Optimering af varmeproduktion

Transkript

1 Optimering af varmeproduktion på M/T Torm Lilly Maskinmester bacheloropgave 2012/2013 af Simon A. Mortensen, FMS og Steffen L. Pedersen, AAMS

2 1

3 Titel: Uddannelse: Uddannelsessted: Optimering af varmeproduktion Maskinmester Fredericia maskinmesterskole og Aarhus maskinmesterskole Vejledere: Bill Petersen og Stig Libori, FMS og Simon Djernæs, AAMS Afleveringsdato: 14. december 2012 Rapporten art: Omfang FMS: Omfang: AAMS: Forfattere: Bachelorprojekt 39 sider á 2400 anslag uden bilag 37 sider á 2400 anslag uden bilag Mortensen, Simon Arsenianz, G , FMS Pedersen, Steffen Laust, v08728, AAMS 2

4 Indhold 1. Abstract (SLP) Projektskabelon Forord Indledning Formål Virksomhedsprofil Læsevejledning Kildehenvisninger Figur- og billedhenvisning Bilag Ordforklaring Forfatterne Problemstilling Problemformulering Hypotese Afgrænsning Metode (SLP) Teori (SAM) Pumpeteori Kedelteori Energibalance Materialeudvidelse Luftforbrug Røggas Brændværdi Anlægsanalyse Kølevandssystem (SAM) Det nuværende kølevandssystem Hovedmotor i drift Stoppet hovedmotor Beregninger på hovedmotorens varmebehov Hjælpemotorernes kølevandssystem

5 7.2.1 Internt Eksternt Søvandskølere Opsummering Nuværende varmesystem (SLP) Brændstofforbrug Dampproduktion Strålingstab Røggastab Purgetab Gennemsnitseffekter Kedelvedligehold Dampforbrugere Driftstilstande Forbrugere Damprørssystem Opsummering Kravspecifikationer (SLP) Analyser af løsningsforslag Mindre oliekedel (SLP) Delkonklusion Varmelegeme (SAM) Effekt Montering/Dimensionering Økonomi Delkonklusion Spildenergi (SAM) Effekt Montering Brændstofforbrug Dimensionering Økonomi Delkonklusion

6 10.4 Kombinationer af løsningsforslag (SLP) Delkonklusion Kildekritik Informationer fra tredjepart Konklusion Perspektivering Nomenklaturliste Figurliste Litteratur

7 1. Abstract (SLP) The oil fired boiler onboard the oil tanker M/T Torm Lilly is suspected to produce heat less effectively, than alternative heat production methods, when the ships main engine is shut down and the cargo does not need heating. These are the conditions 42 % of the time. This is suspected because, at the given conditions, the boiler is starting and stopping continuisly. The analysed alternatives are a smaller oil fired boiler, electrical heating coils, harnessing of waste heat in the cooling water system of the ships auxiliary engines. None of the alternatives are found, to be able to produce heat cheaper than the existing boiler at the given conditions. Despite of this, it is found that the heat in the cooling water system of the ships auxiliary engines can supplement the existing boiler by maintaining the main engine temperature. The recovered heat replaces some of the heat from the oil fired boiler which results in a lower fuel consumption. On average, this can potentially save the company about 13, DKK per month. 6

8 2. Projektskabelon Projekttitel Optimering af varmeproduktion Studerende Vejleder Projektvirksomhed Kontaktpersoner Beskrivelse af problem Simon A. Mortensen, FMS og Steffen L. Pedersen, AAMS Bill Petersen og Stig Libori, FMS og Simon Djernæs, AAMS Torm A/S, M/T Torm Lilly 1. mester Laus Andersen og 1. førstemester Bo Eriksen Udgifterne til opvarmning af M/T Torm Lillys maskineri ønskes reduceret. På skibet anvendes varme til diverse processer. Varmen produceres i en oliefyret kedel. Denne kedel kører ved relativ lav belastning og angiveligt med ringe virkningsgrad. I så fald resulterer dette i et unødvendigt højt brændstofforbrug til varmeproduktion. Mål for projektet I perioder med lavt varmeforbrug, ønskes den kedelproducerede varme produceret billigere end den nuværende varmekilde kan. Beskrivelse af løsningsforslag Det vil blive analyseret om, målet kan nås enten ved at indføre en alternativ varmeproducerende maskine, eller ved at udnytte spildenergi fra skibet. Delmål Hvad koster den nuværende varmeproduktion ombord? Hvilke andre alternative varmekilder kan anvendes? Hvad er energipotentialet fra skibets maskiner, og kan det udnyttes? Hvad er de drift- og vedligeholdsmæssige konsekvenser ved de alternative varmekilder? Hvad er det økonomiske resultat ved de alternative varmekilder? 7

9 3. Forord Denne rapport er udarbejdet på maskinmesteruddannelsens 6. semester, i efteråret 2012, hvor praktikpladsen var TORM A/S (vil herefter blive omtalt som Torm), hvilket er et dansk tankskibsrederi. Praktikken foregik ombord på et af deres tankskibe, Torm Lilly, i 2 måneder. Projektet er udarbejdet med henblik på at reducere brændstofforbruget ombord, for at opnå en økonomisk besparelse for Torm. Når skibet ligger stille producerer kedlen varme til bibeholdelse af de ønskede temperaturer på maskineriet ombord. Der vil blive analyseret på dette nuværende anlæg, samt givet forslag til erstatning af dette. Vi vil gerne rette en stor tak til alle de ombordværende, specielt: maskinchef Kristian Højbjerg, 1. mester Laus Andersen, 1. mester Bo Eriksen, 2. mester Rasmus Kildall Nielsen og 3. mester Bent Astrup. Desuden rettes tak til Torms kontor i København. Senior manager i environmental and fleet support Troels Jørgensen, for dialog samt hjælp med at fremskaffe de nødvendige oplysninger til projektet. Vi vil også gerne rette en stor tak til vores vejledere, Simon Djernæs fra Århus maskinmesterskole, Bill Petersen og Stig Libori fra Fredericia maskinmester skole. 8

10 4. Indledning 4.1 Formål Formålet med denne rapport, som er en afsluttende del af maskinmesteruddannelsen på Århus og Fredericia maskinmesterskole, er som beskrevet i begge skolers undervisningsplaners uddannelsesformål for 6. semester: Den studerende skal lære at arbejde udviklingsorienteret med planlægning og gennemførelse af et projekt. Den studerende skal ved at drage samme hænge mellem erfaringer, praktiske færdigheder og teoretiske viden kunne identificere og analysere problemstillinger der er centrale i forhold til professionen som juniorofficer eller maskinmester. Den studerende skal tilegne sig en særlig indsigt i et emne, område eller problem og skal genne projektarbejdet lære systematisk problemformulering og behandling samt indsamling og analyse af datamateriale, herunder relevante resultater fra forskning og udvikling. i Hovedformålet med denne rapport er at spare brændstof ombord på Torms skibe, med udgangspunkt i M/T Torm Lilly. Fokusområdet er at analysere den nuværende oliefyrede kedel, samt at undersøge om der findes, mere økonomiske alternativer, til denne. 4.2 Virksomhedsprofil Torm er grundlagt i 1889 af kaptajn Ditlev E. Torm og Christian Schmiegelow, i de første ti år selskabet eksisterede, øger de flåden til 4 skibe sejler de første Torm skibe internationalt får Torm deres motoriserede skib leveret. Under anden verdenskrig mister Torm 13 skibe og 41 besætningsmedlemmer. I dag har Torm 121 skibe, hvilke, der varierer i størrelse fra tons dødvægt. Torm har hovedkontor, som ligger i Hellerup, samt andre små afdelinger rundt omkring i verden. ii 9

11 4.3 Læsevejledning Med henblik på at skabe bedst muligt overblik for læseren, er nærværende rapport udarbejdet ud fra følgende principper med hensyn til kildehenvisninger, figurhenvisninger og bilag Kildehenvisninger Hver gang der bliver refereret til en kilde, der ikke er inddraget som bilag, vil det blive markeret med et opløftet romertal, som refererer til en slutnote med samme tal i en litteraturliste bagerst i rapporten. Samme kilde stå flere gange i listen Figur- og billedhenvisning I forbindelse med figurer og billeder vil der blive indsat en forklarende billedtekst med kilde, under disse. Figurer vil være nummeret og der vil være en figurliste bagest i rapporten. Alle figurer vil blive refereret til i teksten, ved nummer Bilag Såfremt en figur, tekst eller lignende vurderes for stor til inddragelse i rapportteksten, men samtidig vigtig for forståelsen eller som kilde, vil denne være vedlagt som bilag og henvist til med fodnote på pågældende side. Bilag er sorteret i nummererede faneblade i bilagsmappen Ordforklaring Ved fremmedord, specielle forkortelser og andre sjældne forekomster, forklares disse i en nomenklaturliste bagerst i rapporten. Disse er ikke markeret med referencer Forfatterne Forfatternes initialer vil fremgå af de afsnit, de har haft ansvar for. Initialerne vil fremgå ved overskriften af de pågældende afsnit. Simon Arsenianz Mortensen benævnes (SAM) og Steffen Laust Pedersen benævnes (SLP). Hvis afsnittet er skrevet i fællesskab vil der ikke være nogen markering. Forfattere som bliver nævnt i eksempelvis i overskrift niveau 2, vil også have ansvar for underafsnittene. Alle afsnit er godkendt af begge forfattere. 10

12 5. Problemstilling Torm ønsker at energioptimere sin flåde 1, hvilket i sidste ende vil medføre en økonomisk besparelse. Det der analyseres for at finde energioptimeringsmuligheder, ombord på M/T Torm Lilly, er hendes maskineri. På skibet anvendes varme til diverse processer. Denne varme bliver produceret af en oliefyret kedel. Kedelen er dimensioneret således at den kan forsyne alle forbrugere samtidigt. Forbrugerne er: - Lasttanke. - Brændstof- og smørreolieanlæg, herunder tanke og centrifuger. - Opvarmning af stoppet hovedmotor. Ved stoppet hovedmotor behøves der imidlertid kun varme til hovedmotoren og til opvarmning af brændstof. Ved denne belastning kører kedlen med start/stop regulering og det mistænkes at det medfører en ringe virkningsgrad. Torm Lilly har i sin servicetid kun varmet på last i 9 % af tiden og det seneste år har skibet haft stoppet hovedmotor i 46 % af tiden. Det vil sige at oliekedlen har kørt med relativ lav last i 42 % af tiden. 2 Se Figur 1. Skibets driftstid (%) 42% 4% 5% 49% Startet hovedmotor og varme på last Startet hovedmotor uden varme på last Stoppet hovedmotor og varme på last Stoppet hovedmotor uden varme på last Figur 1: Cirkeldiagram over skibets driftstider. Kilde: Bilag 2: Skibets driftstider. Driftstilstanden med stoppet hovedmotor og uden varme på last vil herefter blive benævnt som stoppet hovedmotor idet der som udgangspunkt ikke varmes på lasten. 1 Bilag 1: Report topics to choose from 2 Bilag 2: Skibets driftstider 11

13 6. Problemformulering Idet Torm A/S har et ønske om at optimere driften af sine skibe 3, vil det blive undersøgt om kedlen på M/T Torm Lilly, og dermed hendes søsterskibe, kører mindre økonomisk end alternative varmekilder, ved stoppet hovedmotor. For at kunne konkludere på dette må det undersøges hvilket forbrug kedlen har nu, samt hvilket forbrug alternative varmekilder, der kan implementeres, har. Desuden må omkostninger ved indkøb, installation og vedligehold undersøges for at give et samlet økonomisk perspektiv. I 42 % af tiden er skibets hovedmotor stoppet og lasten har intet varmebehov. 4 Derfor er kedlen, i disse perioder, overdimensioneret i forhold til sin belastning. Den leverer kun damp til opvarmning af hovedmotor og af brændstof. Ved denne form for drift, stopper og starter kedelen ofte, ca. 10 gange i timen. Hver start kræver purging, en udluftning af kedlen. Dette fjerner varme, derfor anses det for sandsynligt at kedlen har en ringe virkningsgrad, og dermed en relativ dyr dampproduktion. Ud fra ovenstående driftssituation vil følgende arbejdsspørgsmål ligge til grund for rapporten. - Hvad er kedlens nuværende brændstofforbrug? - Hvad er skibets konkrete varmebehov? - Er der uudnyttede energipotentialer ombord, og hvordan kan de anvendes til varmeproduktion? - Findes der et mere økonomisk alternativ til den nuværende oliefyrede kedel, ved stoppet hovedmotor? - Er alternativet vedligeholdsmæssigt og teknisk egnet til skibet? 6.1 Hypotese Det forventes at skibets dampproduktion, ved stoppet hovedmotor, kan gøres billigere end den nuværende oliekedel kan. Det forventes at dette kan gøres med, enten en mindre oliekedel, et elektrisk varmelegeme, genindvinding af spildenergi eller en kombination heraf. 6.2 Afgrænsning Projektet vil blive afgrænset fra at omhandle forbedring af den nuværende kedel, så som indregulering og automatisering. Dette er grundet at Torm allerede undersøger mulighederne inden for dette emne 5. Rapporten vil blive afgrænset til at omhandle følgende varmeproduktions metoder: 3 Bilag 1: Report topics to choose from 4 Bilag 2: Skibets driftstider 5 Bilag 3: Aux boiler modification onboard L- class vessels - Project Description ver

14 - Lokalisere spildenergi i skibet kølevandssystem, som kan bruges til opvarmning, eftersom dette er gratis energi. - En mindre oliefyret kedel, der passer til behovet for varmeenergi. - Elektriske varmelegemer, der kan drives af skibet generatorer. Der vil være et ukendt antal metoder at producere varme på og ikke alle kan medtages i denne rapport. Efter samråd med skibets maskinbesætning anses de nævnte varmeproduktionsmetoder for at have potentiale for at være rentable. I analysen medregnes følgende dampforbruger: Hovedmotor, samt opvarmning af brændstof, ved stoppet hovedmotor. Grunden til dette valg er at disse to forbrugere, som forefindes under hvér stilstand af hovedmotoren. Der findes flere dampforbrugere, men disse kræver ikke nødvendigvis varme ved stoppet hovedmotor. 6.3 Metode (SLP) For at udføre analyser og løse problemformuleringen, er det nødvendigt at indhente data og oplysninger. Nogle data skal måles og andre kan oplyses af trejdeparter. De relevante områder at indhente måledata fra er, ud fra problemformuleringen, som følger: Driftsomkostninger på nuværende kedel Kedlens producerede effekt og skibets varmebehov Energipotentiale på skibet Målinger på skibets maskineri vil ske ved stoppet hovedmotor efter processerne i de pågældende maskiner er stabiliseret efter nedstopningen. Procesmålinger vil ske ved brug af skibets gennemtestede måleudstyr og blive udført flere gange efter hinanden for, så vidt muligt, at kunne udelukke fejlmålinger. Idet skibet ikke altid befinder sig i samme miljø, med hensyn til luft- og søvandstemperatur er målingerne foretaget ved, det i projektperioden, køligst mulige miljø. Dette anses for worst case i forhold til at holde maskiner varme. Det er ønsket at vide hvor effektiv kedlen er og derfor skal der indhentes data til beregning af indfyret, tabt og/eller udnyttet effekt. Se Figur 2. Da skibets kedel ikke er udstyret med flowmetre på olie, fødevand eller damplevering er det ikke muligt at lave en direkte måling af procesværdierne til en energibalance, hvorfor det er nødvendigt at måle på andre værdier. 13

15 Indfyret effekt Optimering af varmeproduktion Udnyttet effekt Tabt effekt Figur 2: Sankey diagram over energibalance Kedelens brændstofforbrug findes i skibet oliejournal hvor det er beregnet ud fra daglige pejlinger af olielagertankene. Nogle af oliens bestanddele og egenskaber fremgår af rapport fra laboratorietest. Mængden af indhold som ikke er opgivet i rapporten må antages. Kedlens energitab kan bestemmes delvist ved måling af røggasindhold. Dette kan gøres med ombordværende gasmålere. Det er muligt at måle carbonmonoxid- og oxygenindhold i røgen med målerne. Kedlen har yderligere tab ved gennemblæsning ved opstart. Dette tab kan bestemmes ved at måle trykforskellen over blæseren og aflæse det aktuelle luftflow i ventilatorkarakteristik og måle temperaturforskellen i luften. Der laves desuden en analyse af på dampforbrugernes optagne dampeffekt. Forbrugerne er hovedmotoren, som holdes varm og brændstofopvarmning. Begge systemer er udført således at de pågældende pumpers flow også er det reelle flow i varmeprocessen. Derfor kan der opstilles varmebalancer ved at måle temperaturforskel over forbrugerne. Med ovenstående data er det muligt at opstille en energibalance på kedlen idet der er grundlag for at beregne indfyret effekt og effekttab og derudfra produceret dampeffekt. Desuden kan dampforbrugernes optagne dampeffekt beregnes. De to dampeffekter kan da sammenlignes og de kan valideres eller falsificeres. For at finde et eventuelt energipotentiale ombord anvendes skibet SRO-anlæg og tekniske dokumentation til at danne et umiddelbart overblik over potentiel energi. Et energipotentiale må undersøges for energimængde, temperatur, tryk og andre interessante parametre. Der må også vurderes om der er fysisk mulighed for at føre energipotentialet frem til forbrugerne. Til udarbejdelse af løsningsforslag er det nødvendigt at indhente data om relevante produkter på markedet. Dette gøres ved at rådføre sig med producenterne og indhente data igennem dem. 14

16 Ikke tekniske data så som vedligeholdsbelastning, findes ved forespørgsel til besætningen da de kender den reelle vedligeholdsbelastning. Ligeledes forespørges producenterne om vedligeholdsbelastning på deres produkter. Til udarbejdelse af nærværende rapport er anvendt Projektvejledning for FMS Teori (SAM) For at behandle de måledata som er beskrevet i ovenstående afsnit må der anvendes matematisk og maskinteknisk teori Pumpeteori På grund af manglende flowmetre på systemerne ombord, hvor det er nødvendigt for projektets beregninger at kende flowet, blev pumpekarakteristikker anvendt. For at finde adskillige flow ombord på skibet, til brug af beregningerne, blev differenstrykket henover en given pumpe, aflæst. Derefter kunne flowet aflæses i pumpekarakteristikken, udgivet af producenten. Når man finder differenstrykket er det faktisk et udtryk for pumpens løfte højde som også har betegnelsen Hm på Figur 3 Figur 3: Opbygning af pumpekarakteristik. Kilde: Pumpeteori og drift samt pumpevedligehold, af Dennis Hansen Kedelteori Enthalpierne, som er blevet slået op i en damptabel, er slået op ved henholdsvis: Vand ved 90 C, og damp som er tørmættet med tryk på 7 bar. Grunden til at dampens enthalpi kan slås op som tørmættet er på grund af kedlens konstruktion. Konstruktionen tillader vandet at forlade kedlen så snart det er på dampform. Det betyder at dampen ikke optager mere energi, og derfor ikke bliver overhedet. 15

17 Det damp, som forlader kedlen trækker heller ikke noget vand med sig, eftersom dampventilen sidder højt placeret, derfor kan man udelukke at dampen er våd. Dampen vil, lige efter dampventilen, begynde at kondensere, på grund af strålingstab fra dampledningen Energibalance Energibalance kan opstilles som en ligning. Eksemplet, på Figur 4 nedenfor, kan sammenlignes med en søvandskøler hvor det varme kølevand skal holdes på en bestemt temperatur ved at køle det med det kolde kølevand. Energibalancen for søvandskøleren vil derfor se således ud. Figur 4: Energibalance på pladevarmeveksler. Kilde: Eget arkiv Energibalancer bliver ofte brugt til at finde ubekendte. Eksempelvis flow af et medie, eller temperaturer og så videre. iii Materialeudvidelse Grunden til at hovedmotoren skal holdes varm, når den er stoppet, er at man vil undgå at stålet skal trække sig sammen når motoren afkøles. En afkøling vil medføre at pakninger tager skade og det kan føre til lækager. Samt lejer, foringer og så videre, ikke vil have de foreskrevne tolerancer de første mange minutter motoren vil køre. Dette vil medføre forøget slid og nedetid af hovedmotoren. For at forhindre afkøling bruges kølevandet, som middel til at holde motoren varm. 16

18 6.4.5 Luftforbrug Til forbrænding af 1 kg olie kræves der en vis mængde oxygen, til at opnå en fuldstændig forbrænding af olien. Kender man oliens kemiske sammensætning kan man beregne den teoretiske mængde oxygen som kræves, denne kaldes O min. Tilsvarende kan L min findes, som er den teoretiske, mindste luftmængde, som er brugt til forbrændingen. Man kan groft sige at atmosfæren består af 21 volumen % oxygen og 79 volumen % nitrogen. Sammenhængen mellem O min og L min må derfor være som følger. For at finde L min ud fra brændstof sammensætning bruges nedenstående formel. Den første del af formlen angiver hvor mange kg ilt der skal til for at reagere med et kg svovl, carbon eller hydrogen. Dernæst er der blevet lavet en tilnærmelse angående 1/23 De 1,19 er massefylden for luft ved 1 bar og 20 o C og 1,314 er massefylden for oxygen ved 1 bar og 20 C. 1/100 er for at indsætningen af brændstofsammensætningen kan ske med hele procenttal. De resterende 100/21 er forholdet imellem O min og L min som før beskrevet. For at finde det virkelige luftforbrug skal der findes en luftoverskudskoefficient, som betegnes λ. Dette er et udtryk for luft som bliver tilført forbrændingsprocessen uden at indgå i den. Ved kedler vil man normalt have en luftoverskudskoefficient på 1,05 1,5 og på diesel motorer vil den være i intervallet 3,0 3,5. Grunden til den lave værdi ved kedler er at forbrændingen sker over et større tidsrum, samt i en turbulent bevægelse. Dette er med til at optimere forbrændingen. Ved brug af den ovenstående formel antages det at der ikke forefindes CO i vores udstødningsgas, hvilket der altid vil være i en vis mængde. 17

19 Denne luftoverskudskoefficient bruges derefter til at beregne mængden af luft, som virkeligt er tilført til forbrændingsprocessen, pr. kg olie. Enheden på L virk er kg luft/kg olie. Dernæst kan massen af olie ganges på L virk, for at finde massen af det virkelige luftforbrug. Nu kendes brændstofforbruget og luftforbruget, så kan også røggasmængden findes, ved at lægge mængden af luft og olie sammen. Eftersom den masse der bliver tilført også må forlade kedlen igen, kan følgende formel opstilles. Disse masseflow kan anvendes til energibalance som beskrevet tidligere. iv v Røggas For at kunne foretage målinger på røggassen fra den oliefyrede kedel, kræver det man har et overblik over hvad der kan befinde sig i røggassen. Teoretisk skelnes mellem tre typer af røggas, se Figur 5, nemlig fuldstændig forbrænding, ufuldstændig forbrænding og fuldstændig forbrænding med luftoverskud. Røggassen vil nemlig ændre sig kemisk afhængigt af hvordan forbrændingen forløber. I praksis vil man altid kun befinde sig i en af grupperne, ufuldstændig forbrænding eller fuldstændig forbrænding med luftoverskud, eftersom det praktisk er umuligt at opnå en forbrænding uden luftoverskud eller dannelse af CO. Da forbrændingen skal foregå så langsomt at det ikke er praktisk muligt. Dermed kan den ene type allerede udelukkes. Hvis man rent teoretisk ikke kan måle ilt i røggassen fra kedlen, vil det svare til at der er en ufuldstændig forbrænding. Dog, hvis man kan måle et luftoverskud, vil det svare til at man har en fuldstændig forbrænding med luftoverskud. 18

20 Figur 5: Forbrændingsformer. Kilde: Larsen, K. F.: Dampkedler Dog er det ikke altid at virkeligheden stemmer overens med teorien, eftersom der sagtens kan forekomme CO i røggassen, hvor der samtidig er luftoverskud. Grunden til det, kan være at flowet af luft og brændsel igennem kedlen er så stor, at C-atomerne ikke kan nå at reagere med/finde tilstrækkeligt ilt under forbrændingen. vi For at finde frem til kedlens luftoverskudskoefficient er det altså nødvendigt at måle O 2, CO og CO 2 i røggassen. Målingerne kan tages, ved hjælp af apparaterne som ses på Figur 6 og Figur 7 nedenfor. Figur 6: Gasanalyseapparater. Kilde: Eget arkiv. 19

21 Figur 7: Målerør til gasanalyseapparater. Kilde: Eget arkiv. Som før omtalt, vil luftkoefficienten λ, ligge i intervallet 1,05-1,5. Figur 8 nedenfor, viser røggassens bestanddele opgjort i volumen %, samt hvis man forøger luftoverskudskoefficienten, vil man få højere ilt % og lavere CO 2 %. Dette skyldes et højere flow af ilt, til samme mængde kulstof. Figur 8: Røggassens indhold i volumenprocent. Kilde: Larsen, K. F.: Dampkedler s Brændværdi Oliers brændværdier har interesse når man analyserer maskiners drift, hovedsaligt når man ser på hvor energiøkonomisk motorer eller andre brændstofforbrugere er. Brændværdien angiver hvor stor en energimængde et kg brændstof indeholder, dette har enheden kj/kg. Der skelnes mellem to brændværdityper, h i og h s. h i kaldes for den nedre brændværdi (inferior), mens h s kaldes for den øvre brændværdi (superior). Den principielle forskel på h s og h i, er kondensationsvarmen af det vand, der var i brændstoffet samt af det vand der blev dannet ved forbrændingen. I udregningerne bruges den nedre brændværdi, eftersom det dannede vand under forbrændingen er på gasform. 20

22 Brændværdier kan variere afhængigt af brændstoffets kemiske sammensætning. Den nedenstående formel udtrykker, hvor stor en energimængde hvert enkelt stof tilfører, til den samlede brændværdi, h i. Når man omtaler ilten i brændstoffet, vil den være i reaktion med et C atom, så brændstoffet indeholder CO 2 inden den bliver brændt. Det vil sige desto mere ilt brændstoffet indeholder, desto lavere brændværdi, vii viii eftersom ilten tager carbon fra brændstoffet, og CO 2 ikke deltager i forbrændingsprocessen. 21

23 7. Anlægsanalyse 7.1 Kølevandssystem (SAM) Ved at se på skibets kølevandssystem, når hovedmotoren er stoppet, er det muligt at identificere eventuelle energipotientialer. Det er nemlig kølevandssystemet, som fjerner overskudsvarme fra diverse maskiner og det indeholder dermed spildenergi. Hvis noget af energien fra kølevandet kan være anvendelig til at dække skibets varmebehov, vil det være gratis energi. Gratis energi skal forstås på den måde at der udnyttes noget energi som ellers ville været spildt Det nuværende kølevandssystem Opbygning af kølevandssystemet ombord på Torm Lilly er opbygget af en høj- og en lavtemperatursdel. Disse bliver også kaldt for, LTW low temperature fresh water og HTW high temperature fresh water. Ombord forefindes der to HTW-systemer, der er uafhængige af hinanden, nemlig et for hovedmotoren og et for hjælpemotorerne. Hovedmotorens kølevandssystem har to funktioner afhængigt af om skibet er i fremdrift eller ligger stille. Figur 9: HTW og LTW pumper og trevejsventil QB59 (blå). Kilde: Eget arkiv. Af pumper i systemet kan der nævnes, tre LTW pumper som leverer 340 m 3 /h ved 3,5 bar og to HTW pumper som leverer 125 m 3 /h ved 3 bar samt en jacket water preheater pump (JW) som kan levere 13 m 3 /h ved 3 bar. Pumperne omtales yderligere, nedenfor. Pumperne ses på Figur 9. Når hovedmotoren er startet, varierer antallet af kørende LTW- og HTW-pumper med skibets kølebehov og omgivelsernes temperatur. 22

24 7.1.2 Hovedmotor i drift HTW-pumperne leverer et kølevandsflow til hovedmotoren. Inden vandet når dertil, skal noget af det igennem en drøvling mens resten løber igennem en forvarmer som ikke varmes på, under drift. Dernæst kommer HTW til hovedmotoren, hvor det bliver brugt til at køle cylinderforingerne samt topdækslerne. Derefter sendes det til ferskvandsgeneratoren hvor man kan udnytte noget af energien til ferskvandsproduktionen. Efterfølgende vil LTW-delen virke som kølemiddel for HTW-delen, dette gøres ved at trevejsventilen QB59 6 som ses på Figur 9. Trevejsventilen bliver reguleret ud fra temperaturmålinger, foretaget kontinuerligt på afgangstemperaturen fra hovedmotoren. Denne temperatur skal holdes mellem 85 og 90 o C. Hvis temperaturen overstiges, for eksempel under drift, vil trevejsventilen lukke mere LTW ind i HTW-systemet og lukke tilsvarende HTW vil løbe til LTW systemet. Dette har en kølende effekt eftersom LTW ca. er 34 o C. LTW pumperne sender blandingen af HTW og LTW, til søvandskølerne. Hovedmotoren bruger også cirkulation af LTW under drift, til at køle skylleluften. Ud over hovedmotoren, køler LTW også flere af skibets øvrige maskiner Stoppet hovedmotor Ved stoppet hovedmotor, har man ikke behov for samme kølende effekt på hovedmotoren. Man vil stadig gerne have et flow af kølevand igennem hovedmotoren, dog med et andet formål, nemlig at holde denne varm. Her drejer det sig kun om HTW flow som ønskes bibeholdt. Ved normal stopning af hovedmotor vil JW pumpen køre og HTW vil blive cirkuleret igennem drøvlingen som før omtalt, samt forvarmeren. Nu vil forvarmeren have en tilførelse af damp, hvilket vil medføre en opvarmning af HTW. Måden forvarmeren bliver reguleret på, er ved en termostat som sidder på damptilgangen, og måler på HTW afgang fra forvarmeren. Derefter sendes HTW ind på hovedmotoren, hvor den tilfører den nødvendige varme til hovedmotoren. Dette virker ikke i øjeblikket, så den reguleres manuelt. 6 Bilag 5: Målesteder i kølevandsystem. 23

25 Figur 10 Forvarmer hovedmotor HTW pumperne og JW pumpen sidder parallelt koblet i HTW systemet. Det betyder hvis JW pumpen er havareret, kan man køre med HTW pumperne, som er tilfældet ombord. Det betyder at der vil være et meget større flow, end der er nødvendigt for at holde hovedmotoren varm, eftersom 13 m 3 /h ville være tilstrækkeligt, samt der vil være en forøget elektrisk belastning. Dog vil den tilførte dampeffekt være den samme Beregninger på hovedmotorens varmebehov I dette afsnit beregnes varmebehovet, som hovedmotoren kræver for at bibeholde sin temperatur på o C. Dette må kendes for at kunne undersøge alternative varmeproduktionsmaskiner. Varmebehovet til hovedmotoren, afhænger af hvad maskinrumstemperaturen er. Derfor anvendes skibets gennemsnitstemperatur, når det har lagt stille. Temperaturen er midlet over et år og er 28,0 o C 7. Denne analyse er foretaget med en maskinrumstemperatur på 30 o C. Det vil sige det er meget tæt på gennemsnitstemperaturen, dog vil man i gennemsnittet ende ud med at tilføre hovedmotoren mere effekt end i dette beregningseksempel. Mere herom under fejlkilder. 7 Bilag 4: ER temp. og AE power 24

26 Grunden til at dette er interessant, er at effekten, som kræves for at holde hovedmotoren varm er lig med effekten som forsvinder ved udstråling. Desto højere temperaturforskel på HTW og luften i maskinrummet, desto mere varmeeffekt er der behov for. Som før omtalt er JW pumpen havareret, derfor er en HTW pumpe i drift i stedet. På den idriftværende pumpe aflæses sugetrykket til 1 bar og afgangstrykket til 4 bar, dette medfører et differenstryk på 3 bar. Denne oplysning bruges til at finde flowet leveret fra HTW pumpen, ved hjælp af pumpekarakteristikken som ses nedenfor, på Figur 11. Figur 11: Pumpekarakteristik for HTW pumperne. Kilde: Pumpemanuel for HTW-pumper, M/T Torm Lilly. Det aflæste volumenflow omregnes til masseflow ved hjælp af vands densitet ved 77,5 C, nemlig 971,8 kg/m 3. Dernæst må det findes, hvad temperaturforskellen er over forvarmeren til hovedmotoren er. Dette gøres ved at måle de pågældende steder som er markeret. 8 Grunden til at der ikke blev målt på til- og afgang af forvarmeren, er at hele flowet fra pumpen ikke går igennem denne. Der er monteret en drøvling parallelt med forvarmeren. Noget af flowet vil derfor passere igennem drøvlingen uden at blive opvarmet i forvarmeren. Derfor blev målingen foretaget, hvor vandet fra drøvlingen og forvarmeren var blandet igen. Dette blev krydstjekket med SRO-anlæggets værdier, hvilket stemte overens. 8 Bilag 5: Målesteder i kølevandssystem 25

27 Temperatur for afgang af HTW pumpe = 76 o C Temperatur for indgang hovedmotor = 79 o C Disse målinger blev foretaget med et infrarødt termometer som ses på Figur 12. Figur 12: Infrarødt termometer. Kilde: Eget arkiv. Nu er det muligt at finde energibehovet til bibeholdelse af den ønskede temperatur på hovedmotoren, det gøres med nedenstående formel hvor de fundende værdier indsættes. Der kræves 422 kw, med en maskinrumstemperatur på 30 o C at holde hovedmotoren på 75 o C. 7.2 Hjælpemotorernes kølevandssystem Internt Hjælpemotorens kølevandssystem er lidt mere specielt end hovedmotorens, eftersom de idriftværende motorer holder de resterende motorer varme. Samtidig har hver motor sin egen interne styring og regulering af kølevand, samt tvungne kølevandspumper. Ifølge wärtsilas manuel, er kølevandssystemet bygget op efter Wärtsilas W26 9 model, og motorerne er af W20 10 typen. Når hjælpemotoren kører, vil pumpe 01 som ses på nedenstående Figur 13, cirkulere HTW, mens pumpe 02 cirkulerer LTW. Tilgangen til motoren sker i form af LTW ved 451, derfra løber det ind til pumpen og videre ind til køling af skylleluft 05 og køling af olie 06. Derefter løber det til trevejsventilen trevejsventilen bestemmer hvor stor del der skal recirkuleres som LTW eller sendes til afgangen Bilag 6: Wärtsila Auxpack product guide s Bilag 7: Wärtsila Auxpack product guide s

28 HTW kommer ind af indgangen 401/405 hvorfra det møder pumpen 01, og løber videre igennem en kontraventil 04. Dernæst tilløber HTW foringerne samt topdækslet, hvor der også er forbindelse til ekspansionsbeholderen via er trevejsventilen som fungerer som en termostat, den styrer mængden der skal recirkuleres samt hvor stor mængde der skal bortledes via afgang 402. Grunden til at kølevandet ikke løber ud af 406 er at der sidder en kontraventil 11 uden for motoren som ikke ses på Figur 13. Udover de nævnte tilgange og udgange er der også 454 som går optil ekspansionsbeholderen. 411 og 464 er henholdsvis dræn til HTW og LTW, disse bruges hovedsagligt under vedligeholdsarbejde. Figur 13: Hjælpemotors interne kølesystem. Kilde: Bilag 6: Wärtsila Auxpac product guide, s Eksternt Som før omtalt, køles hovedmotorens HTW med LTW. Dette er også tilfældet med hjælpemotorernes system. LTW kommer ind af rørledningen QB-060(150) 12. Hvorfra LTW har forbindelse til hjælpemotorerne via indgang 451 og afgang 452. Derefter løber vandet til en beholder som er forbundet til ekspansionsbeholderen, denne sørger for at systemet er luftfrit. Udover LTW tilløber der også noget af HTW vandet i beholderen, ud af dette fås varmt LTW. Noget af dette varme LTW bruges som tilgang af HTW på de kørende motorer via QB200(100). Det løber nu til tilgangen 401. Resten bliver kørt tilbage til det øvrige LTW-system via QB-143(150). Dernæst vil HTW komme fra udgang 402 og tilløber derfra beholderen igen eller bliver blandet med det varme LTW, dog bruges noget af HTW også til at holde de motorer varme som står stand-by via 11 Bilag 5: Målesteder i kølevandssystem 12 Bilag 5: Målesteder i kølevandssystem 27

29 cirkulationspumpen (jacket water pump for AE). Der er også mulighed for elektrisk at varme HTW op med enheden som ses på Figur 14, dog bruges det ikke i daglig drift, kun cirkulationspumpen. Figur 14: Forvarmer til hjælpemotorers HTW system med cirkulationspumpe. Kilde: Eget arkiv. I databladet ix for hjælpemotorerne, er det oplyst hvor stor effekt der kræves for at holde en cylinder varm på en W20 motor, den kørende motor skal holde de tre andre varme. Pr. cylinder kræves der 1kW, det vil sige totalt vil det kræve 18 kw at holde tre motorer på den ønskede temperatur. Figur 15: Hjælpemotorers forvarmningsdata. Kilde: Wartsila-O-G-Auxpac-PG, side 75 Under motortypen 875W6L20 13 er der, i databladet, oplyst en varmebalance, for de cirkulerende medier i hjælpemotoren, samt strålingstabet. Varmebalancen er opstillet ved 100 % last, som er 720 kw elektrisk effekt og resulterer i en HTW-effekt på 210 kw. HTW har en indgangstemperatur på 83 o C og en afgangstemperatur på 91 o C. 7.3 Søvandskølere Al effekten som bliver afsat i HTW og LTW kølevandet ender til sidst med at blive ledt til søvandskølerne, her bliver LTW kølet ned til en temperatur på 34 o C, ved hjælp af søvandet. Afhængig af søvandstemperaturen, vil omdrejningerne på søvandspumperne variere ved hjælp af frekvensomformere, og dermed variere søvandets flow. 13 Bilag 8: Wärtsila Auxpack product guide s. 5 28

30 7.4 Opsummering Informationen som kan tages med fra dette afsnit er følgende: - Effekten som hovedmotoren har brug for, for at kunne bibeholde sin temperatur: 442kW. - HTW temperatur før og efter hjælpemotor: 83 o C og 91 o C. - LTW temperatur efter søvandskøler: 34 o C. - Temperatur på hovedmotor som ønskes bibeholdt: o C. - Maskinrumstemperatur under målinger foretaget til analyse: 30 o C. - Gennemsnitlig maskinrumstemperatur det seneste år ved stilstand: 28 o C. - Hjælpemotors elektriske effekt ved 100 % belastning: 720 kw. - Ved 100 % belastning på hjælpemotor levere den: 210 kw HTW. 29

31 8. Nuværende varmesystem (SLP) M/T Torm Lilly er udstyret med en oliefyret kedel. Den damp, kedlen producerer, bruges til at tilføje varme til skibets maskiner og procesanlæg. På grund er vanddamps fysiske egenskaber er det en effektiv måde at overføre varmeenergi på. Dampen kan produceres ét sted og føres i stålrør overalt på skibet. Desuden kan skibets maskiner også opvarmes af gratis damp når hovedmotoren kører og driver en udstødningskedel. Den oliefyrede kedel på M/T Torm Lilly er en topfyret vandrørskedel bygget af det engelske TEi Greens overseas. Kedlen er bygget i Kina ligesom resten af skibet. Den er udstyret med én brænder, som kan bruge enten diesel eller HFO. Kedlen har to fødevandspumper, hvoraf en af disse er omløbsreguleret, og en blæser, der er reguleret med luftspjæld. Se Figur 16. HFO DO Luft Kondensat Figur 16: Skitse af kedelanlægget på Torm Lilly. Kilde: Eget arkiv. Kedlen er indstillet til at holde damptrykket mellem 5 og 7 bar. Dette resulterer i at kedlen starter og stopper ca. 10 gange i timen. Hver opstart kræver en purging hvor kedlen blæses igennem med frisk luft, for at fjerne eksplosionsfarlige gasser. For at finde kedlens energiforbrug og producerede dampmængde må der udføres visse beregninger ud fra de procesværdier der er mulige at aflæse. 30

32 8.1 Brændstofforbrug Kedlens brændstofforbrug kan måles på skibets brændstoftanke. I skibets brændstofforbrugslog 14 er det noteret at kedlen, det pågældende døgn, har brugt 1,3 ton LSFO (low sulphur fuel oil). Kedlens brænder har kørt i 8 timer på dette døgn. Brænderens effektive brændstofforbrug ( ) er altså: Forbruget omregnes til effekt ved hjælp af oliens brændværdi som er opgivet i en laboratorierapport 15 fra analyse af olien. Nedre brændværdi ( ) for olien er Indfyret effekt ( ) beregnes: 8.2 Dampproduktion Idet den producerede dampeffekt ikke kan aflæses direkte på kedlens udstyr, må den beregnes, ved at beregne kedlens tabte effekt. De tabte effekter på kedlen er varmetab ved: Stråling, røggas og purging. Ifølge teorien om energibalance, opstilles nedenstående formel, hvor den producerede effekt er lig den indfyrede effekt, minus tab Strålingstab Dette tab påvirkes blandt andet af kedlens isolering og omgivelsestemperatur. Det antages at kedlen har et strålingstab på 4 % af den indfyrede effekt. Dette anses for en rimelig antagelse ud fra erfaringer med kedelberegninger fra maskinmesteruddannelsen. 14 Bilag 10: Voyage and oil report 15 Bilag 11: LSFO RMG 380 Gibraltar 31

33 8.2.2 Røggastab For at kende effekten af røggassen må massestrømmen af denne først bestemmes og til det må luftmængden og indholdet af brændstoffet kendes. Der udføres måling af røggassens indhold af ilt carbonmonoxid desuden aflæses der indhold af svovl og vand i brændstoffet, i laboratorierapporten 16. Indholdet af brint og ilt i brændstoffet antages at være henholdsvis 10 % og 1 %. x og Kulstofindholdet i olien beregnes ved at omskrive følgende formel for brændstoffers brændværdi: Minimum luftmængde kan bestemmes: For at kunne regne det virkelige luftforbrug må luftoverskudkoefficienten bestemmes. Målingen af røggassen viste et iltindhold (O 2 ) på 10,9 % og et indhold af carbonmonoxid (CO) på 0,5 %. Da CO-indholdet er meget lavt ses der bort fra dette og følgende formel kan anvendes: Med lambda, kan minimums luftforbrug omregnes til virkeligt luftforbrug : Massestrømmen af luft fås ud fra massestrømmen af olie: 16 Bilag 11: LSFO RMG 380 Gibraltar 32

34 Røggasmasse er lig samlet, indfyret masse: Nu kendes røggassens massestrøm og for at finde effekten må varmekapaciteten og temperaturforøgelsen kendes. Varmekapaciteten sættes til 1,05 xi, Temperaturerne måles udenfor blæserindsugningen og i kedlens røggasrør. Røggaseffekten er: Purgetab Når kedlen klargør til start, purger den, hvorved den afkøles og har et effekttab. Kedelblæserens differenstryk blev, ved purging, målt til 470 mmaq. I kedlens blæserdiagram 17 aflæses at denne trykforskel svarer til et luftflow på 384. Med en luftdensitet på 1,15 ved 30 0 C xii svarer flowet til 5,38. Den specifikke varmekapacitet for luft er xiii Gennemsnitseffekter De ovenfor beregnede effekter er ikke konstante idet kedlens cyklus består af sekvenser med forskellige tab. Sekvenstiderne i måleperioden var som følger: Brændetid : 165 sek Pausetid : 160 sek Purgetid : 60 sek Samlet cyklustid: 385 sek Tab i sekvenserne: Strålingstab Røggastab Purgetab Brændesekvens Pausesekvens Purgesekvens 17 Bilag 12: kedelblæser diagram 33

35 Ud fra ovenstående opstilles følgende formel for gennemsnitligt tabt effekt : Ligesom tabene ikke er konstante gennem kedelcyklussen, er den indfyrede effekt heller ikke. Derfor beregnes en gennemsnitlig indfyret effekt : Den gennemsnitlige dampeffekt kan nu findes som forskellen mellem indfyret og tabt effekt: Ud fra dette tal er det, muligt at dimensionere en alternativ løsning. 8.3 Kedelvedligehold Den oliefyrede kedel kræver ca. 10 mandetimer om ugen for vedligehold. Vedligeholdet inkluderer blandt andet rensning af brænder, kedelvandsanalyser og tilsætning af kemikalier til kedelvandet. Det er uvist hvad driften koster i reservedelsudgifter, men der er en mindre udgift til eksempelvis kemikalier og elektroder. Det vil ikke give mening at gøre mandetimerne op i løn, idet besætningen er fastlønnet og der ikke er nogen besparelse ved at nedsætte vedligeholdelsestiden. 8.4 Dampforbrugere Driftstilstande Ved stoppet hovedmotor er den, før omtalte oliefyrede kedel, i drift. Ved denne driftstilstand leverer den kun damp til hovedmotorens forvarmer og til opvarmning af brændstof Forbrugere Skibets brændstofforbrugere ved stilstand af hovedmotor, nemlig hjælpemotorer og oliekedlen selv, har også et varmebehov da det indfyrede brændstof skal opvarmes til mellem 120 C og 140 C. Dette er nødvendigt for at opretholde den korrekte viskositet. For effektberegninger anvendes 140 C idet dette er worst case i forhold til opvarmning. For at finde opvarmningseffekten er det først nødvendigt at kende brændstoffets specifikke varmekapacitet. Dertil anvendes formlen: 34

36 Masseflowet af brændstof til hjælpemotor og oliekedel kan aflæses i skibets brændstofforbrugslog 18. Oliekedlens brændstofforbrug, som også er oplyst i afsnit 8.1, er eller. Hjælpemotorernes brændstofforbrug er og det samlede forbrug, ved stilstand af hovedmotor: Den sidste værdi der skal bruges til beregningen, er starttemperaturen på brændstoffet maskindagbogen, i servicetanken for HFO, er 100 C., som ifølge Endeligt kan effekten til opvarmning af brændstof, ved stilstand af hovedmotor, bestemmes: De beregnede dampeffekter kan sammenlignes for at validere dem. Skibets beregnede varmebehov ved stilstand af hovedmotor kan sammenlignes med kedlens producerede dampeffekt. Den producerede dampeffekt bør være større end den optagne dampeffekt i hovedmotor og brændstof da der må forventes et tab i rør og der ikke kan tilkomme mere effekt efter kedlen. Forventningen er altså: Tal indsættes fra afsnit og Det ses at der er 55 kw i forskel på beregnet, produceret damp og beregnet, forbrugt damp. Dette svarer til et tab på ca. 11 % af den producerede dampmængde. Dette vurderes at være troværdigt idet der må forventes varmetab i rørforbindelser. Desuden vil eventuelle fejlkilder i de foregående beregninger påvirke dette tal. Fejlkilder kan være: Svingende procesværdier som følge af ikke-stationær drift. Kedlen kører i en cyklus, som gør at procesværdier så som temperatur på røggassiden hele tiden stiger eller falder og ikke når at blive konstante. Målingerne kan derfor komme til at give udtryk for en for høj eller for lav effekt. 18 Bilag 10: Voyage and oil report 35

37 Figur 17: Skitse af cyklustyper, eget arkiv. Figur 17 viser to cyklusser, delt op i sekvenser. Skitse A viser hvordan den målte temperatur er tolket. Samme værdi er anvendt for hele sekvensens tid. På skitse B er vist hvordan procesværdien mere realistisk har udviklet sig med stigninger og fald i starten af sekvenserne. Den resulterende fejl er skraveret på skitse B og viser et disse er med modsatte fortegn. Fejlene vil altså, til dels, udligne hinanden Damprørssystem Dampens forløb fra kedlen og ud til forbrugerne, eksempelvis forvarmeren foregår via streng QE-001(200) 19 som er rørledningen fra kedlen og ud til en manifold med forskellige forbruger tilkoblet. På denne streng køres der med et damptryk på 7 bar. Herfra går der en rørledning QE-023(80) ud til forskellige tanke, hvor afgreningen til forvarmeren kommer i form af rørledningen QE-072(32). Undervejs på disse rørledninger sidder der damplåse(steam traps), de er beregnet til at fange det, i røret, kondenserede vand. Hvis damptrykket overstiger 7 bar vil dumpventilen QE28, blive aktiveret og lukke damp direkte til kondensatoren, dette gøres udelukkende på grund af sikkerhedsmæssige årsager, dette vil fortsætte indtil damptrykket er acceptabelt. Rørledningen er godkendt til maks. 7 bar. En af grundene til at trykket kunne overstige 7 bar, er at brænderen som er monteret i kedlen er for stor i forhold til dampefterspørgselen. Det vil sige hver gang kedlen er kommet tilstrækkeligt langt ned i tryk så brænderen starter, vil der blive tilført for stor en mængde energi på kort tid, og eftersom forbruget af damp ikke er større, vil det resultere i en trykstigning i kedlen. Hvis trykstigning er tilstrækkelig stor vil dumpventilen blive aktiveret, hvor den vil lukke det overskydende damp ned til kondensatoren. Efter kondensatoren ledes det kondenserede damp ned i kaskadetanken, hvorfra fødepumperne føder kedlen. Vandet i tanken bliver konstant holdt på 90 o C. 8.5 Opsummering For den nuværende kedel konstateres følgende: - Brændstofforbrug er 1,3 ton HFO pr. døgn. 19 Bilag 13: Steam piping diagram 36

38 - Leveret dampeffekt er 501 kw. - Leveret damptryk er mellem 7 og 5 bar. - Vedligeholdsbudgettet er ukendt. - Forbrugt dampeffekt til brændstofopvarmning er 4,2 kw. - Samlet forbrugt dampeffekt er 446 kw. - Arbejdsbyrden er ca. 10 mandetimer om ugen, en besparelse i denne tid vil dog ikke kunne realiseres som en økonomisk besparelse. 37

39 9. Kravspecifikationer (SLP) Ud fra de foretagne analyser og problemformuleringen kan følgende specifikation sammensættes: Primære krav som skal være opfyldt for at løsningen er relevant for Torm: - Økonomi o Driften skal være billigere end den nuværende oliefyrede kedel. - Teknik o Levere mindst 446 kw, den nuværende forbrugte varmeeffekt. o Levere op til 140 C, hvilket er den højeste temperatur som HFO skal opvarmes til. o Passe fysisk ind på skibet Sekundære krav, der kan opfyldes for at gøre løsningen yderligere attraktiv for Torm og besætningen: - Økonomi o Tilbagebetalingstid på maksimum 3 år 20 - Vedligehold o Mindre end eller lig arbejdsbyrden som den nuværende oliekedel kræver, da det antages at besætningen arbejder fuldtid, desuden skal de overholde hviletidsbestemmelserne jævnfør STCW. 20 Bilag 14: Mail fra Environmental and Fleet Suport 38

40 10. Analyser af løsningsforslag 10.1 Mindre oliekedel (SLP) Den nuværende oliefyrede kedel reguleres med start og stop af brænderen, når den kun skal levere 446 kw til skibets hovedmotor- og brændstofopvarmning. For at undgå start/stop regulering, ved stoppet hovedmotor, kan en mindre oliekedel overvejes. En sådan løsning kan med fordel indsættes parallelt med den nuværende oliefyrede kedel således at den kan bruge samme kondensat- og brændstofforsyning samt levere til samme damprør. Ud fra den generelle kravspecifikation skal en mindre oliekedel kunne levere minimum 446 kw, målt hos forbrugere. Det må dog forventes at en ny kedel, monteret på samme rørsystem, vil blive nødt til at kompensere for det samme effekttab mellem kedel og forbruger som den nuværende kedel må, nemlig 55 kw eller 11 % af produceret dampeffekt. Dimensioneringseffekten bør altså være minimum 501 kw og dimensioneringstrykket være 7 bar, for at kunne få den ønskede temperatur ved forbrugeren. En passende kedel kan være en såkaldt OS-TCi marinekedel fra Alfa Laval Aalborg xiv. Denne kedel kan levere op til 839 kw damp og ned til 277 kw uden start/stop regulering. Den kan endvidere indstilles til at levere et damptryk på 7 bar. Kedlen er overdimensioneret til formålet, men er den mindste marinekedel Alfa Laval Aalborg leverer. Det har ikke været muligt at finde andre passende kedler. Vedligeholdsbyrden bør ikke ændre sig ved indføring af endnu en kedel, idet Alfa Laval kedlen substituerer den nuværende kedel og principielt fungerer på samme måde. Derfor vil det resultere i de samme vedligeholdsopgaver og tæt på samme tidsramme for vedligehold. For at finde ud af om kedlen kan lave damp, billigere end den nuværende, kigges der på kedlens data 21. Databladet oplyser brændstofforbrug ved fire forskellige effektniveauer. Dog ikke ved det tiltænkte driftniveau. Forbrugsdataen ser ud som følger: 21 Bilag 15: OS-TCi performance 39

41 Lastniveau Dampeffekt Brændstofflow 100 % 839 kw 90 kg/h 80 % 671 kw 72 kg/h 60 % 503 kw 53 kg/h 33 % 277 kw 29 kg/h Figur 18: Alfa Laval Aalborg OS-TCi effektgraf, eget arkiv På Figur 18 ses det at, forholdet mellem brændstofflow og dampeffekt er lineært, hvorfor der kan interpoleres lineært for at finde brændstofflowet af den nye kedel ved 501 kw dampeffekt: Forbruget er opgivet med diesel hvorimod den nuværende kedels forbrug er opgivet med LSFO. Forbrugstallet korrigeres for den forskel der er i brændstoffernes brændværdi. LSFO har en nedre brændværdi på xv og for diesel anvendes xvi: For kontrol af om kravspecifikationen er overholdt, sammenlignes Alfa Laval kedlens forbrug med den nuværende kedels forbrug. Den nuværende, gamle, kedel har ved det aktuelle dampforbrug, over et døgn, forbrugt 1,3 ton LSFO 22. Forbruget pr. time er: 22 Bilag 10: Voyage and oil report 40

42 Ifølge kravspecifikationen skal en ny damproduktionsløsning være billigere i drift end den nuværende, gamle kedel. Brændstofforbruget er et indirekte udtryk for driftsomkostninger hvorfor følgende forhold bør være opfyldt, for at det er interessant at indføre en mindre oliekedel: Imidlertid ser forholdet således ud: Forholdet blev ikke opfyldt, hvilket betyder at den nye kedel bruger 1,06 mere end den nuværende kedel Delkonklusion OS-TCi marinekedlen fra Alfa Laval Aalborg, bruger mere brændstof end den nuværende oliefyrede kedel, til varmeproduktionen. Der er ikke belæg for at analysere yderligere på dette løsningsforslag når dette ikke er rentabelt med hensyn til brændstofforbrug. 41

43 10.2 Varmelegeme (SAM) En anden mulighed for at finde et alternativ til den nuværende kedel, er ved at se på de alligevel kørende maskiner ombord og om disse kunne bruges til at overtage opvarmningen af skibet, for eksempel ved at øge belastningen på den givne maskine. Med denne mulighed i bagagen, er det åbenlyst at se på forøgelse af el-produktionen, eftersom der altid vil være en kørende hjælpemotor, at finde. Hjælpemotorerne har en gennemsnitlig belastning på 54 % 23, hvilket ifølge Wärtsila er for lavt. De anbefaler en belastning på minimum 70 % xvii, hvilket taler for at øge belastningen på hjælpemotorerne. Denne ekstra belastning kunne, derfor passende anvendes til opvarmning ombord. Udnyttelse af ekstra el-effekt kan ske ved brug af varmelegemer, hvor varmelegemet vil producere damp. Analysen af anlægget går på når, følgende dampforbrugere er tilsluttet: Bibeholdelse af temperatur på hovedmotor og opvarmning af brændstof. Brændstoffet som hjælpemotorerne kører på, skal opvarmes til o C. Derfor vælges et dampproducerende varmelegeme, frem for et ikke dampproducerende varmelegeme Effekt Siden varmelegemet skal indgå i det nuværende dampsystem, regnes det med at varmelegemet skal levere 501 kw. Varmelegemet får i sidste ende energien tilført fra hjælpemotorerne, disse var som før beskrevet gennemsnitligt belastet med 54 %. Da oliekedlen er stoppet i dette tilfælde vil dens blæser være ude af drift med en besparelse på 45 kw elektriskeffekt. Gennemsnitsbelastningen falder da til 48 %. Derfor er det muligt at hæve hjælpemotorbelastningen til Wärtsilas anbefaling på minimum 70 %, dette vil blive undersøgt i følgende beregning. P 100 =720kW P 48 =346kW P d =P vel =501 kw 847 kw er den samlede nødvendige el belastning, hvor der tages højde for den gennemsnitlige nødvendige el effekt til diverse pumper, lys og så videre. Belastningen 501 kw er som sagt den elektriske effekt som varmelegemet har behov for, til at holde hovedmotoren varm, samt opvarmningen af brændstof. Det vil sige de 847 kw er den samlede elektriske belastning ombord med varmelegemet installeret. 23 Bilag 4: ER temp. og AE power 42

44 Eftersom 847>720 er det nødvendigt at køre med to hjælpemotorer, hvor lasten er fordelt på disse. Målet er at nå en belastning på 70 % som Wärtsila anbefaler. Dette må siges ikke at være tilstrækkelig høj belastning, til at komme op på Wärtsilas anbefaling. Under afsnittets økonomidel vil der blive undersøgt om dette har en besparende effekt, samt hvad tilbagebetalingstiden, for indkøb af varmelegemet, vil være Montering/Dimensionering For at nedsætte indkøbsomkostningerne, vil monteringen af varmelegemet ske i bunden af den nuværende oliefyrede kedel. Dette vil også nedsætte monteringsomkostningerne, eftersom alle dampledninger og fødevandstilførsel allerede er installeret. Varmelegemet er fabrikeret så det sidder på en flange, hvilket betyder at det er muligt at montere i bunden af kedlen. En anden grund til denne montering, er for at undgå blottelse af varmelegemets varmeflade, hvilket vil medføre skade på varmelegemet. Normalt bliver varmelegemet monteret i en beholder som ses på Figur 19. Figur 19: Varmelegeme i beholder. Kilde: Newtronic ApS. Hvis fødevandstilførslen, af en eller grund, reduceres eller hvis skibet befinder sig i ustadigt vejr og ruller, vil den øverste del af varmelegemet have risiko for at blive blottet. Det vil medføre, at overfladetemperaturen bliver for høj, i forhold til hvad varmelegemet kan klare. Dette sker på grund af at, der ikke forefindes samme køling på den øvre- og nedre del af varmelegemet som medfører en beskadigelse af varmelegemet. Dimensioneringen af varmelegemet, foregik ved en forespørgsel til Newtronic ApS om datablade omkring flangevarmelegemer, på minimum 500 kw. 43

45 Som sagt skal varmelegemet i gennemsnit erstatte kedlens leverede effekt på 501 kw. Newtronic leverede data, for varmelegemer hvor effekterne er 300kW kW 25 og 525kW 26. Jævnfør kravspecifikationen og anlægsanalysen er der følgende tekniske krav til varmelegemet. Effekt Spænding Medie Flow Design tryk Design temperatur Driftstryk Indgangs temperatur Udgangs temperatur Længden af varmelegemet 501 kw 3X440V 60Hz Vand kg/h >7 bar 200 o C 7 bar 90 o C 165 o C 1.5 m Anvendes et varmelegeme med overskudseffekt kan dette udnyttes til andre ekstra dampforbrugere på skibet. Spændingen og frekvensen ligger fast, eftersom det er det operationelle ombord. Mediet som varmelegemet skal opvarme, samt være modstandsdygtig overfor, er vand. Det ovenfor opgivne flow er ikke flowet når varmelegemet leverer 501 kw, men når kedlen kører på maksimal belastning, det vil sige med et flow på kg/h 27, hvor den største effekt bliver leveret til opvarmning af last. Dette scenarie skal varmelegemet også være i stand til at modstå. Designtrykket for varmelegemet, skal være højere end driftstrykket i den oliefyrede kedel som er 7 bar. Designtemperaturen skal være højere end driftstemperaturen, hvilken er afhængig af driftstrykket på 7 bar. Ved 7 bar er temperaturen 165 o C som er driftstemperaturen, så designtemperaturen skal være >165 o C. Indgangstemperaturen er 90 o C, hvilket er temperaturen for kaskadetanken, hvor fødevandet bliver leveret fra. 24 Bilag 18: Varmelegeme 300kW 25 Bilag 19: Varmelegeme 425kW 26 Bilag 20: Varmelegeme 525kW 27 Bilag 13: Steam piping diagram 44

46 Når varmelegemet skal monteres i bunden af den oliefyrede kedel, er der også et kriterium omkring længden af varmelegemet som maksimalt må være 1,5 meter langt. Der vælges to 300 kw varmelegemer, eftersom de kan levere den fornødne effekt og opfylde kravet om længden af selve varmelegemet. Legemerne er ca. 1,3 meter lange hvilket overholder de 1,5 meter som er til rådighed i kedlen. Varmelegemerne monteres over hinanden Økonomi Som sagt vælges der to 300 kw varmelegemer. Det betyder, at der skal to hjælpemotorer til for at trække den samlede elektriske belastning ombord. Dog skal der ikke bruges alle 600 kw fra varmelegemerne, men kun 501 kw. Som beskrevet før bliver hver hjælpemotor belastet med 59 %, hvilket svarer til 424 kw fra hver. For at give et realistisk bud på hvad brændstofforbruget er ved denne belastning, er det antaget at anlægsvirkningsgraden er konstant, hvilket er en tilnærmelse, for i praksis vil den variere i takt med belastningsændringerne, samt omgivelserne. Denne antagelse gøres for at finde brændstofforbruget ved belastningen på 59 %, på en hjælpemotor. Denne driftsform kræver at der køres med to hjælpemotorer ud af de fire mulige. Der kræves 6 kw pr. stoppet hjælpemotor for at holde den varm. Derfor leverer hver af de kørende hjælpemotorer 6 kw til en af de stoppede. For at finde brændstofforbruget ved 100 % belastning anvendes tal fra hjælpemotorernes manual 28. C b =0,192 P a = Bilag 8: Wärtsila auxpack product guide, s

47 Brændstofforbruget ved 59 % findes ud fra tidligere effekt og masseflow: 2559 kg/døgn skal ganges med 2 for at finde det samlede brændstofforbrug, eftersom de 2559 kg/døgn er forbruget på én hjælpemotor. Dette forbrug skal sammenlignes med det nuværende brændstofforbrug, på én kørende hjælpemotor og kedlen. Kedlen forbruger kg/døgn 29 og én hjælpemotor kører gennemsnitligt 54 % last når hovedmotoren er stoppet og kedelblæseren er i brug. 54 % last på én hjælpemotor, svarer til et forbrug på 2314 kg/døgn. Det samlede forbrug er altså kg/døgn. Nyt og gammelt forbrug sammenlignes: Det ses at der er et merforbrug ved at lægge dampproduktionen om til el-drift. Merforbruget er: Eftersom der er et større brændstofforbrug ved at montering af de to 300kW varmelegemer, vil det medføre en negativ tilbagebetalingstid, derfor vil denne ikke blive beregnet Delkonklusion Ved at montere de to varmelegemer på 300kW, og lukke brænderen ned i den oliefyrede kedel, hvor varmelegemerne står for dampproduktionen. Vil det medføre en forøgelse i brændstofforbruget ombord. Det betyder det ikke vil være en rentabel situation at montere disse varmelegemer. 29 Bilag 10: Voyage and oil report 46

48 10.3 Spildenergi (SAM) Som sagt, hvis noget af energien fra kølevandet kan være anvendelig til bibeholdelse af temperaturen, på den stoppede hovedmotor, vil der være tale om gratis energi. Gratis energi skal forstås på den måde at der udnyttes noget energi som ellers ville være gået tabt. Idéen til genbrug af kølevand fra hjælpemotorerne, opstod ved at se på de kørende maskiner når hovedmotoren var stoppet. Samt kravet til kølevandet var at det skulle have en højere temperatur, end temperaturen på hovedmotoren. Det vil sige at kølevandet, som man kan indsnævre analysen til, skal være over 80 o C. De eneste steder man har disse temperaturer er omkring en kørende forbrændingsmotor. Kølevandet kan ikke stå alene om forsyningen af varme til hele skibet, eftersom brændselsolien ombord bliver opvarmet til o C, dog kan kølevandet være et supplement til dampen. Ombord vil der altid være en idriftværende hjælpemotor, på grund af at hjælpemotorerne producerer elektriciteten ombord, hvilket der altid er efterspørgsel af. Det vil sige, der altid vil være den ønskede temperatur på kølevandet, til rådighed, når hovedmotoren er lukket ned. I Wärtsila auxpack product guide s er der opstillet en varmebalance for kølevandet samt strålingstab. Dette er målt ved 100 % last, og som før omtalt under afsnit 10.2 er der en gennemsnitlig belastning på hjælpemotorerne på 54 %, mens hovedmotoren er stoppet. Det kølevand der er interessant i denne sammenhæng er hjælpemotorernes HTW eller jacket water, JW. Det er nemlig det kølevand, der bliver cirkuleret omkring foringerne samt i topdækslerne. HTW-effekten er på 210 kw ved 100 % belastning. Temperaturen, før og efter motoren, af dette kølevand er på 83 o C og 91 o C Effekt Hovedmotoren har brug for 442kW varmeeffekt, med en maskinrumstemperatur på 30 o C. Det er den effekt der forsøges at erstatte med HTW fra hjælpemotorerne. De 210 kw er HTW-effekten der som sagt kan udnyttes ved 100 % last på en hjælpemotor, dog har det ikke været muligt at finde energien, ved den gennemsnitlige belastning på 54 %, på baggrund af manglende viden omkring kølevandsflowet. Der sidder som sagt en trevejs, termostatstyret ventil på det interne kølevandssystem i hjælpemotoren, ventilen kan ses på Figur 13. Dermed vides det ikke, hvor stort et flow der recirkuleres, samt indgangs- og udgangs flow. 30 Bilag 8: Wärtsila auxpack product guide s Bilag 8: Wärtsila auxpack product guide s. 5 47

49 Flowet vil variere i takt med belastningen, det vil sige, desto større belastning, desto større flow. Det eneste der kan varieres på, ifølge nedenstående formel, for at få en større køleeffekt, er flowet. De to temperaturer er fastlagt, samt den specifikke varmefylde for vand er konstant. Ved 54 % last kendes hverken HTW-køleeffekt eller det nødvendige flow, derfor er der lavet den tilnærmelse, at HTW-effekten fra hjælpemotoren, ved 54 % last, svarer til nedenstående. I praksis vil dette tal være større, for ifølge denne formel produceres kun HTW når hjælpemotoren er under belastning, dette er forkert, for i tomgang vil motoren også have et behov for HTW køling. Dog har det ikke været muligt at disse finde oplysninger, som kunne være føre til en mere præcis udregning ved denne belastning. Det vil ikke være muligt at udnytte alt HTW effekten eftersom 18 kw af disse vil blive brugt til at holde de, stillestående hjælpemotorer varme. Det medfører at nedenstående effekt, til bibeholdelse af varmen på hovedmotoren, kan udnyttes. Det vil sige at hvis man kører med én hjælpemotor, kan man erstatte, ca. 95 kw med hjælpemotorvarme frem for at bruge dampeffekt, og dermed spare tilsvarende olie, hvilket vil blive beskrevet i afsnit 10,3,3. Varmebehovet for hovedmotoren sammenlignes med den tilgængelige HTW-effekt: Det kan konkluderes at de 95 kw som i gennemsnit er til rådighed fra hjælpemotorernes HTW-system ikke er tilstrækkelige, eftersom kølevandseffekten ikke være tilstrækkelig. Derfor er kedlen stadig en nødvendighed, eftersom denne skal levere den resterende effekt, samt opvarmning af brændstof Montering For at kunne udnytte den overskydende effekt på 95 kw fra hjælpemotorernes HTW, kræver det en lille modificering af det nuværende kølevandssystem, eftersom de to HTW-systemer er adskilt. Forskellen på det nuværende kølevandssystem og det modificerede er markeret med rødt på nedenstående Figur

50 Figur 20: Modificeret HTW system. Kilde: Bilag 23: Modificeret kølevandssystem HTW befinder sig hvor stregerne er stiplede. Det øverste, som er markeret med rødt er den nye trevejsventil, denne skal reguleres efter de stillestående hjælpemotorers HTW-afgangstemperatur. Reguleringen kan kobles sammen med SRO-anlægget, eftersom der allerede er overvågning af HTWafgangstemperatur. Hvis denne temperatur bliver for kold, for en ikke idriftværende motor, skal ventilen recirkulere en større mængde HTW fra den kørende motor og over på den stillestående, for at, den stillestående, derefter kan komme op på den ønskede temperatur igen. Dette vil så betyde en forøgelse i damptilførslen, til hovedmotoren forvarmer. Hvis man omvendt producerer for meget varme ved for eksempel at køre med en højere belastning end de gennemsnitlige 54 %, vil motorerne producere mere varmt HTW, det betyder der kan udnyttes en større mængde energi fra hjælpemotorerne. Dette vil resultere i en reducering af damptilførslen til hovedmotorens forvarmer. Hvis der køres med mere end én hjælpemotor med belastning på, vil det også give en forøgelse i HTW-effekt fra hjælpemotorerne. 49

51 For at sætte den effektmæssige besparelse i perspektiv, beregnes den som forbedret anlægsvirkningsgrad for hjælpemotor med generator. For at beregne anlægsvirkningsgraden findes først brændværdien af brændstoffet: Brændværdier for olier er forskellige, derfor har Wärtsila fastlagt brændværdien for olien de har brugt under deres forsøg, til kj/kg. LSFO, som Torm Lilly bunkrede i Gibraltar, har for eksempel en nedre brændværdi på kj/kg. Eftersom man ikke kan få brændstofpumperne til at levere mere olie end 100 % index, betyder det en reducering på ca. 97 kw i indfyret effekt, dette eksempel er beregnet nedenfor. For at kunne anvende effekterne fra Wärtsila, vil der i det videre forløb blive regnet med deres oplyste brændværdi. P HTW = 210 kw P opvarmning = 18 kw P elektrisk = 720 kw P opvarmning er som før omtalt, effekten som skal til, for at bibeholde den ønskede temperatur på de tre stillestående hjælpemotorer. Hvilket man også skal tage højde for når den samlede anlægsvirkningsgrad skal beregnes. Anlægsvirkningsgrad: Anlægsvirkningsgraden vil blive forbedret hvis man, kan udnytte mere af den indfyrede effekt. Nedenfor ses anlægsvirkningsgraden når effekten fra HTW, samt den elektriske effekt, udnyttes. Virkningsgrad hvis HTW-effekten udnyttes. Beregningen viser at en udnyttelse af hjælpemotorens HTW svarer til at forbedre motorens og generatorens virkningsgrad fra 0,35 til 0,44 dette er en forbedring på 25,7 %. 50

52 Brændstofforbrug Denne modificering betyder en reducering af den indfyrede brændstof i kedlen, og dermed en besparelse. For at kunne lave en beregning på det nye brændstofforbrug på kedlen, antages det at virkningsgraden, på kedlen, er konstant. HTW-effekt fra hjælpemotorerne, medregnes ved en belastning på de gennemsnitlige 54 %. For at lave en worst case beregning, anvendes brændværdi for den billigste type brændstof, HFO. Dette giver den længst mulige tilbagebetalingstid. HFO har en brændværdi på kj/kg 32. Forbruget ved LSFO er kg/døgn med en brændværdi på kj/kg. Besparelsen i olie er: Ifølge brændstofpriser fra Houston har HFO en pris på 615 $/t. 33 I bestemte geografiske områder skal kedlen køre på dieselolie, for eksempel i SECA-området som indebærer danske farevande. Dieselolies pris fra Houston er på 1042 $/t. Det vil sige, hvis skibet slet ikke befinder sig i disse specielle områder har skibet en længere tilbagebetalingstid eftersom kedlen da kun vil køre på HFO, som er billigere. 32 Bilag 22: HFO RMG 380 Amsterdam 33 Bilag 16: Mail fra operations 51

53 Kursen for amerikanske dollars d. 30/ : 5,74 DKK = 1 USD xviii Besparelse pr. døgn af HFO. Skibet har ligget stille i gennemsnit 13,9 døgn/måned, 34 det seneste år, hvilket dog kan variere meget fra måned til måned. Gennemsnitlig besparelsen pr. måned, udregnes nedenfor Dimensionering Når man dimensionerer modificeringer på forskellige anlæg, er det vigtigt at udstyret kan holde til de værste forhold, som det kan blive udsat for. Valg af ventil Forholdende som ventilen påvirkes af, er tryk, flow og temperatur, som spiller den afgørende rolle. Trykket er 2,1 bar, hvor ventilen kommer til at sidde. Ventiltypen VF fra Danfoss kan holde til 16 bar, hvilket er tilstrækkeligt. Dernæst skal det maksimale flow findes, og eftersom ventilen bliver placeret på HTW afgangsside, må det maksimale flow findes hvis alle hjælpemotorerne er i drift med en belastning på 100 %. Der forefindes fire hjælpemotorer ombord, så den maksimale effekt der skal fjernes via HTW, må være 4 x 210kW og temperaturstigningen over en motor er fra 83 o C til 91 o C. Ud fra disse oplysninger kan flowet findes, som det ses nedenfor. Temperaturen hvor ventilen skal sidde er som sagt 91 o C, med et flow på 90 t/h. Flowet for ventilen er oplyst i m 3 /h og densiteten for vand ved 91 o C er 0,965 t/m 3, xix for at sammenligne tallene omregnes de 90 t/h til m 3 /h Ventilen skal kunne holde til det ovenstående flow, 93,3 m 3 /h 34 Bilag 2: Skibets driftstider 52

54 En Danfoss VF3 DN 80 xx kan holde til en temperatur på 130 o C og et flow på 100 m 3 /h, hvilket opfylder kravene, derfor vælges denne. Motor med regulator Kravene til motoren er at den skal passe på ventilen, samt regulatoren skal passe til motoren. Regulatoren skal have fire indgangsporte, en til måling af hver af motorernes HTW afgangstemperatur. Af motor passer en Danfoss AMV 423 xxi, på ventilen. For at motoren kan modtage et signal fra regulatoren skal der indbygges et modul som hedder AMES xxii, som kan modtage 0-20 ma eller 0-10 V, og omformulere det til et signal, motoren kan modtage. AMES enheden er med i prisen for motoren. Af regulator vælges der ECL Comfort 110 xxiii, hvilket er en regulator med 4 indganges porte, en for hver hjælpemotor. Rør Af rør er der krav til diameteren eftersom den skal kunne tage det nødvendige flow til hovedmotoren, samt holde til trykket. Ventilen er DN80, det vil sige at rørstørrelsen skal være lig med eller større end 80mm, der vælges 5 stk. 88,9X3,2mm af 6m. xxiv Monteringen af røret må gøres når skibet er i dok idet begge HTW systemer skal tømmes og åbnes op Økonomi De følgende priser er for det nødvendige arbejde samt indkøb af udstyr, montering og forsendelse. Sidstnævnte er et overslag, da det ikke er muligt at finde en pris på dette. 3-vejsventil Danfoss VF3 DN 80 + AMES 6.615,00 Motor til ventil Danfoss AMV ,00 ECL Comfort ,00 Rør 88,9X3,2 mm 6m, 5. stk. 5737,50 Montering + forsendelse (overslag) ,00 Total ,50 Beregning af tilbagebetalingstid. 53

55 Hvilket bestemt må siges at være inden for Torms rammer på 3 år, samt der måske endda kan spares på montering af det nye rørsystem eftersom de ombordværende er fagligt kompetente til at udføre opgaven. Hvis skibet befinder sig i de før omtalte specialområder, vil tilbagebetalingstiden blive reduceret kraftigt, eftersom brændstofprisen for diesel er næsten det dobbelte af HFO som udregningerne er baseret på. Vedligehold på modificeringen anses som meget begrænset da der kun er tale om nye rørforbindelser og en enkelt elektrisk styret ventil. Derfor regnes denne udgiftspost ikke med i den samlede tilbagebetalingstid Delkonklusion Kølevandsenergien fra en hjælpemotor, med en belastning på 54 %, er ikke tilstrækkeligt, til at bibeholde varmen på hovedmotoren. Det vil sige at kedlen stadig skal være i drift, ved montering af dette nye system. Eftersom afgangstemperaturen fra hjælpemotorernes kølevand er ca. 90 o C, vil det heller ikke være muligt at varme HFO op til o C, eller andre forbrugere der har behov for temperaturer over 90 o C. Så ud fra ovenstående kan det konkluderes, at hjælpemotorvarmen kun vil være at foretrække, for at reducere den nødvendige leverede effekt fra kedlen. Dog kan man også sige at kølevandsenergien fra hjælpemotorerne er et biprodukt fra produktionen af EL, hvilket altid produceres ombord, og dermed at foretrække at udnytte. Tilbagebetalingstiden er 2,4 måned for dette system. Wärtsila anbefaler desuden et lignende system 35, som det modificerede. 35 Bilag 21:Wärtsila auxpack product guide s

56 10.4 Kombinationer af løsningsforslag (SLP) Ved analyserne af de valgte teknologier til løsning af problemformuleringen ses det, at ingen af disse, i sig selv, kan leve op til kravspecifikationen. Teknologierne har følgende mangler: Varmelegeme: Mindre oliekedel: Hjælpemotorvarme: Dyrere i drift end den nuværende kedel. Dyrere i drift end den nuværende kedel. For koldt til at varme brændstof op, kan kun supplere nuværende kedel ved stoppet hovedmotor. Idet ingen af teknologierne kan løse problemformuleringen alene, undersøges det om de kan kombineres og tilsammen give en fordelagtig løsning. Varmelegemet og den mindre oliekedel er substituerende fordi de producerer varme på samme måde, nemlig mættet damp ved 7 bar. Desuden er de uegnede af samme grund. Da de er substituerende vil en kombination af disse ikke være fordelagtig. Det vil blot forhøje investeringsomkostningerne og give mere vedligeholdsarbejde. Hjælpemotorerne kan producere varmeenergi på en anden måde end varmelegemet og oliekedlen og desuden er den fravalgt af en anden grund. Det er derfor interessant at undersøge om denne teknologi er komplementær med en af de andre. Oliekedel og hjælpemotorvarme er en kombinationsmulighed. Denne kombination vil dog ende med samme resultat som hjælpemotorvarmen alene, idet den analyserede, nye kedel vil virke på samme måde som den nuværende kedel. Resultatet bliver altså stadig for dyr drift og en unødvendig investering i maskineri. Sidste kombinationsmulighed er hjælpemotorvarme kombineret med varmelegeme. Disse teknologier vil kunne komplementere hinanden idet hjælpemotorerne producerer ekstra kølevandseffekt når de skal forsyne varmelegemet med elektrisk energi. Der vil altså opstå synergi med disse teknologier. Hvorvidt en sådan kombination løser problemformuleringen undersøges i det følgende: 55

57 Brændstof Brændstof Hjælpemotorer Elektrisk energi Varmelegeme Varmt kølevand Damp Damp Stoppet hovedmotor Brændstofopvarmning og evt. andre forbrugere Figur 21: Energidiagram for hjælpemotorvarme kombineret med varmelegeme. Som det kan ses af Figur 21, leveres der energi til hovedmotoren fra såvel hjælpemotorernes kølevand som damp fra varmelegemet. Jo mere varmelegemet skal yde til hovedmotoren samt øvrige forbrugere, jo mere kølevandsvarme laver hjælpemotorerne til hovedmotoren. Hjælpemotoren bruger i forvejen gennemsnitligt 54 % af sin kapacitet til skibets øvrige el-forbrugere, men da kedlen vil stå stille ved dette løsningsforslag optager kedlens blæser, på 45 kw, ikke elektrisk effekt. Hjælpemotorens effekt til øvrige elforbrugere er derfor i dette tilfælde, gennemsnitligt 48 %. Der er sammenhæng mellem hvad hjælpemotoren leverer gennem kølevand og gennem elektricitet og damp. For at finde balancen mellem disse energiveje, opstilles følgende funktioner på baggrund af tal fra foregående analyser: I) II) I de ovenstående formler, er varmelegemets energioverførsel og er hjælpemotorens brændstofindex (0 til 1). 56

58 Formel I er udtryk for at varmelegemet skal yde det samme som den nuværende kedel nemlig 501 kw varmeeffekt minus hjælpemotorens kølevandsbidrag, som er en grad af de maksimale 210 kw. Kølevandsbidraget skal desuden opretholde et bidrag til de øvrige hjælpemotorer på 18 kw. Formel II udtrykker at, den tilgængelige effekt for varmelegemet afhænger af hjælpemotorens maksimale elektriske ydelse på 720 kw og indexgraden minus 48 %, som forbruges af andre el-forbrugere. Der er altså 2 ligninger med 2 ubekendte. De løses grafisk således: Varmelegemeeffekt (kw) I) II) Figur 22: Grafisk løsning af to ligninger med to ubekendte. Kilde: Eget arkiv. Det ses at hjælpemotoren og varmelegemet opnår balance ved en varmelegemeeffekt på 324 kw og et brændstofindex på 0,93 (93 %). For at finde hjælpemotorens øgede brændstofforbrug ved denne belastning, multipliceres det specifikke brændstofforbrug og hjælpemotorens akseleffekt Bilag 8: Wärtsila auxpack product guide s. 5 57