Optimering af jacket cooling water system ombord på M/T ... · Den internationale kode for sikker...

15-12-2017

Optimering af jacket cooling water system

ombord på M/T Nord Gainer

Bachelorprojekt 15/12/2017

Fredericia Maskinmesterskole

Mathias Kisby Jørgensen

Mathias Kisby Jørgensen Fredericia Maskinmesterskole G20132035 december 2017

1

Titelblad Titel: Optimering af jacket cooling water system.

Problemformulering:

Hvorledes kan der reduceres på brændselsolieforbruget og varmetabet i

jacket cooling water systemet, når skibet er i havn med hovedmotoren

bakket af?

Forfatter: Mathias Kisby Jørgensen Mail: [email protected]

Studienummer: G20132035

Antal sider: 24,99 sider / 59.973 anslag

Afleveringsdato: 15. december 2017

Uddannelsesinstitution: Fredericia Maskinmesterskole

Opgave: Bachelorprojekt 6. semester

Vejleder: Thomas Schmolke Mail: [email protected]

mailto:[email protected]

mailto:[email protected]


2

Nomenklaturliste for projektet Forkortelser Forklaring

J.C. W-

systemet

Jacket Cooling Water systemet

Højtemperatur kølevandssystem

J.W.C Jacket Water Cooler

Højtemperatur køler

HT FW High Temperature Freshwater

Højtemperatur kølevand

BO Brændselsolie

HM Hovedmotor

SMS Safety Management System

SMM Shipboard Main Manual

Rederiets manual, hvori SMS er inkluderet

HT-Pumpe Højtemperatur Pumpe

SFOC Specific Fuel Oil Consumption

Specifikke brændselsolieforbrug

M/T Motor Tanker

MCR Maximum Continuous Rating

Maksimal vedvarende kørsel

ISM koden International Safety Management koden

Den internationale kode for sikker skibsdrift

HFO Heavy Fuel Oil

Tungt Brændselsolie

IFO380 Intermediate Fuel Oil 380

Bestemt type brændselsolie indenfor en standard. 380 er densiteten


3

Tak Under udarbejdelsen af dette projekt har flere personer været behjælpelige med anskaffelse af

data samt teknisk viden. Derfor vil jeg gerne takke flg. personer:

Nord Gainer

Chief Engineer Peter Christian Krukiewicz

First Engineer Danilo Jr. Clemente Fajardo

3th Engineer Lars Dam Pedersen

Og den resterende besætning ombord på Nord Gainer

Grundfos

William Alstrup Sørensen

Danfoss

Jakob Ziethen

MAN B&W

Mikkel Louis V. Jacobsen og Kim Dyrvig

STYREG ApS

Kim Tonsberg Kristensen

Vejleder

Thomas Schmolke


4

Abstract The jacket water cooling-system has a total fuel oil consumption of 97mt each year, in the period

when the main-engine is stopped and preheated. This is caused by the cooling-water pump

running on full capacity when the main engine is preheated. The system is regulated by a

temperature-controller and it results in a risk of cooling the preheated high-temperature cooling-

water.

The project examines how the fuel oil consumption can be reduced in the period when the main

engine is stopped and preheated. In continuation of this, it is investigated how the risk of cooling

the preheated water is prevented.

The project analyzes two solutions which reduce the flow to 15% of the full capacity of the main

pump. By implementing either a smaller pump for harbor condition or a frequency-inverter on the

existing pump. Both will have a procedure for preheating the main-engine which also removes the

risk of letting the temperature-controller cooling the preheated water. Both solutions result in a

fuel oil saving of 83mt each year.

To make the analysis, manuals and measurements of the components has been used.

Furthermore, data has been collected through interviews with the engine crew onboard Nord

Gainer and consultations with manufacturers.

In the end the frequency-inverter was chosen as the favorable solution because of its flexibility

and minimal maintenance.


5

Indholdsfortegnelse 1 Indledning ........................................................................................................................................... 7

2 Metode ............................................................................................................................................... 9

3 Metodekritik.......................................................................................................................................11

4 Kilder .................................................................................................................................................13

4.1 Nord Gainer .................................................................................................................................13

4.2 Manualer og diagrammer .............................................................................................................13

4.3 Grundfos......................................................................................................................................14

4.4 Danfoss........................................................................................................................................14

4.5 STYREG ApS .................................................................................................................................14

4.6 MAN Diesel og Turbo....................................................................................................................14

4.7 Afmålinger ...................................................................................................................................14

4.8 Investering ...................................................................................................................................14

4.9 Internet .......................................................................................................................................15

5 Kildekritik ...........................................................................................................................................16

6 Beskrivelse af anlægget .......................................................................................................................17

7 Reguleringen i systemet ......................................................................................................................18

8 Procedure ved ankomst med skibet .....................................................................................................21

9 MAN B&W’s anbefalinger ved forvarmning af HM ................................................................................23

10 Bestemmelse af anlægskarakteristik og flow fra HT-pumpen ...............................................................25

10.1 Pumpens flow ............................................................................................................................25

10.2 Anlægskarakteristik ....................................................................................................................27

10.3 Effektoptag fra HT-pumpe...........................................................................................................28

11 Varmebalance over J.C.W-systemet når HM er bakket af.....................................................................30

12 Bestemmelse af forbruget fra HT-pumpen..........................................................................................33

12.1 BO-forbrug .................................................................................................................................33

12.2 Pris pr. kWh ved generatordrift ...................................................................................................34

12.3 Beregning af timer HM er bakket af pr. år ....................................................................................34

12.4 Omkostninger for HT-pumpens effektoptagelse og BO-forbrug pr. år ............................................35

13 Bestemmelse af forbrug for forvarmer ...............................................................................................36

14 Opsamling ........................................................................................................................................41


6

15 Løsningsforslag 1...............................................................................................................................42

15.1 Valg af havnepumpe ...................................................................................................................43

15.2 Procedure for den mindre havnepumpe ......................................................................................46

15.3 Forslag til procedure for forvarmning af HM.................................................................................46

16 Løsningsforslag 2...............................................................................................................................48

16.1 Affinitetsligninger .......................................................................................................................48

16.2 Beregning af ny optagne effekt....................................................................................................50

16.3 Valg af frekvensomformer...........................................................................................................51

16.4 Forslag til procedure for forvarmning af HM.................................................................................51

17 Varmebalance ved implementering af løsningsforslag .........................................................................53

18 Økonomi ..........................................................................................................................................54

18.1 Opsamling..................................................................................................................................58

19 Diskussion ........................................................................................................................................59

20 Konklusion........................................................................................................................................61

Litteraturliste ........................................................................................................................................62


7

1 Indledning Forklaringer af forkortelser forefindes i nomenklaturlisten i titelbladet.

Inspirationen til projektet opstod på baggrund af kommende krav inden for svovlindholdet af

bunkerolie. Rederierne vil i den kommende fremtid indkøbe renere og dyrere bunkerolie, som vil

medføre forøget driftsomkostninger inden for BO-forbrug på skibene. Vigtigheden for optimering

af skibenes systemer vil derfor i den nærmeste fremtid være større end nogensinde.

M/T Nord Gainer har et installeret J.C.W-system til skibets HM. Til forvarmning af HM er der

installeret en dampdrevet forvarmer med en opgivet effekt på 755kW. Systemets HT-pumper har

en opgivet effekt på 15kW og køre med fuld kapacitet, når skibet har HM bakket af. Derudover

forekommer det, at temperaturcontrolleren lader en del af flowet blive nedkølet i J.W.C. Når HT-

pumpen køre med fuld kapacitet giver dette et samlet årligt BO-forbrug på 97mt.

Formålet med projektet er reducering af dette BO-forbrug hvori to hypoteser er udarbejdet:

1. Implementering af mindre havnepumpe med en kapacitet på 12,45 𝑚3

ℎ𝑟 og en effekt på 0,69kW.

Dette vil give en årlig samlet besparelse på 10-30% af det samlede brændselsolieforbrug og en

tilbagebetalingstid indenfor 2 år.

2. Implementer en Danfoss VLT HVAC-drive frekvensomformer. Dette giver en årlig besparelse på

10-30 % af det samlet årlige brændselsolieforbrug og en tilbagebetalingstid indenfor 2 år.

For at underbygge problemstillingen vil en analyse af J.C.W-systemet klarlægge, anlæggets årlige

BO-forbrug. Herefter vil en analyse af de ovenstående hypoteser belyse for hvorvidt hypoteserne

kan nedbringe BO-forbruget, og dermed besvare problemformuleringen.


8

Analysen udarbejdes vha. manualer fra skibet og HM, samt empiri fra praktikperioden. Derudover

afmålinger af temperaturer på anlægget og kontakt til fabrikanter af HM, pumper,

frekvensomformer og en teknisk servicevirksomhed. Dataindsamlingen anvendes igennem

analysen til beregning af: Flowkapacitet, anlæggets karakteristik, varmebalance over systemet og

investeringskalkule. Slutteligt vil fordele og ulemper af hypotesernes gennemgås.

Projektets fokuserer på tidsrummet når skibets HM er bakket af, idet problemstillingen er

afgrænset til denne periode. For at muliggøre beregning af varmebalancen vil det antages, at

anlægget er stationært. Ved beregning af BO-forbrug anvendes BO af typen IFO380.

Ved valg af frekvensomformer og mindre havnepumpe medtages der ikke flere fabrikanter til

sammenligning, grundet projektets tidsramme. Ved beregning af installationsomkostninger

afgrænses fokusset til servicevirksomheden, hvilket var nødvendigt indenfor projektets rammer. I

ifm. beregningen af investeringskalkulen anvendes kun den dynamiske tilbagebetalingsmetode,

idet hypoteserne fokuserer på tilbagebetalingstiden.

Afsnit 2-5 omhandler metoder samt kilder, hvori metodekritik og kildekritik introduceres. Derved

vil læseren blive guidet igennem hvilke metoder og kilder projektet benytter samt andre

alternativer til analysen.

Afsnit 6-9 beskriver J.C.W-systemet samt processen for reguleringen. Dernæst proceduren for

ankomst med skibet, hvorefter MAN B&W’s anbefalinger ved forvarmning af HM beskrives.

Afsnit 10-14 underbygger problemstillingen ved analyse af selve anlægget, hvor det samlet BO-

forbrug fastlægges og de økonomiske konsekvenser opsamles. I afsnit 15 og 16 analyseres

hypoteserne, som to løsningsforslag, hvori begge vurderes vha. en investeringskalkule. Slutteligt

opsamles resultaterne. I afsnit 19 diskuteres fordele og ulemper ved de to løsningsforslag og afsnit

20 afslutter projektet med en konklusion.


9

2 Metode I dette projekt er der en gennemgående analyse af J.C.W-systemet ombord på Nord Gainer.

Analysen er afgrænset til perioden, hvor skibets HM er bakket af og systemet forvarmer HMs HT

FW. Perioden hvorpå HM er bakket af pr. år, beregnes gennemsnitligt ud fra dens timetæller.

I praktikperioden, er der indsamlet Empirisk data for normen ved afbakning af HM under manøvre.

Dette i form af egne observationer og igennem interviews med skibets maskinchef og

førstemester. Derudover er rederiets egen politik inden for proceduren for ankomst med skibet

blevet analyseret ud fra rederiets SMS.

For forståelse af reguleringen udarbejdes et blokdiagram. Derudover foretages der aflæsninger af

pumpernes manometre. Dette til en teoretisk udarbejdelse af HT-pumpens løftehøjde i systemet.

Ud fra løftehøjden findes HT-pumpens flow igennem dens pumpekarakteristik. HT-pumpens flow

muliggør en aflæsning og beregning af pumpens effekt samt en varmebalance over J.C.W-

systemet. Igennem varmebalancen beregnes den afgivne effekt fra forvarmeren.

Til beregning af BO-forbruget kræves en analyse af det specifikke BO-forbrug for hhv. generator og

kombinationskedlen. Dette gøres igennem aflæsning af performance kurver for begge systemer.

Aflæsningen udføres på baggrund af empiri for kedlen og generatorsættenes belastninger. For

bestemmelse af de økonomiske omkostninger for BO-forbruget, inddrages kursen for IFO380.

Ved indsamling af specifikationer fra manualen for skibets HM og fabrikanten selv, klarlægges

hvilke anbefalinger, der forefindes ved forvarmning af HM. Fabrikantens anbefalinger og rederiets

procedure lægger op til optimeringsmuligheder af systemet.

De førnævnte anbefalinger og procedure ligger til grund for projektets valg af

optimeringsmuligheder. Disse optimeringsmuligheder indebærer Implementering af en mindre

pumpe fra Grundfos og en frekvensomformer fra Danfoss.


10

Til dimensionering af en mindre pumpe benyttes dimensioneringsprogrammet WebCap fra

Grundfos, hvor en udarbejdet anlægskarakteristik benyttes. Udvælgelsen af frekvensomformer

foregår igennem en mailkorrespondance med Danfoss. Indstillingen af frekvensomformer

beregnes igennem pumpeteoriens affinitetsligninger, hvor pumpens nye effekt kan beregnes. Ved

disse implementeringer beregnes en ny varmebalance, hvori den nye effekt fra forvarmeren

beregnes. Det nye samlede BO-forbrug beregnes vha. de nye ovenstående effekter fra hhv.

pumperne og forvarmeren.

Til analyse af tilbagebetalingstiden bliver indkøb, installation og vedligeholdelsesomkostninger

analyseret igennem den dynamiske tilbagebetalingsmetode. Omkostningerne bestemmes

igennem fabrikanterne, STYREG ApS, Grundfos, konsultation med en investeringsrådgiver og

diverse internetkilder.

Optimeringsmulighederne bliver til sidst sammenlignet hvorved fordele og ulemper vurderes og

diskuteres. Slutteligt konkluderes det hvorvidt løsningerne er mulige og hvilken, der er mest

udbytterig.


11

3 Metodekritik Ift. beregningerne af anlægskarakteristikken, anvendes kun aflæsningen for differenstrykket for

HT-pumpen via to manometre. Her ville det være oplagt at anvende en clamp-on flowmåler, frem

for en teoretisk beregning, da måleren vha. ultralyd kan måle et flow med en tolerance på 2%1.

Grundet manglende tilgængelighed under praktikperioden, blev der blot anvendt den førnævnte

teoretiske beregning.

Aflæsningen af temperaturer foregik enten via analoge termometre eller infrarødt

pistoltermometer. Aflæsningen af temperaturer risikerer at blive varierende, hvis man

udelukkende gør brug af enten et analogt termometer eller et infrarødt pistoltermometer. Derfor

kunne en mere gunstig aflæsning opnås, hvis man måler med begge redskaber og sammenligner

målingerne.2

Det specifikke BO-forbrug blev beregnet vha. performancekurver for kedlen og generatorerne,

som var opgivet af fabrikanterne. Hvori belastningerne til beregningen blev bestemt ud fra empiri,

når HM var bakket. Et muligt alternativ til beregning af det specifikke BO-forbrug, ville være at

notere BO-forbruget for hhv. kedlen og generatorerne, når HM er bakket af. Dette kunne

eksempelvis gøres vha. maskindagbogen. Et alternativ til bestemmelsen af belastningerne ville

være at notere kedlens og generatorernes belastning med få intervaller, når HM er bakket af.

Beregningen for perioden, HM er stoppet, blev gjort ud fra timertælleren på HM. Det kunne være

mere omfangsrigt at indsamle timetal fra flere produkttanksskibe i flåden og ved samme

beregning have et gennemsnit for, hvor længe skibenes HM er stoppet pr. år.

Ved valg af havnepumpe og frekvensomformer, blev der kun benyttet fabrikanterne Danfoss og

Grundfos. Det ville i denne sammenhæng være mere udbytterigt, at udpege flere fabrikanter i

analysen til sammenligning. Grundet projektets tidsramme er denne sammenligning ikke blevet

benyttet.

1 Heilmann, Praktisk regulering og instrumentering, 164. 2 Heilmann, Praktisk regulering og instrumentering, 137-138.


12

Ved udarbejdelsen af investeringskalkulen, blev materialer for elinstallationen ikke medregnet,

grundet manglende viden om omfanget af de elektriske materialer. En medtagelse af disse

omkostninger, ville øge troværdigheden i kalkulen.


13

4 Kilder

4.1 Nord Gainer

Maskinbesætningen ombord på Nord Gainer, har bidraget med empiri for den daglige drift og

hvorledes HM bliver bakket af. Maskinchefen og førstemesteren har bidraget med deres erfaringer

ang. forvarmning af HM, hvoraf jeg har kunnet udarbejde mine hypoteser til projektet. Skibets

SMM har være anvendt til undersøgelse af proceduren ved afbakning og forvarmning af HM.

4.2 Manualer og diagrammer

Disse data har bidraget til beregninger af varmebalancer, pumpe og anlægskarakteristikker, BO-

forbrug og anbefalinger fra fabrikanten af HM. Derudover til forståelse for opbygningen af J.C.W-

systemet og reguleringen.

• Aalborg Industries

o Dampkedlens performancekurver til beregning af dampproduktion og BO-forbrug

• MAN B&W

o Anbefalinger vedr. forvarmningen af HM og kapacitet på HT-pumper og

havnepumper

• Clorius controls

o Komponentbeskrivelse og virkemåde af PI(D) controller, reguleringsventil,

ventilmotor og transmitter

• Test Report for HT-Pumper Naniwa

o Pumpekarakteristik til udarbejdelse af anlægskarakteristik og effektforbrug

• Forvarmer og J.W.C

o Beskrivelse og effektkapacitet

• MAN B&W Holeby generatorsæt

o Performancekurve til beregning af BO-forbrug

• Diagram for ferskvandskølesystem

o Til forståelse for opbygningen og udarbejdelse af illustration for J.C.W-systemet

• Grundfos

o Pumpekarakteristik, samt pumpe specifikationer til beregning af nyt forbrug


14

4.3 Grundfos

Virksomheden har bidraget med dimensionering af mindre havnepumpe, igennem deres

dimensioneringsprogram WepCap. Derudover har virksomhedens salgsteknikker via

mailkorrespondancer, bidraget til investeringskalkulen med vejledende listepris for hhv. specifikke

pumper og reservedele til vedligehold.

4.4 Danfoss

Virksomhedens tekniske produktsupport, har bidraget til valget af frekvensomformer og

dimensionering af denne. Ligeledes har Danfoss bidraget til investeringskalkulen vha. listeprisen

for frekvensomformer via mailkorrespondancer.

4.5 STYREG ApS

Virksomhedens Service Engineer har oplyst vejledende kostpris for servicetekniker ved

international service. Disse priser har bidraget til en antaget værdi for installationsomkostningerne

til projektets investeringskalkule.

4.6 MAN Diesel og Turbo

Via mailkorrespondancer har afdelingen for Marine installation assisteret med

beregningseksempler samt graf for størrelsen af forvarmerens kapacitet.

4.7 Afmålinger

Til afmåling af differenstrykket over HT-pumpen, blev der benyttet manometre monteret på

tilgangssiden og afgangssiden. Temperaturmålinger er foretaget via termometre og et infrarødt

pistoltermometer. Derudover er aflæsninger for belastninger på kedlen og temperaturer blevet

forefundet i kontrolrummets SRO-anlæg.

4.8 Investering

Til udarbejdelse af tilbagebetalingstiden har en investeringsrådgiver fra Rise Flemløse Sparekasse

bidraget til forståelse og metoder til, hvorledes en investeringskalkule kan opstilles.


15

4.9 Internet

Følgende hjemmesider er anvendt til prisfastsættelser for BO samt materialer/transport til

antagelse for omkostninger vedr. investeringskalkulen:

o http://worldfreightrates.com/en/freight beregning af transport af materialer til skib

o https://www.wattoo.dk til antagelse af pris for sømløs rør

o https://www.alt-vvs.dk til antagelse af pris for svejsebøjninger

o https://elogvvslageret.dk til antagelse af pris for flanger

o https://shipandbunker.com/prices#IFO380 Bunker olie kurs for IFO380

o http://www.valutakurser.dk/ til omregning af valutaer

http://worldfreightrates.com/en/freight

https://www.wattoo.dk/

https://www.alt-vvs.dk/

https://elogvvslageret.dk/

https://shipandbunker.com/prices#IFO380

http://www.valutakurser.dk/


16

5 Kildekritik De empiriske kilder, inddraget gennem interviews ombord på Nord Gainer, anses som troværdige

da de er blevet brugt til sparring inden for deres kernekompetencer. Dette har bidraget til

forståelse af anlægget samt forståelse af normen ved afbakning af HM.

De anvendte manualer anses som troværdige, idet der er opgivet tekniske specifikationer inden

for en standard. Ved et praktisk synspunkt er der flere aspekter, der kan påvirke troværdigheden

af kilden. Disse aspekter kan bl.a. være forskellige anlæg eller skibe, som påvirker SFOC og de

afgivne effekter. Manualen for anbefalinger fra MAN B&W anses som troværdig, eftersom

virksomheden anses som værende troværdig. MAN B&Ws troværdighed beror på medarbejdernes

høje uddannelsesmæssige baggrunde inden for ingeniørfaget.

Diagrammer for ferskvandskølesystemet er opgivet fra skibets værft og anses som troværdige. Det

er dog hændt, at oplysninger for ventiler og rør ikke stemte overens pga. trykfejl/menneskefejl.

Troværdigheden er dog blevet bekræftet efter en gennemgang af systemet ombord på Nord

Gainer.

Kilder fra producenterne Grundfos og Danfoss er troværdige, idet producenterne blot skulle

oplyse listepriser for produkter og komponenter. De skulle ikke argumentere for, hvorledes deres

produkt er bedre end konkurrenternes.

Ser man på STYREG ApS, forværres troværdigheden, da det blev antaget, at prisen for installation

også angår havnepumpen. Derudover tilbyder STYREG ApS blot servicering af frekvensomformer,

hvor det også blev antaget, at de også foretager installationen. Årsagen til antagelsen var

simplificering i investeringskalkulen, som var nødvendigt ift. projektets rammer. Antagelsen blev

også konsulteret med en investeringsrådgiver fra Rise Flemløse Sparekasse.

Kilder fra internettet bestod hovedsageligt af neutrale organisationer, som udgav værdier for

valutakurser, bunkerkurser, fragtomkostninger og bekendtgørelser. Enkelte internetkilder har også

været benyttet til en bestemmelse af pris for materialer til havnepumpen og flyrejser, som også

anses for værende de svageste kilder i dette projekt. Formålet med kilderne var at vurdere og

antage omkostninger for materialer af rør, flanger og svejsebøjninger.


17

6 Beskrivelse af anlægget Til køling af HMs cylinderforringer, er der installeret en J.W.C af producenten HISAKA Works.

Køleren benytter LT FW til afkøling af HT FW. LT FW nedkøles af søvandskølesystemet3.

Til cirkulation af HT FW i anlægget, er der installeret 2 HT-pumper af producenten NANIWA. HT-

Pumperne er opgivet til at have sit driftspunkt ved et differenstryk på 0,3MPa og et flow på

83𝑚3

ℎ𝑟4.

Systemet har en installeret ferskvandsgenerator, som producerer ferskvand ved udnyttelse af

varmen fra HT FW. Da dette projekt er afgrænset til at fokusere på systemet, når HM er bakket af,

vil ferskvandsgeneratoren ikke blive behandlet.

Til forvarmning af HT FW, er der installeret en forvarmer af producenten NANTONG CSEMC

MACHINERY MANUFACTURE CO. Denne har en varmeeffekt opgivet til 755kW. Ved en

dampmængde på 1300 𝑘𝑔

ℎ𝑟 og et damptryk på 7,7 bar5.

3 Se Bilag 2. Diagram af ferskvandskølesystem 4 Se Bilag 3. Datablad for HT-pumpe 5 Se Bilag 4. Datablad for forvarmer


18

7 Reguleringen i systemet Til regulering af temperaturen på HT FW, er der installeret en PI(D) ER2000 controller af

fabrikanten Clorius. Controlleren styrer en 3-vejsreguleringsventil ud fra sit PV-signal, som den får

fra en PT100 temperaturtransmitter6. Denne føler sidder ved afgangen for HT FW på HM.7 For en

bedre illustration af reguleringen, er der på figur 1 opstillet et blokdiagram8.

Figur 1 Blokdiagram over PI(D) reguleringen – Egen tilvirkning

Clorius controlleren ER2000, har et justerbar set-punkt, som maskinbesætningen kan ændre, hvis

der ønskes en anden temperatur på HT FW. Controlleren beregner afvigelsen/offsettet, som

kalkuleres ift. temperaturtransmitterens PV-signal. Controlleren beregner sit udgangssignal på

grundlag af denne afvigelse/offset.

Dette u-signal sendes til et styrelement, som i dette system er en ventil-motor, der inden for 106

sekunder kan dreje sin aksels fulde bevægelighed på 90 grader. Denne bevægelse konverteres via

gearing til en ned- og opadgående bevægelse på en aksel, som trykker ned på 3-vejsventilen (se

figur 2)9.

6 Se Bilag 5. PT100føler 7 Se Bilag 2. Diagram Af ferskvandskølesystem 8 Heilmann, Praktisk regulering og instrumentering, 12. 9 Se Bilag 5. Ventilmotor,3-vejsventil


19

Spindlen i 3-vejsventilen er fjederpåvirket og ved ingen påvirkning er A-AB portene fuldt åben. Når

ventilmotoren trykker spindlen fuldt i bund, er portene B-AB fuldt åbne.

Figur 2 Se Bilag 5. 3-vejsventil

Når portene B-AB er åbne, vil en del af HT FW blive ført igennem J.W.C, alt efter positionen på

spindlen igennem ventilen.

Efter J.W.C vil det afkølede vand blande sig med det varme vand inden deairetingtanken10. Derved

bliver processen påvirket således, at det ønskede set-punkt kan opnås ved afkøling af HMs HT FW

(Se figur 3).

Figur 3 Egen tilvirkning

10 Se Bilag 2. Diagram af ferskvandskølesystem


20

Dette er ønskværdigt, når HM er i drift og dermed belastet. Når HM er bakket af er det ønskeligt at

opretholde temperaturen på HM. Da HM ikke længere er i drift, er det derfor nødvendigt at tilføre

varme til HT FW. Dette bliver gjort via den installerede forvarmer.

Til reguleringen af forvarmeren har indgangen til forvarmerens dampside en installeret 2-vejs

reguleringsventil 11. Denne er forbundet til en termostat, hvori man kan justere set-punktet. Da

den ønskede temperatur i HT FW er 75-80℃, er set-punktet indstillet til 80℃12. I følgende afsnit vil

proceduren vedr. ankomst med skibet gennemgås.

11 Se Bilag 5. Datablad for regulering af forvarmer 12 Se Bilag 6. Termostatiske regulator set punkt 80


21

8 Procedure ved ankomst med skibet Ved ankomst foreligger der en procedure, som skal overholdes og gennemgås af de vagtgående

mestre. Denne procedure er opgivet i rederiets SMM, som overholder kravene, der foreligger i

ISM koden13. Rederiets SMM indeholder deres politikker for, hvordan skibets skal drives af

besætningen, og derfor indeholder den også proceduren for ankomst med skibet. I dette projekt

vil fokusset i rederiets SMM afgrænses til ankomst med skibet.

Efter ankomst skal maskinrummet være i havnedrift. Den vagtgående maskinmester har ifm. dette

en checkliste (se figur 4), som han eller hun skal gennemgå:

Figur 4 Se Bilag 6 procedure ved ankomst med skibet

Det ses på punkt 25, at den vagtgående maskinmester skal justere forvarmningen af HMs J.W/HT

FW. Førnævnte afhænger af, hvad der er påkrævet af temperatur på HM. I afsnittet ” MAN B&W’s

anbefalinger ved forvarmning af HM” vil kravene for temperaturen i HM s HT FW blive behandlet.

Justeringen af forvarmningen kan allerede påbegyndes under manøvren, idet den lavere

belastning vil resultere i en nedkøling af HM s HT FW.

13 Erhvervs- og Vækstministeriet, Meddelelser fra Søfartsstyrelsen B, skibes bygning og udstyr m.v., kapitel B XI, Sikker skibsdrift, 1. maj 2007, ISM koden.


22

Under min praktikperiode, blev det observeret, at forvarmningen af HM blev påbegyndt når HT

FWs temperatur faldt til ca. 75℃ 14. Dette blev gjort ved åbning af ind- og udgange for dampsiden i

forvarmeren. Bypasset for forvarmeren skulle ikke lukkes, idet HT FWs flow forblev konstant

igennem forvarmeren.

Ift. reguleringen af HT FW, foreligger der ikke nogen skibsspecifik procedure. Derfor er det op til

maskinbesætningen og deres erfaringer, om justering af set-punktet i temperaturcontrolleren er

nødvendigt.

Under min praktikperiode, blev temperaturen for J.W.C noteret (Se tabel 1). Noteringen blev

foretaget to gange: første notering blev foretaget kort tid efter HM var bakket af, og anden

notering kort tid før skibet skulle have afgang.

Tabel 1 Se Bilag 8. Temperaturer på J.W.C

Ved første notering bliver HT FW afkølet fra 64 ℃ til 38 ℃ og ved anden notering fra 50℃ til 38℃.

Der foreligger derfor en afkøling, hvor konsekvensen af dette vil betyde en unødvendig

forvarmning. Denne unødvendige forvarmning kan kategoriseres som et varmetab, idet

temperaturdifferencen ikke vil gå til HM.

Da noteringen var en stikprøvemåling, kan de oplyste temperaturer variere alt efter skibets

omgivelser samt set-punktet på temperaturregulatoren. Noteringen er blot en argumentation for

at en afkøling af det forvarmede HT FW kan forekomme.

I afsnittet ”Varmebalance over J.C.W-systemet når HM er bakket af”, vil dette varmetab blive

behandlet og beregnet.

14 Se Bilag 9. Interview med førstemesteren og maskinchefen

Første notering HT FW Første notering LT FW Anden notering HT FW Anden notering LT FW

T1=64 ℃ T1=36 ℃ T1=50 ℃ T1=30 ℃ T2=38 ℃ T2=37 ℃ T2=38 ℃ T2=31 ℃


23

9 MAN B&W’s anbefalinger ved forvarmning af HM Fabrikantens manual anbefaler, at HM ikke må blive startet hvis HT FW er under 20℃. HT.FW

anbefales at have en temperatur på 50℃ inden opstart af HM15. Dette gælder, når HM er bakket

af og havneopholdet er under 4-5 dage. Formålet med anbefalingen er at beskytte

cylinderforingerne mod fænomenet ”cold corrosion” samt varmeudvidelser16.

Erfaringsmæssig set, er det bedre med en relativ konstant temperatur på HT FW omkring

cylinderforringerne for at forebygge cold corrosion. Under min praktikperiode, blev det

observeret, at HT FW-temperaturen blev bibeholdt på 75-78℃ efter HM blev bakket af17.

Ved selve forvarmningen af HM anbefaler fabrikanten, at forvarmningen enten skal ske ved brug

af HT.FW fra hjælpemotorerne, eller ved brug af en indbyggede forvarmer i J.C.W-systemet.

Ifm. en indbygget forvarmer, anbefales en installeret havnepumpe. Denne skal bruges

udelukkende til forvarmning af HM, og den store HT-pumpe skal stoppes og elektronisk blokeres.

Det anbefales, at den mindre pumpe har ca. 10-15% af HT-pumpens kapacitet18. HT-pumpens

nødvendige kapacitet oplyses til 83𝑚3

ℎ𝑟 , som forefindes i fabrikantens liste over nødvendig

kapacitet for hjælpesystemer til den specifikke HM19.

15 Se Bilag 10. Operations After Arrivial in port 16 Se Bilag 10. Operations After Arrivial in port 17 Se Bilag 6. Hovedmotoren bakket af. 18 Se Bilag 10. Jacket cooling water systems with a built-in preheater 19 Se Bilag 10. List of capacities, S50MC-C


24

Fabrikanten anbefaler, at forvarmeren skal kunne lave en temperaturstigning på HT FW fra 15℃ til

50 ℃ inden for 12 timer20. Dette ses på fabrikantens graf over hvor længe sådan en

temperaturstigning tager (Se figur 5). Her er kapaciteten på forvarmeren opgivet til procentandel

af HMs MCR21.

Figur 5 se Bilag 10. Preheating of jacket cooling water

Det ses, med en forvarmningskapacitet på 1% af HMs MCR, at en temperaturstigning fra 15℃ til

50℃ tager 12 timer. Maskinrummet har den samme temperatur som udgangstemperaturen. Til

sammenligning med dette skibs HM, vil forvarmerens effekt svare til:

𝑀𝐶𝑅 = 9480𝑘𝑊22

𝑃𝑓𝑜𝑟𝑣𝑎𝑟𝑚𝑒𝑟 = 9480𝑘𝑊 ∗ 0,1 = 94,8𝑘𝑊

Da forvarmeren ombord er opgivet til en effekt op til 755kW, forventes den at have en stor nok

kapacitet til forvarmning på 12 timer. I næste afsnit vil pumpens flow blive fastlagt ud fra

aflæsning på selve anlægget.

20 Se Bilag 10. Components for jacket water system, Preheating of jacket cooling water 21 Se Bilag 21. Mail korrespondance med MAN B&W 22 Se Bilag 11. Hovedmotorens certifikat


25

10 Bestemmelse af anlægskarakteristik og flow fra HT-pumpen I dette afsnit gennemgås beregning af HT-pumpens flow, anlæggets karakteristik og effektoptag.

10.1 Pumpens flow

Flowet findes ud fra skibets testrapport af pumpeproducenten Naniwa, som er foretaget fra

værftet. Driftstilstanden er, når HM standset og antages at være stationær. Anlægget har en

statisk løftehøjde på min. 0,5 bar, idet ekspansionsbeholderen befinder sig mindst 5m over HT FW-

udgangen på HM 23.

Figur 6 se Bilag 3 aflæsning på manometre for differenstryk

Først beregnes pumpens differenstryk. Dette tryk svarer til den modstand i anlægget, som

pumpen skal overvinde udover den statiske trykhøjde. Differenstrykket er fundet ud fra aflæsning

på pumpens manometer på hver flange under drift (se figur 6). Den statiske trykhøjde svarer til

tilgangstrykket på pumpen. Dermed kan pumpens løftehøjde beregnes til:

𝐻𝑝𝑢𝑚𝑝𝑒 = 𝐻𝑑𝑦𝑛 + 𝐻𝑠𝑡𝑎𝑡

∆𝑝 = 𝐻𝑑𝑦𝑛 = 𝑝2 − 𝑝1 = 0,33𝑀𝑃𝑎 − 0,06𝑀𝑃𝑎 = 0,27𝑀𝑃𝑎

𝐻𝑝𝑢𝑚𝑝𝑒 = 𝐻𝑑𝑦𝑛 + 𝐻𝑠𝑡𝑎𝑡 = 0,27𝑀𝑃𝑎 + 0,06𝑀𝑃𝑎 = 0,33𝑀𝑃𝑎

23 Se Bilag 2. diagram af ferskvandskølesystem


26

Pumpens løftehøjde indsættes i pumpekarakteristikken, og dermed kan flowet findes (se figur 7).

Da pumpekarakteristikken er udarbejdet i MPa er det ikke nødvendigt at omregne

differenstrykket.

Figur 7 Se bilag 3. Pumpekarakteristik

Det bemærkes, at det reelle driftspunkt er lavere ift. det anbefalede driftspunkt på 83𝑚3

ℎ𝑟 ved

0,3MPa. Dette medfører, at pumpen leverer et flow, som i realiteten er lavere end ønsket.

Ud fra fabrikantens anbefalinger, opgives en tolerance fra 0-10% af kapaciteten i systemet24. Man

kan således diskutere hvorvidt flowet ved denne driftstilstand er under tolerancen.

24 Se Bilag 10. componenets for jacket water system


27

10.2 Anlægskarakteristik

Da både flowet Q og Δp kendes fra begge driftspunkter, er det muligt at indtegne en parabel for

anlægskarakteristikken.

Parablen for anlægskarakteristikken viser, at trykfaldet Δp over anlægget vokser med flowet Q i

anden potens:

∆𝑝 = 𝜌 ∗ 𝑔 ∗ 𝐻 = 𝐾 ∗ 𝑄2 25

K er et udtryk for modstanden i anlægget, jo højere modstand jo stejlere parabel. Denne ligning

medfører, at konstanten K i anlægget ved begge driftspunkter er:

𝐾 =∆𝑝[𝑀𝑃𝑎]

𝑄2[𝑚3

ℎ]

𝐾𝑣æ𝑟𝑓𝑡 =(0.3 − 0,06) ∗ 𝑀𝑃𝑎

832 𝑚3

ℎ𝑟

≅ 0,348381 ∗ 10−4

𝐾𝑟𝑒𝑒𝑙𝑡 =0,27𝑀𝑃𝑎

622 𝑚3

ℎ𝑟

≅ 0,702393 ∗ 10−4

∆𝑝 kan nu indtegnes i tabel 2 ift. flowet i anlægget, som en parabel i pumpekarakteristikken.

Tabel 2 Se Bilag 12. Koordinat over pumpekarakteristik og anlægskarakteristik

flow 𝑄𝑚3

ℎ𝑟 0,000 20,000 40,000 62,000 83,000 100,000 120,000 140,000

delta p (pumpe MPa) 0,355 0,355 0,345 0,330 0,310 0,285 0,245 0,190

delta p (værft MPa) 0,060 0,074 0,116 0,194 0,300 0,408 0,562 0,743

delta p (reelt MPa) 0,060 0,088 0,172 0,330 0,544 0,762 1,071 1,437

25 Heilmann, Pumpedrift og energi, 12.


28

De to anlægskarakteristikker ser således ud (se figur 8):

Det ses, at parablen for anlægskarakteristikken, for det aflæste driftspunkt, er betydelig stejlere.

10.3 Effektoptag fra HT-pumpe

Det mindre flow vil resultere i et andet effektoptag fra elmotoren, idet de hydrauliske effekter til

sammenligning bliver:

𝑃3𝑣æ𝑟𝑓𝑡[𝑘𝑊] = ∆𝑝[𝑘𝑃𝑎] ∗ 𝑄26 [𝑚3

𝑠] =

(0,3𝑀𝑃𝑎 ∗ 103) ∗ 83𝑚3

ℎ3600𝑠

= 6,9𝑘𝑊

𝑃3𝑟𝑒𝑒𝑙𝑡[𝑘𝑊] = ∆𝑝[𝑘𝑃𝑎] ∗ 𝑄 [𝑚3

𝑠] =

(0,33𝑀𝑃𝑎 ∗ 103) ∗ 62𝑚3

ℎ3600𝑠

= 5,68𝑘𝑊

26 Heilmann, 16.

Figur 8 Se Bilag 12 Anlægskarakteristik for nuværende HT-pumpe


29

Ved aflæsning på pumpekarakteristikken findes pumpevirkningsgraden for begge driftspunkter,

således, at akseleffekten kan beregnes (se figur 9).

Akseleffekten for begge driftspunkter bliver dermed:

𝑃2𝑣æ𝑟𝑓𝑡 =𝑃3𝑣æ𝑟𝑓𝑡

0,55=

6,9𝑘𝑊

0,55= 12,54𝑘𝑊

𝑃2𝑟𝑒𝑒𝑙𝑡 =𝑃3𝑟𝑒𝑒𝑙𝑡

0,475=

5,68𝑘𝑊

0,475= 11,96𝑘𝑊

Det ses, at den reelle akseleffekt bliver lavere, som skyldes det lavere flow. Den reelle optagne

effekt på elmotoren beregnes ud fra motorvirkningsgraden på 90,4%27.

𝑃1𝑟𝑒𝑒𝑙𝑡 =𝑃2𝑟𝑒𝑒𝑙𝑡

0,904=

11,96𝑘𝑊

0,904= 13,235𝑘𝑊

27 Se Bilag 3. Elmotor certifikat

Figur 9 Se Bilag 3. Pumpekarakteristik


30

11 Varmebalance over J.C.W-systemet når HM er bakket af Varmebalancen bliver udarbejdet, når skibet er under ankomst. Med HM bakket af og

forvarmeren i drift. Dampventiler for ind- og udgange er åbne og ferskvandsgeneratoren stoppet

(Se figur 10), drift tilstanden antages stationær.


Indgangstemperaturen på HT FW ind til HMs cylinderforringer, er blevet aflæst til 77,2℃28 ud fra

SRO-anlægget inde i ECR. Afgangstemperaturen på HT FW fra HM er målt til 75℃29. Da flowet blev

bestemt i afsnittet: ”Bestemmelse af anlægskarakteristik og flow fra HT-pumpen”, kendes dette til:

𝑄𝑟𝑒𝑒𝑙𝑡 = 62𝑚3

ℎ𝑟

28 Se Bilag 6. Hovedmotor bakket af 29 Se bilag 6. PV-signal for afgangstemperaturen på HT FW fra Hovedmotoren (bakket af)


31

Densiteten findes ved at tage gennemsnittet af densiteten ved 75℃ og 80℃30.

𝜌75 = 974,8𝑘𝑔

𝑚3

𝜌80 = 971,8𝑘𝑔

𝑚3

𝜌 =974,8 + 971,8

2= 973,3

𝑘𝑔

𝑚3

Den specifikke varmekapacitet for HT FW findes til 4,19𝑘𝐽

𝑘𝑔∗℃ 31.

Dermed kan effekten for varmeafgivelsen til HMs cylinderforringe blive beregnet:

𝑃[𝑘𝑊] = 𝑚 [𝑘𝑔

𝑠] ∗ ∆𝑡 ∗ 𝑐 [

𝑘𝐽

𝑘𝑔 ∗ ℃] 32

𝑃𝑀𝐸 =62

𝑚3

ℎ𝑟3600𝑠

∗ 973,3𝑘𝑔

𝑚3∗ (77,2℃ − 75℃) ∗ 4,19

𝑘𝐽

𝑘𝑔 ∗ ℃≅ 154,5𝑘𝑊

Termometrene på forvarmerens ind- og udgange var beskadiget. Der blev derfor benyttet en

infrarød termometerpistol. Indgangstemperaturen til forvarmeren blev bestemt til maksimal

74℃. Afgangstemperaturen blev bestemt til 77,2℃33, som stemmer i overens med

tilgangstemperaturen på HM 34. Varmeeffekten i forvarmeren kan beregnes, idet flowet gennem

forvarmeren er det samme, da bypass ventilen er lukket (se figur 10).

𝑃𝑓𝑜𝑟𝑣𝑎𝑟𝑚𝑒𝑟 =62

𝑚3

ℎ3600𝑠

∗ 973,3𝑘𝑔

𝑚3∗ (77,2℃ − 74℃) ∗ 4,19

𝑘𝐽

𝑘𝑔 ∗ ℃= 224,75 ≅ 225𝑘𝑊

30 Bredahl Eriksen, Gundtoft, og Birkkjær Lauritsen, Termodynamik, kap. 10 Tabel 10.5: Stofværdier for vand ved 1 bar, og over 100 °C ved mætningstryk. 31 Bredahl Eriksen, Gundtoft, og Birkkjær Lauritsen, kap. 10 Tabel 10.5: Stofværdier for vand ved 1 bar, og over 100 °C ved mætningstryk. 32 Nielsen, Mekanisk fysik og varmelære. Uden titel 1 1 , 182 9.5 Varme mængde og varmefylde. 33 Se Bilag 22. Temperaturer fra 3. mester 34 Se Bilag 6. Hovedmotor bakket af


32

Forvarmeren betegnes Ptilført, idet den tilfører varmeeffekten. HM betegnes Poptag, idet den skal

optage varmeeffekten. Da den samlede energi altid vil være en konstant størrelse, vil den effekt,

som ikke bliver optaget, omdannes til et varmetab35.

𝑃𝑡𝑖𝑙𝑓ø𝑟𝑡 = 𝑃𝑜𝑝𝑡𝑎𝑔 + 𝑃𝑣𝑎𝑟𝑚𝑒𝑡𝑎𝑏

𝑃𝑡𝑖𝑙𝑓ø𝑟𝑡 = 𝑃𝑓𝑜𝑟𝑣𝑎𝑟𝑚𝑒𝑟 ≅ 225𝑘𝑊

𝑃𝑜𝑝𝑡𝑎𝑔 = 𝑃𝑀𝐸 ≅ 154,5𝑘𝑊

Ud fra denne ligning beregnes varmetabet til:

𝑃𝑣𝑎𝑟𝑚𝑒𝑡𝑎𝑏 = 𝑃𝑡𝑖𝑙𝑓ø𝑟𝑡 − 𝑃𝑀𝐸 = 225𝑘𝑊 − 154,5𝑘𝑊 ≅ 70𝑘W

Det ses, at blot med 1 mindre℃’s forskel, i forvarmerens tilgang, giver dette et varmetab på 70kW.

Udover strålevarmen består varmetabet ligeledes af afkølingen i J.W.C. Tilstedeværelsen af

varmetabet i J.W.C blev fastlagt i afsnittet ”Procedure ved ankomst med skibet”.

35 Nielsen, Mekanisk fysik og varmelære. Uden titel 1 1 , 115.


33

12 Bestemmelse af forbruget fra HT-pumpen

12.1 BO-forbrug

Til produktionen af el er der 3 generatorsæt hvori en ekstra kører parallelt ved havnedrift36. For at

kunne beregne forbruget, skal det specifikke BO-forbrug (SFOC) kendes. Fabrikanten har

udarbejdet en graf over hjælpemotorens performance, hvor SFOC er opgivet ift. generatorens

belastning (se figur 11).

Figur 11 Se Bilag 6. Engine Performance

Ved havnedrift observeres belastningen til en variation mellem 25-75% alt efter belastningen på

cargopumper, samt om der køres med inertgas-generator eller ballastpumper. Derfor findes SFOC

ved hhv. 25%, 50% og 75%, som bliver:

25% = 228𝑔

𝑘𝑊ℎ

50% = 200𝑔

𝑘𝑊ℎ

75% = 194𝑔

𝑘𝑊ℎ

36 Se Bilag 7. Checkliste


34

Hvorefter en gennemsnitsværdi bliver beregnet til:

𝑆𝐹𝑂𝐶𝑔𝑒𝑛 =228 + 200 + 194

3= 207,34

𝑔

𝑘𝑊ℎ

12.2 Pris pr. kWh ved generatordrift

Gennemsnitsprisen på IFO380 blev fundet til 379$

𝑚𝑡37 og kursen for 1$ findes til 6,421DKK38 den

7/11/2017. Dermed kan prisen pr. kWh beregnes:

379$

𝑚𝑡∗ 6,421𝐷𝐾𝐾 = 2433,559

𝐷𝐾𝐾

𝑚𝑡

𝑆𝐹𝑂𝐶𝑔𝑒𝑛 = 207,34 ∗ 10−6𝑚𝑡

𝑘𝑊ℎ

𝑝𝑟𝑖𝑠 𝑝𝑟. 𝑘𝑊ℎ = 2433,559𝐷𝐾𝐾

𝑚𝑡∗ 207,34 ∗ 10−6

𝑚𝑡

𝑘𝑊ℎ= 0,5046

𝐷𝐾𝐾

𝑘𝑊ℎ

12.3 Beregning af timer HM er bakket af pr. år

Da det ønskes at finde pumpens elforbrug, når HM er bakket af, skal denne periode først

beregnes. For dette bruges HMs totale timetal, som blev noteret den 11/10/2017 (se figur 12).

Figur 12 Bilag 6. Hovedmotorens timetal

37 “Ship & Bunker’s News”. 38 “http://www.valutakurser.dk/”.


35

Ift. den ovennævnte dato beregnes de antal dage, skibet har sejlet siden dens første prøvesejlads

30/3/201139:

30𝑚𝑎𝑟𝑡𝑠 2011 → 11 𝑜𝑘𝑡𝑜𝑏𝑒𝑟 2017 = 6 å𝑟 6 𝑚å𝑛𝑒𝑑𝑒𝑟 11 𝑑𝑎𝑔𝑒 (1 𝑚å𝑛𝑒𝑑 = 30𝑑𝑎𝑔𝑒)

𝐼 𝑑𝑎𝑔𝑒 = 365 𝑑𝑎𝑔𝑒 ∗ 6 + 30 𝑑𝑎𝑔𝑒 ∗ 6 + 11 𝑑𝑎𝑔𝑒 = 2381 𝑑𝑎𝑔𝑒

Herefter beregnes de antal dage HM har kørt:

𝑀𝐸. ℎ𝑜𝑢𝑟. 𝑐𝑜𝑢𝑛𝑡𝑒𝑟 𝑖 𝑑𝑎𝑔𝑒 =32930,9

24= 1372,12 𝑑𝑎𝑔𝑒

Det beregnes hvor mange procent HM har kørt af den totale periode:

𝑀𝐸𝑟𝑢𝑛𝑛𝑖𝑛𝑔% =1372,12

2381∗ 100 ≅ 57,6%

Slutteligt beregnes perioden, HM er stoppet pr. år i timer.

𝑀𝐸𝑠𝑡𝑜𝑝𝑝𝑒𝑑. ℎ𝑟.𝑝𝑟. å𝑟. = (365 𝑑𝑎𝑔𝑒 −365 𝑑𝑎𝑔𝑒 ∗ 57,6%

100) ∗ 24 𝑡𝑖𝑚𝑒𝑟 ≅ 3711,8

𝑡𝑖𝑚𝑒𝑟

å𝑟

12.4 Omkostninger for HT-pumpens effektoptagelse og BO-forbrug pr. år

Ud fra ovenstående beregnes, hvor mange kWh HT-pumpen optager pr. år, når HM er bakket af:

𝑃1𝑟𝑒𝑒𝑙𝑡 = 13,235𝑘𝑊

𝑘𝑊ℎ. 𝑝𝑟. å𝑟 = 13,235𝑘𝑊 ∗ 3711,8 𝑡𝑖𝑚𝑒𝑟 = 49127,6𝑘𝑊ℎ

å𝑟

Omkostningen for effektoptagelsen pr. år beregnes til:

𝑂𝑀𝐾. 𝑝𝑟. å𝑟. 𝐷𝐾𝐾 = 49127,6𝑘𝑊ℎ

å𝑟∗ 0,5046

𝐷𝐾𝐾

𝑘𝑊ℎ≅ 24.789,8

𝐷𝐾𝐾

å𝑟

39 Se bilag 14. Første Prøvesejlads


36

13 Bestemmelse af forbrug for forvarmer Den tilførte effekt blev, som førnævnt bestemt til:

𝑃𝑓𝑜𝑟𝑣𝑎𝑟𝑚𝑒𝑟 ≅ 225𝑘𝑊

Da forvarmerens effekt kommer fra damp, er det ikke muligt at beregne forbruget igennem

skibets generatorsæt. I praktikperioden blev dampen alene produceret igennem skibets

kombinationskedel. Derfor beregnes et specifikt BO-forbrug for kombinationskedlen, hvorefter det

er muligt at beregne det årlige forbrug. Der beregnes med den samme type IFO380, som ved

beregningen for generatorsættene.

Fabrikanten af kombinationskedlen har opgivet en række kurver, hvori dampproduktionen kan

bestemmes ud fra massestrømmen af BO (se figur 13). Kedlens belastning varierer, idet der kan

være større eller mindre forbrug af damp. Eksempelvis hvis lasten skal opvarmes, hvis skibet sejler

med HFO eller hvis der er ændringer i klimaet.

Under min praktikperiode, blev det konstateret, at kedlen normalvis kørte med en belastning

mellem 50-80%40. Dette gjaldt når HM var bakket af og skibet enten drev, lå for anker eller

lastede/lodsede.

Når kedlen har maksimal belastning, producerer den 2000 𝑘𝑔 𝑑𝑎𝑚𝑝

ℎ𝑟. Dette svarer til et BO-forbrug

på 150 𝑘𝑔

ℎ𝑟. Dette forbrug sættes til 100% belastning, og BO-forbruget for 1% beregnes til:

150𝑘𝑔

ℎ𝑟= 100%

1% =100

150= 0,667

𝑘𝑔

ℎ𝑟

40 Se Bilag 15. Compositeboiler SRO


37

BO-forbruget for de forskellige belastninger beregnes til:

50% =50

0,667= 75

𝑘𝑔

ℎ𝑟

65% =65

0,667= 97,5

𝑘𝑔

ℎ𝑟

80% =80

0,667= 135

𝑘𝑔

ℎ𝑟

Figur 13 se Bilag 16 Performance fuelmassflow-steamoutput


38

Vha. de tre ovenstående aflæste dampproduktioner, kan kedlens virkningsgrader bestemmes ved

brug af en anden graf opgivet af fabrikanten (se figur 14).

Figur 14 se Bilag 16 Performance steamoutput-virkningsgrad

Kedlens virkningsgrader ved de forskellige BO-forbrug bestemmes til:

𝜂𝑘𝑒𝑑𝑒𝑙1 = 87,75%

𝜂𝑘𝑒𝑑𝑒𝑙2 = 86,25%

𝜂𝑘𝑒𝑑𝑒𝑙3 = 84,5%


39

Da kedlens virkningsgrader nu er bestemt, kan SFOC beregnes ud fra formlen:

𝜂𝑘𝑒𝑑𝑒𝑙 =𝑃𝑛𝑦𝑡𝑡𝑒

𝑃𝑡𝑖𝑙𝑓ø𝑟𝑡41

𝑃𝑡𝑖𝑙𝑓ø𝑟𝑡 = 𝑚𝑜𝑙𝑖𝑒 ∗ ℎ𝑖

Brændværdien bestemmes til 40200𝑘𝐽

𝑘𝑔 ud fra bilag 16. De tilførte effekter til kedlen beregnes:

𝑃𝑡𝑖𝑙𝑓ø𝑟𝑡1 =75

3600

𝑘𝑔

𝑠∗ 40200

𝑘𝐽

𝑘𝑔≅ 837,5𝑘𝑊

𝑃𝑡𝑖𝑙𝑓ø𝑟𝑡2 =97,5

3600

𝑘𝑔

𝑠∗ 40200

𝑘𝐽

𝑘𝑔≅ 1088,75𝑘𝑊

𝑃𝑡𝑖𝑙𝑓ø𝑟𝑡3 =135

3600

𝑘𝑔

𝑠∗ 40200

𝑘𝐽

𝑘𝑔≅ 1507,5𝑘𝑊

Idet de tilførte effekter og virkningsgrader nu kendes, kan de forskellige nytteeffekter beregnes til:

𝑃𝑛𝑦𝑡𝑡𝑒1 = 𝑃𝑡𝑖𝑙𝑓ø𝑟𝑡1 ∗ 𝜂𝑘𝑒𝑑𝑒𝑙1 = 837,5𝑘𝑊 ∗ 0,8775 ≅ 734,9𝑘𝑊

𝑃𝑛𝑦𝑡𝑡𝑒2 = 𝑃𝑡𝑖𝑙𝑓ø𝑟𝑡2 ∗ 𝜂𝑘𝑒𝑑𝑒𝑙2 = 1088,5𝑘𝑊 ∗ 0,8625 ≅ 939𝑘𝑊

𝑃𝑛𝑦𝑡𝑡𝑒3 = 𝑃𝑡𝑖𝑙𝑓ø𝑟𝑡3 ∗ 𝜂𝑘𝑒𝑑𝑒𝑙3 = 1507,5 ∗ 0,845 ≅ 1273,84𝑘𝑊

Hvorefter det nu er muligt at beregne kedlens SFOC ved de forskellige belastninger:

𝑆𝐹𝑂𝐶1 =𝑚𝑜𝑙𝑖𝑒1

𝑃𝑛𝑦𝑡𝑡𝑒1=

75 ∗ 103 𝑔ℎ𝑟

734,9𝑘𝑊= 102,054

𝑔

𝑘𝑊ℎ𝑟



97,5 ∗ 103 𝑔ℎ𝑟

939𝑘𝑊= 103,829

𝑔

𝑘𝑊ℎ𝑟



135 ∗ 103 𝑔ℎ𝑟

1273,84𝑘𝑊= 105,979

𝑔

𝑘𝑊ℎ𝑟

41 Formelsamling for maskinmesteruddannelsen., 36.


40

Kedlens gennemsnitlige SFOC findes til:

𝑆𝐹𝑂𝐶𝑘𝑒𝑑𝑒𝑙 =𝑆𝐹𝑂𝐶1 + 𝑆𝐹𝑂𝐶2 + 𝑆𝐹𝑂𝐶3

3=

102,054𝑔

𝑘𝑊ℎ𝑟+ 103 ,829

𝑔𝑘𝑊ℎ𝑟

+ 105,979𝑔

𝑘𝑊ℎ𝑟3

= 103,954𝑔

𝑘𝑊ℎ𝑟

I afsnittet ” BO-forbrug” blev prisen for IFO380 fundet til:

𝐼𝐹𝑂380 = 2433,559𝐷𝐾𝐾

𝑚𝑡

Prisen pr. kWh beregnes til:

𝑝𝑟𝑖𝑠 𝑝𝑟. 𝑘𝑊ℎ = 2433,559𝐷𝐾𝐾

𝑚𝑡∗ 103,954 ∗ 10−6

𝑚𝑡

𝑘𝑊ℎ= 0,253

𝐷𝐾𝐾

𝑘𝑊ℎ

Perioden, HM er stoppet blev fundet til:

𝑀𝐸𝑠𝑡𝑜𝑝𝑝𝑒𝑑. ℎ𝑟. 𝑝𝑟. å𝑟. = 3711,8𝑡𝑖𝑚𝑒𝑟

å𝑟

Forvarmerens effektoptagelse findes derfor til:

𝑓𝑜𝑟𝑣𝑎𝑟𝑚𝑒𝑟𝑒𝑛𝑠. 𝑒𝑓𝑓𝑒𝑘𝑡𝑜𝑝𝑡𝑎𝑔𝑒𝑙𝑠𝑒. 𝑝𝑟. å𝑟 = 225 𝑘𝑊 ∗ 3711,8𝑡𝑖𝑚𝑒𝑟

å𝑟= 835,155 ∗ 103

𝑘𝑊ℎ

å𝑟

𝑂𝑀𝐾. 𝑝𝑟. å𝑟. 𝐷𝐾𝐾 = 835,155 ∗ 103𝑘𝑊ℎ

å𝑟∗ 0,253

𝐷𝐾𝐾

𝑘𝑊ℎ≅ 211.294

𝐷𝐾𝐾

å𝑟

I afsnittet ”Varmebalance over J.C.W-systemet når HM er bakket af”, blev varmetabet fundet til:

𝑃𝑣𝑎𝑟𝑚𝑒𝑡𝑎𝑏 = 70𝑘𝑊

Ud fra dette, kan omkostningerne for varmetabet beregnes til:

𝑂𝑀𝐾. 𝑝𝑟. å𝑟. 𝐷𝐾𝐾. 𝑣𝑎𝑟𝑚𝑒𝑡𝑎𝑏 = (70𝑘𝑊 ∗ 3711,8𝑡𝑖𝑚𝑒𝑟

å𝑟) ∗ 0,253

𝐷𝐾𝐾

𝑘𝑊ℎ≅ 65.736

𝐷𝐾𝐾

å𝑟


41

14 Opsamling Ud fra den ovenstående analyse, kan det konkluderes, at HT-pumpen afgiver en flowmængde på

62 𝑚3

ℎ𝑟, fremfor det opgivne flow på 83

𝑚3

ℎ𝑟. Det mindre flow skyldes en større anlægsmodstand,

muligvis kommet af en forøget afsætning i rørsystemet. Derudover bliver forvarmeren ikke by-

passet, selv når HM ikke er i havnedrift.

Da HM optager ca. 154,5kW af den tilførte effekt, forekommer et varmetab på ca. 70kW. Dette

varmetab går til strålevarmen fra rørsystemet og til J.W.C. Derved nedkøles HT FW til 74℃, inden

det når til forvarmeren. Forvarmeren vil derefter genopvarme HT FW til ca. 77,2℃.

Tabel 3-Se Bilag 17. Samlet forbrug for forvarmning

1 år ME stoppet pr. År (timer) 3711,8 Timer

SFOCgen 207,34 g/kWh

SFOCkedel 103,954 g/kWh Pris pr. kWh (forvarmer) 0,253 DKK/kWh

Pris pr. kWh (EL) 0,5046 DKK/kWh Forvarmers nuværende optagende effekt 225 kW

HT-Pumpes nuværende optagende effekt 13,235 kW Varmetab 70 kW

Procentandel som går til varmetab 28% Nuværende samlet forbrug (kr.) kr. 236.083 Nuværende samlet forbrug (mt fuel) 97,0 mt

Ud fra tabel 3, giver dette et samlet forbrug på 236.083𝐷𝐾𝐾

𝑝𝑟.å𝑟 svarende til 97mt BO årligt. 28% af

disse omkostninger går til et varmetab og ikke til forvarmning af HM. I næste afsnit vil der

gennemgås to løsningsforslag til nedbringelse af dette BO-forbrug.


42

15 Løsningsforslag 1 Første løsningsforslag fokuserer på implementering af en mindre havnepumpe, med en kapacitet

på 12,45 𝑚3

ℎ𝑟. Dette er tilsvarende de 15% af den anbefalede kapacitet på 83

𝑚3

ℎ𝑟 for HT-pumpen i

J.C.W-systemet.

Inden for implementeringen, udarbejdes et forslag til en procedure for forvarmningen, som vil

fjerne risikoen for varmetab gennem J.W.C.

Pumpen vil blive installeret parallelt med de to store HT-pumper og have en kontraventil foran,

således vandet ikke kan løbe tilbage i pumpen (se figur 15).



43

15.1 Valg af havnepumpe

Ved valg af størrelsen på en centrifugalpumpe, skal man først og fremmest tage hensyn til, at

pumpen skal kunne klare det størst tænkelige behov fra anlægget. Derfor skal

anlægskarakteristikken fastlægges. Dette blev fastlagt tidligere via aflæsning på HT-pumpens

differenstryk i afsnittet ”Bestemmelse af anlægskarakteristik og flow fra HT-pumpen” (se figur 16).

Det ønskede flow fastsættes til 15% af HT-pumpens anbefalede kapacitet. Denne blev opgivet til

83𝑚3

ℎ𝑟 og dermed bliver det ønskede flow til 12,45

𝑚3

ℎ𝑟.

Figur 16 Se Bilag 12 Pumpekarakteristik uden sammenligning

Den blå kurve viser den nuværende pumpes driftspunkt. Hvis flowet ønskes sænket med den

nuværende pumpes karakteristik, ville det være nødvendigt at ændre på anlægskarakteristikken.

Dette kunne eksempelvis gøres med en drøvleregulering på anlægget, som ville øge

differenstrykket og dermed sænke flowet. Dette er dog en uøkonomisk løsning, da det forøgede

tryk vil resultere i et større effektforbrug og en ringere virkningsgrad42.

42 Heilmann, Pumpedrift og energi, 46.


44

Da flowet bliver markant lavere, vil anlægsmodstanden også falde markant, idet ∆𝑝 = 𝐾 ∗ 𝑄2 43.

Driftspunktet vil således ligge som vist på figur 17:

Figur 17 Se Bilag 12 anlægskarakteristik for mindre flow

Her ses det, at hvis der ønskes et flow på 12,45𝑚3

ℎ𝑟, vil det kræve en løftehøjde på 0,071MPa

svarende til 0,71bar. Til at finde en passende pumpe, benyttes et dimensioneringsprogram fra

fabrikanten Grundfos44. Igennem sammenligning med 2 forskellige pumper fra Grundfos, blev en

passende tørløber cirkulationspumpe valgt45.

43 Heilmann, 12. 44 Grundfos, Grundfos WebCAPS. 45 Se Bilag 18. Valg af Grundfos pumpe


45

På figur 18 er pumpens karakteristik opstillet med driftspunktet ift. den beregnede

anlægskarakteristik:

Figur 18 Se Bilag 18. Pumpe 2’s pumpekarakteristik

Driftspunktet stemmer med det ønskede flow ift. anlæggets karakteristik. Hvis anlægsmodstanden

formindskes eller forøges, vil flowet have en lille variation, kommet af pumpekarakteristikkens

stejle kurve. Ift. den økonomiske og tekniske betragtning, er der i tabel 4 opstillet omkostningerne

forbundet til pumpen. Disse omkostninger er ved denne betragtning afgrænset til vejledende

udsalgspris og pumpens årlige forbrug.

Værdierne for pris pr. kWh, samt for antal timer HM er bakket af, fremdrages fra beregningerne i

afsnittet ”Bestemmelse af forbruget for HT-pumpen”.


46

Tabel 4 Se Bilag 18. økonomisk betragtning over havnepumper

Under afsnittet ”Økonomi”, vil der blive opstillet en investeringskalkule for installationen af

havnepumpen. Her vil der blive set nærmere på installations- og vedligeholdelsesomkostningerne.

15.2 Procedure for den mindre havnepumpe

Ved implementering af en mindre havnepumpe, vil det være nødvendigt, at udarbejde en

procedure når skibet har ankomst.

I afsnittet ”MAN B&W’s anbefalinger ved forvarmning af HM”, blev det anbefalet, at den store HT-

pumpe skulle være elektronisk blokeret. Dette for undgåelse af utilsigtede opstart af både den

store HT-pumpe og den mindre havnepumpe.

Dette kan gøres ved udførelse af en gensidig elektrisk spærring mellem de to kontaktorer for hhv.

HT-pumpen og havnepumpen. En elektrisk spærring udføres således, at når kontaktoren for den

ene pumpe er sluttet, vil forbindelsen til kontaktoren for den anden pumpe blive afbrudt. Dermed

vil det være nødvendigt, at stoppe den ene pumpe, før den anden pumpe kan startes. For en

yderligere sikkerhed, kan installationen også udføres med en mekanisk spærring46.

15.3 Forslag til procedure for forvarmning af HM

I afsnittet ”Procedure ved ankomst med skibet”, forelagde der ikke nogle skibsspecifikke

procedurer, når HM skulle bakkes af. I checklisten blev det blot oplyst, at justere forvarmningen på

HMs J.W/HT FW.

46 EVU, Automatiske anlæg, 66–67.


47

Derfor udarbejdes en skibsspecifik procedure, som afgrænses til forvarmningen af HM (se tabel 5).

Denne fokuserer på opstart af den mindre pumpe og indstilling af temperaturen (SP) på

temperaturcontrolleren, der medfører en varig afvigelse/offset. Dette vil blive gjort for at fjerne

risikoen for et varmetab igennem J.W.C.

Tabel 5 Checkliste for forvarmning af hovedmotor – Egen tilvirkning

Under manøvren flueben

Start forvarmningen for HM når temperaturen falder til under 75℃

- Bekræft at bypassventilen for forvarmeren er lukket og ind og udgangen er åbne

- Åben udgangsventilen og langsomt indgangsventilen for dampen til forvarmeren

- Tjek for lækager og differenstrykket er under 3bar

- Bekræft at temperaturen reguleres til 80℃

Efter ordren "færdig med HM "

Stop HT-pumpen

Start havnepumpen

- Tjek for lækager og differenstrykket indikerer normalt

Juster set-punkt for temperaturregulatoren til min. 85℃

- Bekræft at temperaturen på tilgangssiden til J.W.C falder

- Bekræft at temperaturen på HT.FW indikerer ca. 75℃

Det ses på tabel 5, at proceduren nu er mere specifik ift., hvordan justering af forvarmningen skal

gøres. Det ses også, at selve forvarmningen påbegyndes allerede under manøvren. Årsagen til

dette er den lavere motorbelastning, som kan forekomme i slutningen af manøvren. Derfor vil det

være nødvendigt at påbegynde forvarmningen for bibeholdelse af 80℃, selvom HM er i drift.

Efter ordren ”Færdig med HM”, påbegyndes proceduren for opstart af havnepumpen, hvorefter SP

for temperaturcontrolleren, indstilles til min. 85℃.

Dette vil give en konstant afvigelse ift. regulatorens PV-signal, idet temperaturen kun bliver

opvarmet til 77,2℃. Dermed vil man fjerne risikoen for uønsket afkøling af det forvarmede HT FW.

I afsnittet ”Økonomi” vil det blive behandlet, hvor meget det totale forbrug kan nedbringes efter

denne implementering.


48

16 Løsningsforslag 2 Løsningsforslag 2 fokuserer på implementering af en frekvensomformer på de eksis terende HT-

pumper. En frekvensomformer omdanner forsyningens vekselspænding til en jævnspænding, som

er frekvensomformerens mellemkreds. I udgangstrinnet sidder en vekselretter, som omdanner

mellemkredsens jævnspændingen til en pulserende jævnspænding med variabel frekvens. Dette

styres via frekvensomformerens styrekredsløb47 (se figur 19).

Figur 19 Blokdiagram over frekvensomformer48

Således kan frekvensen reguleres og derved ændre på omdrejningstallet for asynkronmotoren.

Ved ændring af omdrejningstallet på pumpehjulet, vil pumpekarakteristikken ændre sig. Dermed

er det muligt, at have en variabel pumpekarakteristik, som passer til det ønskede driftspunkt.

Sammenlignet med løsningsforslag 1, undgår man, ved dette løsningsforslag, indkøbet af en

mindre pumpe og installationen af ekstra rør.

16.1 Affinitetsligninger

Inden for centrifugalpumper kan man tilnærmelsesvist benytte affinitetsligninger til beregning af

omdrejningstal for ønsket driftspunkt. Dernæst kan man beregne den nye optagne effekt ved

omdrejningsregulering af asynkronmotoren49.

47 EVU, 264. 48 Heilmann, Pumpedrift og energi, 120. 49 Heilmann, 19.


49

Ifølge affinitetsligningerne er pumpens ydelse eller flow Q proportional med omdrejningstallet n.

Løftehøjden H er proportional med n i anden potens og effekt P er proportional med n i tredje

potens:

𝑄𝑥

𝑄𝑛

=𝑛𝑥

𝑛𝑛

𝐻𝑥

𝐻𝑛

= (𝑛𝑥

𝑛𝑛

)2

𝑃𝑥

𝑃𝑛

= (𝑛𝑥

𝑛𝑛

)3

I ligningerne ovenfor, er n pumpens nominelle værdi ved normalt omdrejningstal. Mens x er

værdien ved pumpens nye omdrejningstal50.

Da det antages at anlægskarakteristikken er stationær, benyttes den samme beregnede

anlægskarakteristik.

Det ønskede flow, når HM er bakket af, bestemmes lige som i løsningsforslag 1 til 12,45𝑚3

ℎ𝑟. I

løsningsforslag 1. blev det også bestemt, at dette flow vil kræve en løftehøjde på 0,071 MPa.

Da den nuværende pumpe er ureguleret, vil det nominelle omdrejningstal svare til 100% af

omdrejningerne. Dermed kan man procentvis beregne, hvor meget omdrejningerne skal

nedsættes.

I afsnittet ”Bestemmelse af anlægskarakteristik og flow fra HT-pumpen”, blev det bestemt, at ved

pumpens nominelle omdrejningstal, ville den ift. anlægskarakteristikken have en løftehøjde på

0,33 MPa.

50 Heilmann, 19.


50

Dermed kan det nye omdrejningstal, for den ønskede løftehøjde, beregnes via affinitetsligningen

ift. løftehøjden:

𝐻𝑛 = 0,33𝑀𝑃𝑎

𝐻𝑥 = 0,071𝑀𝑃𝑎

𝑛𝑛 = 100%

𝑛𝑥 =√𝐻𝑥 ∗ 𝑛𝑛

√𝐻𝑛

=√0,071 ∗ 100

√0,33≅ 46,4%

Det beregnes dermed til, at for opnåelse af en løftehøjde på 0,071MPa, skal omdrejningerne

nedbringes til 46,4%.

16.2 Beregning af ny optagne effekt

Ud fra affinitetsligningerne kan den nye optagne effekt beregnes, idet effekten P er proportional

med n i tredje potens. Den nominelle optagne effekt blev fundet til 13,235kW i afsnittet

”Bestemmelse af anlægskarakteristik og flow fra HT-pumpe”. Dermed kan den nye optagne effekt

beregnes til:

𝑃𝑛 = 13,235𝑘𝑊

𝑛𝑥 = 46,4%

𝑃𝑥 = (𝑛𝑥

𝑛𝑛

)3

∗ 𝑃𝑛 = (46,4

100)

3

∗ 13,235𝑘𝑊 ≅ 1,3𝑘𝑊

Ifølge teorien er pumpens virkningsgrad konstant ved beregning af affinitetsligninger. I praksis vil

virkningsgraden dog falde, i takt med at pumpens omdrejningerne falder. Det antages dog i denne

beregning, at virkningsgraden er den samme. Tabene i frekvensomformeren kan sættes til maks.

5% af den aktuelle effekt51. Dermed vil den optagen effekt beregnes til:

𝑃𝑥 = 1,3𝑘𝑊 + (1,3 ∗ 0,05) = 1,365𝑘𝑊

51 Heilmann, 19 og 21.


51

Den nye optagne effekt bliver dermed 1,365kW, når omdrejningerne nedreguleres til 46,4% af de

nominelle omdrejninger.

16.3 Valg af frekvensomformer

I dag findes mange fabrikanter af frekvensomformere til alle applikationer i industrien.

Løsningsforslaget afgrænses til at benytte fabrikanten Danfoss til udvælgelse af en

frekvensomformer. Frekvensomformeren vil blive styre manuelt vha. en skibsspecifik procedure.

Ved mailkorrespondancen med Danfoss, tilbød de en HVAC FC102 15kW frekvensomformer52.

Denne passer i overensstemmelse med specifikationerne på elmotoren koblet til HT-pumpen, som

er opgivet til en optagne effekt op til 15kW53.

Valget af denne frekvensomformer blev også bestemt på baggrund af, at pumpen ikke har noget

højt startmoment. Hvilket er tilfældet med en centrifugalpumpe, hvor momentet er proportionalt

med omdrejningstallet54. Dette betyder også, at det ikke er nødvendigt at forcere køling på

elmotorens ventilation, idet belastningen falder i takt med omdrejningerne.

16.4 Forslag til procedure for forvarmning af HM Tabel 6 Checkliste for forvarmning af hovedmotor – Egen tilvirkning

Under manøvren flueben

Start forvarmningen for HM når temperaturen falder til under 75℃

- Bekræft at bypassventilen for forvarmeren er lukket og ind og udgangen er åbne

- Åben udgangs og langsomt indgangsventilen for dampen til forvarmeren

- Tjek for lækager og differenstrykket er under 3bar

- Bekræft at temperaturen reguleres til 80℃

Efter ordren "Færdig med HM "

Indstil frekvensomformeren fra 60Hz til 27Hz

- Tjek for lækager og differenstrykket indikerer normalt

Juster set punkt for temperaturregulatoren til min. 85℃

- Bekræft at temperaturen på tilgangssiden til J.W.C. falder

- Bekræft at temperaturen på HT.FW indikerer ca. 75℃

52 Se Bilag 19. Mail korrespondance med Danfoss 53 Se Bilag 3. Elmotor certifikat 54 Heilmann, Pumpedrift og energi, 18.


52

Proceduren for temperaturcontrolleren er identisk med den forrige procedure, hvor man indstiller

controllerens set-punkt til min. 85℃. Det samme gælder for opstart af forvarmeren under

manøvren (se tabel 6).

Forskellen ved denne procedure er, at man ikke skal stoppe og starte en pumpe. Man skal blot

ændre frekvensen på det lokale panel og derved sænke flowet ved ændring af omdrejningerne.

Det blev tidligere beregnet, at omdrejningerne skal sænkes til 46,4% af den nominelle. Ud fra

pumpen og elmotorens datablad findes de nominelle omdrejninger til:

𝑛𝑛 = 1755𝑜𝑚𝑑𝑟

min 55

Hermed beregnes antal omdrejninger ved nedregulering til 46,4%:

𝑛𝑥 = 𝑛𝑛 ∗ 0,464 ≅ 814𝑜𝑚𝑑𝑟/ min

Antal poler i elmotoren blev fundet til:

𝑓 =𝑝 ∗ 𝑛𝑛

6056 => 𝑝 =

𝑓 ∗ 60

𝑛=

60𝐻𝑧 ∗ 60

1755≅ 2𝑝𝑜𝑙𝑒𝑟

Ved brug af den samme formel beregnes indstillingen af frekvensen til:

𝑓 =𝑝 ∗ 𝑛𝑥

60=

(2 ∗ 814𝑜𝑚𝑑𝑟𝑚𝑖𝑛 )

60≅ 27𝐻𝑧

Da beregningen er teoretisk, kan det være muligt, at frekvensen vil afvige ift. det ønskede flow.

Dette kan dog korrigeres ved justering i panelet på frekvensomformeren. Beregningerne ovenfor

vil fortsat blive benyttet til beregning af forbruget i afsnittet ”Økonomi”.

55 Se Bilag 3. Elmotor certifikat 56 Petersen, Elektriske maskiner, 154.


53

17 Varmebalance ved implementering af løsningsforslag

Det gælder for begge løsningsforslag, at flowet i J.C.W-systemet bliver nedsat til 12,45𝑚3

ℎ𝑟, når HM

skal bakkes af. Udover et lavere optagne forbrug fra pumpen, vil dette også nedbringe den

optagne effekt fra forvarmeren.

Idet effekten er afhængig af flowet:

𝑃[𝑘𝑊] = 𝑚 [𝑘𝑔

𝑠] ∗ ∆𝑡 ∗ 𝑐 [

𝑘𝐽

𝑘𝑔 ∗ ℃]

Derudover vil den nye procedure for indstilling af temperaturcontrollerens set-punkt fjerne

risikoen for varmetab igennem J.W.C. Derfor beregnes et nyt forbrug fra forvarmeren, som vil

blive inkluderet i investeringskalkulen i afsnittet ”Økonomi”.

Til beregningen vil den samme stationære driftssituation benyttes, hvor afgangstemperaturen fra

forvarmeren er den samme. Tilgangstemperaturen antages til at være den samme som

afgangstemperaturen på HM. Den optagne effekt vil derefter tillægges 5%, som går til stråletabet

fra rørsystemet. Dermed bliver det nye forbrug beregnet til:

𝑃𝑓𝑜𝑟𝑣𝑎𝑟𝑚𝑒𝑟 =12,45

𝑚3

ℎ𝑟 ∗ 973,3𝑘𝑔𝑚3

3600𝑠∗ (77,2℃ − 75℃) ∗ 4,19 [

𝑘𝐽

𝑘𝑔 ∗ ℃]

= 31𝑘𝑊 + 31𝑘𝑊 ∗ 0,05 ≅ 32.6𝑘𝑊

Ved den samme driftssituation som i afsnittet ”Varmebalance over J.C.W-systemet når HM er

bakket af”, ses en markant nedbringelse af den optagne effekt. Dette skyldes det mindre flow

samt en mindre temperaturdifferens pga. fjernelsen af varmetabet igennem køleren.


54

18 Økonomi I dette afsnit vil de to løsningsforslag blive sammenlignet vha. en investeringskalkule. De tidligere

beregninger for effektforbrug benyttes. Derudover vil der inddrages indsamlede værdier for

omkostninger vedr. indkøb, installation, transport og vedligehold57.

I tabel 6, er det nye samlede forbrug, efter implementeringen, blevet beregnet for begge

løsningsforslag.

Tabel 7 Se Bilag 17. Samlet forbrug for forvarmning

Nuværende samlet forbrug (kr.) kr.236.083

Nuværende samlet forbrug (mt fuel) 97,0 mt

Havnepumpes nye optagende effekt 0,69 kW

Forvarmerens nye effektforbrug 32,6 kW HT-Pumpes nye optagende effekt 1,365 kW

Nyt samlet forbrug løsningsforslag 1 (kr.) kr.31.907

Nyt samlet forbrug løsningsforslag 1 (mt) 13,1 mt

Besparelse løsningsforslag 1 (mt) 83,9 mt

Besparelse løsningsforslag 1 (%) 86%

Besparelse løsningsforslag 1 (kr.) kr.204.176

Nyt samlet forbrug løsningsforslag 2 (kr.) kr.33.171 Nyt samlet forbrug løsningsforslag 2 (mt) 13,6 mt

Besparelse løsningsforslag 2 (mt) 83,4 mt

Besparelse løsningsforslag 2 (%) 86% Besparelse løsningsforslag 2 (kr.) kr.202.912

Her ses det, at begge løsningsforslag vil give en næsten identisk samlet besparelse. Begge

løsninger giver en samlet besparelse på ca. 83mt BO, som svarer til 86%. Der ligger en forskel i

pumpernes optagne effekter, hvor HT-pumpens optagne effekt næsten er en fordobling.

57 Se Bilag 17. Omkostninger for implementering af løsningsforslag 1 og 2


55

Årsagen til den minimale forskel skyldes, at størstedelen af forbruget går til forvarmeren ved

begge løsninger. I tabel 7 og 8 er omkostningerne inden for indkøb, installation og vedligehold

inddraget.

Tabel 8 Se bilag 17 omkostninger for løsningsforslag 1.

Løsningsforslag 1. Periode år 5

Besparelse i forbrug pr. år kr.204.176,49

Indkøbspris (pumpe alene) kr.12.700,00 Samlet installationsomkostninger med teknikere (on site) kr.139.886,00

Investering i alt kr.152.586,00

Nettoindbetalinger pr. år kr.203.712,89

Gennemsnitlige vedligeholdelsesomkostninger pr. år kr.463,60

Tabel 9 Se bilag 17 omkostninger for løsningsforslag 2.

Løsningsforslag 2. Periode år 5

Besparelse i forbrug pr. år kr.02.912,24

Indkøbspris kr.23.211,00 Samlet installationsomkostninger med teknikere (on site) kr.134.586,00

Investering i alt kr.157.797,00

Nettoindbetalinger pr. år kr.202.912,24

Vedligeholdelsesomkostninger pr. år •

Indkøbspriserne er indsamlet fra fabrikanterne ud fra deres listepriser.

Installationsomkostningerne er indsamlet fra virksomheden ”STYREG ApS”58, hvor arbejdstiden

bestemmes til maksimalt 5 dage og en rejsetid på 2 dage. Omkostningerne dækker også materiale

for rørinstallation ift. havnepumpen59. Materialer for elinstallation medregnes ikke.

”STYREG ApS” beskæftiger sig kun med Danfoss frekvensomformer, men i denne kalkule antages

omkostningerne til at stemme overens, hvis installationen også gjaldt havnepumpen.

58 Se Bilag 20. Mail korrespondance STYREG ApS 59 Se Bilag 17. Omkostninger for implementering af løsningsforslag 1 og 2


56

Ift. vedligehold er omkostningerne opgivet fra Grundfos, hvor omkostninger for 5 års eftersyn

medregnes, i form af en gennemsnitlig værdi. Frekvensomformeren antages at være

vedligeholdelsesfri i en periode på 5 år.

Den samlede investering vil dermed være indkøbsprisen adderet med

installationsomkostningerne. Nettoindbetalinger vil være besparelsen på forbrug pr. år

subtrakteret med vedligeholdelsesomkostningerne. Ved brug af tilbagebetalingsmetoden60, vil

investeringen og nettoindbetalingerne kalkuleres for en periode på 5 år (se tabel 9 og 10). Dette

falsificerer/verificerer hvorvidt implementeringen har en tilbagebetalingstid inden for 2 år.

I kalkuleringen vil flere scenarier opstilles til beregning af følsomheden i investeringen. Der

benyttes en kalkulationsrente på 11%, som blev forefundet via en kandidatafhandling

omhandlende værdiansættelse for DS-Norden61.

Tabel 10 Se Bilag 17. Investeringskalkule løsningsforslag 1

60 Erhvervsøkonomi til akademiuddannelserne, 310. 61 Kathrine Madsen, “En Strategisk Regnskabsanalyse og Værdiansættelse af Dampskibsselskabet Norden A/S”, 73.


57

Ovenstående kalkulering af løsningsforslag 1 bekræfter, at selv med 20% mere i

installationsomkostninger, vil tilbagebetalingstiden være inden for en 2-årig periode. Dette ses, da

den akkumulerede nettobetalingsstrøm er positiv med ca. 168.299kr. i 2. år.

Ved et perfekt scenarie er tilbagebetalingsperioden allerede inden for 1 år. Det er først ved 50%

mindre i besparelse og 20% mere i samlet installationsomkostninger, at tilbagebetalingsperioden

vil blive over 2 år. Den akkumulerede nettobetalingsstrøm vil hurtigt blive dækket i det 3. år, da

den blot er negativ med ca. 6.528kr.

Tabel 11 Se Bilag 17. Investeringskalkule løsningsforslag 2

Ovenstående gør sig ligeledes gældende ved investeringskalkulen for løsningsforslag 2 (se tabel

10). Med 20% mere i installationsomkostninger, vil tilbagebetalingstiden være inden for 2 år, da

den akkumulerede nettobetalingsstrøm er positiv med ca. 162.777kr. i 2. år.

Den lille forskel ved begge investeringer bekræftes ligeledes vha. kalkulen, på trods af en næsten

dobbelt så stor optagne effekt for løsningsforslag 2. Dette skyldes hovedsaligt besparelsen for det

optagne forbrug for forvarmeren, men også til dels vedligeholdelsesomkostningerne for

havnepumpen.


58

18.1 Opsamling

Det kan bekræftes, at implementeringer af begge løsningsforslag vil give en samlet besparelse på

ca. 83mt BO, som svarer til 86%. Tilbagebetalingstiden for begge løsningsforslag vil være inden for

2 år. Det er først, når både investeringsomkostningerne forøges med 20%, og

nettoindbetalingerne formindskes med 50 %, at tilbagebetalingstiden vil blive inden for 3 år.

Det skal dog understreges, at tilbagebetalingsmetoden alene ikke er nok til at bekræfte, om

investeringen er fordelagtigt i hele skibets levetid. Metoden tager ikke hensyn til renten og til de

betalinger, der ligger efter perioden for tilbagebetalingen62. Dog er metoden fordelagtig i denne

analyse, idet projektet afgrænser sit fokus til, hvorvidt løsningsforslaget har en tilbagebetalingstid

inden for 2 år.

Forskellen ved begge løsningsforslag er minimale set ud fra et økonomisk perspektiv. Derfor kan

dette perspektiv ikke alene afgøre, hvilken løsning, der er mest fordelagtig. I afsnittet ”Diskussion”,

vil andre perspektiver belyse fordele og ulemper ved implementering af begge løsningsforslag.

62 Erhvervsøkonomi til akademiuddannelserne, 311.


59

19 Diskussion

I dette afsnit diskuteres projektets problemformulering i henhold til de 2 hypoteser, som førnævnt

har til formål at nedbringe BO-forbruget i J.C.W-systemet, når HM er bakket af.

Hypoteserne kan bekræftes, idet begge medvirker til, at det samlede BO-forbrug bliver nedsat

med ca. 83mt årligt, hvilket svarer til ca. 86% besparelse årligt. Begge løsningsforslag har en

tilbagebetalingstid inden for 2 år til trods for, at enten omkostningerne stiger med 20% eller

besparelsen falder med 50%.

Den store besparelse kommer ikke af det nedsatte forbrug fra pumpen, men af det nedsatte

forbrug fra forvarmeren. Det kan derfor ikke afgøres på økonomien alene, hvilken hypotese, der er

den mest fordelagtige. Selvom begge løsninger giver næsten den samme besparelse, er

opbygningen af dem forskellige rent teknisk.

En implementering af en mindre havnepumpe er en enkel løsning, men da den er ureguleret, er

den eneste mulighed for regulering af flowet en drøvleventil eller bypass. Dette kunne

forekomme, hvis modstanden i anlægskarakteristikken faldt og flowet dermed ville stige.

Derudover kræver implementeringen en yderligere rørinstallation.

En implementering af en frekvensomformer er i sig selv dyrere, men forskellen formindskes, når

materialerne rør, flanger og svejsebøjninger til havnepumpen medregnes. En frekvensomformer

kræver ikke mere vedligehold end den eksisterende pumpe og bliver dermed ikke en yderligere

vedligeholdelsesomkostning. Derudover er en frekvensomformer mere fleksibel ift. ændringer i

anlægget, som vil påvirke anlægsmodstanden. Omdrejningerne kan ændres for at bibeholde

flowet, hvis anlægsmodstanden forandres.

Af hensyn til brugervenlighed er begge hypoteser ens, da det blot handler om betjening af en

kontakt eller et panel. Det er også gældende for begge hypoteser, at indstille set-punktet på

temperaturcontrolleren.


60

I henhold til det ovenstående, vil det derfor anbefales, at implementere en frekvensomformer.

Selvom løsningen vil give den samme besparelse af BO, som ved installering af en havnepumpe,

giver frekvensomformeren større fordele ift. vedligehold og fleksibilitet.


61

20 Konklusion På baggrund af den overstående analyse og diskussion af J.C.W-systemet ombord på Nord Gainer,

kan det konkluderes, at begge hypoteser vil give en besparelse på ca. 83mt BO årligt, hvilket svarer

til ca. 86% besparelse. Via en investeringskalkule, varmebalance og en beregning af HT-pumpens

optagne effekt og flow, vil den største besparelse komme gennem forvarmeren.

Derudover vil et forslag til procedure for forvarmning af HM samtidig fjerne risikoen for varmetab

igennem J.W.C. Proceduren vil give et varigt offset, som bevirker, at controlleren ikke vil regulere

3-vejsreguleringsventilen. Der er ingen omkostninger ift. temperaturcontrolleren, da proceduren

kun omfatter indstilling af set-punktet.

Da begge hypoteser kan verificeres ud fra projektets analyse, vil anbefalingen ske på baggrund af

vedligehold og fleksibilitet. Derfor anbefales det, at implementere en frekvensomformer til den

eksisterende HT-pumpe om bord på Nord Gainer.

Frekvensomformeren vil ikke kræve mere vedligehold end den eksisterende pumpe, og det vil

være muligt at op- og nedregulere flowet ved evt. fremtidige ændringer på anlæggets

karakteristik. På baggrund af projektets investeringskalkule vil dette give en tilbagebetalingstid

inden for 2 år.


62

Litteraturliste

• Bøger:

Bredahl Eriksen, Aage, Søren Gundtoft, og Aage Birkkjær Lauritsen. Termodynamik: teoretisk

grundlag, praktisk anvendelse. Kbh.: Nyt Teknisk Forlag, 2007.

Heilmann, Thomas. Praktisk regulering og instrumentering. Holte: Heilmann, 2011.

———. Pumpedrift og energi. Holte: Heilmann, 2006.

Erhvervsøkonomi til akademiuddannelserne. Hans Reitzels Forlag, 2015.

EVU. Automatiske anlæg. Rødovre: EVU, El- og Vvs-branchens Uddannelsessekretariat, 2009.

Formelsamling for maskinmesteruddannelsen. 18. udg. Bogfonden., 2012.

Nielsen, Arly. Mekanisk fysik og varmelære. 1 1. Valby: Nyt Teknisk Forlag, 2011.

Petersen, Poul Erik. Elektriske maskiner. Kbh.: Bogfonden, 2012.

• Referencer

o Bekendtgørelser:

Erhvervs- og Vækstministeriet. Meddelelser fra Søfartsstyrelsen B, skibes bygning og udstyr m.v.,

kapitel B XI, Sikker skibsdrift, 1. maj 2007, BEK nr 9802 § (2007).

https://www.retsinformation.dk/Forms/R0710.aspx?id=27692.

o Afhandlinger:

Kathrine Madsen. “En Strategisk Regnskabsanalyse og Værdiansættelse af Dampskibsselskabet

Norden A/S”. Kandidatafhandling, CBS, 2010.

http://studenttheses.cbs.dk/bitstream/handle/10417/1181/kathrine_madsen.pdf?sequence=1.

o Internetprogrammer:

Grundfos. Grundfos WebCAPS. Grundfos, http://in.grundfos.com/service-

support/replacement/webcaps.html.


63

o Interviews

Interview med Maskinchef Krukiewicz, Peter Christian, Nord Gainer, DS-Norden, mail:

[email protected] Se Bilag 9.

Interview med Førstemester Fajardo, Danilo Jr. Clemente, Nord Gainer, DS-Norden, mail:


o Mailkorrespondancer

Mailkorrespondance med Danfoss, Teknisk produktsupport og service, Jakob Ziethen, Danfoss A/S,

Mail: [email protected] Se Bilag 19.

Mail korrespondance med STYREG ApS, Service engineer, Kim Tonsberg Kristensen, STYREG ApS,

mail: [email protected] Se Bilag 20.

Mailkorrespondance med MAN B&W, Technical Service, Mikkel Louis V. Jacobsen,


Mailkorrespondance med Grundfos, Sales Technician, William Alstrup Sørensen, mail: GDK-


• Internetsider:

“http://www.valutakurser.dk/”, u.å. http://www.valutakurser.dk/.

“Ship & Bunker’s News”. World Bunker Prices, 7. januar 2017. https://shipandbunker.com/prices.

http://worldfreightrates.com/en/freight beregning af transport af materialer til skib

https://www.wattoo.dk til antagelse af pris for sømløs rør

ohttps://www.alt-vvs.dk til antagelse af pris for svejsebøjninger

https://elogvvslageret.dk til antagelse af pris for flanger

Optimering af jacket cooling water system ombord på M/T ... · Den internationale kode for sikker...

Documents

Transcript of Optimering af jacket cooling water system ombord på M/T ... · Den internationale kode for sikker...