Embed Size (px)
Citation preview
Bachelorprojekt
Rasmus Skipper-‐Jørgensen AAMS – 2013
Udnyttelse af overskudsvarme -‐ Anvendelse af absorptionsanlæg på skibe
Udnyttelse af overskudsvarme - Anvendelse af absorptionsanlæg på skibe Af Rasmus Skipper-Jørgensen Maskinmester bachelorprojekt, Aarhus Maskinmesterskole 4/6 - 2013 Vejleder, Henrik Kerstens 31 normal sider 21 Bilag i ekstern indbinding ________________________ Rasmus Skipper-Jørgensen M10765
Abstract This report, Waste heat recovery – use of absorption systems on ships, is a
bachelor report at the education Bachelor of Technology Management and
Marine Engineering at Aarhus School of Marine and Technical Engineering. The
report is written in corporation with the Danish shipping company TORM A/S.
Ideas and data supporting this project is taken from the ship, M/T TORM
Ragnhild, during a 10 weeks stay in February-‐April 2013.
At TORM A/S recycling energy is a primary goal. Their priority is to reduce 20%
CO2 emissions by 2020.
The report will describe the function of an absorption heat pump and analyse the
possibility to reuse wasted heat, in terms of cooling water from the auxiliary
engines via an absorption heat pump. The process involves the use of the high
temperature cooling water to create a chilled water circuit. As a result, the water
circuit will deliver the cooling capacity for the central AC system minimalizing
the use of the installed refrigeration system. The implemented absorption
process shows an 8% reduction in electrical power consumption, resulting in a
total CO2 emission reduction by 1.2% for M/T TORM Ragnhild.
In addition to effectively reducing the utilization of the refrigeration compressor,
there are other peripheral systems that will gain efficiency. The process requires
a change in the current cooling water system that cannot exceed 33°C, otherwise
the efficiency is being compromised. Therefore, the system would be most
beneficial for a ship that sails in colder climates.
An audit between the current energy consumption versus the implementation of
the new system will illustrate if the installation will be a beneficial investment.
Such an installation is considered an attractive solution to not only decrease CO2
emissions but also to decrease the operating expenses.
4
Indholdsfortegnelse
1 Forord .................................................................................................................. 6
2 Indledning ............................................................................................................ 7 2.1 Formål .............................................................................................................................................................. 7 2.2 Metode ............................................................................................................................................................. 8 2.3 Læsevejledning ............................................................................................................................................. 8 3 Problemstilling ..................................................................................................... 9 3.1 Problem beskrivelse .................................................................................................................................. 9 3.2 Problemformulering .................................................................................................................................. 9 3.3 Afgrænsning .................................................................................................................................................. 9
4 Funktions beskrivelse absorptionsmaskine ........................................................ 10 4.1 Baggrunds information .......................................................................................................................... 10 4.2 Virkemåde ................................................................................................................................................... 10 5 Beskrivelse af nuværende aircondition .............................................................. 14
6 Hvad kan med fordel kobles på LLT .................................................................... 16 6.1 Køleforbrug I AC central ........................................................................................................................ 17 6.2 Kapacitet i decentrale AC units .......................................................................................................... 18
7 Opgørelse over kuldebehov LLT ......................................................................... 20
8 Effektoptag nuværende installation. .................................................................. 20 8.1 Central AC .................................................................................................................................................... 21 8.2 Energi optag decentrale AC units ...................................................................................................... 23 8.3 Energi optag proviant køleanlæg ...................................................................................................... 24 8.4 Samlet nuværende energi optag ........................................................................................................ 25 9 Overskudsvarme tilgængelig .............................................................................. 25
10 Opbygning af nuværende LT/HT system ........................................................... 27 10.1 Central LT kølevand ............................................................................................................................. 27 10.2 Kølevand hjælpemotor ........................................................................................................................ 28 10.3 HT kølevandseffekt ............................................................................................................................... 29
11 Tilgængelig kulde ydelse .................................................................................. 30
12 Produktion af kulde ved spidsbelastninger samt perioder uden varme ............. 31 12.1 Metode 1: Boost af HT vand. ............................................................................................................. 32 12.2 Metode 2: Sekundær chiller .............................................................................................................. 33 12.3 Metode 3: Tilførsel af varme fra andet maskineri ................................................................... 34 12.4 Opsummering .......................................................................................................................................... 37 13 Design af LLT .................................................................................................... 37 13.1 Lagring af kulde ...................................................................................................................................... 40 13.2 Udvælgelse af køleflader til LLT ...................................................................................................... 41 13.3 Cirkulation af LLT .................................................................................................................................. 41 13.4 Pumpevalg LLT ....................................................................................................................................... 42
5
14 Design af ny HT ................................................................................................ 43 14.1 Opbygning ................................................................................................................................................. 44 14.2 Cirkulation af HT .................................................................................................................................... 45
15 Effektoptag ved brug af absorptionsanlæg ....................................................... 46
16 Ændrede driftsforhold ved implementering ..................................................... 47
17 Indvirkning på eksisterende LT kølevands system ............................................ 48
18 Cost/benefit ..................................................................................................... 50 18.1 Driftsbesparelse ..................................................................................................................................... 50 18.2 Anskaffelsespris ..................................................................................................................................... 51 18.3 Omkostninger ved sejlads .................................................................................................................. 52 18.4 Omkostninger ved stilstand af diesel motorer ......................................................................... 52 18.5 Tilbagebetalingstid ............................................................................................................................... 53 19 Emissioner ....................................................................................................... 53
20 Globalt perspektiv ............................................................................................ 54
21 Konklusion ....................................................................................................... 55
22 Perspektivering ................................................................................................ 56
23 Beregninger ..................................................................................................... 57 B-‐1: Gennemsnitlig kulde ydelse AC kompressor .............................................................................. 57 B-‐2: Kondensator effekt proviant kompressor ................................................................................... 57 B-‐3: Gennemsnitligt effektoptag AC komp. 1 ....................................................................................... 58 B-‐4: Optaget EL effekt proviant kompressor ....................................................................................... 60 B-‐5: Kuldeydelse absorptionsanlæg ........................................................................................................ 60 B-‐6: FO/Chill ved anvendelse af oliefyr ................................................................................................. 60 B-‐7: FO/Chill ved anvendelse af kompressor chiller ........................................................................ 61 B-‐8: FO/Chill ved anvendelse af forvarmer til ME ............................................................................ 61 B-‐9: Maksimal vandtemperatur ................................................................................................................ 63 B-‐10: Lagret kulde .......................................................................................................................................... 63 B-‐11: Reduktion af energioptag proviantkøleanlæg ........................................................................ 64 B-‐12: Omkostninger ved sejllads .............................................................................................................. 65 B-‐13: Omkostninger ved stilstand ............................................................................................................ 65 B-‐14: Merpris ved stilstand af hoved og dieselgenerator .............................................................. 66 B-‐15: Emmissions reduktion ...................................................................................................................... 66 24 Litteraturliste ................................................................................................... 67 24.1 Bibliografi ................................................................................................................................................. 67 24.2 Figurer ........................................................................................................................................................ 68 24.3 Tabeller ...................................................................................................................................................... 69
Bilag ..................................................................................................................... 70
6
1 Forord
I en global verden, hvor energi samt CO2 emissioner står højt på dagsordenen,
søgte jeg bevidst efter et projekt område, hvor jeg havde en formodning om en
potentiel besparelse. Ikke blot økonomisk men også emissions mæssigt. Grundlaget til denne rapport er kommet efter egne ideer og betragtninger, samt
samtaler med besætningen ombord på M/T TORM Ragnhild.
Der skal på forhånd gives en stor tak for sparring, samt hjælp til indsamling af
data til udarbejdelse af dette projekt.
Mikael Ramon Jensen – Maskinchef TORM Ragnhild
Teknisk afdeling TORM A/S
SEG Energy A/S
BKF Klima -‐ Kolding
FK Teknik – Aarhus
TT-‐Coil A/S
Smedegaard A/S
7
2 Indledning
2.1 Formål
Rapporten er skrevet som sidste del af maskinmesteruddannelsen på Aarhus
Maskinmesterskole.
Fra det interne kvalitets system på AAMS findes følgende:
”Den studerende skal lære at arbejde udviklingsorienteret med planlægning og
gennemførelse af et projekt.
Den studerende skal ved at drage sammenhænge mellem erfaring, praktiske
færdigheder og teoretisk viden kunne identificere og analysere problemstillinger,
der er centrale i forhold til professionen som maskinmester.
Den studerende skal tilegne sig en særlig indsigt i et emne, område eller problem og
skal gennem projektarbejdet lære systematisk problemformulering og
problembehandling samt indsamling og analysere af datamateriale, herunder
relevante resultater fra forskning og udvikling” (Aarhus Maskinmesterskole 2012)
Ved opfyldelse af disse krav kvalificerer den studerende sig til færdiggørelsen af
uddannelsen maskinmester.
8
2.2 Metode
Projektrapporten er tilgået med en praktisk vinkel, i form af indsamling af
empiri. Data, målinger og materiale, er hovedsageligt kommet via kvantitativ
indsamling, så vidt dette har været muligt. Dette er sket i form af uddrag af
datablade fra den eksisterende dokumentation for anlægget.
M/T TORM Ragnhild benyttes som case, til udarbejdelse af analyse af
problemstillingen.
Løsningsforslaget til problemstillingen er søgt målrettet mod en bred række af
skibe, frem for det enkelte skib. Udvælgelse af komponenter til udarbejdelse af
løsningsforslaget er sket i samarbejde med personer, der har speciale indenfor
det specifikke område. Rapporten er tilgået med den generelle viden opnået
under maskinmesterstudiet.
2.3 Læsevejledning
For at gøre rapporten let overskuelig anvendes blot resultaterne fra udregninger
i rapporten. Hvor der gøres brug af resultater fra udregninger henvises der til
dette med et ”B-‐XX”, hvor der kan ses hvilket udregningsnummer resultatet
kommer fra. Alle udregninger er anbragt bagerst i rapporten.
Der vil i rapporten blive anvendt en række forkortelser, disse vil blive forklaret
nedenunder og derefter kun fremgå ved forkortelsen.
HT = High Temperature water
LT = Low Temperature water
LLT = Low Low Temperature water
SW = Sea Water
ECR = Engine Control Room
AC = Air Condition
AE = Auxiliary Engine
FO = Fuel Oil
COP = Coefficient of performance
LiBr = Litium Bromid
DO = Diesel Oil
9
3 Problemstilling
3.1 Problem beskrivelse
I TORM A/S har man et mål om at sænke sine CO2 emissioner i 2020 med 20% i
forhold til 2008 niveau. (TORM 2012)
Som et tiltag til at opnå dette, vil der blive set på mulighederne for at nedsætte
skibet, M/T TORM Ragnhilds brændstof forbrug, ved implementering af et ekstra
kølevandssystem. Der vil blive belyst hvorvidt det er muligt, at anvende et
absorptionskøleanlæg til at lave en central kølekreds, LLT, med en fremløbs
temperatur i området 5-‐10°C.
Ideen bag LLT kredsen er at anvende denne kølekreds til AC formål, frem for det
allerede eksisterende kompressor køleanlæg.
En sådan ombygning vil ændre skibets nuværende kølevandsstruktur, hvorfor en
klarlæggelse af det nye system vil blive belyst, for at undersøge hvorvidt det vil
være lønsomt at installere et LLT system. Her tænkes ændrede pumpekrav samt
maskineri der kan opnå en bedre ydelse ved tilkobling til LLT frem for LT.
3.2 Problemformulering
"I hvilket omfang kan et absorptionsanlæg, drevet af overskudsvarme
fra skibets diesel motorer, supplere/erstatte det nuværende kompressor
køleanlæg til aircondition"
3.3 Afgrænsning
Der vil i dette projekt ikke blive belyst hvorvidt driften af ventilations anlægget
som helhed er optimal, her tænkes på flow, recirkulation, kapacitet mm.
Projektet vil tage udgangspunkt i den nuværende installerede kapacitet og
undersøge hvorvidt dette kan fremskaffes mere effektivt ved anvendelse af et
absorptionskøleanlæg. Teori der ligger indenfor pensum på Aarhus
Maskinmesterskole, vil ikke blive beskrevet dybdegående, men forudsættes at
være kendt af læser. Ved teknologier, processer og lign. der ligger udover
pensum, vil disse blive beskrevet kort.
10
4 Funktions beskrivelse absorptionsmaskine
Da essensen i dette projekt er udnyttelse af overskudsvarme til at drive et
absorptionskøleanlæg, vil virkemåden af et absorptionsanlæg blive beskrevet
kort, for at klarlægge baggrunden for valget af denne mulige energi optimering.
En absorptionsmaskine er kort og simpelt en termisk maskine, der udnytter de
kemiske og fysiske egenskaber for to stoffer, til at flytte termiskenergi.
4.1 Baggrunds information I lille størrelse, har denne form for anlæg en stor udbredelse indenfor camping
miljøet, hvor køle/fryseskabe kan anvende både gas og EL til at producere den
nødvendige varme kilde. (Nielsen 2006)
Da absorptionsanlægget udnytter de kemiske egenskaber for 2 stoffer, er der
ikke noget videre mekanisk i selve anlægget som man kender det fra et
”traditionelt køleanlæg”. Anlægget består af en beholder, rørsystemer,
hedeflader samt en intern varmeveksler, hvorfor vedligeholdet sammenholdt
med et kompressor anlæg med mange bevægelige dele, er yderst begrænset.
I anlægget anvendes to forskellige medier, (den følgende beskrivelse vil tage
udgangspunkt i LiBr og vand, der kan dog anvendes andre medier, men
processen er som udgangspunkt den samme).
LiBr har en absorberende effekt på vand, hvilket er af afgørende karakter for
anlægget.
4.2 Virkemåde Selve køleprincippet hvor man udnytter energioptaget ved et stof’s faseskifte er
det samme som man kender det for et traditionelt kompressor køleanlæg. Der
hvor forskellen på de 2 typer anlæg findes, er i cirkulationen, samt drivkraften af
de 2 processer. Ved det traditionelle kompressor køleanlæg, er drivkraften
mekanisk energi der tilføres kompressoren, som via det arbejde kompressoren
udfører, driver kølemidlet rundt i anlægget.
Ved absorptionsmaskinen, sker denne cirkulationen i form af en termisk
kompressor, der udnytter de kemiske reaktioner der sker imellem LiBr og vand.
11
En termisk kompressor består grundlæggende af en generator (1) og en
absorber (4).
I generatoren tilføres blandingen af LiBr og vand energi, i form af varme.
Blandingen varmes derfor op og begynder at koge. Vandet koger af, og
blandingen separeres i 2, vanddamp og LiBr koncentrat. Vanddampene anvendes
som det kendes fra et traditionelt køleanlæg, hvor de først kondenseres i
kondensatoren (2), for derefter at drøvles til et lavere tryk ved fordamperen, og
optage energi i fordamperen (3) og dermed komme tilbage på dampform.
LiBr der er stærkt vandsugende, vil absorbere vanddampene fra fordamperen og
til absorberen (4).
Blandingen af LiBr og vand pumpes tilbage til generatoren og processen er
derfor sluttet og kan gentages. (Nielsen 2006)
Figur 1: Proces diagram absorptionsanlæg
For at processen er termodynamisk mulig skal der være en vis
temperaturdifferens mellem fordamper/absorber og absorber/generator.
Mellem fordamper og absorber er den maksimale temperaturdifferens omkring
40K, dette skyldes at jo større temperaturdifferensen der er, jo større
koncentration af LiBr skal der anvendes. Temperaturdifferensen mellem
absorber/generator skal værre større end differensen mellem
12
fordamper/absorber. Temperaturdifferensen ligger typisk 20K over temperatur
differencen for fordamperen/absorberen (SEG Energy A/S 2010).
Figur 2: Temperatur illustration for absorptionsmaskine
Som det ses af figur 2, tilføres absorptionsmaskinen energi fra 2 kilder (til
venstre for temperaturaksen), en højtemperatur kilde i generatoren og en
lavtemperatur kilde i fordamperen. Energien afleveres derefter ved en
mellemtemperatur (til højre for temperaturaksen) i kondensatoren og
absorberen. Kølevandet til disse to er som regel seriekoblet, hvorfor dette ofte
ses som en kilde.
13
Figur 3: Ligevægtsdiagram for LiBr/vand opløsning
I ovenstående ligevægtsdiagram kan processen som der er beskrevet
indledningsvis ses.
Da vands normal kogepunkt er 100°C, skal trykkes i systemet sænkes med en
vakuum pumpe til den ønskede fordampningstemperatur.
I det viste tilfælde er dette 20°C svarende til 0,0234 bar absolut.
Det ses at en LiBr/vand koncentration på 58% ved 57°C har samme damptryk,
ligeså har 62% ved 66°C, samt 66% ved 75°C osv. Blandingen er derfor i ligevægt
ved disse forhold. I fordamperen hvor vandet tilføres varme og dermed
fordamper, vil damptrykket stige og blandingen komme i uligevægt.
Vanddampene absorberes af LiBr/vandopløsningen som derfor fortyndes. LiBr
koncentrationen i absorberen vil derfor falde, hvor det i det viste tilfælde er fra
62% til 58%. (SEG Energy A/S 2010)
Temperaturen i absorberen er afgørende for hvor tynd blandingen kan blive, det
ses at ved nedkøling af absorberen til ca. 40°C kan opnås en koncentration på ca.
48%, hvorfor der optages mere vanddamp.
LiBr koncentrationen i anlægget bestemmes derfor ud fra hvilke temperaturer
14
der ønskes i generator/absorber. Imens trykket i absorber/generator
bestemmes ud fra den ønskede fordampnings-‐ og kondenseringstemperatur for
vandet.
Da der anvendes vand i systemet som kølemiddel, kan der ikke opnås
temperaturer under 0°C, grundet frostsprængninger. Af hensyn til dette,
arbejdes der som regel ikke med vandtemperaturer under 4-‐6° på fordamper
siden. (SEG Energy A/S 2010). Da absorptionsanlægget skal anvendes til AC, hvor
der må forventes vandtemperaturer ned til 5°C, er der derfor basis for
anvendelse af absorptionsmaskinen.
I modsætning til det traditionelle kompressor køleanlæg, hvor der anvendes
mekanisk energi, der kommer fra tilført EL effekt, hvor der kan opnås COP
værdier i området 3-‐4, har absorptionsmaskinen en noget mere begrænset COP.
Denne ligger typisk med en værdi op til 0.78, der kan dog laves dobbelt virkende
absorptionsmaskiner, hvor COP værdien kan komme op omkring 1,2-‐1,4. (SEG
Energy A/S 2013). Den ovenfor beskrevne proces er for et enkeltvirkende anlæg.
Absorptionsanlægget er derfor et oplagt valg i situationer, hvor der er meget
overskudsvarme tilgængeligt af en høj temperatur, samtidig med et behov for
køling.
Ovenstående er scenariet ombord på skibe, hvor overskudsvarmen afsættes i
havvandet, og dermed ikke udnyttes.
Med udgangspunkt i at der ligger et potentiale i at udnytte overskudsvarmen
ombord på skibet til kølerelateret formål, analyseres det eksisterende set-‐up for,
at se hvorvidt der kan findes anvendelse af et absorptionsanlæg.
5 Beskrivelse af nuværende aircondition Til at regulere temperatur samt luftfugtighed og ikke mindst ventilere i
apteringen, anvendes et centralt ventilations anlæg.
Da skibet opererer ”world-‐wide” kan der forekomme store klimatiske ændringer
med ude temperaturer op imod 50°C, hvorfor der kræves store mængder
køleeffekt til at holde værelser, kontorer, opholdsarealer mm. nedkølet til en
behagelig arbejds-‐ og opholdstemperatur
Ventilations anlægget har fast indstillede bypass spjæld samt ventilator, så
15
mængden af recirkuleret luft, samt den totale luftmængde er derfor faste.
Ud fra den oprindelige dimensionering ses det at, 41% (Bilag 1) af luften
recirkuleres.
Luftmængden kan derfor kun reguleres i de enkelte rum ved manuelt at dreje
indblæsningsdyserne. Dette er også den eneste måde at regulere temperaturen i
de enkelte rum på.
Temperaturen på indblæsningsluften styres fra det centrale ventilationsanlæg.
Hensigten med reguleringen af temperaturen i apteringen, er at regulere ud fra
temperaturen på retur/indsugningsluften til ventilationsanlægget. Denne
termostat er dog sat til laveste indstilling, hvilket er 16°C, dette medfører at
anlægget altid vil forsøge at køle maksimalt, når ude temperaturen er over 16°C.
Den eneste måde anlægget vil regulere ned for køling er ved, at kompressor
anlægget begynder at koble kapacitet ud. Kompressoranlægget er dog justeret
ind efter et sugetryk på 0°C, hvorfor at udkobling af kapacitet sker meget
sjældent, og af kort varighed.
I den observerede periode hvor udeluften har varieret mellem 28-‐34°C har
indblæsningsluften ligget i området 12-‐15°C.
Den kolde indblæsningsluft blandes op med luften i apteringen i form af
indblæsningsspjældende i de enkelte rum, hvorefter luften blandes op, for på
den måde at holde temperaturen nede. Udsuget til recirkulationen sker i
trappeopgangen midt i apteringen samt i gangarealer. Alle døre er dermed
udstyret med spjæld. Det ses derfor også, at der kan opstå trykforskelle imellem
de forskellige rum afhængigt af spjældindstillinger. Dette resulterer i at døre kan
”binde” samt vindstød ved åbning af døre.
Ventilationsanlægget er opbygget med 2 køleflader, tilkoblet hver sit køleanlæg.
Dette er af hensyn til nedbrud, så det er muligt at skifte over til standby-‐
anlægget.
Hver af de to anlæg er dimensioneret som 50% anlæg (Bilag 1). I daglig praksis
er det dog kun det ene anlæg der er gjort klar til drift, hvorfor man aldrig opnår
mere end 50% af den dimensionerede kapacitet. Ifølge besætningen bliver begge
anlæg startet op ved enkeltstående tilfælde.
16
De to køleanlæg er identiske og kan køres 100% separat, dvs. separat rørføring,
ventiler, styring mm.. Begge udstyret med stempelkompressorer af fabrikatet
Sabroe, med mulighed for trinkobling af kapaciteten vha. cylinderudkobling. De
respektive kondensatorer er tilkoblet det på skibet centrale LT kølevandssystem,
som er søvandskølet.
6 Hvad kan med fordel kobles på LLT
Den oprindelige hensigt med LLT kredsen er køling til skibets centrale AC unit,
og dermed reducere/fjerne behovet for de to nuværende kompressorkøleanlæg.
Efter gennemgang af det nuværende LT systemet, er der dog fundet flere
forbrugere af LT vand, der med drift økonomisk fordel kunne køles af LLT
kredsen.
Foruden det centrale køleanlæg til AC i aptering, er der på skibet installeret to
selvstændige decentrale AC units. Disse to units er installeret i henholdsvis ECR
samt workshop1, og er som det centrale anlæg, koblet på det eksisterende LT net
med vandkølede kondensatorer. Ligeledes vil proviant køleanlægget opnå en
bedre virkningsgrad ved køling af LLT vand, frem for det nuværende LT vand.
Dette skyldes at kølevandet til kondensatoren er bestemmende for
afgangstrykket på kompressoren. Et lavere afgangstryk vil medføre et mindre
udført arbejde, hvilket vil resulterer i en bedre virkningsgrad.
Observeringer for driften er gjort udfor kysten ved Bangladesh i marts/april
måned 2013, hvor udetemperatur har varieret mellem 28-‐36°C,
havtemperaturen mellem 28-‐30°C og maskinrums temperaturen mellem 32-‐
36°C.
For at se hvor stor belastningen på LLT kølekredsen vil blive, udarbejdes der en
opgørelse over køleeffekten til den centrale AC enhed, de to decentrale samt
proviantkøleanlægget.
1 Workshop er skibets værksted i maskinrummet
17
6.1 Køleforbrug I AC central
Til fastlæggelse af forbruget af køling i skibets centrale AC anlæg, vil der blive
analyseret på kapaciteten af det nuværende kompressorkøleanlæg.
Det forudsættes at køleeffekten som kompressoren yder, er et udtryk for
behovet for køleeffekten i den centrale AC unit samt kølefladen i kabys, der er
koblet på AC kompressoren.
Kompressoren til den centrale AC enhed, kan via cylinderudkobling kobles i 4
trin, 33%, 50%, 67% og 100% (Bilag 2). Ved logning af drift timer for de
forskellige kompressor trin kan kølebehovet set over tid, bestemmes.
Iht. fabrikanten yder kompressoren 127 kW (Bilag 3) ved nominel ydelse for
denne driftssituation, ved et sugetryk på 0°C og afgangstryk på 35°C med
kølemidlet R404A.
Kapacitets oversigt for AC kompressor i perioden 24/3 – 7/4
Kapacitets trin Drift timer %(af døgn) Kapacitet kW
33% 0 0 41,9
50% 0 0 63,5
67% 182 54% 85
100% 154 46% 127
Total 336 100% Tabel 1: Kapacitetsoversigt for AC kompressor
Det ses at kompressoren kører 24 timer i døgnet, med en minimums belastning
på 67%. Hvilket er et udtryk for, at der altid er et kølebehov på mindst 85 kW.
Ligeledes ses det at kompressoren kører på fuld kapacitet næsten halvdelen af
tiden. Det har desværre ikke været muligt at installere en datalogger for at
analyse behovet nærmere, hvilket gør at forbruget vil blive bestemt ud fra
gennemsnitaflæsninger af timetællerne.
Fra ovenstående tabel ses det, at det gennemsnitlige kølebehov ligger et sted
mellem 67% og 100%. Ud fra beregninger findes det gennemsnitlige kølebehov,
hvilket er 104,3 kW. (B-‐1)
18
Hvorvidt der kan være perioder hvor det reelle kølebehov er større, og back up
kompressoren derfor burde være koblet ind er ukendt, og vil ikke blive
undersøgt nærmere i denne rapport.
Ifølge besætningen ombord, er det erfaringsmæssigt dog ikke et problem at AC
unitten ikke har tilstrækkeligt med kapacitet, med mindre der sejles i områder
omkring den Arabiske golf.
6.2 Kapacitet i decentrale AC units
Der er i ECR, samt maskinrummets workshop opsat decentrale AC enheder. I
ECR forsøges at holde en temperatur på 25°C. AC enheden i ECR har til formål at
bortlede den varme der kommer fra computer systemer, EL tavler mm.
Det er fra ECR hvor hovedmotoren, hjælpemotorer, pumper mm. styres fra.
Ligeledes er ECR det eneste sted i maskinrummet, hvor støjniveauet er tilpas
lavt, til at der kan føres en samtale. ECR er derfor et samlingssted, hvor der ofte
befinder sig personer. Ligeledes er der under manøvre af skibet fast bemanding i
ECR.
I workshoppen er formålet udelukkende komfort for hvem der måtte opholde sig
her i. At der er køling i workshoppen har derfor klart 2. Prioritet, i modsætning
til ECR hvor det anvendte udstyr er afhængig af køling.
AC enheden i workshoppen slukkes derfor også hver aften, da kølingen fungerer
som ren komfort. Hvorimod ECR er tændt hele døgnet.
Disse to anlæg er selvstændige enheder, med hver sit kompressoranlæg samt
styring. Køling til anlæggets kondensatorer sker via. den centrale LT kreds.
Ved helt at fjerne disse to anlæg og tage køleeffekten fra LLT systemet ved
anvendelse af kaloriferer i ECR og workshop, frem for det nuværende anlæg, kan
kompressor effekten dermed helt spares væk, og køleeffekten vil i stedet komme
fra det centrale køleanlæg.
Udover at medføre et mindre energi optag, grundet man kan køre uden
kompressor,* vil det også medføre mindre og mere simpelt vedligehold, da man
frem for flere små decentrale enheder med hver deres automatik, vil have en
central enhed med en overordnet styring.
19
I ECR og workshop anvendes kompressorer af typen Maneurop MTZ 80, der ved
driftssituation -‐5°C/45°C med kølemidlet R404A er opgivet til 15,2 kW. (Bilag 5)
*forudsat at der er mulighed for produktion af LLT via absorptionsanlæg.
Drift opgørelse for decentrale AC units 24/3 – 7/4 (Bilag 4)
Drift timer Effekt % (af døgn) Effekt (gns.)
ECR 305 15,2 91 13,8
Workshop 138 15,2 41 6,2 Tabel 2: Driftsopgørelse for decentrale AC units
6.3 Proviant køl
Til køling af madvarer, anvendes et kombineret køle og frost anlæg. De 2
frostrum til fisk og kød, samt kølerummet til grøntsager er parallelkoblet til den
samme kølekompressor.
Til køling af kondensatoren på køleanlægget, anvendes vand fra LT systemet.
Efter målinger på anlægget ses det, at ved en vandtemperatur på 32°C er
kondenseringstemperaturen 40°C.
Ved tilkobling til LLT systemet, vil kølevandstemperaturen sænkes til omkring
5°C, frem for de nuværende 32°C.
Dette vil medvirke, at anlæggets COP-‐værdi vil stige, hvilket vil resultere i færre
drifttimer af anlægget og dermed et mindre energi optag.
Der er dog også et vedligeholdelses aspekt i en sådan opkobling med LLT
kølevand, fremfor det nuværende LT kølevand omkring 32°C.
Da kondenseringstemperaturen og afgangs tryk for kompressoren er
ligefremme, vil en sænkning af kondenseringstemperaturen også medføre et
laverer afgangstryk for kompressoren. Kompressionsforholdet vil derfor falde,
hvilket medfører mindre slid på ventiler, lejer, mm.
Driftsopgørelse proviant kompressor, 24/3 – 7/4
Drift timer Effekt [kond.]* % (af døgn) Effekt (gns.)
Proviant komp. 296 8,76 88% 7,7 Tabel 3: Driftsopgørelse for proviant køleanlæg
*Kondensator effekt (B-‐2)
20
7 Opgørelse over kuldebehov LLT
På baggrund af ovenstående opgørelser, opstilles den samlede oversigt over
behovet for LLT.
Da det ses at belægningen ligger i området 60-‐90%, vil det kun i enkelte tilfælde
være den installerede effekt, der er den ønskede kapacitet.
Samlet kuldebehov i LLT
Komponent Installeret effekt Målt effekt (døgn gennemsnit)
AC – Central 2x127 kW 104,3 kW
AC – ECR 15,2 kW 13,8 kW
AC – Workshop 15,2 kW 6,2 kW
Proviant* 8,76 kW 7,7 kW
Total 293,16 kW 132 kW Tabel 4: Oversigt over kuldebehov
*Ved proviant er det den afsatte kondensator effekt i LT, frem for den i frost-‐
kølerum afsatte køleeffekt.
På trods af at den målte effekt er langt mindre, end den i forvejen installerede
effekt, vil LLT kredsen blive dimensioneret ud fra den i forvejen installerede
effekt. Dette gøres ud fra en betragtning om at det nuværende anlæg er
dimensioneret ud fra den ønskede kølekapacitet, ved varmere forhold.
LLT kredsen vil derfor blive dimensioneret til at kunne levere den samme peak
effekt som det nuværende anlæg.
Til udregning af en eventuel energi besparelse vil den målte effekt blive brugt
som gennemsnit for den årlige drift, og ikke peak effekten.
8 Effektoptag nuværende installation.
For at en eventuel besparelse ved brug af LLT systemet, frem for den nuværende
opsætning kan beregnes, vil der blive analyseret på det nuværende EL forbrug,
samt hvor stor en andel af brændstoffet dette udgør.
21
8.1 Central AC
De eksisterende EL motorer på kompressoranlæg til AC anlægget, er opgivet til
42,6 kW/stk. ved nominel ydelse (Bilag 1). Anlægget kan køre i flere trin vha.
cylinderudkobling, hvorfor mængden af drifttimer og nominel effekt ikke kan
anvendes til bestemmelse af det reelle effektoptag.
Da det ikke har været muligt at logge på effekt optaget direkte og kontinuerligt
vha. kWh måler, vil dette blive beregnet i stedet.
På baggrund af tidligere opgørelser over drifttimerne for de forskellige
kapacitets trin, sammenholdt med effekt beregninger for hvert kapacitets trin,
findes effektoptaget. Det udregnede gennemsnitlige effektoptag over den
loggede periode, vil blive brugt til udregning af det årlige energi forbrug.
Som en del af det systematiske vedligehold, registreres alle timetællere hver
måned. På baggrund af disse og den gennemsnitlige effekt udregnes det årlige
energioptag.
Effektoptag til styring og regulering vil blive udeladt i disse beregninger.
Da der under hele observeringsperioden kun har været maksimalt en
kompressor på 100% i drift, vil det ikke komme med i beregninger at der kan
være situationer, hvor to kompressorer er i drift. Dette er ifølge besætningen
også den normale procedure, og der har kun ved enkelt stående tilfælde været 2
kompressorer i drift, for at kapaciteten var stor nok.
Drifttimer for kapacitets styring, 24/3 – 7/4
Kapacitetstrin Effekt – kW (B-‐3) Drift timer
33% 23 0
50% 27,5 0
67% 32 182
100% 40,6 154 Tabel 5 Driftstimer for kapacitetsstyring
Gennemsnitlig effekt optag for drifttimer, i perioden 24/3 – 7/4, beregnet til
35,96 kW (B-‐3)
22
Efter gennemgang af de månedlige opgørelser over drift timerne for
kompressorerne, ses det at dette er gjort meget mangelfuldt. Hvorfor det ikke er
muligt at få en opgørelse over en periode hvor der er noteret drifttimer for begge
kompressorer.
Den 14 dages logningsperiode bruges derfor som udsnit for den generelle drift.
Dette er naturligvis en tilnærmelse, da de klimatiske forhold har været
konstante, omvendt kan det siges at skibet ikke har nogen fast fartplan, hvorfor
det er svært at fastsætte det reelle behov.
Driftsopgørelse AC kompressorer.
Timer under logning Timer årligt
Komp. 1 336 8760
Komp. 2 0 0 Tabel 6: Driftsopgørelse AC kompressorer
Af de 2 kompressorer, hvoraf det ses, at den ene altid er i drift, står den anden
som standby. Ved standby holdes kompressorolien varm vha. et elektrisk
varmelegeme. Da den ene kompressor altid er i drift, vil den anden ligeledes altid
stå standby, i praksis skiftes der dog imellem de 2 for at udligne drifttimer,
slitage mm.
Effektoptag kompressor i drift.
Timer årligt Effekt Energi
8760 35,9 kW 314.484 kWh Tabel 7: Effektoptag kompressor i drift
Effektoptag kompressor standby. (Bilag2)
Timer årligt Effekt Energi
8760 270W 2.365 kWh Tabel 8: Effektoptag standby kompressor
23
Samlet energi forbrug til AC kompressorer
Enhed kWh
Komp standby 2.365
Komp drift 314.484
I alt 316.849 Tabel 9: Energi forbrug AC kompressorer
8.2 Energi optag decentrale AC units
Til fastlæggelse af det årlige energi optag fra de to de centrale AC units i
henholdsvis ECR og workshop, tages udgangspunkt i nominel ydelse, samt
drifttimerne, på baggrund af logning over en periode på 14 dage. Besætningen
der har sin daglige gang i disse rum er ikke blevet informeret om dette, for ikke
at påvirke psykologien bag driften af disse anlæg.
Begge anlæg styres af en termostat til start/stop af kompressor.
Driftstimerne for perioden 24/3 – 7/4, vil blive brugt som gennemsnit for det
årlige antal driftstimer. Dette understøttes af observeringer samt samtale med
maskinbesætningen vedr. drift mønstret.
Under den loggede periode har maskinrums temperaturen varietet mellem 30-‐
34°C.
De 2 units er begge udstyret med kompressorer af typen;
Maneurop MTZ80, disse er opgivet til en optaget EL effekt på 6,38 kW, ved den
tidligere nævnte driftssituation på -‐5°C/45°C. (Bilag 5)
Effekt optag til styring medregnes ikke.
Driftsopgørelse for ECR
AC unit – E.C.R.
Timer under logning Drift timer årligt Effekt Energi årligt
Kompressor 305 7653 6,38 48.826 Tabel 10: Driftsopgørelse for ECR
24
Driftsopgørelse for workshop
AC unit – Workshop
Timer under logning Drift timer årligt Effekt Energi årligt
Kompressor 138 3.502 6,38 22.342 Tabel 11: Driftsopgørelse workshop
Værdier fra timetællere (Bilag 4)
8.3 Energi optag proviant køleanlæg Det nuværende proviant køleanlæg er koblet til det centrale LT kølevandssystem
på skibet. LT vandet bruges i køleanlæggets kondensator til kondensering af
kølemidlet.
Kompressoren er styret af en pressostat og kan køre i ét trin, ON/OFF.
Energioptaget bestemmes derfor ud fra drift timer samt optaget effekt for EL
motoren.
Driftsopgørelse proviant køleanlæg
Proviant køleanlæg
Timer under logning Drift timer årligt Effekt Energi årligt
Kompressor 296 7.717 3,27* 25.234 Tabel 12: Driftsopgørelse proviantkøleanlæg
*Optaget effekt, (B-‐4)
25
8.4 Samlet nuværende energi optag
På baggrund af de ovennævnte observeringer, målinger samt beregninger, kan
det årlige energi optag til køle relateret formål opgøres.
Energi opgørelse for nuværende køleenheder.
Komponent kWh
AC – Central unit 316.849
AC – Workshop 22.342
AC – ECR 48.826
Proviant køl 25.234
Total 413.251 Tabel 13: Samlet effektforbrug køleenheder
I henhold til Troels Jørgensen, fra teknisk afdeling i TORM A/S, forbrænder en
dieselgenerator gennemsnitligt 250g FO for hver kWh produceret EL.
Dette giver et årligt FO forbrug på 103,3 tons, hvilket udgør 11,4% af skibets
årlige FO forbrug til EL produktion, på 908,3 tons. (Bilag 6)
Note:
”Til udregning af dette, er der set på total mængde brændstof. FO high-‐ og low-‐
sulphur, samt DO, er derfor sidestillet, selvom det er kendt at brændværdien er
forskellig.”
Der gøres opmærksom på at det opgjorte energi forbrug ikke er hvad der er
muligt at spare ved anvendelse af LLT, men blot en oversigt over det nuværende
energi optag. En eventuel besparelse vil blive belyst senere i denne rapport.
9 Overskudsvarme tilgængelig Dieselgeneratorernes tilførte energi bliver afsat til flere forskellige kilder,
foruden EL effekt afsættes der energi i; udstødningsvarme, HT kølevandsvarme,
LT kølevand til smøreolie, lade luft køling, samt strålings varme fra motor til
omgivelser. For at få et overblik over mulighederne for udnyttelse af
overskudsvarme, udarbejdes der en varmebalance for en dieselgenerator, det
antages at de 3 motorer vil forholde sig tilsvarende.
Varmebalancen er lavet ved en drift situation, hvor skibet lå for anker i en
26
længere periode, hvorfor energi forbruget er forholdsvist lavt, grundet meget
maskineri til hovedmotoren er lukket ned.
Varme balancen vurderes på baggrund af litteratur på området at være
retvisende. (Kuiken 2008)
Figur 4: Varmebalance diagram AE 2
Resultater er baseret på beregninger for varmebalance af AE 2. (Bilag 7)
Effekt [kW] % (af tilført)
Tilført 925,9 100
EL 307 33
Generator tab 16,2 2
HT varme 168 18
LO varme 79,7 9
Lade luft køling 49,6 4
Udstødning 251,5 27
Stråling* 63,8 7 Tabel 14 Varmebalance hjælpemotor
*Stråling indbefatter, strålingsvarme til omgivelser samt usikkerhed i målinger.
Ud fra varmebalancen ses det at udstødningsvarmen er den største overskuds
energi kilde, dog har udstødningsvarmen den begrænsning, at temperaturen i
udstødningssystemet ikke må komme under 160°C, af hensyn til syre
dugpunktet for udstødningsgassen. Producenten af motorerne, MAN B&W
foreskriver at udstødsgassen ikke må komme under 200°C i udstødssystemet.
HT køling 18% LO køling ,
8%
Leveret EL , 33%
Generator tab , 2%
Udstødning , 28%
Stråling , 7%
Ladeluft køling 4%
Varmebalance AE
27
(B&W 2013) Dette er ikke specifikt for MAN B&W, men generelt grundet
mængden af svovl i brændstoffet.
Samtidig ses det at absorptionsmaskiner normalt ikke designes med en
driftstemperatur i generatoren på over 150°C (SEG Energy A/S 2010), grundet
risiko for indre korrosion.
Af de fem potentielle varmekilder, vurderes det som kun at være HT kølevandet
der er potentiel for varmegenindvinding i forbindelse med en
absorptionsmaskine. Da temperatur niveauet ved LO køleren og lade luft køleren
er for lavt, samt at strålingsvarmen er svær at indvende til brug ved drift af
absorptionskøleanlæg. Hvorimod der ved brug af HT varme, er varmt vand klar
til brug som driveffekt i absorptionsanlægget.
På baggrund af dette, vælges der derfor at arbejde ud fra varmegenindvinding af
HT kølevandet.
Kølevandssystemet til hjælpemotorerne, vil derfor blive beskrevet kort, for at
give et overblik over hvor varmen kan hentes.
10 Opbygning af nuværende LT/HT system
10.1 Central LT kølevand Skibet er udstyret med et centralt kølevandssystem, det er via dette system at alt
maskineri i maskinrummet kommer af med overskudsvarme. Luftkompressorer,
smøreolie, hydraulik station, AC, proviant køleanlæg, skylleluft, hovedmotor,
hjælpemotor, samt aksel lejer. (Bilag 8)
LT kølekredsen er via to varmevekslere kølet af søvandet. Grunden til dette er at
man ønsker at begrænse brugen af søvand mest muligt, af hensyn til korrosion
samt at der kan være mange urenheder i søvand som ikke er ønskværdige i
kølekredsene inde omkring de kølede maskindele.
LT systemet er påfyldt ferskvand der recirkuleres kontinuerligt, hvorimod
søvandet pumpes ind, varmes op af LT kølevandet, for derefter af komme
overbord igen.
Temperaturen på LT vandet reguleres ved en reguleringssløjfe bestående af en
3vejs ventil der by-‐passer LT vandet udenom SW/LT køleren.
Systemet er redundant, med to LT pumper, to SW pumper samt to SW/LT kølere.
28
Ved nedbrud på LT kølevandssystemet, vil langt det meste maskineri af
sikkerhedsmæssige årsager, derfor koble ud grundet manglende kølevand.
10.2 Kølevand hjælpemotor
De tre dieselgeneratorer af typen MAN B&W 6L23/30H, der anvendes til
produktion af skibets EL forbrug, er udstyret med deres eget interne
kølevandssystem, som er tilkoblet det centrale LT system.
Det interne system sørger for køling af ladeluft, smøreolie samt cylinderforinger.
Dette sker via to kredse, en LT kreds til skylleluft og smøreoliekøling, samt en HT
kreds til køling af cylinderforinger.
HT kredsen køles via LT kredsen med en termostatisk 3 vejs ventil der er
forudbestemt til at holde en temperatur på ca. 80°C på HT vandet ved tilgang til
cylinderforinger.
Ventilen blander LT vand ind i HT vandet, for på den måde at nedbringe
temperaturen, det ”overskydende” HT vand blandes ud i det centrale LT system.
LT vandet der via 3 vejs ventilen ledes ind i HT systemet, fungere samtidig som
køling af smøreolien, ved brug af en varmeveksler på tilgangsrøret.
Cirkulationen af HT vandet sker via en af akslen tvungen trukket centrifugal
pumpe. Under stilstand af motoren, hvor der ikke er cirkulation på vandet holdes
vandet og dermed motoren varm, ved brug af et elektrisk varmelegeme med en
ydelse på 9kW, monteret i HT systemet.
29
Figur 5: HT/LT kølevandssystem på MAN B&W 6L23/30H
10.3 HT kølevandseffekt Til cirkulation af kølevand til de 6 cylindre, bruges en af akslen tvungen trukket
cirkulationspumpe. Da hjælpemotorerne leverer EL til skibet og dermed
bestemmer frekvensen på nettet, skal omdrejningshastigheden på motoren
holdes konstant. For at opretholde en fast frekvens på 60HZ, holdes der altid 720
omdr. på hjælpemotorerne. Vandpumpen vil derfor ikke ændre
omløbshastighed, hvorfor den cirkulerede vandmængde vil være
sammenhængende med trykforskellen over pumpen.
I henhold til fabrikantens oplysninger cirkuleres der 36 m3/h (Bilag 9). Med
udgangspunkt i dette og temperatur forskellen på kølevandet, henholdsvis før og
efter foring, findes den afsatte HT effekt.
På baggrund af observeringer af skibets EL forbrug, samt erfaringer fra skibets
maskinbesætning vurderes det, at EL forbruget under normale omstændigheder,
ikke vil komme under 250kW2, (Jensen 2013) hvilket vil give en minimums afsat
HT effekt på 180kW.
30
Figur 6: Sammenhæng mellem EL effekt og overskudseffekt
Ud fra egne observeringer af driften af dieselgeneratorerne, ses det at fra opstart
af dieselgenerator og til HT vandet er oppe på ”nominel” temperatur, 80°C, går optil 15 minutter.
Det vurderes dog at dette ikke vil få indvirkning på evt. varmegenindvinding af
HT vandet, da der ved opstart af dieselgeneratorer altid holdes en overgangs fase
hvor to dieselgeneratorer er under drift i omegnen af 30 min.
Ligeledes er der under manøvre af skibet et krav om mindst to dieselgeneratorer
i drift, uanset EL forbrug.
Ved drift med to dieselgeneratorer kan den enkelte motor derfor godt ligge
under den før bestemte minimums effekt på 250 kW, da der vil være to motorer i
drift, hvorved den samlede HT effekt vil opnås fra to motorer frem for en.
11 Tilgængelig kulde ydelse For at kunne udvælge det rette absorptionsanlæg samt at beregne den
tilgængelige kuldeydelse, opsættes drift kriterier for LLT vandet.
Da LLT vandets formål er AC, ønskes en fremløbstemperatur tilsvarende den
nuværende fordampningstemperatur for i den centrale AC enhed. På bilag 1 ses
det at det nuværende anlæg er dimensioneret ud fra en
fordampningstemperatur på 6,1°C.
31
På baggrund af den valgte fremløbstemperatur, samt den beregnede tilgængelige
HT effekt, kan kuldeydelsen findes.
Ved de før beregnede 180kW tilgængelig effekt i HT kølekredsen, er der ved
anvendelse af absorptionskøleanlæg med ca. 0,75 i COP, mulighed for at få en
kuldeydelse på 135kW (B-‐5), ved en fremløbstemperatur på 6°C.
Da HT effekten er taget ud fra lav last, vil den tilgængelige køleeffekt dermed
også være en minimums effekt. I det videre design af LLT systemet, vil dette dog
ikke komme med i betragtning.
Det ses at HT effekten fra dieselgeneratorerne, ikke kan tilføre tilstrækkeligt med
effekt til at frembringe den nødvendige kuldeydelse ved spidsbelastninger på
293,3 kW, hvorfor der må gøres nogle tiltag for at opnå den ønskede effekt. I det
efterfølgende belyses nogle af de muligheder der er for at frembringe den
resterende køleeffekt.
12 Produktion af kulde ved spidsbelastninger samt perioder uden varme På baggrund af de tidligere beregninger hvor det ses at kapaciteten der kan
hentes ved absorptionsanlægget, er mindre end det i forvejen dimensionerede
anlæg. Vil der blive set på muligheder for at booste produktionen af køleeffekt.
Dette gøres for at opretholde muligheden for at opnå tilstrækkeligt med køling
ved sejlads i varmere områder. Ligeledes skal der ved tilkobling af land strøm i
eks. doknings situationer og større reparationer på skibet, være mulig for køling
i aptering.
For at kunne gøre dette vil der blive set på 3 muligheder.
1. Særskilt HT produktion (oliefyr)
2. Sekundær LLT køling (Kompressor køleanlæg til LLT kredsen)
3. Tilførsel af varme fra andet maskineri
De tre metoder vil blive vurderet på baggrund af beregninger for driften.
De tre metoder tilstræbes at kunne fungere både som dellast i samkøring med
udnyttelse af HT vand, samt ved fuld last i tilfælde af nedlukkede
32
dieselgeneratorer.
Det er et generelt ønske at holde så mange systemer som muligt redundante, for
at være dækket ind i tilfælde af nedbrud. Dette gør sig også gældende for det
allerede eksisterende anlæg, hvorfor det også ville komme med i betragtninger i
udvælgelsen af de 3 metoder.
12.1 Metode 1: Boost af HT vand. Ved brug af et oliefyr, vil dette kobles på HT vandet og dermed booste HT
effekten fra hjælpemotorerne, hvorefter absorptionsanlægget vil stå for hele
kuldeydelsen. Dette vil derfor kræve at absorptionsanlægget kan klare hele
køleeffekten, samt at oliefyret skal kunne være i stand til at levere hele den
fornødne HT effekt i doknings tilfælde.
Ved brug af oliefyret til spidsbelastninger kommer der en meget stor belastning
på HT nettet, hvorfor det må forventes at der skal cirkuleres en større mænge
vand, end ved ”blot” at bruge HT effekten fra dieselgeneratorerne.
Figur 7: HT opsætning med boost fra oliefyr
33
Drift økonomi:
Til udregning af driftsøkonomien, tages der udgangspunkt i en brændværdi for
FO på 40,03MJ (Bilag 20), samt en virkningsgrad for et oliefyr på 95%, og en
virkningsgrad for absorptionsanlægget på 75%.
FO /Chill ratio = 7,9 (B-‐6)
FO /Chill ratio, er et udtryk for hvor meget køleeffekt [kWh] der afsættes i LLT
systemet for hvert kg. FO
12.2 Metode 2: Sekundær chiller
Ved brug af en sekundær chiller, vil denne kobles i serie med absorptions
chilleren, og derved stå for produktion af den ”manglende” køle kapacitet.
Chilleren skal være af en størrelse der kan klare hele kølekapaciteten, i tilfælde
af dokning. Det allerede eksisterende kompressorkøleanlæg kunne evt. anvendes
til dette og dermed spare en hel del omkostninger ved indkøb mm.
Ved anvendelse af et kompressorkøleanlæg til at producere den manglende
kuldeydelse, vil der kræves et anlæg der er større end det i forvejen installerede
kompressoranlæg til den centrale AC enhed. Dette skyldes at de decentrale
anlæg samt proviant anlægget samtidig er koblet på LLT systemet. Det vil derfor
kræve to kompressorkøleanlæg af en forholdsvis stor størrelse for at sikre
redundansen, i tilfælde af nedbrud af absorptionsanlægget.
At bruge et kompressoranlæg i samkøring med absorptions anlægget vil ikke
kræve et ekstra absorptions anlæg, da man ved nedbrud på dette, vil være
dækket ind med kompressor anlægget.
34
Figur 8: LLT opsætning med kompressor chiller
Driftsøkonomi.
Til udregning af driftsøkonomien tages der udgangspunkt i de af Troels
Jørgensen nævnte 250 g. FO/kWh
Med udgangspunkt i COP værdien for det eksisterende køleanlæg til den centrale
AC enhed ses det, at FO/Chill ratio vil ende på 14 (B-‐7)
12.3 Metode 3: Tilførsel af varme fra andet maskineri
Efter gennemgang af skibets systemer, ses det at der ved drift af hovedmotoren,
er overskudsvarme til rådighed. Hovedmotoren har som dieselgeneratorerne et
HT kølevandssystem. Temperaturen her i holdes på en udgangstemperatur på
88°C, hvilket passer fint til drift af absorptionsanlægget.
HT vandet fra hovedmotoren anvendes i skibets ferskvandsgenerator, hvor
varmen bruges til at fordampe havvand for dermed at producere ferskvand.
Da hovedmotoren ikke var i drift under observeringsperioden, grundet skibet lå
for anker, har det ikke været muligt at klarlægge hvor meget energi der afsættes
i ferskvandsgeneratorer samt hvor meget der bypasses. På baggrund af
erfaringer fra maskinchefen, er det dog langt størstedelen af overskuds energien
der bypasses ferskvandsgeneratoren.
35
Med en nominel ydelse omkring 9000 hk, og med udgangspunkt i tidligere
varmebalance for dieselgeneratorerne samt litteratur på området, ses det at HT
energien er omkring 50% af akseleffekten. (Kuiken 2008). Overskudsvarmen fra
hovedmotoren er derfor af en tilstrækkelig kapacitet til at drive
absorptionsanlægget.
Varmen fra hovedmotoren har dog sine begrænsninger, dette skyldes at
hovedmotoren ikke er i drift hele tiden, og der vil derfor være perioder med
manglende overskudsvarme til absorptionsanlægget, hvorfor der enten skal
produceres eksternt varme til drift af absorptionsanlægget eller eksterne
kompressorer til produktion af køleeffekt.
Hovedmotoren har dog, for at holde motoren varm understilstand, tilkoblet en
varmeveksler til opvarmning af kølevandet vha. damp. Ved udnyttelse af
overskudsvarme fra hovedmotoren, kan den manglende varme effekt ved
spidsbelastningen, hentes fra forvarmeren til hovedmotoren. Dette vil lette
installationen betragteligt, da dampsystem mm. allerede er installeret, hvorfor
oliefyr, kompressoranlæg mm. kan undlades.
Ved udnyttelse af HT varmen til absorptionskøleanlægget uden hovedmotoren er
i drift, vil selvsagt give en belastning på HT vandet, hvorfor dampmængden må
øges, og dermed lægges der mere kapacitet på den oliefyrede kedel. På baggrund
af beregninger ses det at det vil kræve et øget FO flow til den oliefyrede kedel på
0,00041 kg/s per kW køleeffekt afsat i LLT nettet.
Svarende til en FO /Chill ratio på 6,7 (B-‐8)
På baggrund af skibets logninger for de foregående år, ses det at hovedmotoren i
2012 var i drift 4955 timer (Bilag 6), svarende til 56% af året.
Disse driftstimer er fordelt i 2 kategorier, ”I søen” og ”Havne rejse”.
”I søen” dækker over rejse, hvor skibet følger sin indlagte rute til næste havn, og
dermed styres af cruise control. Under sørejsen holdes så vidt muligt en konstant
hastighed, hvorfor hovedmotoren har en meget stabil produktion af
overskudsvarme. Hvorimod der ved havnerejse, som oftest er lods ombord på
skibet grundet ind/ud -‐sejlinger fra havne. Hovedmotoren bruges derfor ved lav
last, samt mange manøvrer, (start/stop). Overskudsvarmen fra hovedmotoren er
36
derfor begrænset og af meget ustabil karakter.
Oversigt over driftssituationer: Uddrag af voyage data recorder 2012 (Bilag 6)
Drift timer Årlig %
I søen 4611,12 52,6
Havne rejse 414,5 4,7
Total 5025,6 57,3 Tabel 15: Driftsopgørelse hovedmotor
Det ses at timerne for disse 2 situation er mere end driftstimerne for
hovedmotoren (4955 timer). Dette skyldes at der under havnerejse, hvor der
navigeres er perioder hvor motoren er slukket.
Til videre brug af overskudsvarme i absorptionsanlægget, vil det derfor kun
være under sørejse at det er muligt, set ud fra et driftsmæssigt synspunkt,
grundet den ustabile overskudsvarme.
Brug af overskudsvarme fra hovedmotoren vil derfor kun være en delvis løsning,
hvor enten oliefyret, kompressor chilleren eller forvarmeren skal anvendes
sideløbende.
Figur 9: HT system med tilførsel af varme fra hovedmotor
Ved brug af overskudsvarmen fra hovedmotoren vil det, som ved anvendelse af
oliefyret, kræve at absorptionsanlægget kan klare den fulde kapacitet.
37
12.4 Opsummering
På baggrund af gennemgang af de tre metoder, hvor det ses at FO chill ratio
varierer meget, med et ekstra kompressoranlæg som det mest økonomiske set
ud fra driftsøkonomien og forvarmeren som den mindst økonomiske.
FO /Chill ratio oversigt.
Ekstern kølekompressor: 15,4
Ekstra HT effekt, oliefyr: 7,9
Brug af forvarmer til hovedmotor: 6,7
Det vurderes at være metode 3, med udnyttelse af overskudsvarme fra andet
maskineri kombineret med brug af den eksisterende dampforvarmer, der er
mest fordelagtig at anvende. Det til trods at driftsøkonomien er den dårligste,
vurderes det at opveje de ekstra omkostningen der er ved indkøb af
oliefyr/kølekompressor. Samtidig er der mulighed for at udnytte
overskudsvarmen fra hovedmotoren omkring halvdelen af tiden, hvorfor
driftstimerne hvor der skal tilføres yderligere effekt er yderst begrænset.
13 Design af LLT
Ud fra tidligere oversigt over ydelse i LLT systemet ses det at den samlede
nødvendige kapacitet ligger på 293,2 kW.
Der vælges et absorptionsanlæg af typen Thermax LT10C, dette anlæg har en
nominel kapacitet på 352 kW (Bilag 10). Udvælgelsen er sket mellem 2
størrelser. LT8C på 281 kW og LT10C på 352 kW. Valget er bla. bygget på at
absorptionsanlæg har en højere virkningsgrad ved dellast, (SEG Energy A/S
2013) hvorfor et lidt større anlæg er at foretrække, frem for et lidt mindre anlæg
der skal køre med fuld kapacitet. Ligeledes ses det at LT8C, har en kapacitet der
ligger lidt under den i forvejen installerede effekt, hvorfor anlægget reelt set vil
være for småt ved enkeltstående spidsbelastninger.
For at bestemme hvordan LLT systemet skal bygges, er det nødvendigt at vide
hvornår der er behov for køling, samt om dette er et jævnt behov.
38
På baggrund af aflæsning af time tællere over en 24 timers periode, opstilles en
døgnprofil over køleforbruget.
Grafen er baseret på et ”normalt” arbejdsdøgn udfor Bangladesh, med en
dagstemperatur på optil 34°C.
Da grafen er sat op ud fra én dag, må det betragtes som en meget grov indikation
af forløbet.
Det ses dog at de døgn% der er målt, stemmer meget overens med de målte
døgn% over den 14, dages logningsperiode. Hvorfor grafen vurderes som
værende repræsentativ for døgnforløbet.
Døgn% (et døgn) Døgn % (14dage)
ECR 92 91
Workshop 40 41
Proviant 92 88
AC 67% 56 56
AC 100% 44 44 Tabel 16 Sammenligning døgn%
39
Figur 10: Døgnprofil for kølebehov
Det ses at behovet for kuldeydelse er størst i dagstimerne, 9-‐15, hvor
gennemsnits kuldeydelsen ligger på 147 kW. (Bilag 11). Samtidig ses det at der i
nattetimerne er et behov der ligger under hvad der er tilgængeligt fra
absorptionsanlægget på 135 kW.
For at dække under kapaciteten ind i dagstimerne er der, udover at benytte den
før valgte løsning med brug af forvarmeren, mulighed for at lagre køleeffekten
fra nattetimerne til brug i dagstimerne ved brug af en buffer tank. En buffertank
vil ligeledes udglatte kølebehovet, og dermed gøre LLT systemet mindre sårbart
overfor kapacitets ændringen samt ind og udkoblinger af dieselgeneratorer,
hovedmotor og forvarmer.
Der tilsigtes derfor at anvende en buffertank der kan dække under kapaciteten i
perioden 9.00-‐15.00
40
13.1 Lagring af kulde
Det ses af dataene fra døgntabellen (Bilag 11), at der er mulighed for
overproduktion af kulde, i nattetimerne.
Ud fra data fra døgntabellen, ses det at:
Overproduktion af kulde: 160,7 kWh
Manglende kulde ved spidsbelastning: 73,1 kWh
På baggrund af udregninger, ses det at der kan lagres 5,8 kWh/m3. (B-‐10)
For at dække den manglende kapacitet, skal der derfor anvendes en tank på 12,6
m3. Da buffertanken vil blive placeret i maskinrummet med en temperatur på
omkring 35°C, og en vandtemperatur på 7°C, vil der være et varmeindfald fra omgivelserne og ind i buffertanken, dette er selvsagt ikke ønskværdigt, hvorfor
buffertanken skal isoleres.
De 12,6 m3, er for denne specifikke driftssituation samt skib, hvorvidt denne
størrelse buffertank er ideel eller ej, er derfor ukendt og vil ikke blive belyst
nærmere. Der bør derfor være flere driftsscenarier med i overvejelserne til
hvordan buffertanken evt. skal designes og dimensioneres, for at få størst mulig
udbytte.
Der vil videre i dette projekt kun blive taget udgangspunkt i den før nævnte
driftssituation, da der ikke har været mulighed for at optage målinger ved andre
driftsmønstre samt klimatiske forhold.
Der vil videre i denne rapport tages udgangspunkt i, at kuldebehovet om dagen
kan dækkes ind af overproduktionen om natten. En mere specifik udvælgelse af
buffertank samt design af denne, vil ikke blive beskrevet yderligere, da dette er
meget afhængigt af driftsmønster, klimatiske forhold mm.
41
13.2 Udvælgelse af køleflader til LLT
Da LLT systemet anvender cirkulation af kølevand, der opvarmes frem for
cirkulation af freon hvor der benyttes et faseskift i kølefladerne. Kræves der et
andet set up med køleflader/anlæg i det centrale ventilationsanlæg, ECR,
workshop og kølefladen til kabyssen. Proviant anlægget benytter i forvejen en
vandkølet kondensator, hvorfor denne vil være den samme.
I ECR samt workshoppen hvor den eksisterende AC enhed skal erstattes af en
køleflade inkl. ventilator, anvendes der en fan-‐coil af fabrikatet Daikin med
typen, AT16, med en køleydelse på 16,4 kW. Denne modsvarer den i forvejen
installerede effekt på 15,2 kW. (Bilag 12).
Til den centrale AC enhed samt kabys skal de eksisterende fordampere udskiftes
med køleflader til vand, i samarbejde med firmaet TT-‐Coil er der udvalgt 2
køleflader til dette. (Bilag 15)
AC central: CW-‐TR-‐2,5-‐1800-‐1200-‐8R-‐40-‐S-‐Cu/Al
Kabys: CE-‐TR-‐2,5-‐450-‐300-‐10R-‐5-‐S-‐Cu/Al
13.3 Cirkulation af LLT
Da køleeffekten ved det nye LLT system vil komme fra et vandkredsløb frem for
det nuværende freon system, hvor cirkulationen sker grundet trykforskellen
kompressoren udfører. Skal der anvendes en pumpe til at cirkulere vandet fra
kølestederne til absorptionsanlægget.
Til bestemmelse af cirkulationspumpe af til LLT vand, tages der udgangspunkt i
datablade for de gældende komponenter, her tænkes absorptionsanlæg samt
køleflader. Det ses her at der er opgivet et vand flow på 54,9 m3/h, ved en
temperatur differens på 5,5K for absorptionsanlægget, hvorimod kølefladerne
er opgivet ved 5 og 6K.
Med udgangspunkt i disse temperatur differenser, findes det nødvendige vand
flow i kølestederne.
42
Vand flows opgørelse
Enhed Ydelse kW ΔT Dim. Vand flow*
AC Central 253 6K 36,1 m3/h
Kabys 17 6K 2,4 m3/h
ECR 16,4 5K 2,8 m3/h
Workshop 16,4 5K 2,8 m3/h
Proviant 8 5K 1,4 m3/h
Total 310,8 45,5 m3/h Tabel 17: Vand flows opgørelse
*Det dimensionerende vand flow er fundet ud fra ΔT, samt en varme koefficient på
4,2 kJ/kg*K.
Det ses at det ønskede vand flow er mindre end det opgivne for
absorptionsanlægget, dette skyldes at absorptionsanlægget har en større ydelse
end der er installeret i LLT systemet.
For at finde en pumpe der kan levere dette, skal anlægsmodstanden rundt i
systemet kendes.
LLT systemet vil blive dimensioneret som et overslag, dvs. der vil blive lavet en
opgørelse omkring længde af rørføring samt dimensioner. Fittings, ventiler mm.
vil ikke blive regnet med i dette.
Da der fra skibets side er et ønske om fuld redundans af hensyn til nedbrud, skal
der anvendes to pumper af samme størrelse og kapacitet. (Jensen 2013). De to
pumper vil kobles parallelt, på den samme rørføring og skiftet imellem
pumperne vil ske manuelt, som ved de nuværende pumpe systemer hvor der
skiftes mellem pumpe et og to.
13.4 Pumpevalg LLT
På baggrund af bilag 18, hvor rør dimensioner samt anlægsmodstanden findes,
ses det at den totale modstand for LLT systemet ender på 4,26 m ved et pumpe
flow på 45,5 m3/h.
Da vandflowet og dermed pumperne, er dimensioneret ud fra peak effekten, vil
43
de i størstedelen af tiden have overkapacitet. Hvis det fulde vandflow
opretholdes imens behovet for køleeffekt er nedsat, vil temperatur differencen
falde til under den dimensionerede. Pumperne kan derfor reguleres ned, for at
sænke vandflowet og dermed øge temperatur differencen til det ønskede niveau.
Ved en sænkning af vandflowet via omdrejningsregulering af pumpen, er der
potentiale for store besparelser. Dette begrundes ud fra lært teori omkring drift
af pumper. (Heilmann 2009)
De opgivne rørlængder i bilag 18 er overslag, og vil selvsagt variere fra skib til
skib, hvorfor den valgte pumpe kun er et forslag til en mulig løsning i dette
tilfælde, og det må forventes at skulle dimensioneres specifikt for hvert enkelt
skib. Den beregnede anlægsmodstand på 4,26 m ved et pumpe flow på 45 m3/h,
bruges til udvælgelse af LLT pumpe. Der vælges en pumpe af fabrikatet
Smedegaard med typen OmegaDrive 10-‐150-‐4, for det opgiven driftspunkt
optager pumpen 1,15 kW. (Bilag 17)
14 Design af ny HT
For at kunne gøre brug af den før beregnede HT effekt, skal de nuværende
kølevandssystemer til dieselgeneratorerne ændres. Dette skal de, da det for brug
ved absorptionskøling er nødvendigt at have energi kilden ved en så høj
temperatur som muligt, hvorfor den
eksisterende blandesløjfe med LT vandet
skal modificeres. Der vælges at opdele det
således, at der kommer 2 separate
systemer HT og LT.
LT system til LO og ladeluft køling, koblet
til det i centrale LT system på skibet. HT
systemet skal køle cylinderforingerne og
drives af den tvungen trukket vandpumpe
på motoren, og køles via en 3 vejs ventil
som det er nu. Figur: 11 Kølevandssystem for AE ved brug af HT varme
44
Ligeledes består det nuværende system af 3 individuelle kølevandssystemer. Da
det ses at der er et konstant behov for LLT, og at dieselgeneratorerne deles om
driften, skal de 3 kølevandssystemer bygges sammen for at have kontinuerlig HT
vand tilgængelig, uanset hvilken motor der er i drift, samt om der er 1 eller 2
motorer i drift.
14.1 Opbygning
De tre kølevandssystemer vælges at kobles sammen parallelt, så der stadig er et
internt kølevandssystem med egen pumpe for hver motor.
Der vil i modsætning til nu, hvor HT effekten blandes op med LT, laves en HT
manifold for de tre motorer, så overskudsvarmen vil blive ledt ud i denne
manifold.
Kølevandet der skal tilføres hver motor, vil komme fra en retur manifold.
De to manifolde (frem/retur) kobles direkte på absorptionsanlægget.
Effekten fra hovedmotoren, vil blive tilsluttet HT kredsen via en varmeveksler.
Da driften af absorptionsanlægget ikke må blive bestemmende for hvorvidt
dieselgeneratorerne skal have køling eller ej, skal det være muligt at aftage HT
effekten andetsteds end i absorptionsanlægget, dette gøres via en 3 vejs ventil
som ved køling af det centrale system.
På baggrund af opgørelse over kuldeforbruget, hvor det ses at der er et
kontinuerligt behov for køleeffekt, vurderes det at denne løsning med ekstern
køling af dieselgeneratorer, kun er i tilfælde af f.eks. nedbrud på absorptions
anlæg. Systemet til køling med 3 vejs ventilen, vil derfor fungere som ren køling
uden nogen form for varmegenindvinding. Da denne løsning ikke er en reel drift
situation, men mere en sikkerhedsforanstaltning, vil det ikke komme med i
diverse energi beregninger, da det vurderes som værende en situation der ikke
vil opstå ofte.
45
For at få mest muligt køling ud af overskudsvarmen skal hele HT nettet isoleres.
Dette skal gøres for at holde overskudsvarmen i kølevandet frem for tab til de o
omkring værende omgivelser. De 3 dieselgeneratorer vil fortsat være koblet på
det centrale LT net, dette vil bruges til køling af lade luft samt LO køling, som vist
i figur 9, side 41.
14.2 Cirkulation af HT
Til at opretholde cirkulation af HT vandet anvendes en pumpe. Det ses af
databladet for absorptionsanlægget at der kræves et vand flow på 76 m3/h
igennem absorptionsanlægget. Med udgangspunkt i dette flow, benyttes
anlægsmodstanden til at udvælge en pumpe. Da den opgivne vandmængde er
ved nominel kapacitet, og det forventes at anlægget kører med dellast
størstedelen af tiden, ønskes en pumpe der kan reguleres ned til et passende
flow, og dermed reducere effektoptaget.
Ud fra bilag 18 hvor rør, samt modstanden i HT systemet beregnes, ses det at den
samlede modstand ender på 10,6 m ved et pumpe flow på 76 m3/h. For dette
driftspunkt optager pumpen 3,5 kW. (Bilag 16)
Der vælges en pumpe af fabrikatet Smedegaard og typen OmegaDrive 12-‐182-‐4 ,
pumpen er udstyret med frekvensregulering der dermed giver mulighed for at
tilpasse vandflowet.
Figur 12: HT opsætning ved implementering af absorptionsanlæg
46
15 Effektoptag ved brug af absorptionsanlæg
På baggrund af tidligere dimensionering af LLT samt HT systemet kan
energioptaget bestemmes. Ud fra det valgte absorptionsanlægs datablad ses, at
energi optaget er markant mindre end ved det eksisterende kompressoranlæg.
Nøgledata absorptions enhed: Thermax LT10C (Bilag 10)
Komponent Effekt -‐ kW
Absorber pumpe 1,5
Kølemiddels pumpe 0,3
Vakuum pumpe 0,75
Total 2,55 Tabel 18: Udsnit af datablad
Da der er behov for køling 24 timer i døgnet, vil absorptionsanlægget have en
drift tid på 100% svarende til 8760 timer årligt. Vakuumpumpen vil dog ikke
være i drift 24 timer i døgnet, da denne anvendes til at holde trykket i
absorptionsanlægget nede. Beregningsmæssigt vil det dog blive betragtet som 24
timers drift.
Til cirkulation af LLT vand fra absorptionsanlæg og til forbrugere, anvendes en
pumpe af typen: Smedegaard OmegaDrive 10-‐150-‐4. Og til cirkulation af HT
vandet en pumpe af typen: Smedegaard OmegaDrive 12-‐182-‐4
De to pumper vil være i drift hele døgnet.
Total oversigt for energi optag
Komponent Timer Effekt Energi [kWh]
Absorptionsanlæg 8760 2,45 21.462
Cirkulations pumpe HT 8760 3,5 30.660
Cirkulations pumpe LLT 8760 1,15 10.074
Proviant køleanlæg * -‐ -‐ 15.020
Total 77.216 Tabel 19: Energi oversigt ved absorptionsopsætning
*(B-‐9)
47
16 Ændrede driftsforhold ved implementering Som beskrevet indledningsvis er der nogle temperaturgrænser der skal
overholdes for, at absorptionsmaskinen er termodynamisk mulig. Temperaturen
i HT nettet skal være så høj som mulig for at give bedst mulige driftsforhold for
absorptionsmaskinen. Fra bilag 9 ses det at de 3 dieselgeneratorer maks. må
have en udløbstemperatur på kølevandet på 85°C, hvor der nu er lige under
80°C. Reguleringen af denne temperatur skal derfor ændres for, at hæve
temperaturen til denne grænse på 85°C.
Ligeledes er der en maksimal kølevandstemperatur hvorved
absorptionsmaskinen vil fungere, i henhold til de i afsnit 4 beskrevne driftskrav.
For at overholde disse, vil det kræve en kølevandstemperatur på maks. 33°C i LT
systemet (B-‐9). For det er muligt at holde driften af absorptionsmaskinen
kørende i tilfælde af LT temperaturer over 33°C, må temperaturen i enten HT
eller LLT systemet derfor hæves.
Med udgangspunkt i denne specifikke driftssituation der er observeret med
kølevandstemperaturer på ca. 32°C, vil det derfor være muligt at anvende
absorptionsløsningen, hvis HT temperaturen hæves til 85°C.
48
17 Indvirkning på eksisterende LT kølevands system
Ved implementering af absorptionsanlæg samt et LLT system, vil den generelle
kølevandsstruktur ændres. En klarlæggelse af den nuværende belastning samt
belastningen på LT systemet ved implementering af LLT systemet, er derfor
nødvendig. Det ses at den nuværende belastning på LT systemet udgør
kondensatoreffekten fra de nuværende kompressoranlæg, central AC, decentral
AC samt proviantkøleanlæg, ligeledes afsættes HT effekten fra
dieselgeneratorerne også i LT systemet.
De resterende belastninger på LT systemet benævnes ikke, da de vil forblive
urørt, og belastningen derfor vil være uændret.
Figur 13: Varmeindfaldsoversigt LT system ved nuværende opsætning
Absorptionsanlægget er som tidligere beskrevet tilsluttet det centrale LT system
til kondensator og absorber køling. Den tilførte effekt til absorptionsanlægget
ender derfor i LT systemet, dette gælder både driv effekten (HT) samt
køleeffekten (LLT).
49
Figur 14: Varmeindfaldsoversigt ved brug af absorptionsanlæg
Da den ønskede køleeffekt derfor stadig afsættes i LT systemet i sidste ende, vil
denne effekt ikke være af ændret karakter ved implementering af LLT systemet,
ligeledes vil HT effekten efter brug i absorptionsanlægget også stadig afsættes i
LT systemet. HT effekten fra hovedmotoren der anvendes i absorptionsanlægget,
vil ligeledes stadig ende i LT systemet, fremfor via en LT/HT varmeveksler vil
det ske via. absorptionsanlægget. Ændringen af belastningen på LT systemet
findes derfor i den reducerede kompressor effekt til kølebehov, dog vil der
tilføres lidt fra de anvendte pumper til LLT samt det HT cirkulationspumpe.
Det nuværende LT kølevandssystemet vil derfor blive mindre belastet, kW
mæssigt, ved implementering af LLT systemet med absorptionskøleanlæg.
Hvorvidt den nuværende pumpekapacitet kan levere det flow på 200m3/h der er
nødvendigt er ukendt og vil ikke blive belyst nærmere.
50
18 Cost/benefit
18.1 Driftsbesparelse
Ved anvendelse af et absorptionsanlæg til, at fremskaffe den ønskede
kuldeydelse i et centralt LLT kølevandssystem ses det, at der kan opnås en
driftsmæssig besparelse sammenlignet med den nuværende installation.
Energi opgørelse
Nuværende opsætning 413.251 kWh
Absorptions løsning 77.216 kWh
Mulig besparelse 336.035 kWh Tabel 20: Mulig energi besparelse
I henhold til de anvendte 250g. FO /kWh EL effekt, ses det at det giver en
reduktion i det årlige FO forbrug på 84 tons.
Prisen for FO er meget svingende, afhængigt af verdensøkonomien, udbud og
efterspørgsel.
Over det seneste år har prisen for RMG380, som er den anvendte FO ombord,
varieret imellem 580 og 690 USD per ton.
Figur 15: Prisudvikling for FO
51
Man benytter sig derfor af et gennemsnits estimat, i TORM regnes der med
610USD/ton for 2013.
Gennemsnitskursen for 100 USD til DKK, har været på 577,9 set over det seneste
år. (valutakurser.dk 2013)
Dette giver en årlig besparelse på driften på 296.115 DKK, ved indføring af
ovenstående løsning.
18.2 Anskaffelsespris
Ved implementering af den beskrevne LLT løsning vil dette kræve en række
indkøb som ses herunder. De udvalgte komponenter er kun vejledende hvorfor,
kapacitet, type mm. kan ændre sig fra projekt til projekt.
Der ses kun på indkøbspris af hovedkomponenter, hvorfor ventiler, rør samt
reguleringsudstyr er undladt, ligesom der ses bort fra installations
omkostninger.
Alle oplyste priser er vejledende brutto listepriser i DKK, baseret på
telefonsamtaler, samt e-‐mail korrespondancer med grossister samt producenter
af de nævnte produkter.
Absorptions opsætning:
Komponent Type Stk. pris Stk. Pris
LLT Pumpe OmegaDrive 10-‐150-‐4 28.000 2 56.000
HT pumpe OmegaDrive 12-‐182-‐4 40.000 2 80.000
Absorptionsanlæg Thermax LT10C 708.000 1 708.000
HT-‐HT varmeveksler GEA Ecoflex NT100T CDL-‐10 50.000 1 50.000
Fancoils DAIKIN FWD 16AT 16.000 2 32.000
Køleflade kabys CW-‐TR-‐2.5-‐450 9120 1 9.120
Køleflade AC CW-‐TR-‐2.5-‐1800 36.100 1 36.100
Total 971.220 Tabel 21: Pris overslag ved absorptions opsætning
52
Nuværende opsætning:
Komponent Type Stk. pris Stk. Pris
Kompressor anlæg MCU 26/411910(V) 240.000 2 480.000
Køleanlæg ECR* -‐ 60.000 1 60.000
Køleanlæg workshop* -‐ 60.000 1 60.000
Køleflade kabys** CW-‐TR-‐2.5-‐450 9.120 1 9.120
Køleflade AC** CW-‐TR-‐2.5-‐1800 36.100 1 36.100
Total 645.220 Tabel 22: Pris overslag nuværende opsætning
*Det har ikke været muligt at finde data for de oprindelige anlæg i ECR samt workshop,
hvorfor der tages udgangspunkt i lignende anlæg af en tilsvarende størrelse. Prisen er ca.
pris opgivet pr. telefon af grossist HJJ i Ballerup. **Det har ikke været muligt at finde priser for de eksisterende køleflader, hvorfor der tages
udgangspunkt i samme pris som de nye køleflader.
18.3 Omkostninger ved sejlads
Ved sejlads hvor der tages udgangspunkt i det i rapporten anvendte
driftsmønster ses det at omkostninger til drift af AC, vil reduceres med 81,3% i
forhold til den nuværende installation. (B-‐12)
Denne driftsform vil være gældende for langt størstedelen af skibets levetid. Det
er kun ved periodisk dokning (hvert 5. år) samt eventuelle reparationsstop at det
ikke vil være muligt at drive anlægget som beskrevet med overskudsvarme fra
skibets dieselmotorer.
I disse situationer hvor det ikke er muligt, og LLT produktionen derfor vil
komme grundet opvarmning i ME forvarmeren, vil omkostningerne derfor øges.
18.4 Omkostninger ved stilstand af dieselmotorer
Under dokning samt situationer hvor der ikke er HT varme tilgængelig, vil hele
produktionen komme fra forvarmeren til hovedmotoren. Sammenlignet med det
nuværende AC system med kompressorer, vil omkostningerne øges med 185,5%
ved brug af absorptionsløsningen. (B-‐13) Dette skyldes at COP værdien for
53
absorptionsanlægget (0,75) er markant lavere end kompressor køleanlæggets
COP (3,85). Det vil dog kun være i den omkring 3. ugers periode hvor skibet er i
dok at omkostninger til drift af AC vil være øget. På baggrund af førnævnte
FO/chill ratio, samt nuværende drift situation, ses det at det vil medføre en
merudgift på 847 DKK dagligt, (B-‐14) at benytte forvarmeren til hovedmotoren
til den fulde produktion af HT varme. Det forudsættes herved at prisen for EL fra
land er tilsvarende prisen for egen produceret EL.
18.5 Tilbagebetalingstid
Ved retrofit af et skib, vil det ved implementering af LLT systemet give en
tilbagebetalingstid på 3,27 år svarende til 40 måneder. Til udregning af
tilbagebetalingstid anvendes den statiske pay-‐back metode. (Jørgen Waarst 2007)
𝐼𝑛𝑣𝑒𝑠𝑡𝑒𝑟𝑖𝑛𝑔
𝐵𝑒𝑠𝑝𝑎𝑟𝑒𝑙𝑠𝑒_å𝑟𝑙𝑖𝑔𝑡 = 971.220296.115 = 3,27 å𝑟
Hvorimod der ved opsætning af LLT systemet fra nybygning vil være en
tilbagebetalingstid på 1,08 år svarende til 14 måneder, set i forhold til
merudgiften af anskaffelsesprisen.
𝑀𝑒𝑟 𝑖𝑛𝑣𝑒𝑠𝑡𝑒𝑟𝑖𝑛𝑔𝐵𝑒𝑠𝑝𝑎𝑟𝑒𝑙𝑠𝑒_å𝑟𝑙𝑖𝑔𝑡 =
326.000296.115 = 1,10 å𝑟
I de to prisoverslags beregninger tages der udgangspunkt i brutto prisen for
investeringens hovedkomponenter. Fragt, installation mm. er derfor ikke
medregnet i ovenstående.
19 Emissioner
På baggrund af den årlige reduktion af elforbruget, vil skibets emissioner
samtidig reduceres grundet det lavere brændstofforbrug. Fra de tidligere
beregninger ses det at EL forbruget vil reduceres med 336.035 kWh (Tabel 20)
svarende til 84 tons FO årligt.
54
Det ses at et tons FO ved forbrænding afgiver 3,22 tons CO2 (National Energy
Foundation 2012), den samlede reduktion vil derfor ende på 270 tons CO2 årligt.
Ud fra de årlige brændstof opgørelser for skibet ses det at det nuværende
forbrug er på 7002 tons årligt (Bilag 6), hvilket medfører en CO2 udledning på
22.546 tons årligt. En ændring af kølevandssystemet samt implementering af et
absorptionsanlæg vil derfor sænke de samlede CO2 emissioner for skibet med 1,2
%. (B-‐15)
20 Globalt perspektiv
Dette projekt er udarbejdet på baggrund af data, for skibet M/T TORM Ragnhild,
hvorfor de valgte løsninger og dermed opnåede besparelser ikke kan overføres
direkte til andre skibe. På baggrund af samtaler med undervisere fra Aarhus
Maskinmesterskole (Pedersen 2013), erfares det at metoden TORM Ragnhild er
opbygget på mht. køling af aptering via kompressor anlæg samt
kølevandsstruktur er opbygget meget tilsvarende, den globale flåde.
Den i rapporten foreslåede løsning med absorptionskøling til at udnytte HT
varmen fra dieselgeneratorer samt hovedmotor, vil derfor være mulig at
implementere på en bred række af den globale handelsflåde. Dog med det i
mente, at sejladsen skal foregå i områder hvor det er muligt at holde
kølevandstemperaturen under de ca. 33°C.
Det at HT varmen fra hovedmotoren kan udnyttes giver et stort potentiale.
Det vurderes at alle container skibe, vil kunne udnytte dette system. Dette gøres
på baggrund af at de dels sejler ved en højere fart, hvilket kræver en større
motor og dermed mere kølevand, samt at der produceres meget EL til drift af
kølecontainere, hvorfor mængden af overskudsvarme er større end ved
tankskibe der traditionelt set sejler langsommere.
Ved færger samt krydstogts skibe, hvor behovet for AC er markant større end på
handelsskibe, vil absorptionsanlægget kunne fungere som et supplement til det
eksisterende AC anlæg og på den måde reducere brændstofforbruget.
Krydstogtsskibe sejler dog hovedsagligt i varme områder, hvorfor der kan opstå
problemer med at holde kølevandstemperaturen nede.
55
Det ses derfor at absorptionsteknikken kan anvendes indenfor en bredvifte af
den maritime sektor, hvor der er meget store mængder uudnyttet
overskudsvarme tilgængelig.
En ikke uvæsentlig betragtning som ikke har været belyst i rapporten, er at de
nuværende køleanlæg alle anvender R404A som kølemiddel. R404A er en HFC
gas, der er stort fokus på at udfase i EU. Det er derfor ikke utænkeligt at der vil
komme regler på området og HFC gasser også skal udfases for den maritime
sektor. Dette er dog et område der ikke vil blive belyst nærmere i denne rapport.
21 Konklusion
Igennem rapporten er det blevet belyst hvorvidt det er muligt at udnytte
overskuds varmen fra dieselmotorer ombord på skibe til drift af et
absorptionsanlæg, for at supplere det eksisterende kompressoranlæg til skibets
AC.
På baggrund af målinger, observeringer og analyse af det eksisterende udstyr,
ses det at der er mulighed for at opnå en fuld erstatning af det eksisterende AC
kompressoranlæg, samt yderligere 2 decentrale anlæg kan fuldt ud erstattes af et
centralt drevent absorptionsanlæg, dette kan ligeledes medføre en reduktion af
driftstimerne for det eksisterende proviantkøleanlæg.
Dette vil medføre en besparelse på driftsomkostningerne, da EL forbruget kan
reduceres med 8%, svarende til en reduktion i skibets CO2 emissioner på 1,2%.
Dog er der nogle begrænsninger i denne løsningsmodel, da det ikke er egnet til
sejlads i varmeområder, hvor havtemperaturen og dermed
kølevandstemperaturen er høj. En sådan opbygning er derfor mest ønskværdig
på skibe, der hovedsageligt sejler i koldere områder, hvor der kan holdes en
kølevandstemperatur under 33°C.
Det er i rapporten vist at der er et potentiale for udnyttelse af overskudsvarme
til drift af et absorptionsanlæg. Det ses at de temperaturer der kræves til driften
af et absorptionsanlæg, er meget snævre sammenholdt med de temperaturer der
56
har været i den observerede periode, hvorfor der ikke er plads til megen
fejlmargin i dimensioneringen af en sådan opsætning.
22 Perspektivering
Foruden den allerede beskrevne opsætning med et centralt LLT samt HT system,
hvor overskudsvarmen anvendes i et absorptionsanlæg, er der yderligere
potentiale for besparelser ved en sådan sammenbygning. Det ses at
hjælpemotorerne er udstyret med elektriske varmelegemer til forvarme af HT
vandet. Der er ikke lavet nogen opgørelse over driftstimerne for disse
varmelegemer, men på baggrund af observeringer af driften for disse, vurderes
det som værende omkring 50%, når motoren ikke er i drift.
Med 2 motorer standby, er der derfor mange driftstimer for disse varmelegemer
hvor varmen fra hovedmotoren kan anvendes. Ved stilstand af hovedmotor vil
den centrale dampdrevne forvarmer, levere den fornødne varmeeffekt, hvilket i
sig selv giver en bedre virkningsgrad end de EL drevne, da virkningsgraden for
dampkedlen er væsentligt højere end EL virkningsgraden for
dieselgeneratorerne.
57
23 Beregninger B-‐1: Gennemsnitlig kulde ydelse AC kompressor
Trin Timer Time andel Effekt Effekt andel
50% 0 0 63,5 0
67% 182 0,54 85 45,9
100% 154 0,46 127 58,42
Total 104,32 kW
B-‐2: Kondensator effekt proviant kompressor
Lokale målinger:
Fordampningstemperatur -‐35*C
Kondenseringstemperatur 38*C
Suge gas temperatur 17*C
Trykgas temperatur 116*C
Væske temperatur 36*C
Aflæste værdier i h_log_p diagram for kølemidlet R404A ved ovennævnte
driftsforhold.
h1 = 470 kJ/kg
h2 = 390 kJ/kg
h3 = 255 kJ/kg
𝐶𝑂𝑃 = ℎ! − ℎ!ℎ! − ℎ!
𝐶𝑂𝑃 = 390− 255470− 390
𝐶𝑂𝑃 = 1,68
58
𝑃!"#$ = 𝑃!" ∗ (𝐶𝑂𝑃 + 1)
PEL findes i B-‐4 = 3.27 kW
𝑃!"#$ = 3,27 ∗ (1,68+ 1)
𝑃!"#$ = 8,76 𝑘𝑊
B-‐3: Gennemsnitligt effektoptag AC komp. 1
𝐶𝑂𝑆𝜑 er aflæst på mærkeplade til 0,86.
Spænding der benyttes ombord er 440V
Strøm er afløst på digital styrings konsol til AC komp.
100% trin
𝑃 = 𝑈 ∗ 𝐼 ∗ 𝐶𝑂𝑆𝜑 ∗ 3
𝑃 = 440 ∗ 62 ∗ 0,86 ∗ 3
𝑃 = 40,6 𝑘𝑊
67% trin
𝑃 = 𝑈 ∗ 𝐼 ∗ 𝐶𝑂𝑆𝜑 ∗ 3
𝑃 = 440 ∗ 49 ∗ 0,86 ∗ 3
𝑃 = 32 𝑘𝑊
59
50% trin
𝑃 = 𝑈 ∗ 𝐼 ∗ 𝐶𝑂𝑆𝜑 ∗ 3
𝑃 = 440 ∗ 42 ∗ 0,86 ∗ 3
𝑃 = 27,5 𝑘𝑊
Drift timer:
50% = 0 timer
67% = 182 timer
100% = 154 timer
Det gennemsnitlige effektoptag findes ved at se på drift trinene.
Den procentuelle timedrift for hvert trin multipliceres med effektoptaget for det
pågældende trin, herved findes andelen af det procentuelle effektoptag. Dette
gøre for de 3 trin, hvor efter de adderes.
Trin Timer Time andel Effekt Effekt andel
50% 0 0 27,5 0
67% 182 0,54 32 17,28
100% 154 0,46 40,6 18,67
Total 35,9 kW
60
B-‐4: Optaget EL effekt proviant kompressor
𝐶𝑂𝑆𝜑 er aflæst på mærkeplade til 0,86.
Spænding der benyttes ombord er 440V
Strøm er afløst på analog display til kompressor.
𝑃 = 𝑈 ∗ 𝐼 ∗ 𝐶𝑂𝑆𝜑 ∗ 3
𝑃 = 440 ∗ 5 ∗ 0,86 ∗ 3
𝑃 = 3,27 𝑘𝑊
B-‐5: Kuldeydelse absorptionsanlæg Tilgængelig varmeeffekt: 180 kW
Virkningsgrad absorptionsanlæg: 0,75
𝑌𝑑𝑒𝑙𝑠𝑒 𝑎𝑏𝑠𝑜𝑟𝑝𝑡𝑖𝑜𝑛𝑠𝑎𝑛𝑙æ𝑔 = 𝑇𝑖𝑙𝑓ø𝑟𝑡!""!#$ ∗ 𝑣𝑖𝑟𝑘𝑛𝑖𝑛𝑔𝑠𝑔𝑟𝑎𝑑𝑎𝑏𝑠𝑜𝑟𝑝𝑡𝑖𝑜𝑛𝑠𝑎𝑛𝑙æ𝑔
𝑌𝑑𝑒𝑙𝑠𝑒 𝑎𝑏𝑠𝑜𝑟𝑝𝑡𝑖𝑜𝑛𝑠𝑎𝑛𝑙æ𝑔 = 180 ∗ 0,75 = 135 𝑘𝑊
B-‐6: FO/Chill ved anvendelse af oliefyr
Brændværdi FO = 40,03 MJ/kg (Bilag 21)
Virkningsgrad for oliefyr estimeres til 0,95
Virkningsgrad for absorptionsanlæg = 0,75
40,03 ∗ 10! 𝐽3600 = 11,12 𝑘𝑊ℎ
𝐹𝑂/𝐶ℎ𝑖𝑙𝑙 = 𝐻𝑖 ∗ 𝑣𝑖𝑟𝑘𝑛𝑖𝑛𝑔𝑠𝑔𝑟𝑎𝑑!"#$%&' ∗ 𝑣𝑖𝑟𝑘𝑛𝑖𝑛𝑔𝑠𝑔𝑟𝑎𝑑!"#$%&'($)#!)*æ!
𝐹𝑂/𝐶ℎ𝑖𝑙𝑙 = 11,12 ∗ 0,95 ∗ 0,75
FO/Chill = 7,92
61
B-‐7: FO/Chill ved anvendelse af kompressor chiller
Der tages udgangspunkt i 250gr. FO/kWh_EL
COP chiller= 3,85 (B-‐9)
𝐹𝑂/𝐶ℎ𝑖𝑙𝑙 = 4 ∗ 3,85
𝐹𝑂/𝐶ℎ𝑖𝑙𝑙 = 15,4
B-‐8: FO/Chill ved anvendelse af forvarmer til ME
Fra databladet for kedlen ses det at: (Bilag 14)
Nominel dampmængde: 1200 kg/t
Nominel FO mængde: 88 kg/t
88 𝑘𝑔/𝑡1200 𝑘𝑔/𝑡 = 0,073 𝑘𝑔_𝐹𝑂 𝑘𝑔_𝑑𝑎𝑚𝑝
Det ses derfor, at der til produktion af 1kg damp anvendes 0,073 kg FO.
Ud fra datablad for den eksisterende forvarmer (Bilag 15) ses det at der er
dimensioneret med en entalpi ændring på 2347 kJ i veksleren.
[661 – 100 kcal] = (2765 – 418 kJ)
12347 𝑘𝑗 = 0,004
𝑘𝑔𝑠𝑘𝑊
1 kW afsat varme effekt vil derfor kræve et damp flow på 0,0004 kg/s.
62
0,0004 𝑘𝑔_𝑑𝑎𝑚𝑝 𝑠 ∗ 0,073 𝑘𝑔_𝐹𝑂
𝑘𝑔_𝑑𝑎𝑚𝑝 = 0,000031 𝑘𝑔_𝐹𝑂 𝑠
Med udgangspunkt i FO/damp flowet ses det at, det resulterer i et FO flow på
0,000031 kg/s per kW
Virkningsgrad absorptionskøleanlæg: 0,75
0,0000310,75 = 0,000041 𝑘𝑔_𝐹𝑂 𝑘𝑊_𝑘ø𝑙
Ud fra virkningsgraden på absorptionsanlægget ses det at FO/kW_køl ender på
0,000041 kg/s
0,000041 ∗ 3600 = 0,147 𝑘𝑔_𝐹𝑂 𝑘𝑊ℎ
𝐹𝑂/𝐶ℎ𝑖𝑙𝑙 =1
0,147
FO/Chill = 6,7
63
B-‐9: Maksimal vandtemperatur
Der tages udgangspunkt i følgende: HT vand ind: 85°C LLT vand ind: 7°C Temperatur differens kølevand: 3,6K (Kondensator og absorber parallelt koblet)* Temperatur differens i generator: 4K Maksimal ΔT LLT og udløb absorber: 40K ΔTKondensator/generator > ΔTLLT/absorber +20K
Vandtemp LT 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 Abs_ud 31,6 32,6 33,6 34,6 35,6 36,6 37,6 38,6 39,6 40,6 LLT 7 7 7 7 7 7 7 7 7 7 DT 24,6 25,6 26,6 27,6 28,6 29,6 30,6 31,6 32,6 33,6 HT_ud 81 81 81 81 81 81 81 81 81 81 Kond_ud 31,6 31,6 31,6 31,6 31,6 31,6 31,6 31,6 31,6 31,6 DT 49,4 49,4 49,4 49,4 49,4 49,4 49,4 49,4 49,4 49,4
DT-‐DT 24,8 23,8 22,8 21,8 20,8 19,8 18,8 17,8 16,8 15,8 Tabel 23: Tabel for maksimal kølevandstemperatur
*Standard værdi for absorptionsmaskinen er 7,2K,(Bilag 10) dette er ved seriekobling af kølevand til kondensator og absorber. For at holde udgangstemperaturen på kondensatoren nede, vælges disse dog at parallel kobles. Dette medvirker at det opgivne kølevands flow på 100m3/h skal anvendes i både kondensator og absorber, hvilket resulterer i et totalt kølevands flow på 200m3/h.
B-‐10: Lagret kulde
C værdi for vand = 4,2 kJ/kg (Aage Birkjær Lauritsen 2007)
Der regnes med en temperatur differens på frem/retur, på 5k.
Densitet vand: 1000 kg/m3
kJ/kg_lagret vand = 4,2*5 = 21 kJ/kg = 21000 kJ/ton
𝑘𝑊ℎ 𝑚! = 210003600
𝑘𝑊ℎ 𝑚! = 5,8𝑚!
64
∗ 5,779 = 927 𝐷𝐾𝐾
B-‐11: Reduktion af energioptag proviantkøleanlæg
Nuværende COP: 1,68 (B-‐2) Nuværende energioptag: 25234 kWh Estimerede driftsforhold ved sænkning af kølevandstemperatur, med
udgangspunkt i uændret sugetryk, overhedning, underkøling samt isentropisk
virkningsgrad.
Fordampningstemperatur -‐35*C
Kondenseringstemperatur 15*C
Suge gas temperatur 17*C
Trykgas temperatur 85*C
Væske temperatur 14*C
Aflæste værdier i h_log_p diagram for kølemidlet R404A ved ovennævnte
driftsforhold.
h1 = 450 kJ/kg
h2 = 390 kJ/kg
h3 = 220 kJ/kg
𝐶𝑂𝑃 = ℎ! − ℎ!ℎ! − ℎ!
𝐶𝑂𝑃 = 390− 220450− 390
𝐶𝑂𝑃 = 2,83
𝐶𝑂𝑃æ!"#$!% = 2,831,68 = 1,68
65
𝑁𝑦𝑡 𝑒𝑛𝑒𝑟𝑔𝑖 𝑜𝑝𝑡𝑎𝑔 = 252341,68 = 15020 𝑘𝑊ℎ
B-‐12: Omkostninger ved sejllads
Nuværende energi optag: 413251 kWh Potentiel reduktion: 336035 kWh Reduktion af omkostninger 336035 ∗ 100413251 = 81,3%
B-‐13: Omkostninger ved stilstand
Fra tabel 4, ses det at det gennemsnitlige køleforbrug er på 131,57 kW, dette giver et dagligt kølebehov i LLT systemet på 3157,7 kWh. Ved anvendelse af forvarmeren med en FO/Chill ratio på 6,7, giver det et dagligt FO forbrug på 471,3 kg. 3157,76,7 = 471,3 𝑘𝑔
EL forbrug til drift af absorptionsløsning: 77216 kWh (Tabel 20) Hvilket svarer til 19304 kg FO årligt. 77216 ∗ 0,000250 = 19304 𝑘𝑔_årligt 19304365 = 52,8 𝑘𝑔_𝑑𝑎𝑔𝑙𝑖𝑔𝑡 Total forbrug ved stilstand: 471,3+ 52,8 = 524,1 𝑘𝑔_𝑑𝑎𝑔𝑙𝑖𝑔𝑡 Nuværende forbrug: Fra tabel 13, ses det at det nuværende energi optag til køleenhederne er på 413.251 kWh, svarende til 103,3 tons. 103312365 = 283 𝑘𝑔_𝑑𝑎𝑔𝑙𝑖𝑔𝑡
66
Øgning af omkostninger, 524,1 ∗ 100
283 = 185,5%
B-‐14: Merpris ved stilstand af hoved og dieselgenerator
Der tages udgangspunkt i de B-‐13, daglige forbrug
Ved drift af forvarmer: 524,1 kg_dagligt
Nuværende drift: 283,9 kg_dagligt
Merforbrug:
524,1− 283,9 = 240,2 𝑘𝑔/𝑑ø𝑔𝑛.
FO pris. $610/ton
Valutakurs: 577,9 DKK/100 USD
Merudgift: 240,21000 ∗ 610 ∗ 5,779 = 847 𝐷𝐾𝐾
Det forudsættes at prisen for EL fra land er tilsvarende prisen for egen
produceret EL
B-‐15: Emissions reduktion
Nuværende CO2 udslip: 22546 tons Potentiel reduktion: 270 tons 270 ∗ 10022546 = 1,2%
67
24 Litteraturliste
24.1 Bibliografi
Aage Birkjær Luritsen, Søren Gundtoft, Aage Bredahl eriksen. Termodynamik. København: Nyt teknisk forlag, 2007. AKB. Autoriserede kølefirmaers brancheforening. jan 25, 2013. http://www.koeleteknik.dk/Cool-‐news (accessed maj 20, 2013). Aarhus Maskinmesterskole. "0700 Studieordning maskinmester fremmøde 5-‐6 semester." Kvalitetssystem for Aarhus Maskinmesterskole. sep 1, 2012. https://docs.google.com/folder/d/0B_FYzZNQPBT2UHNycV8tdkprMWM/edit?docId=0B_FYzZNQPBT2Q3dIUXVjYVBBdE0 (accessed mar 12, 2013). B&W, MAN, interview by Rasmus Skipper-‐Jørgensen. E-‐mail korrespondance med MAN B&W (mar 2013). Heilmann, Thomas. Pumpedrift og energi. Holte: Heilmanns forlag, 2009. Jørgen Waarst, Knud ErikBang. Erhvervsøkonomi -‐ vidregående uddannelser. Århus: Academica, 2007. Jensen, Mikael Ramon, interview by Rasmus Skipper-‐Jørgensen. (2013). Kuiken, Kees. Diesel Engines I+II. Onnen: Target Global Energy Training, 2008. National Energy Foundation. Simple carbon calculator. 2012. http://www.nef.org.uk/greencompany/co2calculator.htm (accessed maj 20, 2013). Nielsen, Eigil. Noget om køleteknik II. Viby: Forlaget Teknidata, 2006. Pedersen, Flemming Hauge, interview by Rasmus Skipper-‐Jørgensen. (2013). SEG Energy A/S. "Absorptionsmaskiner 2010." Thisted, 2010. —. Varmtvandschiller. jan 1, 2013. http://segenergy.dk/da/produkter/varmtvands-‐chiller-‐og-‐varmepumpe/ (accessed april 10, 2013). Torm. CSR report 2012. jan 1, 2012. http://csr.torm.com/csr-‐report/environment-‐climate (accessed maj 25, 2013). valutakurser.dk. DKNBUSD. maj 16, 2013. http://www.valutakurser.dk/forex/details.aspx?id=233053 (accessed maj 16, 2013).
68
24.2 Figurer
Forsidebillede:
http://www.solexthermal.com/images/en/new/en/products/navigable-‐
div/navigable_graphics_energy_recovery.png
Forsidebillede:
http://1.bp.blogspot.com/-‐9Bf57s9Vg_E/TY011-‐3eYUI/AAAAAAAAD9s/Y2Q5FtYTOp8/s1600/Cold%2BWater%2BiPad%2BWallpapers.png
Figur 1: Udarbejdet af forfatter
Figur 2: SEG Energy kompendie omkring absorptionsmaskiner 2010
Figur 3: SEG Energy kompendie omkring absorptionsmaskiner 2010
Figur 4: Udarbejdet af forfatter
Figur 5: Udsnit af skibstegning for M/T TORM Ragnhild
Figur 6: Udarbejdet af forfatter
Figur 7: Udarbejdet af forfatter
Figur 8: Udarbejdet af forfatter
Figur 9: Udarbejdet af forfatter
Figur 10: Udarbejdet af forfatter
Figur 11: Udarbejdet af forfatter
Figur 12: Udarbejdet af forfatter
Figur 13: Udarbejdet af forfatter
Figur 14: Udarbejdet af forfatter
Figur 15: http://www.bunkerworld.com/prices/index/bw380
69
24.3 Tabeller Alle tabeller er udarbejdet af forfatter. Tabel 1 Kapacitetsoversigt for AC kompressor ................................................................... 17
Tabel 2 Driftsopgørelse for decentrale AC units ................................................................. 19
Tabel 3 Driftsopgørelse for proviant køleanlæg ................................................................. 19
Tabel 4 Oversigt over kuldebehov ............................................................................................ 20
Tabel 5 Driftstimer for kapacitetsstyring .............................................................................. 21
Tabel 6 Driftsopgørelse AC kompressorer ............................................................................ 22
Tabel 7 Effektoptag kompressor i drift ................................................................................... 22
Tabel 8 Effektoptag standby kompressor .............................................................................. 22
Tabel 9 Energi forbrug AC kompressorer .............................................................................. 23
Tabel 10 Driftsopgørelse for ECR .............................................................................................. 23
Tabel 11 Driftsopgørelse workshop ......................................................................................... 24
Tabel 12 Driftsopgørelse proviantkøleanlæg ....................................................................... 24
Tabel 13 Samlet effektforbrug køleenheder ......................................................................... 25
Tabel 14 Varmebalance hjælpemotor ..................................................................................... 26
Tabel 15: Driftsopgørelse hovedmotor ................................................................................... 36
Tabel 16 Sammenligning døgn% ............................................................................................... 38
Tabel 17: Vand flows opgørelse ................................................................................................. 42
Tabel 18: Udsnit af datablad ........................................................................................................ 46
Tabel 19: Energi oversigt ved absorptionsopsætning ...................................................... 46
Tabel 19: Energi besparelse ......................................................................................................... 50
Tabel 20: Pris overslag ved absorptions opsætning ......................................................... 51
Tabel 21: Pris overslag nuværende opsætning ................................................................... 52
70
Bilag
Følgende bilag er samlet i en separat indbinding
”Udnyttelse af overskudsvarme – Anvendelse af absorptionsanlæg på skibe
BILAG”
Bilag 1: Nuværende AC anlæg
Bilag 2: Datablad for Sabroe CMO 26 kompressor
Bilag 3: Produktkatalog for Sabroe CMO 26 kompressor
Bilag 4: Timetæller opgørelse
Bilag 5: Datablad Maneurop MTZ80HP4AVE
Bilag 6: Voyage data recorder 2012
Bilag 7: Varmebalance AE 2
Bilag 8: Diagram over eksisterende LT system
Bilag 9: Datablad for MAN B&W 6L23/30H
Bilag 10: Thermax katalog
Bilag 11: Beregningsgrundlag for døgnprofil
Bilag 12: Datablad Daikin AT16
Bilag 13: Datablad Kangim kedel
Bilag 14: Datablad DongHwa forvarmer
Bilag 15: Datablad køleflader AC samt kabys
Bilag 16: Datablad Smedegaard HT pumpe
Bilag 17: Datablad Smedegaard LLT pumpe
Bilag 18: Beregning af rør samt anlægsmodstand i LLT
Bilag 19: Datablad GEA HT/HT varmeveksler
Bilag 20: Bunker analyse
Bilag 21: FO densitet
