Titelblad. Forfatter: Simon Rosenkvist Nielsen (Studienr. V12886) Titel: Optimering af maskinrumsventilation. Projekt: AAMS Bachelorprojekt 2017

Transkript

1

2 Titelblad Forfatter: Simon Rosenkvist Nielsen (Studienr. V12886) Titel: Optimering af maskinrumsventilation Projekt: AAMS Bachelorprojekt 2017 Skole: Aarhus Maskinmesterskole Projektvejleder: Torsten Ørhøj Afleveringsdato: 6. juni 2017 Antal normalsider á 2400 tegn: 32 Antal bilag: 7 Forside illustration: ESVAGT Connector (Mackinnon, 2015)

3 Forord Dette bachelorprojekt, er udarbejdet af studerende Simon Rosenkvist Nielsen, studienr. V12886, for Aarhus Maskinmesterskole. Projektet tager udgangspunkt i de to udmønstringer, som undertegnede har haft på skibet ESVAGT Connector, i perioden 9/3 til 24/ Under praktikken, er skibets udstyr og forskellige systemer blevet vurderet og undersøgt for muligheder for forbedring. På baggrund af disse undersøgelser, blev problemstillingen i denne rapport valgt. Intentionerne for rapporten er, udover at opfylde kravene i henhold til studieordningen, at danne grundlag for en eventuel senere realisering af projektet på skibet. Der skal lyde en stor tak til de personer, som har hjulpet med at gøre dette projekt til virkelighed. Disse personer omfatter blandt andet hele besætningen på ESVAGT Connector, for god behandling og støtte. Der skal her lyde en ekstra stor tak til maskinchef Vidar Jensen og førstemester Klæmint Vagadal, for støtte og teknisk rådgivning. Der skal endvidere gives en tak til vejleder Torsten Ørhøj, samt studerende Jesper Mosskov Kjærulff for hjælp igennem projektet.

4 Abstract This report has been carried out, in relation to the completion of the Marine Engineer education at Aarhus School of Marine and Technical Engineering. The report is based on the authors internship, on the ERRV Multirole vessel ESVAGT Connector. Throughout the report, data and observations from the internship has been used, along with knowledge obtained through the Marine Engineer education. During various operations, the positive pressure in the engine room exceeds a tolerable level. This is due to poor manual regulation of the engine room ventilation system. Combined with a high level of air pollution under operation with the main engines, the report attempts to improve the engine room ventilation system. The problem statement of this report, is to find a solution that balances the amount of supplied air to the consumed. Along with this, it is investigated whether or not the solution will contribute, to a lower energy consumption and a better work environment in the engine room. In the project, it is stated that the solution to a demand-controlled ventilation system, is found with pressure monitoring. By placing pressure transmitters in the engine room, the pressure can be held at a steady level. This is possible due to the implementation of frequency converters on the engine room fans. By calculation it is found that the system will not contribute to a lower energy consumption, due to a higher demand of exhaust air. However, it is stated that the system will lead to a better work environment and better conditions for the machinery. It is on this basis concluded, that the decision about whether or not the system should be installed, is a matter of the decision takers focus points. From an economic point of view, it will not be applicable, but in relation to better conditions in the engine room, it will be a good solution.

5 Indholdsfortegnelse 1 Indledning Formål Problemstilling Problemformulering Metode Afgrænsning Rapport opbygning Nomenklaturliste Ventilationssystem Ventilatorer Reglement for maskinrumsventilation Luftforurening i maskinrum Valg af reguleringsform Beskrivelse af maskineri på ESVAGT Connector Muligheder for regulering Regulering efter forbrug Regulering med trykmåling Indregulering efter tryk Konstruktion af anlæg Tryksensorer Placering Udfordringer i forhold til reguleringsform Temperatur i maskinrum Opkobling med CTS-system Delkonklusion Luftbehov i maskinrummet Beregning af luftbehov Frekvensregulering Tilpasning af luftbehov Beregning af nedregulering Måling af luftmængde Nedregulering af ventilation Beregninger Delkonklusion Arbejdsmiljø Komfort Træk i maskinrum Lugtgener Luftkvalitet Luftforurening Forureningskilde Filtrering af indsugningsluft... 34

6 8 Driftsmæssige fordele Trykpåvirkning Funktion af turbolader Turbolader virkningsgrad Luftforurening Konklusion Perspektivering Kilde- og litteraturliste Rapport Bilags mappe Illustrationer... 46

7 1 Indledning 1.1 Formål Projektets formål er, at gøre brug af den viden og de færdigheder der er tilegnet gennem undervisningen på maskinmesterstudiet. Det indebærer at arbejde med en teknisk problemstilling, ved brug af en metodisk korrekt fremgangsmåde. Med rapporten forsøges det at komme frem til en konklusion, der er så retvisende som muligt. Derudover er projektet også en dokumentation for den arbejdsproces, der har været for at komme frem til en konklusion. Det har ligeledes været hensigten, at forsøge at løse den reelle problemstilling som maskinpersonalet generes af. Derfor vil rapporten blive videregivet til samme, der kan bruge beregningerne og betragtningerne, til at tage beslutning om en eventuel realisering. 1.2 Problemstilling ESVAGT Connector er en såkaldt ERRV Multirole vessel, der udfører forskellige offshore relaterede opgaver i Nordsøen. Disse opgaver omfatter supply-service, anchor-handling, standby og lignende (Esvagt A/S, 2017). Skibet er bygget på Odense skibsværft i år 2000, og har en længde på 56 m samt en dødvægt på 1617 t. Skibet er udstyret med to MaK M25 hovedmotorer på hver 2400 kw samt tre dieselgeneratorsæt på hver 872 kw (Esvagt A/S, 2015). Da skibet udfører flere forskellige opgaver, er behovet for maskinkraft meget skiftende. Dette gør sig både gældende for behovet for el-produktion vha. hjælpemotorer, samt behovet for fremdrivning med hovedmotorer. I perioder er begge hovedmotorer i drift samt to hjælpemotorer, hvor der på andre tidspunkter kun er én hjælpemotorer i drift. Maskinrummet forsynes med luft vha. to aksial ventilatorer på hver 18,2 kw samt én udsugning på 18 kw. Forsyningsblæserne er udstyret med to trin, High og Low, hvor udsugningsventilatoren er trinløs. Samtlige ventilatorer styres manuelt fra kontrolrummet, og kører ofte unødvendigt på baggrund af uopmærksomhed, glemsomhed eller blot manglende fokus på dette. Dette medfører, at der forekommer højt over- eller undertryk i maskinrummet, hvilket er uhensigtsmæssigt på mange parametre. 1

8 Den potentielt unødvendige drift af blæserne medfører et større energiforbrug på ventilatorerne, og øger samtidig slitagen på udstyret. Det svingende tryk i maskinrummet medfører også forstyrrelser for driften af hovedmotorerne. Begge hovedmotorer på ESVAGT Connector er turboladede dieselmotorer. Når turboladerne udsættes for enten over- eller undertryk, påvirker dette trykforholdet over kompressoren i en negativ retning. Turboladerens effektivitet har stor indflydelse på motorens ydelse og forureningsgrad, hvilket gør problemet meget relevant at behandle. Yderligere har nylige målinger af forureningsgraden på luften i maskinrummet, afsløret meget høje partikelniveauer ved drift af hovedmotorerne. Dette sætter højere krav til ventilationen af hensyn til arbejdsmiljøet, der i forvejen kompromitteres. Høj last på blæserne giver træk og modsat med for lav indblæsning samt manglende udsugning, forringes luftkvaliteten i maskinrummet. Disse problemer giver anledning til, at undersøge mulighederne for en alternativ reguleringsform til maskinrumsventilationen. Problemstillingen har ledt til følgende problemformulering: Problemformulering - Hvordan kan en løsning, der tilpasser sig det reelle luftbehov i maskinrummet under forskellige driftssituationer, konstrueres? o Hvilke besparelser vil man kunne opnå med regulering af ventilationen? o Hvilke drifts- og arbejdsmiljømæssige fordele vil en regulering af ventilationen medføre? 1.3 Metode Den anvendte empiri for dette projekt omfatter, foruden undertegnedes iagttagelser og erfaringer fra ESVAGT Connector og andre skibe, også data fra diverse andre kilder. Disse kilder omfatter datablade indsamlet fra skibets kartotek, samt relevant litteratur fra både fagbøger og internet. Samtlige kilder er blevet tilgået med en kritisk indgangsvinkel, for at opnå så høj en validitet på det anvendte materiale som muligt. Det har været tilstræbt at benytte lærebøger, anvendt på Aarhus Maskinmesterskole når data skulle findes. Denne litteratur anses for at have høj pålidelighed, da den anvendes af underviserne på skolen. 2

9 Observationerne, der er foretaget på skibets CTS system (Central Tilstandskontol og Styring), er blevet gentaget adskillige gange. Samtidigt har observationerne fundet sted i situationer, hvor de indsamlede data har været mest stabile. På denne måde tilsikres det, at gennemsnitsværdierne er så retvisende som muligt. Målingerne, der er foretaget i rapporten, er blevet udført med stort fokus på usikkerhed. Dette gør sig gældende for såvel den usikkerhed, som måleudstyret indebærer, men også undertegnedes manglende erfaring med brugen. For at kompensere for denne usikkerhed, er målingerne foretaget over flere gange, og der påregnes korrektionsfaktorer i beregningerne. Der er desuden søgt vejledning hos Lektor Esben Sørensen fra Aarhus Maskinmesterskole, der har stor erfaring med ventilationsanlæg. Vejledningen bestod i et interview, hvor undertegnede havde forberedt spørgsmål. Igennem interviewet, blev rammerne for målingerne klarlagt. Dette bidrog til en yderligere forhøjelse af validiteten på målingerne. Som addition til de iagttagelser undertegnede har gjort sig under praktikken, har maskinpersonalets store erfaring med skibet, bidraget til en dybere indsigt i systemerne. Dette har gjort undersøgelserne mere retvisende og realistiske. 1.4 Afgrænsning Projektet vil udelukkende behandle den del af ventilationen, der indblæser luft til hoved- og hjælpemaskinrum. Det vil sige, at det resterende ventilationsanlæg på skibet, samt de mindre udog indsugningsventilatorer i maskinrummet, ikke vil blive taget med i betragtningerne om optimering af systemet. Den løsning der udarbejdes, vil være et princip der danner grundlag for en eventuel senere videreudvikling af projektet. Der vil dermed ikke være tale om en løsning ned til komponent niveau, men blot et princip til, hvordan en løsning kunne opbygges. Der vil, som udgangspunkt, ikke medtages direkte økonomiske betragtninger i rapporten. Det vil sige, at der ikke tages stilling til, om løsningen vil være rentabel eller ej, målt i kroner og ører. 3

10 Projektets data er indsamlet på de tidspunkter, det har været muligt for undertegnede. Da projektet er lavet sideløbende med det daglige arbejde, er dataene ikke nødvendigvis observeret og noteret på de mest gunstige tidspunkter. Ligeledes har det ikke været muligt, at tilpasse driften efter, hvilke data det kunne være ønskeligt at indsamle. 1.5 Rapport opbygning Rapporten er forsøgt opbygget, så den er så letlæst og forståelig for læseren som muligt. Der tages afsæt i et beskrivende afsnit, der giver læseren en yderligere indsigt i problemstillingen, samt en forståelse for det eksisterende ventilationsanlæg på skibet. Dernæst startes analysen af, hvilken reguleringsform der vil være den mest optimale at anvende. Analysen ender ud i et valg, der indleder afsnittet om konstruktionen af anlægget. Dette afsnit ender ud i en delkonklusion, der indeholder et svar på det første spørgsmål i problemformuleringen. Derefter indledes analysen af, hvorvidt der kan opnås besparelser med implementeringen af en regulering, hvilket også ender ud i en delkonklusion. Til sidst analyseres de arbejdsmiljø- og driftsmæssige fordele ved en optimering af maskinrumsventilationen. 1.6 Nomenklaturliste DP MGO CTS SALM Service HJM HVM Dynamic Positioning Marine Gas Oil Central Tilstandskontrol og Styring Single Anchor Leg Mooring Sejlads ved service fart (ca. 10 knob) Hjælpemotor Hovedmotor 4

11 2 Ventilationssystem I dette afsnit vil ventilationssystemet på ESVAGT Connector blive beskrevet og gennemgået med henblik på, at give læseren en bedre forståelse for den videre opgave. Afsnittet vil også indeholde en gennemgang af de reglementer, der gør sig gældende for maskinrumsventilation. Yderligere bliver det høje luftforureningsniveau og målingerne heraf introduceret. 2.1 Ventilatorer Ventilatorerne, der under normal drift benyttes til indblæsning i maskinrummet, er to aksialventilatorer monteret på to-trins ABB 440 V 3-fasede asynkronmotorer (Witt & Sohn, 1998). Disse forsyner både hoved- og hjælpemaskinrum gennem rørsystemer i begge sider af skibet. Dette er illustreret på bilag 1. De mest relevante rør med hensyn til forsyning af motorerne, er markeret med henholdsvis rød og grøn farve. De røde rør løber i bagbordside, og forsyner hovedsageligt bagbord-hovedmotor samt hjælpemotor ét og to. De grønne rør løber modsat i styrbordside, og forsyner hovedsageligt styrbord-hovedmotor samt hjælpemotor to og tre. Maskineriets placering i maskinrummet vil blive uddybet senere i rapporten. Det fremhævede lyserøde og lysegrønne rør, leverer luft direkte til turboladeren på hovedmotorerne, og er derfor meget væsentlige forsyningspunkter. Disse rør er derfor også placeret direkte nedenfor ventilationsskakterne markeret med cirkler. Udsugningsskakten er markeret med gul farve. Ved høj belastning (18,2 kw / 1750 o / min ) er indblæsningsmængden på m 3 /h, og ved lav last (2,8 kw / 870 o / min ) m 3 /h (Witt & Sohn, 1998). Disse data er taget fra databladet for ventilatorerne, og vil sammen med aktuelle målte data blive vurderet i forhold til regulering af ventilationen. Foruden disse to ventilatorer, kan maskinrummet forsynes med luft ved hjælp af den såkaldte combustion supply blæser. Rørene til denne er indtegnet med mørkeblå farve på bilag 1. Blæseren på 4,6 kw (Witt & Sohn, 1998), benyttes ikke ved normal drift, men kan fungere som supplement eller backup hvis det findes nødvendigt. Den er desuden, modsat de andre blæsere, tilsluttet skibets nødtavle. Det vil sige, at den kan forsyne maskinrummet med luft i nødsituationer, hvor den eneste energiforsyning er fra nødgeneratoren på skibet. 5

12 Ind- og udsugning for pumpe- og separatorrum er markeret med lyseblå farve på bilag 1. Hverken disse eller combustion supply blæseren vil blive taget med i de videre overvejelser om regulering af maskinrumsventilation. Dette er vurderet ud fra blæsernes få driftstimer, samt deres ringe størrelse. Udsugningsventilatoren er også en aksialventilator med en trinløs 18 kw ABB 440 V 3-faset asynkronmotor (1750 o / min ). Denne har en udsugningskapacitet på m 3 /h (Witt & Sohn, 1998). Udsugningsblæseren kører ikke lige så ofte som indsugningsventilatorerne. Dette skyldes blandt andet, at denne støjer meget for det personale der arbejder på dækket, men oftest vurderes det af maskinpersonalet, at den ikke er nødvendig. Dette er et bekvemmelighedsproblem, der kan være med til at forstærke problemet med uønsket højt overtryk i maskinrummet. Udsugningen spiller samtidig en væsentlig rolle i opretholdelsen af et godt klima i maskinrummet. Den fjerner eventuel forurening fra luften, herunder oliedampe, udstødningsudslip og så videre. Det har ikke været muligt at finde nogle faste regler omkring luftskifte eller komfortventilation i maskinrum på skibe. Det skyldes blandt andet, at lovgivningen er meget mangelfuld på dette område. Der er dog visse hensyn der skal tages højde for. Søfartsstyrelsen har et antal restriktioner i forhold til maskinrumsventilation, der vil blive gennemgået i næste underafsnit. 2.2 Reglement for maskinrumsventilation I Søfartsstyrelsens meddelelse B, teknisk forskrift om skibes bygning og udstyr m.v. findes der forskellige forskrifter vedrørende maskinrumsventilation. Under kapitel II-2, afsnit B, regel 4, punkt skrives følgende: Ventilationen i maskinrummene skal være tilstrækkelig til under normale forhold at forhindre ansamling af oliedampe (Søfartsstyrelsen, 2012) Dette er et krav, der under normale omstændigheder kan være vanskeligt at tjekke op på, da det eneste nuværende udstyr til overvågning af oliedampe i maskinrummet, har meget høj usikkerhed. Udstyret består af fem Daspos LAS-10 måleenheder, der er designet til at måle pludselige stigninger af olie- og gasniveauer i maskinrummet. Disse bruges til at opdage eventuelle lækager og forebygge brande (Daspos A/S, 2017). 6

13 De fungerer altså som udgangspunkt ikke til at måle på de sundhedsmæssige aspekter i luftforureningen i maskinrummet. I forhold til at lave vurderinger omkring forureningsniveauet, er der blevet lavet målinger af en kollega på stedet, der vil blive uddybet i næste underafsnit. Et andet krav, der er vigtigt at tage hensyn til i overvejelserne om at nedregulere blæserne, står skrevet under kapitel II-1, afsnit C, regel 35: Af hensyn til personalets sikkerhed og velbefindende samt maskinernes drift skal maskinrum af kategori A være tilstrækkeligt ventilerede for at sikre, at der opretholdes en tilstrækkelig lufttilførsel til rummene når maskineri eller kedler i disse rum arbejder på fuld kraft under alle vejrforhold, herunder hårdt vejr. Ethvert andet maskinrum skal være tilstrækkeligt ventileret under hensyntagen til dets anvendelse (Søfartsstyrelsen, 2012) Maskinrum af kategori A er kategoriseret som rum, der indeholder forbrændingsmotorer til fremdrivning eller andre formål der har en samlet ydelse på mindst 375 kw ifølge meddelelse B. Det vil sige at i henhold til oplysningerne givet i rapportens afsnit 1.2, er både hovedmaskinrum og hjælpemaskinrum omfattet af regel 35. Derfor kan ventilationen altså ikke blot justeres ned, så det udelukkende dækker motorernes behov. For at opfylde kravet om at ventilere rummene tilstrækkeligt og opretholde et komfortabelt klima i maskinrummet, må der indblæses en yderligere mængde luft. Dette tilsikrer også at der holdes et svagt overtryk i maskinrummet, hvilket medfører at branddøren til maskinrummet altid kan åbnes og lukkes fra begge sider af skottet af kun én person. Dette er et krav i meddelelse B, under kapitel II-2, afsnit C, regel 9 punkt 4.2 Beskyttelse af åbninger i brandmodstandsdygtige inddelinger. Kapitlet henvender sig som udgangspunkt til åbninger i skotter og dæk i passagerskibe, og er derfor ikke nødvendigvis gældende for ESVAGT Connector. Dette er dog muligvis en tolkningssag, idet skibet er indrettet til at befordre mange passagerer i nødstilfælde, men da dette ikke er skibets hovedformål, vurderes det til at være et lastskib. 7

14 Definitionen af et lastskib i meddelelse B er følgende: Et»lastskib«er ethvert skib, som ikke er et passagerskib eller et fiskeskib (Søfartsstyrelsen, 2012) På baggrund af dette, tages der udgangspunkt i regelsættet under punkt 4.2 gældende for døre i brandskotter i lastskibe. Som tidligere nævnt, skal maskinrummet helst holdes ved svagt overtryk, blandt andet af hensyn til let åbning af døre til maskinrummet. Overtrykket tilsikrer også at før nævnte krav vedrørende tilstrækkelig ventilering overholdes. Dog har den nuværende opsætning af maskinrumsventilationen, medført at der er perioder, hvor overtrykket er meget højt i maskinrummet. Dette medfører at branddøren, der adskiller kontrolrummet og maskinrummet har svært ved at lukke/holde tæt. Problemet er illustreret på figur 1. Dette er en overtrædelse af forskrifterne i punkt 4.2. Figur 1 - Ulukket branddør - (Eget arkiv, 2017) Disse foreskriver at:.. Døre anbragt i skotter, der afgrænser maskinrum af kategori A, skal være selvlukkende og rimelig gastætte... (Søfartsstyrelsen, 2012) Hvis der skulle opstå en eksplosionsbrand i maskinrummet, kan en ulukket branddør være med til at accelerere branden og forøge skadesomfanget. Skibet kan desuden risikere at få påtale under det årlige klassesyn, der foretages af et klassifikationsselskab. Begge disse argumenter bidrager til relevansen af, indførslen af et system til styring og regulering af maskinrumsventilationen. 2.3 Luftforurening i maskinrum Som tidligere nævnt, har en kollega på skibet for nyligt foretaget partikelmålinger af luften i maskinrummet. Disse viste at forureningsniveauet steg kraftigt når hovedmotorerne var i drift. Et eksempel på dette er vist på figur 2. 8

15 Figur 2 - Partikelmåling - (Hansen, 2017) På eksemplet er hovedmotorerne i drift da målingen påbegyndes. De stoppes af klokken 10.05, hvor ventilationen i samme ombæring mindskes (Hansen, 2017). Klokken startes begge hovedmotorer op igen, hvilket tydeligt giver udslag på mængden af forurenede partikler i luften. Øjeblikkeligt motorerne startes, stiger niveauet fra cirka 0,04 mg/m 3 til cirka 0,13 mg/m 3. Efterfølgende lægger niveauet sig på cirka 0,15 mg/m 3 medens hovedmotorerne er i drift. Da hovedmotorerne stoppes af klokken 15.35, falder niveauet atter tilbage til cirka 0,04 mg/m 3, på trods af at to dieselgeneratorer stadig er i drift. Præcis hvorfra forureningen stammer, kan være svært at determinere, da udstyret, der blev brugt til målingerne, udelukkende måler mængden af partikler i luften og ikke de indeholdte stoffer. Dog kan det konkluderes at behovet for udsugning er større når hovedmotorerne er i drift. Det skal af denne årsag være et parameter i den nye regulering, at udsugningen kører når hovedmotorerne er i drift. 3 Valg af reguleringsform Det er nu blevet klarlagt inden for hvilke rammer ventilationen skal og kan reguleres. I dette afsnit vil det forsøges at kortlægge mulighederne for, at skabe en behovstilpasset regulering. Det skal danne grundlag for analysen af, hvordan det første spørgsmål i problemformuleringen kan besvares. Afsnittet indledes med en kort beskrivelse af arrangementet og udstyret i maskinrummet, for at give læseren en bedre forståelse i den videre opgave. 3.1 Beskrivelse af maskineri på ESVAGT Connector ESVAGT Connector udfører, som tidligere nævnt, offshore relaterede opgaver i Nordsøen. Dette indebærer lastning og losning af forsyninger, hovedsageligt til den faste olieinstallation Syd Arne. 9

16 Operationen foregår ved at skibet lægges under riggen ved brug af DP systemet (Dynamic Positioning). Dette computersystem overtager styringen af skibets propeller samt thrustere, og holder skibet i en fast position og retning ved hjælp af GPS (DP Marine, 2017). Når denne operation udføres, er redundans en nøglefaktor. Hvis noget går galt, skal skibet kunne manøvreres væk fra platformen, for at undgå en kollision med potentielt uoverskuelige økonomiske konsekvenser. Derfor er skibet udført med to MaK Type M25 8 cylindrede medium speed hovedmotorer. Motorerne producerer hver 2400 kw, der leveres igennem et gear til de stilbare propeller. Ved at have to hovedmotorer, sikres det at skibet kan sejle fremad og agterud, selvom den ene motor skulle falde ud. Udover hovedmotorerne til fremdrivning, er skibet udstyret med en 736 kw optrækkelig azimuth propel (Esvagt A/S, 2015). Denne forsynes ved hjælp af skibets tre hjælpemotorer. Figur 3 - Maskinrumsarrangement (Eget arkiv) Motorerne er tolvcylindrede Cummins KTA-G3, hver især monteret på en 872 kw Stamford HCM 734F2 generator (Nordhavn, 1999). Hovedmotorerne og hjælpemotorerne, er placeret i forskellige rum. Dørene til disse rum holdes under normale omstændigheder åbne, så tryk og temperatur holdes jævnt i alle rummene. Arrangementet er illustreret på figur Muligheder for regulering Som tidligere nævnt, består den nuværende regulering af indblæsningen af to trin, High eller Low. Udsugningen er trinløs, men betjenes ligesom indblæsningen manuelt fra kontrolrummet. Dette er naturligvis ikke en optimal reguleringsmetode, og for at løse problemet må de forskellige reguleringsmuligheder undersøges. Der findes flere metoder til at regulere ventilationsudstyr, som i de fleste tilfælde naturligt også vil nedbringe energiforbruget samtidigt. Det har med stor sandsynlighed også været den oprindelige tanke, at spare energi ved at installere to-trins ventilatorer på indblæsningen. Luftbehovet i maskinrummet er dog for svingende til, at denne løsning kan virke optimalt. 10

17 Det vil af denne årsag være fordelagtigt, at montere frekvensomformere på de asynkronmotorer, der driver aksialventilatorerne til indblæsningen. Dette skyldes at en ventilators effektforbrug vokser stærkt med omdrejningstallet. Frekvensomformeren tilpasser frekvensen af vekselspændingen, der driver motoren. Dette er muligt da omdrejningstallet er proportionalt med frekvensen på forsyningsspændingen (H.E. Hansen, 2006). For at kunne regulere omdrejningshastigheden i forhold til luftbehovet i maskinrummet, er det nødvendigt at have en procesvariabel. En lukket reguleringssløjfe fungerer ved, at regulatoren modtager en måleværdi fra procesvariablen, sammenligner denne med den ønskede værdi (setpunktet), og kompenserer så for fejlen (Heilmann, 2009). Derfor må det i første omgang klarlægges, hvilken procesvariabel der skal være afgørende for den indblæste mængde af luft Regulering efter forbrug Den ene metode til at regulere indblæsningen, kunne være med belastningen på maskineriet som procesvariabel. For hovedmotorerne er det muligt at determinere belastningen ved hjælp af indexet på brændstofpumperne og motorens omdrejningstal. Belastningen kan ud fra dette, aflæses på motorens lastdiagram, der viser motorens ydelse ved forskellige parametre. Ved hjælp af målingerne fra skibets CTS system, vil det være muligt at lave en tilpasset styring af den indblæste luftmængde. Denne metode vil dog ikke fungere som en reel regulering, men derimod en styring. Dette skyldes at der ikke sker en kontrol af, om øgningen af ventilation dækker det reelle luftbehov i maskinrummet. Dette princip kaldes for et åbent system (Heilmann, 2009), hvilket vil sige at der ikke er nogen tilbagekobling af indgrebet, og det må blot formodes at der tilføres tilstrækkeligt med luft. Denne metode vil altså under alle omstændigheder, ikke kunne opfylde det mål der var tænkt med problemstillingen Regulering med trykmåling Denne reguleringsform tager udgangspunkt i, at det er trykket i maskinrummet, der er afgørende for den indblæste mængde af luft. Systemet skal udformes med et antal trykmålere, strategisk placeret i maskinrummet. Disse skal så sende et input til en regulatorenhed, der giver signal til frekvensomformere monteret på ventilatorerne. Ved denne reguleringsform, sikres det at trykket i maskinrummet altid holdes ved et ønskeligt svagt overtryk. 11

18 Reguleringen skal fungere automatisk, således at maskinpersonalet ikke skal starte noget udstyr manuelt, ligesom de har gjort hidtil. Dermed sikres det at ventilationsniveauet altid er tilpasset driften, og motorerne er rigeligt forsynede med luft. Reguleringsmetoden tilsikrer desuden, at driften af maskineriet ikke hæmmes af manglende eller overdreven lufttilførsel. Det skyldes at for højt over- eller undertryk i maskinrummet, potentielt kan forringe ydelsen på motorerne. Det anbefales ikke at overtrykket i maskinrummet overstiger kpa, og modsat at undertrykket ikke overstiger kpa under atmosfæretryk (Caterpillar, 2015). Ved at have trykmåling i maskinrummet, er det muligt at holde et korrekt tryk under alle driftssituationer. I forhold til at finde en løsning der tilpasser sig det aktuelle luftbehov i maskinrummet, er det vurderet at regulering efter tryk vil løse opgaven bedst. Løsningen er relativt simpel at eftermontere på det eksisterende anlæg uden at lave store ændringer. Modsat den anden reguleringsmetode efter forbrug, vil denne løsning også give en meget mere jævn regulering af ventilatorerne. Det skyldes at trykket i maskinrummet har en relativt lang ændringsperiode, hvilket vil gøre indreguleringsperioden jævn. Dette er til gavn for ventilatorerne, da den langsomme ændring af omdrejningshastigheden vil fjerne tendens til svingninger, der kan medføre unødig slitage på udstyret. Det er derfor denne reguleringsmetode, der vil blive arbejdet videre med i forhold til at løse problemstillingen. 4 Indregulering efter tryk I dette afsnit vil det beskrives, hvordan reguleringssystemet kunne konstrueres. Afsnittet skal danne grundlag for den videre analyse af, hvilke fordele og eventuelle besparelser som implementeringen af systemet kunne medføre. I dette afsnit vil det også undersøges, hvilke udfordringer der kan forekomme i forhold til at konstruere et velfungerende system. 4.1 Konstruktion af anlæg I forrige afsnit blev det fastslået, at systemet skal bestå af et antal tryksensorer strategisk placeret i maskinrummet. Tryksensorerne der tiltænkes anvendt, vil ligesom de fleste måleinstrumenter, måle i forhold atmosfæretrykket. Atmosfæretrykket vil normalvis ligge på 101,300 kpa (Eriksen, 2012), hvor tryksensoren registrerer differensen mellem dette og den målte værdi. 12

19 Den vil så give et udgangssignal på 0-10 V, der er proportionalt med trykket i maskinrummet (LS Control A/S, 2017). Signalet modtages af en regulatorenhed der er indstillet til et givet setpunkt. Setpunktet eller referencen, holder et svagt overtryk i maskinrummet uden kontinuerligt at overstige 0,050 kpa i forhold til atmosfæretrykket. Regulatorenheden kompenserer så for eventuelle fejl, i form af differens mellem målt tryk og ønsket tryk (setpunkt). Dette skal foregå ved hjælp af såkaldt invers regulering, der afgør hvilket signal regulatoren skal sende til handleorganet (frekvensomformerne) i tilfælde af stigende procesvariabel (tryk) (Heilmann, 2009). Med invers regulering mindskes udgangssignalet til frekvensomformerne, når trykket stiger i maskinrummet. Dermed mindskes den indblæste mængde af luft, og trykket vil falde. Når så regulatoren får signal om faldende tryk fra sensorerne, kompenserer den for dette ved at forstærke udgangssignalet til frekvensomformerne, hvorved mængden øges. På denne måde holdes den indblæste mængde hele tiden på det korrekte niveau. For at undersøge inden for hvilket reguleringsområde tryksensorerne skal arbejde, og hvor de skal placeres, er der foretaget trykmålinger i maskinrummet. Disse målinger vil uddybes i næste underafsnit Tryksensorer Der findes flere typer af tryksensorer, der fås specificeret inden for et givet måleområde. For at opnå en så præcis regulering som mulig, er der foretaget trykmålinger i maskinrummet. Målingerne er foretaget med en Pasco PS-2146 håndholdt trykmåler. Den håndholdte trykmåler, måler trykket i forhold til det absolutte nulpunkt. Det absolutte nulpunkt er den teoretisk laveste temperatur der kan opnås, og det er ved denne temperatur det absolutte tryk er lig nul (Eriksen, 2012). Trykmåleren er i databladet opgivet til at have en usikkerhed på ±2 kpa (Pasco, 2017), hvilket gør målingerne praktisk talt ubrugelige i forhold til dette projekt. Det skyldes at der vil kræves en langt mindre tolerance for de tryksensorer, der skal installeres i maskinrummet for at anlægget kan fungere korrekt. Målingerne blev foretaget over flere gange og i forskellige driftssituationer, men der syntes ikke at kunne drages en reel sammenhæng mellem resultaterne. Af denne årsag, vurderes sensorernes måleområde ud fra et andet aspekt. Som tidligere nævnt, skal det undgås at holde et kontinuerligt overtryk på mere end 0,050 kpa. Dette er en meget fin tolerance, og det vil være vanskelligt at overholde dette krav. Dog kan en rimelig tilnærmelse forsøges på ±0,1 eller ± 0,250 kpa. 13

20 Ved at sætte tolerancen en smule op, kan der samtidigt spares penge på det udstyr der skal anvendes. Reguleringen vil stadig holde overtrykket på et kontrolleret niveau, der ikke vurderes at være til gene. Desuden vil en lavere tolerance, medføre lavere risiko for svingninger i regulatoren Placering For at opnå en velfungerende regulering, er det vigtigt at tryksensorerne placeres korrekt i maskinrummet. Hvis systemet skal virke efter hensigten, er det afgørende at sensorerne ikke udsættes for lokale forstyrrelser. Det vil sige at sensorerne skal placeres så de ikke påvirkes af andet end det aktuelle tryk i rummet. Forstyrrelser kunne forekomme ved for eksempel, at placere sensoren for tæt på en afgang fra ventilationen. Indblæsningsventilatorerne er opgivet til en totaltrykstigning på DP tot = 618 Pa (Witt & Sohn, 1998). Totaltrykstigningen er et udtryk for differensen imellem trykket på suge- og tryksiden af ventilatoren. Da ventilatoren på sugesiden har atmosfærisk tryk, må trykket på afgangen lige under ventilatoren være cirka 618 Pa højere. Trykstigningen vil dog kun være tilstede, ved afgangene direkte under ventilatorerne. Dette skyldes at tryktabet her er meget småt grundet de store dimensioner på anlægget. Længere ude i systemet vil tryktabet i ventilationskanalerne, have udlignet trykstigningen over ventilatoren. Hvis sensorerne placeres for tæt på afgange med et højere tryk, kan dette medføre at reguleringen ikke vil fungere optimalt. Trykstigningen vil da aldrig komme ud i lokalet, da tryksensoren vil opfange trykket ved afgangen, og dermed nedregulere mængden. Modsat må sensoren ikke placeres for tæt på døre til maskinrummet, da det kortvarige trykfald ved åbning også kan påvirke reguleringen negativt. Den endelige placering vil skulle afgøres ved at foretage målinger med nøjagtigt udstyr, og dermed finde de mest upåvirkede områder. Undertegnede har dog lavet en vurdering på baggrund af dagligt arbejde i maskinrummet og adskillige trykmålinger. På trods af trykmåleudstyrets usikkerhed, har det givet en pejling om hvor udstyret påvirkes mindst. Disse placeringer er indtegnet på figur 4. Figur 4 - Placering af tryksensorer - (Eget arkiv, 2017) 14

21 Det skal understreges, at placeringerne er vejledende og baseret på en vurdering. Det kan derfor ikke med sikkerhed siges, om disse placeringer vil være de mest hensigtsmæssige i forhold til en velfungerende regulering. Dette vil, som tidligere nævnt, skulle begrundes med en grundig forundersøgelse med nøjagtigt måleudstyr. 4.2 Udfordringer i forhold til reguleringsform Ved at regulere ventilationen efter trykket, kan der opstå nogle problemstillinger der må overvejes. Idet trykket i maskinrummet principielt kan sammenlignes med en hvilken som helst anden trykbeholder, er lækager eller utætheder et problem. Der er to indgange til maskinrummet - én gennem en dør fra kontrolrummet og én gennem skibets værksted. På en normal arbejdsdag åbnes og lukkes disse døre adskillige gange. Dette medfører et trykfald i maskinrummet, der kan komme til at påvirke den trykstyrede ventilation. Problemet kan medføre at ventilationen øges, hver gang der åbnes en dør til maskinrummet. Dog vurderes det, at rummets volumen er så stor, at det kortvarige trykfald ikke vil medføre et fald i det samlede tryk i maskinrummet. Andre utætheder i maskinrummet, eksempelvis op igennem udstødningscasing, vurderes at kunne opvejes med blæserne. Et andet problem ved at regulere efter tryk, er stigende temperaturer i maskinrummet. Motorerne afgiver store mængder strålevarme, der skal fjernes af ventilationen. Ved lav drift i maskinrummet, eksempelvis under standby hvor kun én hjælpemotor er i drift, er luftforbruget lavt. Selvom der indblæses en yderligere mængde for at holde det svage overtryk, dækker dette ikke nødvendigvis kølebehovet. Dette er altså et aspekt, der må overvejes i lavlast situationer, for at undgå for høje temperaturer i maskinrummet Temperatur i maskinrum MAN anbefaler at temperaturen i maskinrummet ikke kommer under 5 C og ikke over 55 C (MAN Diesel & Turbo, 2014). Der kan være perioder, hvor det kan blive svært at imødekomme krav om både svagt overtryk, og samtidigt holde temperaturen indenfor førnævnte interval. Havtemperaturen kan sættes i relation til temperaturen på indblæsningsluften, indenfor en tolerance på ±3 C (MAN Diesel & Turbo, 2014). 15

22 Havtemperaturen på Nordsøen kan i vinterperioderne komme helt ned på ca. 2 C, hvilket giver en teoretisk indblæsningstemperatur på max 5 C (Seatemperature, 2017). Den kolde luft har en højere densitet, og dermed mindre volumen per kg. Fænomenet kan medføre at ladeluft-, kompressionsog indiceret middeltryk bliver for højt, hvilket potentielt kan skade motoren (MAN Diesel & Turbo, 2014). Omvendt kan høje udetemperaturer give problemer den anden vej. Jo højere temperaturen bliver, jo lavere bliver densiteten på indsugningsluften. Det medfører en mere mager forbrænding, der også giver anledning til driftsmæssige problemer. Høje indsugningstemperaturer medfører lavere ydelse på motorerne, højere udstødningstemperaturer og højere brændstofforbrug (Jeng, 1996). Det vurderes dog, at dette ikke blive et problem når hovedmotorerne eller flere hjælpemotorer er i drift. Det skyldes af luftforbruget da er så højt, at den indblæste mængde for at holde overtryk, vil holde temperaturen nede. Dog kan der, som tidligere nævnt, opstå problemer i lavlast situationer. Foruden luften til at dække motorens forbrug, kan en ekstra mængde blive nødvendig til kølebehov. For at give et bud på denne mængde, kan behovet for ventilation i forhold til strålevarme beregnes. Formlen til dette er følgende (Wärtsila Engines, 2012): $! " = % ' Δ) Hvor:! " = Luftflow [m 3 /s] $ = Strålevarme fra motor [kw] % = Densitet på luft ' = Specifik varmekapacitet på ventilations luft [kj/kgk] Δ) = Tilladelig total temperaturstigning i maskinrum På bilag 2 er strålevarmen fra hjælpemotorerne opgivet til 164 kw (Cummins Power Generation Limited, 2000). På nuværende tidspunkt er ventilationsluften målt til en temperatur på 12 C, men i sommerperioden vil denne naturligvis være højere. Derfor regnes der med en densitet på luft ved 30 C (1,15 kg/m 3 ). Den specifikke varmekapacitet ved 30 C, er fundet til 1,0075 kj/kgk (Eriksen, 2012). Da maskinrummet er under vandlinjen og dermed omgivet af vand, ville temperaturen være lavere, hvis der ikke var maskineri i drift. Temperaturen er af gode grunde ikke mulig at måle uden maskineri kørende, men det antages at denne ville ligge på ca. 15 C. Derfor er en temperaturstigning på 20 C med én hjælpemotor i drift, vurderet tilladelig. 16

23 Beregningen bliver derved som følger:! " = $ % ' Δ) = 164 1,15 1, = 6, = /h Dette er et teoretisk tal, der muligvis afviger fra virkeligheden. Det er sandsynligt, at den ekstra mængde der holder overtryk, samtidigt vil dække kølebehovet, men dette vil skulle testes og justeres over en indkøringsperiode. Derfor vil denne værdi, i manglen af bedre, blive brugt som tillagt mængde under standby situationer Opkobling med CTS-system Det blev i afsnit 2.3 vurderet, at udsugningen, grundet det høje forureningsniveau, bør være tændt når hovedmotorerne er i drift. Desuden blev det i det forrige afsnit vurderet, at en ekstra mængde luft var nødvendig til kølebehov i lavlast situationer. For at disse parametre skal være en del af reguleringssløjfen, er det nødvendigt at integrere trykreguleringen med skibets CTS-system. Systemet på ESVAGT Connector, er et Lyngsø Marine UCS2100 der kombinerer overvågning og alarmsystem. Ved at integrere trykreguleringen med CTS-systemet, kan der herfra gives input til regulatoren. Figur 5 - Lyngsø Marine CTS-System - (Eget arkiv,2017) Når hovedmotorerne kører skal udsugningen startes, og under lavlast situationer skal der indblæses en yderligere mængde luft. Opkoblingen kan desuden benyttes til at afgive luften i den mest hensigtsmæssige side af skibet. 17

24 Med det menes, at i situationer hvor for eksempel kun hjælpemotor ét er i drift, behøves der ikke en stor mængde fra styrbord-ventilator (Se figur 3 og bilag 1). En yderligere fordel, er at ventilationssystemet kan overvåges og eventuelle alarmer hertil kan implementeres i systemet. 4.3 Delkonklusion Det er nu principielt klarlagt, hvordan en løsning der tilpasser sig luftbehovet kan konstrueres. Løsningen skal bestå af et givet antal tryksensorer - undertegnede foreslår tre - placeret upåvirket i maskinrummet. Disse skal så give et udgangssignal til en regulatorenhed, der bearbejder dette til et givet omdrejningstal på ventilatorerne, styret med frekvensomformer. I samarbejde med skibets CTS-system, afgives den indblæste luftmængde på den mest hensigtsmæssige måde. Med en indstilling til at holde et svagt overtryk i maskinrummet, burde dette system automatisk kunne dække ventilationsbehovet uden personalets umiddelbare interaktion. Næste trin i rapporten er, hvorvidt det er muligt, at opnå eventuelle besparelser ved implementeringen af reguleringssystemet. Afsnittet vil tage afsæt i et forsøg på at kortlægge det reelle luftbehov i maskinrummet. 5 Luftbehov i maskinrummet I dette afsnit, vil det forsøges at fastlægge det reelle luftbehov i maskinrummet under forskellige driftssituationer. Dette vil blive gjort ved hjælp af beregninger ud fra indsamlet data under praktikken. Hensigten er at danne et grundlag for den videre analyse af, hvorvidt det er muligt at opnå besparelser med trykreguleringen af maskinrumsventilationen. 5.1 Beregning af luftbehov Luftmængden, der bliver leveret til maskinrummet, kan principielt sættes i relation til hovedmotorernes effekt (Bill, 1999). Dette kan gøres ved hjælp af formlen: : = ; [67 />] P = Hovedmotor bremseeffekt Denne formel kan dog være vanskelig at anvende i forhold til at nå frem til et retvisende resultat, da skibet, som tidligere nævnt, har meget svingende drift. 18

25 Dette gør sig gældende for både hovedmotorer og hjælpemotorer, hvilket gør formlen uanvendelig i dette tilfælde. Derfor vil luftbehovet til henholdsvis hovedmotorer samt hjælpemotorer under forskellige belastninger, blive beregnet med henblik på brug til beregning af frekvensregulering. Til beregning af motorernes luftbehov, benyttes data fra bilag 2 og bilag 3. Først findes L min, der beregnes ud fra sammensætningen af MGO (Marine Gas Oil). Værdien er et udtryk for den minimale mængde af luft der skal til, for at opnå en fuldstændig forbrænding (Andersen, 2010). Sammensætningen af MGO er som følger (O.W. Tankers A/S, 2014): - Carbon [C] 86% - Hydrogen [H] 14% - Svovl [S] mindre end 0,1% - Ilt [O] 0% Når disse værdier kendes, kan L min ABC = 8 h ' + > E 23 = ,1 0 3 = 14,85 FG 23 HIJK FG LMN Dette tal er blot en indikator for den luftmængde, der skal være tilstede i cylinderen på det rette tidspunkt for at opnå en fuldstændig forbrænding (Andersen, 2010). Resultatet er derfor ikke retvisende i forhold til, at finde motorens reelle luftforbrug. For at finde dette, skal motorens luftoverskudskoefficient [l] kendes. Denne beregnes først for hjælpemotorerne. Da bilag 2 ikke indeholder alle nødvendige oplysninger, er det nødvendigt at lave nogle mellemregninger først. Luftmassestrømmen er ikke opgivet, og beregnes derfor ved hjælp af masseflowet af røg og brændstof ved fuld last. Temperaturen af røggas ved fuld last er opgivet til 507 C (Cummins Power Generation Limited, 2000), hvor densiteten af dieselrøg ved 500 C, er fundet til 0,696 kg/m 3 (Perry, 1985). Densiteten af MGO er fundet til 845 kg/m 3 (Q8, 2014) ,696 6 OøQ = 6 ROæCTUHBV + 6 HIJK 6 HIJK = 6 OøQ 6 ROæCTUHBV = ,845 = 1,88 FG > 3600 Nu kendes 6 HIJK for motoren ved fuld last. Denne værdi vil blive brugt til at finde hjælpemotorernes luftoverskudskoefficient: 19

26 6 HIJK ABC X 6 ROæCTUHBV X = 6 ABC 6 ROæCTUHBV = 14,85 1, , ) = 2,78 For at kunne beregne luftbehovet i maskinrummet ved forskellige belastninger, er det nødvendigt tillige at kende hovedmotorernes luftoverskudskoefficient. Denne beregnes ved hjælp af samme metode som ved hjælpemotorerne. Røggasflowet ved fuld last, er opgivet til kg/h, ved et brændolie forbrug på 485,8 kg/h (MaK Engines, 2009). 6 OøQ = 6 ROæCTUHBV + 6 HIJK 6 HIJK = 6 OøQ 6 ROæCTUHBV = ,8 = 4,88 FG > HIJK ABC X 6 ROæCTUHBV X = 6 ABC 6 ROæCTUHBV = 4,88 485,8 14, ) = 2,44 Når L min og motorens luftoverskudskoefficient kendes, kan luftforbruget ved forskellige belastninger med forskelligt brændolie forbrug beregnes. Under praktikken er belastningen på hjælpemotorerne og hovedmotorerne noteret under forskellige driftssituationer. Disse situationer er de mest typiske, skibet opererer med, hvor brændolie forbrug og belastning er noteret flere gange og gennemsnittet af disse værdier bliver benyttet i beregningerne. Det vil også sige, at det er gennemsnittet af hvad hovedmotor ét og to forbruger, og ligeledes gennemsnittet af hvad hjælpemotor ét, to eller tre forbruger i situationen. Der tages med andre ord ikke højde for om ét generatorsæt forbruger mere end et andet, eller om én af hovedmotorerne forbruger mere end den anden. Da det ikke var muligt at finde data for, hvor meget brændolie hjælpemotorerne bruger per. kw, blev der taget ti observationer af forbruget i kw sammenholdt med olie-måleren til hjælpemotorerne. Dette blev gjort af fem omgange, i tidsrum hvor belastningen blev anset for stabil, typisk om aftenen. Gennemsnittet af disse tal, viste at hjælpemotorerne brugte 0,268 kg brændolie per. kw. Dette tal vil blive benyttet til at finde forbruget for andre driftssituationer. Effekten blev observeret på skibets CTS system (Afsnit 4.2.2), som vurderes til at være en valid kilde. 20

27 Systemet bliver brugt til overvågning af mange parametre i hele maskinrummet, og det må forventes, at værdierne i systemet er valide indenfor en rimelig tolerance. Ligeledes gør dette sig gældende for maskineriets olie-måler-system, der for nyligt er blevet kalibreret af fagfolk. Dette system fra Simtech (Figur 6) overvåger både hoved- og hjælpemotorernes brændolie forbrug, hvor data for dette er aflæst under praktikken. På trods af den nylige kalibrering, har systemet dog vist sig at have en vis usikkerhed. Derfor er observationerne foretaget over flere gange under stabile driftssituationer, og det vurderes at dataene for både CTS system og Simtech er tilstrækkeligt valide og retvisende. Alle indsamlede data er vist på bilag 4. Figur 6 - Simtech fuel overvågning - (Eget arkiv, 2017) De driftssituationer der vil blive taget udgangspunkt i, til beregning af luftforbrug for henholdsvis hovedmotorer og hjælpemotorer, er følgende: - Tomgang (kun for hovedmotorer, da hjælpemotorer aldrig kører i tomgang i længere perioder) - Service (sejlads ved service-fart (ca. 10 knob) mellem Esbjerg og Syd Arne) - DP operationer (situationer hvor skibet benytter DP-systemet, eksempelvis ved lastning og losning under riggen (Syd Arne)) - SALM (Single Anchor Leg Mooring) operationer (situationer hvor skibet opsamler koblingen fra havbunden, der forbindes til tankskibet som afhenter olien fra installationen) - Stand-by (situationer hvor skibet venter på opgaver og fremdrives dieselelektrisk udelukkende ved hjælp af azimuth. Derfor gælder denne situation kun for hjælpemotorerne) De indsamlede data under praktikken, er ajourført og systematiseret ved hjælp af regneark i Microsoft Excel. 21

28 Til beregning af luftforbruget for både hoved- og hjælpemotorer under forskellige driftssituationer, vil Excel ligeledes blive anvendt. I beregningerne bliver tallene fra foregående sider i dette afsnit brugt: Data: Luftoverskudskoefficient λ HVM Luftoverskudskoefficient λ HJM L min [ kg luft kg brændolie ] 2,44 2,78 14,85 Dieselgenerator (Cummins KTA-G3) Situation Forbrug (kg/h) MDO=845 kg/m 3 Service 51,38 DP 55,26 SALM 73,68 Stand-by 72,08 Luftforbrug (kg/s) m #$%& = L )*+, λ, m./æ+12#* ,589 0,634 0,845 0,827 Luftforbrug (m3/h) ved 20 A = ) BCDE F,FHF, ,9 1931,8 2575,7 2519,6 Hovedmotor (MaK Type M25) Situation Forbrug (kg/h) MDO=845 kg/m 3 Idle 19,01 Service 241,16 DP 88,81 SALM 192,66 Luftforbrug (kg/s) m #$%& = L )*+, λ, m./æ+12#* Figur 7 - Beregnet luftforbrug for motorer (Eget arkiv, 2017) Luftforbrug (m3/h) ved 20 A = ) BCDE F,FHF,3600 0, ,3 2, ,1 0, ,7 1, ,0 6 Frekvensregulering I dette afsnit, vil der laves beregninger på hvad ventilatorerne kan nedjusteres til, for at dække det luftbehov der er beregnet i det forrige afsnit. Beregningerne vil blive foretaget ud fra indsamlet data, samt målinger foretaget på skibet. Dette er med henblik på at finde ud af, hvor meget der kan spares på energiforbruget ved at implementere frekvensomformere på indblæsningsventilatorerne. 6.1 Tilpasning af luftbehov Før der kan laves beregninger på, hvor meget ventilationen kan reguleres ned, er det nødvendigt at klarlægge mængden der skal indblæses. I det tidligere afsnit blev luftbehovet til motorerne fundet, men for at skabe det svage overtryk der er ønskeligt, skal en yderligere mængde indblæses. Præcist hvor stor denne mængde skal være, er svært at determinere uden at have lavet en grundig testkørselsperiode ved forskellige mængder. 22

29 Som beskrevet i afsnit 4.1.1, har det ikke været muligt at foretage brugbare trykmålinger i maskinrummet. Dog kan det konstateres, at når hovedmotorerne kører med høj last samtidig med at udsugningen samt én hjælpemotor er i drift, er trykket i maskinrummet jævnt med begge ventilatorer i High. Derfor vurderes det, at en ekstra mængde på 20%, foruden luftforbruget, vil give et tilfredsstillende resultat i form af svagt overtryk. Det skal understreges, at denne mængde er vejledende, og sandsynligvis anderledes i virkeligheden. Dog vil den blive anvendt til disse beregninger, i manglen af bedre. 6.2 Beregning af nedregulering Da en ventilator principielt fungerer på samme måde som en pumpe, kan beregningsmetoderne fra pumpeteorien også benyttes her. For at finde ud af hvor meget der kan spares på energiforbruget, benyttes affinitets-ligninger. Disse kan med god tilnærmelse benyttes til at beregne omdrejningstallet ved et givent flow. Dette skyldes at, ligesom med pumper, er ventilatorers flow proportionalt med omdrejningstallet n, løftehøjden H og effekten P (Heilmann, 1999). Det var muligt at fremskaffe data på de ventilatorer, der er monteret på skibet, i form af datablad og tryktabskarakteristik. Der er altså tale om data fra fabrikken, der blev leveret sammen med ventilatorerne i sin tid. Det vil sige, at der ikke forefindes en modstandskarakteristik for det samlede ventilationssystem på skibet. Modstandskarakteristikken beregnes som summen af tryktabskarakteristikkerne for det samlede anlæg (H.E. Hansen, 2006). Derfor var det altså ikke muligt med sikkerhed at sige, hvor stor en mængde luft der reelt blev leveret af blæserne til maskinrummet, ud fra de data der var tilgængelige. Da anlæggene samtidig er forholdsvis forskellige, som det kan ses på bilag 1, blev det besluttet at foretage målinger for at fastslå den leverede mængde Måling af luftmængde Når der laves målinger på et ventilationsanlæg, indebærer dette ofte stor usikkerhed. For at nedbringe denne usikkerhed, blev det forsøgt at foretage målingerne efter anvisninger fundet i relevant litteratur. Målingerne blev desuden foretaget ved hjælp af pitotrør, der har en væsentligt lavere usikkerhed, sammenlignet med anemometer (H.E. Hansen, 2006). 23

30 Måleinstrumentet, der blev benyttet, er af typen Testo 435, og ifølge manualen er usikkerheden afhængig af instrumentet (Testo AG, 2010). Usikkerheden på pitotrør ligger imellem én til fem procent (H.E. Hansen, 2006). Der er desuden tillagt en usikkerhed i beregningerne, der er afhængig af størrelsen på afgangen. Resultatet af målingerne kan ses på bilag 5. Som det kan ses på resultaterne, viste det sig, at der var et relativt stort tab i anlæggene. Især for anlægget i bagbord side (rød farve), kunne der ses en tydelig forskel imellem hvad ventilatoren leverer (65000 m 3 /h), og hvad der reelt leveres til rummet (44653,4 m 3 /h). Dette er en procentmæssig forskel på 31%, hvor forskellen i styrbord-side lå på 13%. Som nævnt, involverer målinger på ventilationsanlæg stor usikkerhed. Derfor er der også foretaget målinger ved lav hastighed (Low), for at se om der var sammenhæng mellem tallene. Ved lav hastighed var afvigelsen fra ventilatorens leverede mængde (32500 m 3 /h) på 34% (21356,7 m 3 /h) i bagbord-side, og 18% (26800,3 m 3 /h) i styrbord. Dette gav indtryk af, at der var sammenhæng imellem målingerne, og gav dem en højere validitet. Dog var det ønskeligt at have yderligere beviser for validiteten af dataene, inden de blev benyttet. Ifølge dataene for ventilatorerne på bilag 6, kører ventilatorerne ved n = 1750 min -1 på High og n = 875 min -1 ved Low drift. Som beskrevet tidligere, er der proportionalitet imellem omdrejninger og leveret flow. Ved hjælp af affinitets-ligningerne kan det bevises om der er sammenhæng imellem målingerne. Hvis målingerne stemmer overens, vil den målte mængde ved Low drift være lig med Q x. Beregningerne laves for både styrbord- og bagbord-side. Værdierne brugt i beregningerne er de målte data, taget fra bilag 5, og er listet nedenfor: - Q High,SB = 56806,7 m 3 /h - Q High,BB = m 3 /h - Q Low,SB = 26800,3 m 3 /h - Q Low,BB = 21356,7 m 3 /h - n High = 1750 min -1 - n Low = 870 min -1 24

31 Styrbord anlæg: Z [BQ\,]^ Z _ = `[BQ\ 56806,7 = 1750 `aub d 870 = h Z aub,]^ ,3 Z _ = 94,9 5,1% fghigjk>j Bagbord anlæg: Z [BQ\,^^ Z _ = `[BQ\ 44653,4 = 1750 `aub d 875 = 22199,1 67 h Z aub,^^ ,7 Z _ 22199,1 100 = 96,2 3,8% fghigjk>j Ud fra disse beregninger vurderes det, at der er en passende sammenhæng imellem teori og praksis. Ca. 4-5% forskel imellem de faktisk målte værdier og de teoretisk beregnede, vurderes til at give dataene en tilstrækkelig validitet for videre brug. Det vil, af denne årsag, være de målte værdier af flowet, der vil blive brugt i de følgende beregninger Nedregulering af ventilation Som tidligere nævnt, er det svært teoretisk at beregne hvor meget energi, der kan spares på at nedregulere ventilationen, når denne er tiltænkt at blive trykreguleret. Dog vil det, med oplysningerne fra de forrige afsnit, forsøges at give et overslag over, hvor meget energi der kan spares med frekvensregulering. Til dette vil der, som tidligere, benyttes affinitets-ligninger. Beregningerne tager udgangspunkt i driftssituationerne, der blev benyttet til at finde motorernes luftforbrug. Under praktikken blev det noteret hvilket, og hvor meget maskineri der var i drift i disse situationer. Dette giver et billede af hvor stort det samlede luftforbrug i situationen er. Observationerne er noteret i Excel og illustreret på figur 8: 25

32 Situation Maskineri i drift Luftforbrug HVM Luftforbrug HJM Samlet motorforbrug Udsugning Mængde til indblæsning Figur 8 - Luftforbrug i maskinrum - (Eget arkiv, 2017)! #$%&,()*[!, h]! #$%&,(0*[!, h] Σ! #$%&,23&3454[!, h]! #$%&,$;<$=[!, h] Σ! #$%&,23& ,20 [!, h] Service 1 DG + 2 HVM 14798,1 1795, , , ,8 DP 2 DG + 2 HVM 5449,5 3863,5 9313, , ,6 SALM 2 DG + 2 HVM 11821,9 5151, , , ,0 Stand-by 1 DG ,6 2519,6-3023,5 Idle (HVM) 1 DG + 2 HVM 1166,6 2519,6 3686, , ,5 For at have et sammenligningsgrundlag til beregningerne, er det under praktikken noteret hvilke og hvor mange blæsere der i gennemsnit kørte i de listede driftssituationer. Det skal understreges, at disse observationer er foretaget over en begrænset periode, og kun når det daglige arbejde tillod det. Dataene er derfor kun anvendelige til en vis grad, og sammenligningen må tolkes som umiddelbar. Det er svært at skabe et præcist sammenligningsgrundlag, når ventilationen styres manuelt, og de forskellige besætninger har forskellige præferencer. Observationerne er illustreret på figur 9. For at jævne forbruget ud på de to ventilatorer, må der kompenseres for det større tab i anlægget i bagbord-side. Derfor er det besluttet at anlægget i styrbord-side, dækker 55% af luftbehovet i maskinrummet. Beslutningen er begrundet i forhold til, at den indblæste mængde, ifølge målingerne foretaget på anlægget, i forvejen var lavere i bagbord-side. Desuden er det ønskeligt at have nogenlunde samme omdrejningstal på ventilatorerne, så luftmængden leveret direkte til turboladeren på hovedmotorerne er relativt ens. Beregningerne vil, på baggrund heraf, blive udført med dette forbehold. Da beregningsmetoden er den samme, vil der kun blive udført beregninger for reguleringen ved standby- og DP sejlads i rapport teksten. De resterende beregninger vil være under bilag 7. Situation Blæsere i drift Forbrug Ind. SB Ind. BB Uds. [kw] Service High High On 54,4 DP Low High Off 21 SALM Low High Off 21 Stand-by Low Low Off 5,6 Idle (HVM) Low High On 39 Figur 9 - Blæsere i drift - (Eget arkiv, 2017) Beregninger I modsætning til de andre situationer, er der for standby situationen indsat en yderligere mængde af indblæst luft. Dette skyldes som beskrevet i afsnit 4.2.1, at i lavlast situationer vil luftbehovet plus tyve procent, ikke dække kølebehovet. Derfor er den beregnede mængde på m 3 /h påregnet i standby situationen. 26

33 Dette er naturligvis en teoretisk beregning, der ikke kan garanteres at afspejle virkeligheden. For at give et bud på et realistisk velfungerende anlæg, vil mængden dog blive brugt i beregningerne. Standby Data - Q Low,SB = 26800,3 m 3 /h - Q Low,BB = 21356,7 m 3 /h - Q forbrug = 3023,5 m 3 /h - Q Køling = m 3 /h - P Low = 2,8 kw - n Low = 1750 min -1 (Z JUOROIQ 0,55) + Z møhbcq Z aub.]^ = `Co `[BQ\ 3023,5 0, ,3 = d = 829 6i`pq 870 Z JUOROIQ 0,45 Z [BQ\.^^ = `Co `[BQ\ 3023,5 0, ,7 = d = i`pq 870 ; JUOROIQ,]^ ; aub = `Co `aub 7 d 2,8 = = 2,42 Fr ; JUOROIQ,^^ ; [BQ\ = `Co `\BQ\ 7 d 2,8 = = 4,61 Fr ; JUOROIQ,OVQIHVOVK = ; JUOROIQ,]^ + ; JUOROIQ,^^ = 2,42 + 4,61 = 7 Fr sj>tfujk>j = ; JUOROIQ,AvCIVH ; JUOROIQ,OVQIHVOVK = 5,6 7 = 1,4 Fr 27

34 DP Data - Q Low,SB = 26800,3 m 3 /h - Q High,BB = m 3 /h - Q forbrug = 83175,6 m 3 /h - P High = 18,2 kw - n High = 1750 min -1 - P Low = 2,8 kw - n Low = 1750 min -1 - P Udsug = 18 kw Z JUOROIQ 0,55 Z aub.]^ = `Co 83175,6 0,55 = d = i`pq `[BQ\ 26800,3 870 Z JUOROIQ 0,45 Z [BQ\.^^ = `Co 83175,6 0,45 = d = i`pq `[BQ\ ; JUOROIQ,]^ ; aub = `Co `aub 7 d 2,8 = = 13,9Fr ; JUOROIQ,^^ ; [BQ\ = `Co `\BQ\ 7 d 18,2 = = 11,1 Fr ; JUOROIQ,OVQIHVOVK = ; JUOROIQ,]^ + ; JUOROIQ,^^ + ; ITwIQ = 13,9 + 11, = 42,2 Fr sj>tfujk>j = ; JUOROIQ,AvCIVH ; JUOROIQ,OVQIHVOVK = = 22 Fr 6.3 Delkonklusion 2 Som det kan ses af resultaterne i opgaveteksten og på bilag 7, er der altså ikke umiddelbart besparelser at hente ved at frekvensregulere ventilationen. Det skal dog holdes in mente, at parametrene for ventilationen er ændret med det nye reguleringssystem. 28

35 I henhold til afsnit 2.3 blev det vurderet, at udsugningen skulle køre når hovedmotorerne var i drift. Dette er af hensyn til det stigende forureningsniveau i maskinrummet, ved kørsel med hovedmotorerne. Besparelses-beregningerne afspejler altså ikke en direkte sammenligning af den gamle driftsmetode og den nye. Hvis parametrene for udsugningen var de samme, ville besparelserne højst sandsynligt være mere væsentlige. Svaret på spørgsmål 2 i problemformuleringen bliver altså, at der ikke direkte kan opnås besparelser. Det vil sige at reguleringen, indtil videre, kun har løst problemstillingen på to parametre. Det er blevet mere bekvemmeligt for maskinpersonalet, da systemet kører automatisk, og der undgås for højt overtryk og ulukkede branddøre. På trods af at en utæt branddør ifølge afsnit 2.2, er en klassesynsmæssig fejl, begrunder den ikke investeringen. Set fra rederiets synspunkt, skal der foreligge bedre argumentation for at denne investering skal gennemføres. Dette skal derfor findes i det sidste spørgsmål i problemformuleringen, der vil tage afsæt i en analyse af de arbejdsmiljømæssige fordele ved reguleringen. 7 Arbejdsmiljø I dette afsnit vil ventilationssystemets indflydelse på arbejdsmiljøet i maskinrummet blive analyseret. Betragtningerne vil tage udgangspunkt i forskellige parametre vedrørende luften i maskinrummet. Disse parametre inkluderer komfort, luftkvalitet og luftforurening. Betragtningerne angående luftforurening, vil ligesom i afsnit 2.3 tage udgangspunkt i målingerne foretaget af en kollega på skibet. 7.1 Komfort Komfort er et parameter, der kan være svært at efterleve i et maskinrum. Det skyldes at der er visse processer der, for at fungere optimalt, forårsager at personalet må gå på kompromis med komforten. Komfort indebærer et godt indeklima, der blandt andet kan skabes ved at undgå lugtgener, træk og ekstreme temperaturer (Indeklimaportalen, 2015). Disse parametre er alle i større eller mindre grad influeret af ventilationen, og niveauet af samme. Derfor er det væsentligt at overveje hvilken indflydelse en regulering af ventilationen vil have på disse parametre. 29

36 7.1.1 Træk i maskinrum Følelsen af træk opstår, når dele af kroppen afkøles mere på nogle punkter end andre, især nakke og ankler er følsomme for dette (Arbejdstilsynet, 2008). Fænomenet opstår oftest ved ophold i luftstrømme med lavere temperaturer end omgivelserne. I maskinrummet er det, ved færdsel omkring udstyret, uundgåeligt ikke at blive udsat for træk op til flere gange. På figur 10 er der vist et eksempel, hvor en luftstrøm passeres, ved gennemgang i maskinrummet. Kombinationen af den kolde luft med en høj hastighed, i det varme maskinrum, kan medføre gener. Træk får musklerne til at trække sig sammen, og kan over længere tid medføre stivhed og spændinger i nakken, der blandt andet medfører hovedpine (Indeklimaportalen, 2015). Under praktikken er der foretaget målinger af temperaturen i maskinrummet og på indsugningsluften. Temperaturen i maskinrummet ligger typisk på cirka 25 C ved sejlads, hvor indsugningsluften på nuværende årstid (vinter) ligger på cirka C. Med en gennemsnitlig Figur 10 - Træk i maskinrum illustreret - (Eget arkiv, 2017) lufthastighed på 12 m/s fra afgangene på ventilationen, opleves dette som ubehageligt træk. Til sammenligning anbefaler arbejdstilsynet ikke lufthastigheder på over 0,15 m/s i rum hvor der færdes personale. Det skal dog understreges, at arbejdstilsynets regler for indeklima ikke gør sig gældende på skibe. Alle regler vedrørende arbejdsmiljø på skibe, er oplyst i meddelelse A, teknisk forskrift om arbejdsmiljø i skibe. I denne er der ikke nogen umiddelbare krav eller restriktioner til maskinrumsventilation. På trods af dette, er det for personalet stadig ønskeligt at have et godt arbejdsklima. Problemet kan ikke fjernes totalt, blandt andet på grund af systemets udformning, men en nedregulering vil eliminere unødig luftforsyning. Det vil samtidig tilsikre, at der ikke unødigt skabes træk på færdselsvejene. Dette vil gavne arbejdsmiljøet, og sænke risikoen for eventuelle langtidsudviklede gener. 30

37 7.1.2 Lugtgener Under praktikken er det observeret, at der ved daglig færdsel i maskinrummet opleves lugtgener i langt højere grad, hvis ventilationen eksempelvis har stået stille natten over i havn. Dette skyldes naturligvis at der ikke er et tilstrækkeligt luftskifte i maskinrummet. Lugten stammer blandt andet fra lækager og oliedampe, hvilket skal fjernes med tilførslen af frisk luft. Mennesker oplever luft med to af sine sanser, lugtesansen og den såkaldte kemiske sans. Den kemiske sans befinder sig i næse, øjne samt hals, og er følsom overfor gasformige irritanter i luften (H.E. Hansen, 2006). Kombinationen af disse sanser, giver indtrykket af kvaliteten af luften i et lokale. Desuden har såkaldte termoreceptorer i næsen også en indflydelse på oplevelsen af luften. Termoreceptorerne påvirkes af temperaturen på indåndingsluften, samt luftfugtigheden (H.E. Hansen, 2006). Det negative indtryk af luftkvaliteten i maskinrummet, kan altså principielt sættes lig med dårligt luftskifte. Der findes ingen regler for hvor stort et luftskifte der skal være i et maskinrum, men med henblik på forbedring af arbejdsmiljøet, kan der sammenlignes med andet litteratur. I indeklimahåndbogen udgivet af statens byggeforskningsinstitut, er skemaet på figur 11 fundet. Den nærmeste sammenligning med klimaet i et maskinrum, vurderes til at være særlige processer. Her anbefales et luftskifte på mellem 3 og 10 gange i timen. Ved de fleste driftssituationer, må det formodes at dette opfyldes. Dog er det interessant at undersøge hvilket luftskifte der vil være i maskinrummet ved den laveste Figur 11 - Forureningsbelastninger i forskellige miljøer - (Ole Valbjørn, 1995) indblæsningsmængde. Det blev i afsnit fastlagt, at en samlet mængde på m 3 /h skulle indblæses i maskinrummet under standby drift. Dette må være den lavest mulige mængde der kan forekomme, da der altid som minimum er én hjælpemotor i drift på skibet. Det vil sige, at det også er det laveste luftskifte der forekommer. Luftskiftet er afgørende for den oplevede luftkvalitet. 31

38 7.1.3 Luftkvalitet Luftskiftet er en definition af det antal gange et rums volumen går op i den tilførte volumenstrøm (H.E. Hansen, 2006). Det er derfor ikke, som navnet antyder, et tal for hvor mange gange luften fysisk udskiftes. For at beregne luftskiftet, skal den tid luften opholder sig i rummet [x C ] først beregnes. Maskinrummets samlede volumen [V] inklusivt hjælpemotorrum, er opmålt til 963 m 3 fra dørken (Nielsen, 2017). x C = : = 963 = 128,9 >! " Dette tal er altså et udtryk for den tid, den indblæste luft i middel opholder sig i rummet. Når denne værdi kendes kan luftskiftet i rummet udregnes. ` = = 3600 = 27,9 hpq x C 128,9 Med en udskiftning af luften på næsten 28 gange i timen, er luftskiftet altså langt over det anbefalede, selv ved laveste mængde. Med den nye reguleringsmetode, vil der altså altid være et højt luftskifte tilstede. Tillige vil udsugningen konsekvent være i drift, når hovedmotorerne kører. Tilsammen medfører den nye regulering af ventilationen, at luften altid vil føles frisk og lugtfri. Dog er der stadig risiko for, at eventuel forurening i luften stadig er tilstede. Dette vil blive behandlet i næste afsnit. 7.2 Luftforurening I afsnit 2.3 blev luftforurening i maskinrummet, på ESVAGT Connector kort introduceret. I dette afsnit vil målingerne af forureningsniveauet, foretaget af en kollega, blive uddybet nærmere. Dette gøres i forhold til at finde ud af, om reguleringen af ventilationen vil have en positiv effekt på forureningsniveauet. 32

39 7.2.1 Forureningskilde Da forurenings-målingerne, som beskrevet i afsnit 2.3, ikke viser indholdet af forureningen, kan kilden være svær at determinere. Dog kan der ses en tydelig stigning af partikler i luften, når hovedmotorerne er i drift. Dette kan skyldes flere ting, men der er fundet grund til at tro, at en stor del af forureningen kommer fra forsyningsluften. På figur 12 er der sat ringe omkring henholdsvis udstødningsrør, samt indsugning Figur 13 - Udstødning og maskinrumsindsugning markeret - (Greenwood, 2015) til maskinrummet i bagbord-side. Når vinden står i en given retning, slår udstødningen fra motorerne tilbage på dæksniveau, og bliver suget med forsyningsluften til maskinrummet. Udstødningerne er, som det kan ses på billedet, placeret i bagbord-side af skibet. Dette er med til at bekræfte at fænomenet finder sted, da der findes flere tegn på problemet i bagbord-side af maskinrummet. På figur 13 kan det ses at rørene foran indsugningskanalen, bærer tydeligt præg af forurening. Der er derfor begrundet mistanke om, at det stigende forureningsniveau ved drift af hovedmotorerne, er en kombination af lokal forurening fra motorerne, men også indsugning af udstødning. Når ventilationen samtidigt øges til High, forstærkes dette fænomen. Den tiltænkte regulering Figur 12 - Forurening af indsugningsluft - (Eget arkiv, 2017) af ventilationen, vil bidrage positivt til dette problem. Den indblæste mængde af luft reguleres efter behov, og der indblæses derved ikke unødigt store mængder forurenet luft. Derudover vil udsugning automatisk starte op med hovedmotorerne, og sørge for at fjerne mere af forureningen. Dog kan problemet kommes yderligere til livs, ved at montere filtre på indsugningen. 33

40 7.2.2 Filtrering af indsugningsluft Sideløbende med at der blev foretaget målinger af forureningsniveauet i maskinrummet, blev der prøvemontreret filte på indsugningen til maskinrummet. Dette gav en meget radikal ændring af niveauet af partikler i luften, hvilket underbygger teorien om, at forureningen kommer med forsyningsluften. På figur 14 er der vist en måling af forureningsniveauet, efter at filtrene er blevet monteret på indsugningen til maskinrummet i begge sider af skibet. Her kan det ses at niveauet af partikler i luften, er blevet mere end halveret ved opstart af hovedmotorerne. Cirka klokken ti på figur 14 forekommer Figur 14 - Forureningsmåling efter montering af filtre - (Hansen, 2017) højeste niveau på 0,05 mg/m 3 ved opstart af hovedmotorerne. Til sammenligning med målingen på figur 2 i afsnit 2.3, er niveauet faldet med gennemsnitligt cirka 10 mg per m 3 luft. I forhold til optimering af maskinrumsventilationen, vil det altså være yderst tilrådeligt at montere indsugningsfiltre sammen med installeringen af trykregulering. Filtrene vil, foruden at nedbringe luftforurening, samtidigt være med til at beskytte ventilatorerne og tilhørende komponenter. Det vil også være med til at højne arbejdsmiljøet i maskinrummet yderligere. Langvarig eksponering af luftforurening, bidrager stærkt til udviklingen af alvorlige sygdomme (H.E. Hansen, 2006). Risikoen for cancer, allergier og lungesygdomme stiger markant selv ved små mængder af forurening i luften. Reguleringen af ventilationen reducerer mængden af forurenet luft til et minimum, og ved montering af filtre fjernes den forurening der er tilstede i indsugningsluften. Filtrene der blev benyttet til prøvemonteringen, er et glasfiber baseret plisseret syntetmedie med en coating af naturlige vegetabilske olier (Schmidt, 2017). Coatingen hjælper med at holde partikler tilbage under det store luftskifte. Figur 15 - Filtre efter prøvemontering i indsugning - (Hansen, 2017) 34

41 Det vil dog højst sandsynligt ikke være denne type filter, der vil blive brugt, hvis dette skulle indføres. På skibet anvendes i forvejen et filtermateriale fra fabrikanten Viledon til mange andre formål. Filteret leveres i store måtter af 2x20 m, som så siden klippes til i størrelse. Filtrene benyttes blandt andet til turboladere, og det vil være oplagt også at benytte denne type i ventilationsindsugningen. Dette er en relativt simpel løsning, der vil forbedre luftkvaliteten, og fjerne en større del af forureningen. Den forbedrede luftkvalitet i maskinrummet, har dog flere fordele end blot bedre arbejdsmiljø. Disse vil blive undersøgt i næste afsnit. 8 Driftsmæssige fordele Korrekt lufttilførsel til maskinrummet, er en essentiel faktor for en optimal drift af maskineriet. Forbrændingsmotorer forbruger en stor mængde luft, men det er ikke ligegyldigt hvilken tilstand luften har. Tryk, temperatur, luftfugtighed og forureningsgrad på luften, har alt sammen en indvirkning på motorens effektivitet. I dette afsnit vil det blive undersøgt, om en regulering og optimering af maskinrumsventilationen kan bidrage positivt på disse parametre. Der vil tages udgangspunkt i hovedmotorerne, da korrekt lufttilførsel har den største effekt på disse. Da temperaturens indflydelse på driften er beskrevet i afsnit 4.2.1, vil dette ikke blive videre behandlet i dette afsnit. Deslige vil luftfugtighedens indflydelse heller ikke medtages, da dette ikke er et relevant parameter i skibets fartsområde. 8.1 Trykpåvirkning Begge hovedmotorer på ESVAGT Connector, er udstyret med en KBB Type R5-3 turbolader. Når der tales om lufttilførsel, er det naturligt at undersøge indflydelsen på turboladeren. Som nævnt i afsnit 3.2.2, anbefales det ikke at trykket i maskinrummet overstiger 0,050 kpa. En af årsagerne til dette, er netop trykkets indflydelse på turboladeren. For at give læseren en bedre forståelse, for den videre analyse af problemet, gives der en kort forklaring af turboladerens funktion og betydning for motoren. 35

42 8.1.1 Funktion af turbolader Røggassen fra en forbrændingsmotor, indeholder store mængder energi i form af varme. Afhængigt af motorstørrelse og type, anslås det at mellem 25 og 40% af energien fra brændstoffet afsættes i røggassen (Kuiken, 2008). Ved at montere en turbolader på motoren, kan denne energi udnyttes. Principielt er en turbolader, en gasturbinedrevet centrifugal kompressor. På figur 16, er der vist en illustration af turboladeren, der er monteret på hovedmotorerne på ESVAGT Connector. Røggassen strømmer fra udstødningsreceiveren op igennem turbinen (rødt område) hvorefter den udledes igennem udstødningen. Turbinen er forbundet med kompressoren (blåt område), hvilken suger luft gennem filteret på venstre side, og sender den gennem ladeluftkøleren. Her køles luften, hvilket hæver densiteten, hvorved der kan sendes flere kilo luft, og dermed flere kilo brændstof ind i forbrændingen. Dette kan alt sammen betragtes som gratis forøgelse af effekten, da energien i røggassen allerede var tilstede i forvejen. Af samme årsag forsynes stort set alle skibsmotorer med turboladere, for at hæve effektiviteten og sænke brændstofforbruget. Figur 16 - KBB Type R5-3 turbolader - (PJ Diesel Engineering, 2017) Over kompressoren sker der en trykstigning, i forhold til indsugningsluften. Det betyder at trykket på indsugningssiden af turboladeren, har en effekt på dette forhold. Ifølge bilag 3, opbygger hovedmotorerne et tryk på 3,2 bar ved fuld last. Det vil sige, at der ved et atmosfæretryk på 1 bar, er et trykforhold på 3,2 over kompressoren. Dette forhold har naturligt en indvirkning på, hvor stor en mængde luft der leveres til motoren. På figur 17 kan sammenhængen imellem trykforholdet og den leverede mængde af luft aflæses. Figur 17 - Trykforhold for turbolader - (PJ Diesel Engineering, 2017) 36

43 Ved et trykforhold på 3,2 (grøn streg), er den leverede mængde cirka imellem 2,3 og 4 m 3 /s. Hvis trykket i maskinrummet stiger til et uønsket højt niveau, vil det have en negativ indflydelse på dette forhold. Hvis trykket for eksempel får lov til at stige til 1,1 bar, falder trykforholdet: y z = ; Iz ; Bz = 3,2 1,1 = 2,9 Det lavere forhold er også indtegnet på figur 17 (rød streg). Som det kan ses, er den leverede mængde faldet til mellem cirka 2,1 og 3,8 m 3 /s. På trods af den lavere mængde af luft, leveres der stadig den samme mængde brændstof til forbrændingen. Dette giver anledning til en ufuldstændig forbrænding, hvilket hæver emissionsniveauet. Udledningen af både kulbrinte og det yderst giftige stof kulilte, øges ved en ufuldstændig forbrænding (Kuiken, 2008). Samtidig hæves brændstofforbruget, da der for at kompensere for den lavere ydelse, må tilføjes en yderligere mængde brændstof. Et højt atmosfæretryk medfører også, at virkningsgraden på turboladeren falder. Ved hjælp af termodynamik, kan dette beregnes Turbolader virkningsgrad For at beregne turboladerens virkningsgrad, er det nødvendigt at have data for adskillige parametre. Dataene, der er brugt i beregningerne, stammer hovedsageligt fra bilag 3, men noget er også hentet fra relevant litteratur. De oplysninger der ikke kunne findes på motorernes datablad, er hentet fra CIMAC (The International Council on Combustion Engines). I forhold til disse beregninger er dette vurderet som en tilstrækkelig valid kilde, der giver et tilfredsstillende retvisende resultat. Disse data omfatter kappa, gaskonstanter og trykket før turbinen (CIMAC, 2007). Kappa er forholdet imellem varmefylderne for en gas i en henholdsvis isokor og isobar tilstandsændring (Nielsen, 2002). Gaskonstanten er et udtryk for en gas, indsat i idealgas ligningen under et givent forhold. Formlen til beregning af turboladerens virkningsgrad er følgende (Schieman, 1996): { IORUHvTVO = ~ ) Bz } a a ~ pq ; Iz ~ pq a 1 6 a ; B ~ a a ~ Ä ) B } Ä ~ pq 1 1 Ä ; B ~ Ä pq 6 Ä ; I ~ Ä 37

44 Hvor: ) Bz Temperatur før kompressor } a Gaskonstant luft ~ a Kappa luft = 1,4 ; Iz Tryk efter kompressor = 3,2 [Bar] ; B Atmosfæretryk indsugning = [Bar] 6 a Masseflow luft = 4,82 [kg/s] ) B Temperatur før turbine = 787,15 [K] } Ä Gaskonstant røggas = 288,07 ~ Ä Kappa røggas = 1,3427 ; B Tryk før turbine = 3,097 (Estimat) [Bar] ; I Tryk efter turbine = 1,006 [Bar] 6 Ä Masseflow udstødning = 5,014 kg/s Turboladerens virkningsgrad for hovedmotorerne på ESVAGT Connector, ved fuld last kan dermed beregnes når: ) Bz = 293,15 [K] (20 C) } a = 288,10 [J/kg K] ~ a = 1,4 ; Iz = 3,2 [Bar] ; B = [Bar] 6 a = 4,82 [kg/s] ) B = 787,15 [K] } Ä = 288,07 ~ Ä = 1,3427 ; B = 3,097 [Bar] (Estimat ud fra litteratur) ; I = 1,006 [Bar] 6 Ä = 5,014 kg/s Værdien for ; B er ikke angivet, da beregningen vil blive lavet for både atmosfærisk tryk og højt overtryk. Dette har til hensigt at vise, hvilken indflydelse et korrekt tryk i maskinrummet har på driften. Den første beregning er ved atmosfæretryk (1 bar) { IORUHvTVO = 1,4 293,15 288,10 1,4 pq 3,2 1 1,4pq 1,4 1 4,82 1, ,15 288,07 1,3427 pq 1 1 3,097 1,006 1,3427pq 1,3427 5,014 = 0,59 Som forventet ligger virkningsgraden på ca. 60%. Turboladerne på ESVAGT Connector er opgivet til, fra ny, at have en virkningsgrad på mellem 62 og 66% (PJ Diesel Engineering, 2017). 38

45 Når alderen tages i betragtning, er resultatet plausibelt. Dog vil der også være noget regneusikkerhed indblandet, men resultatet betragtes i denne forbindelse som plausibelt. For at vise konsekvensen af højt overtryk, indsættes nu et omgivelsestryk på 1,1 bar i formlen: 1,4 293,15 288,10 1,4 pq 3,2 1,1 1,4pq 1,4 1 4,82 { IORUHvTVO = = 0,45 1, ,15 288,07 1,3427 pq 1 1 5,014 3,097 1,006 1,3427pq 1,3427 Som det kan ses på resultatet, sker der et væsentligt fald i turboladerens virkningsgrad, når omgivelsestrykket hæves. Det skal dog understreges at overtrykket på 1,1 bar, er højt sat og ikke repræsenterer nogen virkelig målt værdi. Resultatet skal af samme årsag kun betragtes som et udtryk for, hvor væsentligt det er for driften at holde et korrekt tryk i maskinrummet. Dette gælder ikke kun for overtryk, da et undertryk også kan give anledning til driftsmæssige problemer. Hvis der forekommer undertryk, stiger hastigheden på turboladeren og dermed også trykforholdet (Schieman, 1996). Dette har som udgangspunkt ikke nogen særlig negativ indvirkning på motoren, så længe turboladeren ikke overstiger det maksimale omdrejningstal. Dog kan en reduktion af lasten på motoren blive nødvendig, for ikke at overstige det maksimalt tilladte indicerede middeltryk. Den måske største ulempe ved undertryk er, at motorerne ikke længere har ubesværet adgang til luft. Når der er undertryk skal motoren bruge energi, på at suge luften gennem turboladeren. Dette problem kan potentielt medføre et højere brændstofforbrug. 8.2 Luftforurening Som beskrevet i afsnit 7.2, er der et højt luftforureningsniveau i maskinrummet ved drift af hovedmotorerne. Det blev derfor vurderet at udsugningen skulle køre, når motorerne var i drift. Dog fungerer hovedmotorerne i sig selv som en udsugning, da motorens turbolader principielt fjerner luftforurening ligesom udsugningsventilatoren. Dette er dog en meget uhensigtsmæssig måde at fjerne luftforurening på. Det skyldes at forureningen sætter sig på turboladerens luftfilter og sænker derved luftgennemstrømningen. 39

46 Problemet kan ikke helt undgås selvom udsugningen er i drift, men det kan forlænge intervallet for udskiftning af filteret. Problemet er illustreret på figur 18. Den lave luftgennemstrømning giver anledning til højere udstødningstemperaturer, lavere ladetryk og mindre luftmasseflow (Schieman, 1996). På figur 19, er den umiddelbare sammenhæng imellem et beskidt og et rent luffilter vist. Illustrationen skal ikke opfattes som at have en direkte sammenhæng med turboladerne på ESVAGT Connector. Den er kun medtaget for at vise, at et forurenet luftfilter, sænker virkningsgraden på kompressoren væsentligt. Dette understøtter forslaget i afsnit 7.2.2, om montering af filtre på indsugningen til maskinrumsventilationen. Ved at gøre dette, fjernes forureningen inden den når til turboladeren. Om problemet blot flyttes til et andet sted på denne måde kan diskuteres, men filtrene på indsugningen tjener et højere formål. Som beskrevet i det tidligere afsnit, hæver filtrene kvaliteten af luften, og dermed også arbejdsmiljøet. Derfor tjener det et bedre formål at skulle skifte filtrene i indsugningen, end på turboladerne. Figur 18 - Forurenet turboladerfilter - (Eget arkiv, 2017) Figur 19 - Reduktion af virkningsgrad som følge af forurening - (Schieman, 1996) 40