転方法の改善を目的とし、大小二段の風車ロータが固定子を持たない発電機の内外二重回転電機子／回転界磁をそれぞれ駆動する、まったく新しい風力発電装置が本願発明者によって提案され、特許が付与された（特許文献１）。その構成の概略図と特性図を図１，図２に示す。図１において本提案のタンデムロータ型風力発電装置は、前段風車ロータ１と後段風車ロータ２を同軸上に配置し、前段風車ロータ１を発電機３の電機子ロータ４（内側回転電機子）に、後段風車ロータ２を同発電機３の界磁ロータ５（外側回転電機子）にそれぞれ連結し、前段風車ロータ１のブレード６の捻れ方向と後段風車ロータ２のブレード７の捻れ方向とが軸方向に対して逆に向くように配置した構成である。図１は発電機３を搭載するタワーの上流側に風車ロータを設けたアップウィンド型であるが、同図の風車ロータの左右（前後）を入れ換え、右方向からの風に対応させると、タワーの後流側が風車ロータとなるダウンウィンド型にも適用できる。

このタンデムロータ型風力発電装置の特徴は、発電機３の電機子ロータ４と界磁ロータ５に働く相反回転トルクが一致する点で運転されるが、その回転速度と回転方向は任意であることを利用する風車ロータの回転挙動にある。増速機構はなく、前後段の風車ロータ軸が発電機３の電機子ロータ４と界磁ロータ５にそれぞれ連結されている。このとき上述のように、両ロータ４，５に働く相反回転トルク、すなわち前後二段の風車ロータ１，２それぞれの発生トルク(方向は逆)が同じ点で運転されるが、風車ロータ１，２の回転速度や回転方向は風速に応じて次のようになる。図２に示すように、両風車ロータ１，２はカットイン風速から互いに逆方向に回転（相反回転）し始め、風速の増加とともに両風車ロータの回転速度は増し、後段風車ロータ２の最高回転速度付近において出力一定の定格運転状態に達する。それより風速が増すと、後段風車ロータ２は回転トルクの大きい前段風車ロータ１と回転トルクを一致させるために徐々に減速し、停止状態を経て前段風車ロータ１と同方向に回転するようになる（風に逆らって上流側に空気を送る一種の送風作用）。このような挙動は、内外二重ロータ（回転電機子／回転界磁）方式の発電機３との的確な連携プレーによって実現される。

本風力発電装置の好適なブレード枚数について考察した文献として、本願発明者の非特許文献１がある。
風車ロータのブレードとして最も簡単な平板（厚さ１．５ｍｍの矩形、前段風車ロータ径５００ｍｍに対する後段風車ロータ径の比Ｄ_RF＝０．７１）を用いた場合について、性能に及ぼす前後段風車ロータのブレード枚数Ｚ_F、Ｚ_Rの影響を図３に示す（風速Ｖ＝１２．１ｍ／ｓ、回転方向から測った前後段のブレード取付け角β_F＝β_R＝４５°）。ここに、Ｎ_Tは相対回転速度［＝Ｎ_F−Ｎ_R，Ｎ_F，Ｎ_R：前後段風車ロータの回転速度（前段風車ロータの回転方向を正）］、Ｔは回転トルク、Ｐは出力であり、同図（ａ）は後段ブレード枚数Ｚ_R＝５で前段ブレード枚数Ｚ_Fを変えた場合、（ｂ）はＺ_F＝３でＺ_Rを変えた場合である。回転速度に対する回転トルク変化や最高出力が得られる最適な回転速度が存在するなどの傾向は従来の単段風車となんら変わりはないが、本風力発電装置では後段風車ロータの回転挙動に着目する必要がある。

すなわち前述のように、後段風車ロータは、回転トルクが比較的小さい領域では前段風車ロータとは逆方向に回転（相反回転、極低風速から定格運転開始をある程度越えた風速までの運転）するが、回転トルクが大きくなるにつれて前段風車ロータと同方向に回転（同方向回転、強風下での運転）する必要がある。前段のブレード枚数を変えても回転トルクおよび出力はさほど変わらないが、Ｚ_F＝２では本着想の拠りどころである前後段風車ロータの同方向回転は望めず、出力などから評価して、従来の単段風車ロータ通りＺ_F＝３が良好となる［図３（ａ）］。これに対し、性能に及ぼす後段ブレード枚数の影響は大きい［図３（ｂ）］。後段ブレード枚数の増加とともに、回転トルクと出力は増加し、絶対値でみるとＮ_Fは遅くＮ_Rは速くなる。着想の相反回転と同方向回転の混在機能および出力から評価すると、後段のブレード枚数はＺ_R＝４〜６が最適である。

図３の相対回転速度、出力をそれぞれ相対周速比λ_T（＝前後段風車ロータの相対外周速度／風速）、出力係数Ｃ_P［＝Ｐ／（ρＡＶ³／２）、ρ：空気密度、Ａ：風車ロータの受風面積］でまとめ直し、図４に示す。なお、風速に対して相似性が確認されたので、種々な風速における実験値を一つの曲線で代表させている。前述のように、Ｃ_Pに及ぼす前段ブレード枚数の影響は比較的少ないが、後段ブレード枚数の影響は顕著となる。図４（ｂ）には前段ブレードのみで運転したときの値（Single、単段風車ロータの場合に相当、もともと出力が期待できない平板のため絶対値の評価はさほど意味がない）を細実線で示すが、タンデム（二段）風車ロータにすることにより、最高出力を与える最適相対周速比λ_Tは単段風車ロータの場合に比べて３倍近く速くなり、その出力Ｃ_PもＺ_R＝５で２．５倍近くになる。

前後段風車ロータの最適な直径比と軸間距離については、本願発明者の非特許文献２、３に示されている。
タンデム風車ロータとして望ましい直径比および軸間距離を求めるため、反りを持たない対称翼型の翼素からなる捻りがない二次元のブレードＥ（図５）、産業技術総合研究所が公表している（http://riodb.ibase.aist.go.jp/db060/index.html）ＭＥＬ００２翼型を流用して半径によらず好適な迎え角となるように捻りを与えたブレードＧ（図６、現状実機の単段風車ロータに採用）を準備した（前段風車ロータ径５００ｍｍ）。以下、表記の単純化のため、これらのブレードのアルファベットを前後段順に記し、例えば前段風車ロータに前段ブレード（Front Blade）Ｇ、後段風車ロータに後段ブレード（Rear Blade）Ｅを使用した場合をタンデム風車ロータ（Tandem Wind Rotor）ＧＥと表記する。なお、相反回転時の回転方向から測った前後段風車ロータのブレードティップにおける取付角β_F，β_Rはそれぞれ予備的研究で最適化されている。

タンデム風車ロータＥＥ，ＧＥについて、出力特性に及ぼす前後段風車ロータの直径比Ｄ_RF（＝ｄ_R／ｄ_F；ｄ_F，ｄ_R：前後段風車ロータの回転直径）の影響を図７に示す。ここに、Ｃ_Pmaxは各Ｄ_RFにおける出力係数Ｃ_Pの最高値、Ｌは無次元軸間距離（後の図９参照）である。前段風車ロータの形状によらず、前段風車ロータを出た流れは半径外向きに向かうため（後の図１０参照）、後段風車ロータ径が大きくなると、その流れのエネルギーをより多く吸収することができ、タンデム風車ロータとしての出力は高くなる（Ｄ_RF＝１で最高値）。しかし、図８に示す風車ロータの回転挙動をみると、Ｄ_RFが０．８４付近より小さいと、相対回転速度Ｎ_Tが遅い領域において後段風車ロータは前段風車ロータと同方向に回転するが、Ｄ_RF＝０．８４よりも大きくなると前段風車ロータが後段風車ロータと同じ方向に回転する。後者の回転挙動は、本風力発電装置の着想から大きく逸脱するものである。したがって、着想に添い、かつ高出力が得られる最適な前後段風車ロータ径比は、Ｄ_RF＝０．８４付近となる。

次に、前後段風車ロータの軸方向距離比Ｌ（＝Ｌ₁₂／ｄ_F、Ｌ₁₂：前後段風車ロータの軸間距離）がタンデム風車ロータの出力Ｃ_Pmaxに与える影響を図９に示す。前後段風車ロータの軸間距離Ｌ₁₂が短いほど高出力となり、その傾向はブレード形状に依存しない。図１０に示すように、前段風車ロータ１を通過した流れは半径外向きの速度成分をもつため、図１０（ｂ）に示すように軸間距離Ｌ₁₂が長いほど後段風車ロータ２に流入する流れが減少するためである。したがって、風によるブレードのたわみや振動などを考慮しながら、図１０（ａ）に示すように、前後段風車ロータの軸間距離Ｌ₁₂をできるだけ近付けるのが望ましい。

特許第４０４０９３９号公報

Toshiaki KANEMOTO and Ahmed Mohamed GALAL, Development of Intelligent Wind Turbine Generator with Tandem Wind Rotors and Double Rotational Armatures (1st Report, Superior Operation of Tandem Wind Rotors), JSME International Journal, Series B, Vol.49, No.2 (2006-5), pp.450-457. Toshiaki Kanemoto, Hiromi Mitarai, Koichi Kubo, Noboru Aoki, Nobuyuki Esaki, Akinori Maeyama, Hidenori Eguchi, Hideharu Noda and Ikumi Yamada, Almighty High Output Type Intelligent Wind Turbine Generator with Tandem Rotors, Proceedings of the 5th Joint JSME-ASME Fluid Engineering Conference, (2007-7), CD-ROM FEDSM2007-37534. Koichi Kubo and Toshiaki Kanemoto, Development of Intelligent Wind Turbine Unit with Tandem Wind Rotors and Double Rotational Armatures (2nd Report, Characteristics of tandem wind rotors), Journal of Fluid Science and Technology, Vol. 3, No. 3, (2008-6), pp. 370-378.

現在活躍している従来風車は、風況が良好な欧州や米国に適した単段プロペラに固執した延長線上にあり、次のような解決すべき技術的問題を抱えている。
（ａ）高出力には大径風車ロータが適しているが微風速下では稼働せず、微風速下では軽量小径風車ロータが適しているが強風下でも出力が低いなど、風車ロータの径によって適用範囲は限定される。
（ｂ）電気の質が保たれるよう、発電機の磁界を横切る速度を速くするため、増速機構を介するか、あるいは大径／多極発電機を準備する必要がある。
（ｃ）強風速下における風車ロータやタワーの破損と発電機への過負荷を避け、かつ定格運転域で出力を一定に保つため、ブレーキや可変ピッチブレードなどの複雑な回転速度制御機構を必要とする。
（ｄ）従来風車は風速約１１ｍ／ｓ以上で出力一定の定格運転となる。たとえば、カリフォルニア州丘陵のアルタモントパスウィンドファームの平均風速は約１１ｍ／ｓ、デンマーク湾岸のミデルグランデンウィンドファームの平均風速は約９ｍ／ｓであり、従来風車の能力が十分発揮されている。しかし、微風速と強風速の差が著しく、風車にとって良好な風況が安定して豊富に得られない地域、たとえば日本における年平均風速は離島や岬で５〜８ｍ／ｓ、海岸地域で５ｍ／ｓ内外、内陸で３ｍ／ｓ、山岳や山頂で５〜１０ｍ／ｓであり、従来風車の定格運転開始風速１１ｍ／ｓ以上に達する地域や季節／時間はかなり限定される。風車の出力は、風速の３乗に比例するので、風速が遅くなるとともに著しく低下するから、風車にとって風況が好ましくない地域では低風速域での出力増大が望まれる。
今後は、風況を選ぶ従来風車を設置できる適地は少なくなり、風況を選ばず低風速にも適した高出力風力発電装置が採用されるようになると思われる。

以上に述べた問題点を解決する風力発電装置の望ましい姿は、（１）微風速下での出力増大、（２）定格運転開始風速の低下、（３）増速機構、ブレーキや可変ピッチ機構などの排除、であり、先に特許化したタンデムロータ型風力発電装置は、実用化のためのこれらの要求を総て満たすものである。
しかし、流体力学／航空力学を基盤にした単段のプロペラ開発に終始してきた従来の研究開発方針を踏襲する限り、今以上より格段の発展は望めないため、本発明者とは別の観点に立った新たな技術も提案されつつある。

その代表例として太田俊昭らの“風レンズ”（特開２００９−４７０６９号公報参照）があげられ、利用が難しい微風速エネルギーをも集積活用でき、格段の高出力化に成功しており将来の一姿と考えられるが、風車ロータまわりにダクトを設けるのでタワーに作用する抗力が極めて大きく、適用範囲は小容量／小型機に限られる。また、同様に小容量／小型機を対象として、柔軟ブレードの採用による騒音軽減と強風速下の自己出力制御、抗力可変型垂直軸風車（西ほか、「風圧利用抗力可変形風車の空力特性」、ターボ機械、第34巻第12号、ｐｐ.44-50、2006年12月）などの発想も生まれつつある。また、韓国では小径前段風車ロータと大径後段風車ロータあるいは同径風車ロータの採用を考えた例もある（Sung Nam Jung, et al., Aerodynamic performance prediction of 30 kWcounter-rotating wind turbine system, www.sciencedirect.com, Renewable Energy 30 (2005), pp.631-644.）。

本発明の対象は、前記タンデムロータ型風力発電装置に採用する風車ロータに関するものである。本発明者は、二段ランナ（羽根車）と内外二重回転電機子方式発電機からなる相反転方式水力発電ユニットの開発実績を有しているが、本風力発電装置とは次の点で大きく相違している。

（ａ）ランナ流路：水力発電ユニットではランナを設ける流路を有するので、ランナを通過する流量（軸方向速度）は前後段とも同じであるが、風車ロータは自由流中に設けられるので、風が風車ロータを通過する際、前述のように半径方向外向き流れが生じる。したがって、前後の風車ロータを通過する軸方向速度は異なり、かつ本風力発電装置の後段風車ロータは風車作用と送風作用を兼ね備えるから流れは極めて複雑になる。その影響は前段風車ロータにまで及ぶので、たとえ前段風車ロータのみ取り上げても従来の単段風車ロータとは異なった流れとなり、新たな設計法の確立が必要となる。
（ｂ）回転速度：水力発電ユニットでは設置点の落差と流量によって前後段ランナの相対回転速度（一定）は決まるが、本風力発電装置の相対回転速度は風速と発電負荷に左右される。
上述のようにタンデム風車ロータは両風車ロータ間の流れの干渉が極めて強く、単段風車ロータの設計法が適用できないため、新たな設計法の確立が望まれる。
本発明は、発電効率を向上させることのできるタンデムロータ型の風力発電装置を提供することを目的とする。

前記目的を達成するための、本発明の第１の構成は、前段風車ロータと後段風車ロータを同軸上に配置し、一方の風車ロータを発電機の回転自在な電機子ロータに、他方の風車ロータを同発電機の回転自在な界磁ロータにそれぞれ連結し、前記前段風車ロータのブレードの捻れ方向と前記後段風車ロータのブレードの捻れ方向とが軸方向に対して逆に向くように配置した風力発電装置において、
前記後段風車ロータの回転半径を、前記前段風車ロータの回転半径よりも短く同回転半径の半分よりも長くし、
前記前段風車ロータのブレードには、
同前段風車ロータの回転半径の中間位置の外側領域では、所望する回転トルクが得られるように回転方向に沿う断面形状が反りをもつ翼型からなる翼素を採用するとともに、半径位置によらず最高揚抗比を与える迎え角よりも所定の安定余裕角度分小さい迎え角が得られるように半径方向に捻りを与え、
前記前段風車ロータの回転半径の前記中間位置の内側領域では無負荷にするため、半径位置によらず、翼素に働く抗力が小さく、かつ揚力との合力が軸方向を向く迎え角が得られるように半径方向に捻りを与えたことを特徴とする。

このように、大径の前段風車ロータでは、回転トルクにあまり寄与しない半径の小さいハブ側のブレード形状として、極力抗力が小さい翼素を採用して無負荷を実現し、半径の小さいところでは仕事をせず風を通り抜かせ、後段風車ロータに上流側の風のエネルギーをそのまま受け渡すことにより、タンデム風車ロータとして効率的なエネルギー吸収を行う。なお、「最高揚抗比」は、揚抗比曲線の最大値を取る揚抗比を意味する。

本発明の第２の構成は、前記後段風車ロータのブレードは、同ブレード全域で、所望する回転トルクが得られるように回転方向に沿う断面形状が反りを持つ翼型からなる翼素とし、
前記前段風車ロータの前記外側領域に対応する後段風車ロータの部分では、前記前段風車ロータからの旋回流に対して最高揚抗比を与える迎え角よりも所定の安定余裕角度分小さい迎え角が得られるように半径方向に捻りを与え、
前段風車ロータの前記内側領域に対応する後段風車ロータの部分では、無旋回流れに対して最高揚抗比を与える迎え角よりも所定の安定余裕角度分小さい迎え角が得られるように半径方向に捻りを与えたことを特徴とする。
後段風車ロータのブレードを上述の形態とすることにより、後段風車ロータは全域にわたって効率良く風のエネルギーを吸収し、タンデム風車ロータとしての出力増大に寄与する。

本発明の第３の構成は、前記前段風車ロータと前記後段風車ロータとを近接配置し、前記前段風車ロータのブレードの枚数を３枚とし、前記後段風車ロータのブレードの枚数を４〜６枚としたことを特徴とする。
これにより、後段風車ロータは、微風速下で前段風車ロータとは逆方向に回転し始めるが、風速の増加とともに回転速度が最高になった後、徐々に減速し、さらに風速が増すと停止状態を経て前段風車ロータと同方向に回転し始めるようになり、タンデムロータ型風力発電装置としての理想的な運転が実現される。

本発明の第４の構成は、後段風車ロータの回転半径を、前記前段風車ロータの回転半径に対して０．８４付近にしたことを特徴とする。
これにより、前記後段風車ロータの相反回転、停止、同方向回転を実現しながら最高効率を達成することができる。

本発明の第５の構成は、前記安定余裕角度が２〜５度であることを特徴とする。
これにより、発電装置の運転の安定性を保持することができる。

本発明の第６の構成は、前記前段風車ロータにおける中間位置が、前記前段風車ロータの回転半径の４０〜６０％であることを特徴とする。
これにより、前段風車ロータの内側領域における風のエネルギーを後段風車ロータに有効に受け渡すことができる。

本発明によれば、前段風車ロータのブレードには、同前段風車ロータの回転半径の中間位置の外側領域では、所望する回転トルクが得られるように回転方向に沿う断面形状が反りをもつ翼型からなる翼素を採用するとともに、半径位置によらず最高揚抗比を与える迎え角よりも所定の安定余裕角度分小さい迎え角が得られるように半径方向に捻りを与え、前段風車ロータの回転半径の中間位置の内側領域では無負荷にするため、半径位置によらず、翼素に働く抗力が小さく、かつ揚力との合力が軸方向を向く迎え角が得られるように半径方向に捻りを与えたことにより、効率的な風のエネルギー変換が行われ、タンデムロータ型風力発電装置の特徴を十分に達成することができる。

先に提案した特許文献１におけるタンデムロータ型風力発電装置（アップウインドウ型の場合）の概略構成図である。図１に示したタンデムロータ型風力発電装置の運転時における各風車ロータの回転速度、出力特性と風速の関係を示すグラフである。風車ロータのブレードとして最も簡単な平板を用いた場合について、性能に及ぼす前後段風車ロータのブレード枚数の影響を示すグラフである。図３に対応し、風車ロータのブレード枚数の影響を受ける相対周速比と出力係数との関係を示すグラフであり、（ａ）は前段風車ロータのブレード枚数の影響、（ｂ）は後段風車ロータのブレード枚数の影響を示す。反りを持たない対称翼型の翼素からなる捻りがない二次元のブレードＥを示す側面図及び断面図である。半径によらず最適な迎え角となるように半径方向に捻りを与えたブレードＧの形態を示すもので、（ａ）は前段風車ロータのブレードの側面図、正面図、平面図、底面図、各部の断面図であり、（ｂ）は後段風車ロータのブレードの側面図、正面図、平面図、底面図、各部の断面図である。出力係数に及ぼす前後段風車ロータ径比の影響を示すグラフである。タンデム風車ロータの回転の振る舞いを示すグラフであり、（ａ）はタンデム風車ロータＥＥの場合、（ｂ）はタンデム風車ロータＧＥの場合を示す。出力特性に及ぼす前後段風車ロータの軸間距離の影響を示すグラフである。風車ロータまわりの空気の流れの状態を示すもので、（ａ）は軸間距離が短い場合、（ｂ）は軸間距離が長い場合を示す。本発明の実施の形態に係るブレードの形態を示すものであり、（ａ）は前段風車ロータのブレードＨの形態を示す正面図、側面図、平面図、底面図、各部の断面図、（ｂ）は図６（ｂ）と同様の後段風車ロータのブレードＧの側面図、正面図、平面図、底面図、各部の断面図である。なお，本図に記された寸法は風洞実験用の小型ブレードのものである．前段風車ロータ出入口の速度三角形および翼に働く揚力、抗力、合力の説明図であり、（ａ）はディップ側、（ｂ）はハブ側を示す。産業技術総合研究所（ＭＥＬ）および米国の国家航空宇宙諮問委員会（ＮＡＣＡ）が公表している一翼型の性能曲線であり、（ａ）は揚抗比、（ｂ）は揚力係数、（ｃ）は抗力係数を示す。後段風車ロータの出力に及ぼす前段風車ロータのブレード形状の影響を示すグラフである。タンデム風車ロータの相対周速比と出力係数との関係を示すグラフである。

１前段風車ロータ
２後段風車ロータ
３発電機
４電機子ロータ（内側回転電機子）
５界磁ロータ（外側回転電機子）
６前段風車ロータのブレード
７後段風車ロータのブレード

以下、本発明の実施の形態を、図面を用いて説明する。
前段風車ロータの好適ブレード形状の一例（前段ブレードＨ）を図１１（ａ）に示す。
本発明の風力発電装置のタンデム風車ロータとして望ましい形態は、次の通りである。
（ａ）前段風車ロータのブレード枚数は３枚、後段風車ロータのブレード枚数は４〜６枚とする。
（ｂ）前段風車ロータ径に対する後段風車ロータ径の比は０．８４程度とする。
（ｃ）両風車ロータは可能な限り隣接させる。

なお、図１１（ａ）における寸法は、実験模型（前段風車ロータ径５００ｍｍ）での数値を示しており、長さの単位はｍｍである。また、ブレードの各部の断面の角度および形状は、ブレードの長手方向の各寸法位置における設定値である。なお、後段風車ロータのブレードとしては、前掲の図６（ｂ）と同様の形状を有する図１１（ｂ）の形状とすることができる。

前段風車ロータの半径ｒが大きいブレードティップ側（外側領域：回転半径の４０〜６０％、本実施の形態では５０％が目安）は従来通り、翼型の翼素を採用して所望する回転トルクが得られるように反りを与え、半径位置によらず最高揚抗比を与える迎え角よりも所定の安定余裕角度分小さい迎え角α（以下に使用するαは、「最高揚抗比を与える迎え角」ではなく、安定余裕角度を引いた、この迎え角を指す。）となるようにブレードを半径方向に捻る。ティップ側の任意半径位置における翼素前後の速度三角形を図１２（ａ）に示す。ここに、ｕは周方向速度（回転速度ｒω）、ｖは絶対速度、ｖ_mは軸方向速度、ｗは相対速度、αは翼弦と相対速度ｗ₁がなす迎え角、添字１、２は入口と出口断面の値である。

出入口の相対速度ｗ₂、ｗ₁のベクトル平均に平行な方向の抗力Ｄとそれに垂直な揚力Ｌの合力Ｆの回転方向成分Ｆ_Tによって風車ロータが回転する。したがって、揚抗比（ε＝Ｌ／Ｄ）が大きいほど合力Ｆの回転方向成分Ｆ_Tすなわち出力は高くなり、たとえば、産業技術総合研究所のＭＥＬ００２翼型では、迎え角α＝１０度付近で揚抗比は最高となる。半径によらず迎え角α＝１０度に保ちたければ、図１２（ａ）の速度三角形を参照して、各半径ｒにおける風速ｖ_m1（一般には一定）と回転速度ｕ＝ｒωから相対速度ｗ₁を求め、ｗ₁と翼弦のなす角αが半径によらず１０度となるようにブレードを半径方向に捻ればよい。実際の設計では、風車ロータ回転の安定性を考慮して、最高揚抗比を与える迎え角よりも所定の安定余裕角度分小さい迎え角が選定される。

ここで、ブレード形状によって揚力Ｌと抗力Ｄすなわち揚抗比ε＝Ｌ／Ｄは異なる。これらの値は画一的なものはなく（式では与えられない）、個々についてそれぞれ、性能試験あるいは数値シミュレーションによって求めざるを得ない。図１３は産業技術総合研究所（ＭＥＬ）および米国ＮＡＳＡ（航空宇宙局）の前身である国家航空宇宙諮問委員会（ＮＡＣＡ）が公表している一翼型の性能曲線（Robert E.S. et al., Aerodynamic Characteristics of Seven Symmetrical Airfoil Sections Through 180-Degree Angle of Attack for Use in Aerodynamic Analysis of Vertical Axis Wind Turbines, SAND80-2114, (1981)）である。

図１２（ａ）からわかるように揚抗比ε＝Ｌ／Ｄが大きいほど回転力Ｆ_Tは大きくなる。たとえば図１３（ａ）のＭＥＬ００２翼型では、迎え角α＝１０度付近で揚抗比は最高となる。理想的にはこの迎え角となるようにブレードを設計すればよい。しかし、実際の風は乱流成分を持ちながら脈動している。また、風力発電装置自身の何らかの問題で回転速度や負荷が変わる場合がある。たとえば、ＭＥＬ００２を用いて迎え角α＝１０度で設計されたブレードを考える。何らかの外乱等で回転速度ｕが遅くなると迎え角αは１０度より大きくなる（図１２参照）。このとき、揚抗比は急激に低下（図１３参照，揚力の低下、抗力の増加：失速）、すなわち回転力Ｆ_Tは低下し、風車ロータの回転速度はますます遅くなるほうに向かう。これに対し、回転速度が速くなった場合、迎え角は１０度より小さくなり、揚抗比が減少して回転速度は減少方向に向かい元の状態に復元する。

以上の理由により、実際の設計迎え角は、最高揚抗比が得られる角度よりも安定余裕角度分小さく選定され、運転の安定領域を広くとる。どの程度、小さくするかは企業やエンジニア等の設計思想によるが、目安としては２〜５度、本実施の形態では３度程度小さくしている。

本発明の前段風車ロータのブレードは、大径の風車ロータでは回転トルクにあまり寄与しない半径の小さいハブ側（内側領域：回転半径の６０〜４０％［（回転半径−外側領域の長さ）／回転半径］、本実施の形態では５０％が目安）の形状に特徴がある。すなわち、極力抗力が小さい翼素を採用して無負荷を実現し、前段風車ロータは、半径の小さいところでは仕事をせず風を通り抜かせ、後段風車ロータに上流側の風のエネルギーをそのまま受け渡す。図１２（ｂ）に示すように、前段風車ロータに流入する軸方向流れ（ｖ₁＝ｖ_m1）はそのまま方向を変えずに軸方向に流出する（ｖ₂＝ｖ_m2）ようにすれば、風が前段風車ロータを通過する際に流れの角運動量変化が生じない、すなわち半径の小さいハブ側における前段風車ロータは無負荷となり風のエネルギーを吸収しない。このとき当然、相対速度ｗ₁、ｗ₂の方向も同じとなる。

風車ロータ前後で流れの角運動量変化が生じないことは、翼素に働く回転方向（周方向）の力がない（Ｆ_T＝０）ことである。すなわち、図１２（ｂ）に示すように、翼素に働く抗力Ｄと揚力Ｌの合力Ｆが軸方向に向き、Ｆの回転方向成分がＦ_T＝０となるようにすればよい。このときの揚力と抗力の関係は速度三角形と相似となり、揚抗比εは
ε＝Ｌ／Ｄ＝ｕ／ｖ_m1＝ｒω／ｖ_m1 ・・・・・・・・・（１）
で与えられ、回転方向から測った相対流れ角βは
β＝ｔａｎ^-1（ｖ_m1／ｒω）＝ｔａｎ^-1（Ｄ／Ｌ）・・・・（２）
で与えられる。

したがって、式（２）で与えられる相対流れ角βに対して、式（１）の揚抗比εが得られる迎え角αとなるように、各半径位置の翼弦方向を決めれば良い（ブレードの捻り）。このとき、合力Ｆは軸方向の運動量変化、すなわち軸方向速度の減少を招くので、合力Ｆすなわち抗力Ｄが極力小さい翼素を採用する。図１２（ｂ）には例として対称翼型を示しているが、反りを持つ翼型でも本目的は達成できる。

このように、大径の前段風車ロータでは期待できない半径が小さいところのエネルギー吸収を、小径の後段風車ロータに任せることにより出力は増加する。たとえば、直径ｄ_F＝５００ｍｍのモデルによる前段ブレードＧの最高出力点付近で発生する回転トルクは、ティップ側５０％で０．１１３６Ｎｍに対し、ハブ側５０％では０．００９６Ｎｍであり、ハブ側で発生する回転トルクが出力（＝回転トルク×回転角速度）に及ぼす影響は微々たるものであることが確認できる。

タンデム風車ロータとしては、単段風車ロータとして最適なものを単に組み合わせるのではなく、上述のように前段風車ロータについては半径の小さい部分であえて風のエネルギーを吸収しないブレードを採用する。これに対する後段風車ロータのブレードは、前段風車ロータからの流れにマッチングするように次のような形状を採用する。
すなわち、ブレード全域で、所望する回転トルクが得られるように回転方向に沿う断面形状が反りを持つ翼型からなる翼素とし、前段風車ロータ径の外側領域に相当する領域では、前段風車ロータからの旋回流に対して最高揚抗比を与える迎え角よりも所定の安定余裕角度分小さい迎え角、内側領域に相当する領域では無旋回流れに対して最高揚抗比を与える迎え角よりも所定の安定余裕角度分小さい迎え角となるように、半径方向に捻りを与える。

図１４は出力向上の実証結果を示すもので、後段ブレードＧの出力係数Ｃ_PRに及ぼす前段ブレード形状の影響を示す（λ_R：後段風車ロータの周速比）。上述した前段ブレードＨを採用すると、後段風車ロータに十分な風のエネルギーを与えることができ、出力係数Ｃ_PRは格段に向上する。
前段ブレードＨは半径の小さいところで仕事をしない分、他の風車ロータと比較して幾分出力係数Ｃ_PFは小さくなる（前段ブレードＧの最高出力係数０．１７５に対し、前段ブレードＨの最高出力係数０．１６０）が、それ以上に後段風車ロータの出力向上（前段ブレードＧを採用したときの後段ブレードＧの最高出力係数０．１３８に対し、前段ブレードＨを採用したときの後段ブレードＧの最高出力係数０．１６５）が目立ち、タンデムロータ型風力発電装置としての出力は増加する（図１５）。なお、前段ブレードＧ単段での出力係数Ｃ_Pは０．２８７である。

本発明は、発電効率の高い風力発電装置として、クリーンエネルギー化を目指す風力発電産業、機械産業、電気産業、電力産業の各分野において利用することができる。

Claims

前段風車ロータと後段風車ロータを同軸上に配置し、一方の風車ロータを発電機の回転自在な電機子ロータに、他方の風車ロータを同発電機の回転自在な界磁ロータにそれぞれ連結し、前記前段風車ロータのブレードの捻れ方向と前記後段風車ロータのブレードの捻れ方向とが軸方向に対して逆に向くように配置した風力発電装置において、
前記後段風車ロータの回転半径を、前記前段風車ロータの回転半径よりも短く同回転半径の半分よりも長くし、
前記前段風車ロータのブレードには、
同前段風車ロータの回転半径の中間位置の外側領域では、所望する回転トルクが得られるように回転方向に沿う断面形状が反りをもつ翼型からなる翼素を採用するとともに、半径位置によらず最高揚抗比を与える迎え角よりも所定の安定余裕角度分小さい迎え角が得られるように半径方向に捻りを与え、
前記前段風車ロータの回転半径の前記中間位置の内側領域では無負荷にするため、半径位置によらず、翼素に働く抗力が小さく、かつ揚力との合力が軸方向を向く迎え角が得られるように半径方向に捻りを与え、
前記後段風車ロータのブレードは、同ブレード全域で、所望する回転トルクが得られるように回転方向に沿う断面形状が反りを持つ翼型からなる翼素とし、
前記前段風車ロータの前記外側領域に対応する後段風車ロータの部分では、前記前段風車ロータからの旋回流に対して最高揚抗比を与える迎え角よりも所定の安定余裕角度分小さい迎え角が得られるように半径方向に捻りを与え、
前段風車ロータの前記内側領域に対応する後段風車ロータの部分では、無旋回流れに対して最高揚抗比を与える迎え角よりも所定の安定余裕角度分小さい迎え角が得られるように半径方向に捻りを与えたことを特徴とする風力発電装置。
前記前段風車ロータと前記後段風車ロータとを近接配置し、前記前段風車ロータのブレードの枚数を３枚とし、前記後段風車ロータのブレードの枚数を４〜６枚としたことを特徴とする請求項１記載の風力発電装置。
後段風車ロータの回転半径を、前記前段風車ロータの回転半径に対して０．８４付近にしたことを特徴とする請求項１または３記載の風力発電装置。
前記安定余裕角度が２〜５度である請求項１，３または４のいずれかの項に記載の風力発電装置。
前記前段風車ロータにおける中間位置が、前記前段風車ロータの回転半径の４０〜６０％である請求項１，３から５のいずれかの項に記載の風力発電装置。