Optimalisatie van het gebruik van power take o voor hybridevoortstuwing met sequentiële drukvulling van een fregat

Transcriptie

1 Netherlands Defence Academy Ministry of Defence Optimalisatie van het gebruik van power take o voor hybridevoortstuwing met sequentiële drukvulling van een fregat Een Matlab Simulink simulatie Luitenant ter zee der 3e klasse voor de Technische Dienst J.C. (Jesse) van Zwol Publieksversie

2

3 Netherlands Defence Academy Ministry of Defence Koninklijk Instituut voor de Marine Militaire Systemen & Technologie Optimalisatie van het gebruik van power take o voor hybridevoortstuwing met sequentiële drukvulling van een fregat Een Matlab Simulink simulatie Bachelor Scriptie Luitenant ter zee der 3e klasse voor de Technische Dienst J.C. (Jesse) van Zwol Interne Externe Voorzitter Begeleider Begeleider Commissie LTZ1 (TD) LTZ1 (TD) prof dr. ir. R.D. Geertsma F.J. Driegen P.J. Oonincx 24 maart 2017 Den Helder, Nederland

4

5 Abstract Since the release of the operational energy strategy fuel eciency has become a major concern during the procurement process new systems. One of those systems is the replacement of the current multi-purpose frigates. For the propulsion chain a hybrid propulsion is considered where the electric motor supports the diesel engine when accelerating and manoeuvring. The E-drive will also provide the extra power needed for achieving high ship speeds and, in addition can provide silent lower speeds. The diesel engines are the prime movers and as such take account for the major portion of the propulsion. The purpose of this study is to optimize and determine the usefulness of sequential turbo charging for the use of the electric motor as a generator, also called power take-o (PTO). In this thesis the potential fuel savings sequential turbo charging can deliver is calculated with a second order Mean Value First Principle (MVFP) diesel model. Hereby is among others the six point Seiliger process used. Further, sequential turbocharging is modelled using the Büchi balance, Zinner blowdown and the Elliptic law. The model is veried by advanced diesel engine theory and validated with FAT measurements of the patrol vessels diesel engines and data from the Project Guide. The conclusion is that using sequential turbocharging combined with PTO can result in savings of approximately 17,8 % fuel consumption at a cruising speed of 18 knots and the diesel generator running hours required for the Hotel Load can also be reduced with 17,8 %. iii

6

7 Samenvatting Sinds het uitbrengen van de operationele energiestrategie is bij de aanschaf van nieuwe systemen eciënt brandstofverbruik een groot aandachtspunt. Een van de nieuw aan te schaen systemen is een vervanger van de huidige multipurpose fregatten. Voor de voortstuwing wordt onder andere gedacht aan een hybride voortstuwing waarbij de elektromotor als ondersteuning bij het accelereren en manoeuvreren dient. Daarnaast kan de elektromotor voor een stille vaart zorgen bij lagere snelheden. De diesels zullen voor de hoofdvaart zorgen en dus het grootste gedeelte van de voortstuwing op zich nemen. Het doel van dit onderzoek is het optimaliseren en bepalen van de bruikbaarheid van sequentiële drukvulling voor het gebruik van de elektromotor als generator, ook wel power take-o (PTO) genoemd. In deze scriptie wordt de mogelijke brandstofbesparing die sequentiële drukvulling op kan leveren met een tweede orde Mean Value First Principle (MVFP) dieselmotor model berekend. Hierbij wordt onder andere gebruik gemaakt van het zes punt Seiliger proces. Verder wordt sequentiële drukvulling gemodelleerd met behulp van de Büchi balans, Zinner blowdown en de Elliptic law. Het model is geverieerd middels geavanceerde dieselmotor theorie en gevalideerd met FAT-metingen van de patrouilleschepen en gegevens uit de Project Guide. De conclusie is dat op een kruissnelheid van 18 knopen sequentiële drukvulling in combinatie met PTO een besparing van ongeveer 17,8% brandstofverbruik kan opleveren en de draaiuren van de dieselgenerator benodigd voor de Hotelload kan door de inzet van PTO eveneens met 17,8% verminderd worden. v

8

9 Voorwoord Geachte lezer, Na alle jaren van hard werken en studeren aan de Faculteit Militaire Wetenschappen van de Nederlandse Defensie Academie (NLDA) op het Koninklijk Instituut voor de Marine te Den Helder is deze eindopdracht het resultaat. Voor u ligt mijn afstudeeropdracht in de vorm van een scriptieverslag. Deze opdracht is gedaan binnen de prolering werktuigbouwkunde, onderdeel van de bachelor Militaire Systemen en Technologie. Brandstofbesparing is een hot item in de maatschappij, zo heeft de Nederlandse defensie de operationele energiestrategie opgesteld. Dit onderzoek is dan ook gericht op brandstofbesparing bij de Koninklijke Marine en speciek op de vervanger van de huidige M-fregat. De opdracht komt van de NLDA in combinatie met de Defensie Materieel Organisatie (DMO). Langs deze weg wil ik graag mijn twee begeleiders hartelijk bedanken voor hun begeleiding. Vanuit de NLDA heeft LTZ1 (TD) Rinze Geertsma mij erg geholpen door zijn kritische blik en het stellen van de juiste vragen waardoor ik echt zelf verder moest denken. Daarnaast heb ik veel waardering voor het feit dat hij ondanks zijn eigen drukke agenda zo veel tijd voor mij heeft vrijgemaakt. Ook wil ik mijn begeleider vanuit DMO, LTZ1 (TD) Fred Driegen bedanken voor de hulp bij het verstrekken van de benodigde informatie om zo het uiteindelijke model te kunnen opstellen. Graag wil ik u als lezer bedanken voor de interesse die u in dit onderzoek heeft en wens ik u veel lees plezier. Jesse van Zwol Luitenant ter zee der 3e klasse voor de Technische Dienst Den Helder, Maart 2017 vii

10

11 Inhoudsopgave L¼st van guren L¼st van tabellen Lijst van Afkortingen xi xiii xv 1 Inleiding 1 2 Achtergrond Operatie proel Theoretische achtergrond Model Theorie Dieselmotor Elektrische Aandrijving Tandwielkast Scheepsromp Schroef Matching Simulatie Hoofdvaartdiesels (HVD's) HVD's met Sequentiële drukvulling(stc) HVD's met Elektromotor HVD's met STC en Elektromotor Elektromotoren Analyse Conclusie en aanbevelingen 35 Bibliograe 38 ix

12

13 L¼st van guren 3.1 Operating Envelope MAN V28/33D STC Het 6 punt Seiliger proces [1] Voorbeeld compressor karakteristiek map Genormaliseerde massastroom benadering voor een turbine karakteristiek Simulink model met variabele A eff Vervangingsschema van een AC inductie motor Scheepsweerstandscurve voor verschillende test condities Openwaterdiagrammen C Matching (C4-40) SFC in [g/s] SFC in [kg/mijl] Engine envelope zonder PTO brake specic fuel consumption SFC in [g/s] SFC in [kg/mijl] Engine envelope met STC zonder PTO Verschil in verbruik [kg/mijl] tussen met (Oranje) en zonder (Geel) STC brake specic fuel consumption met STC Hoofdvaardiesel SFC in [g/s] Hoofdvaartdiesel SFC in [kg/mijl] Generatorset SFC in [g/s] Hoofdvaardiesel met STC SFC in [g/s] Hoofdvaartdiesel met STC SFC in [kg/mijl] Speciek brandstofverbruik van generatorsets voor één EM xi

14

15 L¼st van tabellen 2.1 Snelheidsbereik Snelheidsproel Gedetailleerd snelheidsproel Gegevens van de MAN V28/33D dieselmotor C5-75 schroef gegevens Rendementen gebruikt voor matching Vermogensvraag toekomstig M-fregat in design conditie bij sea state Speciek brandstofverbruik HVD Specieke brandstofverbruik gebaseerd op het operatieproel Speciek brandstofverbruik HVD Specieke brandstofverbruik gebaseerd op het operatieproel Brandstof verbruik HVD en Dieselgeneratorset Specieke brandstofverbruik gebaseerd op het operatieproel Brandstof verbruik HVD met STC en Dieselgeneratorset Specieke brandstofverbruik gebaseerd op het operatieproel Brandstof verbruik Dieselgeneratorset voor EM Specieke brandstofverbruik gebaseerd op het operatieproel Resultaten overzicht brandstofverbruik over het gehele operatieproel 33 xiii

16

17 Lijst van Afkortingen STC LFAS M-fregat LCF ASW LTZ OPV PTO PTI MVFP DC AC FAT JSS E-drive FPP CPP MARIN HVD EM DG OES Sequential Turbo Charger Low Frequency Active Sonar Multipurpose fregat Luchtverdedigings- en Commando Fregat Anti Submarine Warfare Luitenant Ter Zee Ocean going Patrol Vessel Power Take O Power Take In Mean Value First Principle Direct Current Alternating Current Fabrieks Acceptatie Tests Joint Support Ship Elektrische aandrijving Fixed Pitch Propeller Controlable Pitch Propeller Maritime Research Institute Hoofdvaartdiesel Elektromotor Dieselgenerator Operationele Energie Strategie xv

18

19 1 Inleiding Een interessante ontwikkeling is het doel gesteld door VN landen tijdens de energie summit in Parijs om de CO 2 uitstoot met 20% te verlagen in Dit geldt ook voor Nederland en daarbij de Nederlandse Defensie die deze reductie heeft vertaald beschreven in de operationele energie strategie (OES). De operationele energie strategie bevat onder andere het doel om in 2030 het fossiele brandstofverbruik van defensie met 20% te verminderen. Een belangrijk punt uit de OES waar veel aandacht naar uitgaat is de verwerving van nieuwe zuinige militaire systemen. Een van de belangrijke systemen die in de nabije toekomst zal worden vervangen zijn de M-fregatten van de Koninklijke Marine. Daarom onderzoekt de Defensie Materieel Organisatie (DMO) de mogelijkheden om, binnen het operationele proel, de vervanging van de M-fregatten zo eciënt mogelijk te maken. De voorkeur voor scheepsvoortstuwingssystemen zijn over het algemeen dieselmotoren vanwege hun hoge eciëntie. Hoewel dieselmotoren een hoog rendement hebben, staan ze ook bekend voor laag vermogen in deellast en slechte acceleratiegedrag. Daarom zijn gasturbines als hoofdvoortstuwing gewenst in schepen die hoge scheepssnelheden moeten halen zoals bijvoorbeeld fregatten. Hoewel veel studies zich nog steeds concentreren op gasturbines als voortstuwing, is de Koninklijke Marine al begonnen met hybride aandrijving in de Ocean Going Patrol Vessels (OPV), voortgezet met hybride sleepboten en volledige elektrische aandrijving in het Joint Support Ship (JSS) Zr.Ms. Karel Doorman. De ontwikkeling van volledige elektrische aandrijving vond echter plaats voor de ontwikkeling van hybride aandrijving. Hybride aandrijving combineert de robuustheid en goede eciency bij lage belasting van de elektrische voortstuwing met het zeer hoge rendement bij vollast (door minder conversies) van mechanische aandrijving. Doorgaand op de trend van het gebruik van hybride aandrijving zorgt het voor een grote uitdaging voor de DMO bij het vervangen van de M-fregatten. DMO zal een eciënte hybride aandrijving moet ontwikkelen die nog steeds past in de beoogde operatieproel. Om de acceleratie en wendbaarheid van een hybride diesel mechanische aandrijving te verbeteren, kan de elektrische aandrijving (E-drive) worden gebruikt als power take in om het benodigde koppel te leveren. De E-drive zal ook het extra vermogen leveren die nodig is voor het bereiken van hoge scheepssnelheden. Vollbrandt onderzocht (REF) de mogelijkheden om een dieselmotor te ondersteunen met een E-drive om zo het acceleratiegedrag van een schip met een hybride voortstuwingsinstallatie te verbeteren. Hierbij is ook het verschil tussen xed-pitch propeller (FPP) en controllable-pitch propeller (CPP) onderzocht. Hij concludeert dat het gebruik van een E-drive voor het ondersteunen van de diesel, in combinatie met een CPP vergelijkbaar presteert bij acceleratie als een gasturbine [2]. Een eerdere studie op de eciëntie van de voortstuwingsketen van de OPV concludeert dat het gebruik van power take in als power take o in die conguratie niet rendabel is [3]. Omdat het toen gebruikte model voor de simulatie nu verouderd is zal het voor dit onderzoek naar een mogelijke hybride aandrijvingsketen 1

20 J.C. (Jesse) van Zwol onnauwkeurig zijn. In dit proefschrift wordt een nieuwer diesel A-Model op basis van een tweede orde Mean Value First Principle gebruikt om de voortstuwingsketen te simuleren. In een paper verklaart Geertsma de vijf verbeteringen die hij in het model heeft toegevoegd [4]. Een van de redenen waarom de gebruikte power take in als power take o niet rendabel was vindt zijn oorsprong in lage vermogen bij lage motor toerentallen. Dus naast het nieuwe diesel A -Model wordt sequentiële drukvulling toegevoegd om vervolgens gebruikt te worden voor het onderzoeken naar de hybride aandrijving. Beide modellen zullen worden onderzocht en vergeleken met de volgende onderzoeksvragen in het achterhoofd: Hoe kan sequentiële drukvulling worden gemodelleerd? Geeft de veranderde operating envelope van de motor ruimte voor Power take o? Wat is de toegevoegde waarde van sequentiële turbo's op een dieselmotor in een hybride voortstuwingssysteem om het brandstofverbruik te verminderen, met het in acht nemen van het operatie proel? Deze vragen zullen worden beantwoord in de volgende hoofdstukken. Beginnend met het volgende hoofdstuk waar achtergrond informatie zoals het operatieproel zal worden besproken. Het daaropvolgende hoofdstuk zal de theoretische achtergrond van de modellen behandelen en ingaan op de matching. In hoofdstuk 4 zullen de verschillende modi voor het simuleren aan bod komen met daarbij de resultaten verkregen uit de simulaties waarmee het brandstofverbruik kan worden berekend. Er zal tot slot iets gezegd worden over het brandstofverbruik, de toegevoegde waarde van de turbo en welke aanbevelingen uit dit onderzoek naar voren komen. 2 Hoofdstuk 1

21 2 Achtergrond 2.1 Operatie proel In dit hoofdstuk zal een belangrijk onderdeel, het operatie proel, van het nieuw te bouwen M-fregat besproken worden. Voor het ontwerpen van een nieuw schip stelt DMO een eisen pakket samen bestaande uit operationele en ontwerp eisen. Dit hoofdstuk gaat in op de, voor het nieuw te ontwerpen M-Fregat, door DMO opgestelde ontwerp- en operationele eisen. Het toekomstige M-fregat zal voor wat betreft de grootte en snelheidseisen vergelijkbaar zijn met een LCF, echter zal het net zoals het huidige M-fregat gespecialiseerd zijn in het anti onderzeeboot oorlogsvoering (ASW). Hierbij wordt het opsporen van ondergedoken onderzeeboten onder andere gedaan door een sonar array, bestaande uit een serie hydrofoons aan een kabel, die door het schip gesleept wordt. Het slepen van deze sonar vergroot de weerstand van het schip. Voor het goed opereren van de sonar zal een scheepssnelheid, afhankelijk van het type sonar, van 12 of 15 knopen gehanteerd worden.[2] Verder zal het schip, wanneer het in vloot verband vaart, af en toe vooruit varen om dan een sector van te voren te scannen op onderzeeboten. Het schip zal hiervoor met ongeveer 26 knopen vooruit moeten varen om zich vervolgens langzaam terug te laten zakken tot bij het verband. Tijdens de eerder genoemde ASW is het van groot belang om zo stil mogelijk te zijn zodat de eigen sonar zo eectief mogelijk kan werken zonder last te hebben van eigen veroorzaakte ruis en het schip niet herkend wordt door vijandelijke onderzeeboten. De voortstuwingsketen en met name de dieselmotor in combinatie met de tandwielkast zorgen voor een grote bijdrage aan de geluidsproductie van het schip. Dit geluid wordt voornamelijk veroorzaakt door een niet constant koppel in combinatie met mechanisch bewegende delen. Een oplossing hiervoor is het gebruik van een hybride voortstuwing tijdens ASW. Doordat een elektromotor relatief gemakkelijk stiller te maken is dan de tandwielkast, is het voor de hand liggend om deze direct op de voortstuwingsas te plaatsen. Hierbij is het belangrijk dat bij de keuze van elektromotor gelet wordt op het niet eectieve koppel veroorzaakt door hogere harmonische aangezien dit wel bijdraagt aan meer geluidsproductie. Een eis is dat de gekozen elektrische aandrijving echter wel voldoende vermogen moet leveren om met de gesleepte sonar 15 knopen te kunnen varen. Naast deze snelheidseisen zijn er ook eisen gesteld aan de economische vaart en de daarbij af te aeggen afstand. De afstand die afgelegd moet kunnen worden op deze economische vaart is gesteld op 5000 nm bij een snelheid bij 18 knopen. Het snelheidsbereik is samen te vatten zoals in tabel

22 J.C. (Jesse) van Zwol Tabel 2.1: Snelheidsbereik Inzet Snelheid Patrouilleren 12 knopen Sonar operaties knopen Verplaatsing 18 knopen Maximale snelheid 27 knopen Bij andere operaties zoals humanitaire-, beveiligings- en interdiction operaties, zal het fregat in een zeegebied patrouilleren met een snelheid van 12 knopen. Het snelheidsproel is als volgt: Tabel 2.2: Snelheidsproel Snelheid Percentage 0-10 knopen 30 % knopen 65 % knopen 5 % Om het totale brandstofverbruik beter te kunnen benaderen is het snelheidsproel, gebaseerd op operationele ervaring van de LTZ1 Geertsma, verder onderverdeeld in de onderstaande tabel 2.3. Tabel 2.3: Gedetailleerd snelheidsproel Snelheid [kn] Voorkomen 1 2% 2 1% 3 1% 4 2% 5 2% 6 2% 7 3% 8 3% 9 6% 10 8% 11 3% 12 3% 13 5% Snelheid [kn] Voorkomen 14 5% 15 10% 16 4% 17 5% 18 25% 19 5% % % % % % % 26 2% 4 Hoofdstuk 2

23 3 Theoretische achtergrond In dit hoofdstuk zullen de theorie en de achterliggende informatie behandeld worden die benodigd zijn voor het opstellen en gebruiken van de modellen. In de eerste paragrafen zullen de achterliggende theorie en kenmerken van de verschillende componenten uitgelegd worden. In de laatste paragraaf van dit hoofdstuk worden de componenten gematched zodat het schip aan de eisen van DMO en aan het operatie proel voldoet. 3.1 Model Theorie Naast het kiezen van geschikte componenten voor de voortstuwing zijn de algemene voorwaarden van het schip van groot belang voor het verder inrichten ervan. Hieronder staan de vereisten die gebruikt zijn voor het selecteren van de componenten van de voortstuwingsinstallatie: Hotel belasting 2000 kw Waterverplaatsing 5200 ton Stille vaart 15 knopen Kruisvaart 18 knopen Bereik bij kruisvaart 5000 nm Maximale vaart 26 knopen Brandstofbesparing 20% t.o.v. de huidige M-fregat Het model dat gebruikt gaat worden voor de simulatie van het te vervangen M-fregat is gebaseerd op het model gebruikt om de huidige OPV te simuleren en bestaat uit de samengebrachte losse componenten. Aan de modellering van een aantal componenten zal niets veranderd worden waardoor deze nog als gevalideerd en geverieerd kunnen worden beschouwd [4]. Er zal bijvoorbeeld een andere schroef gebruikt worden die al wel gevalideerd en geverieerd is. Naast de parameters van de diesel benodigd voor het dieselmodel, zullen ook enkele andere aanpassing gedaan worden om STC mee te kunnen nemen in de simulaties. Ook voor de elektrische aandrijving wordt een bekend model gebruikt voor het berekenen van de eciëntie, echter met andere parameters Dieselmotor Het grootste deel van de brake power benodigd voor de voortstuwing wordt door de dieselmotor opgewekt. Voor dit onderzoek is er alleen gekeken naar high speed motoren die een vermogen van rond de 10 MW hebben. Er bestaat maar een beperkt aanbod in deze motoren, MAN en MTU hebben beide motoren die aan deze eisen voldoen. Aangezien er maar zeer beperkt informatie beschikbaar is van de MTU 8000 series en omdat de MAN V28/33D in eerdere onderzoeken en modellen gebruikt en onderzocht is, is er voor gekozen deze te gebruiken. De MAN V28/33D is in een eerdere studie aan de OPV als model gekalibreerd en geverieerd [4]. De gekozen motor is echter een nieuwere motor met 20 in plaats van 12 cilinders. Verder is 5

24 J.C. (Jesse) van Zwol deze motor uitgevoerd met STC waarbij de tweede turbo tussen de 700 en 800 rpm bijgezet wordt. De algemene gegevens van de MAN V28/33D dieselmotor staan in de onderstaande tabel weergegeven [5]. Wanneer de dieselmotor in Navy load gebruikt wordt kan deze 10 [MW] leveren, er is voor gekozen om het verschil hiertussen als margin te gebruiken. Tabel 3.1: Gegevens van de MAN V28/33D dieselmotor Fabrikant MAN Type V28/33D STC Aantal cilinders 20 Vermogen 9100 KW Nominaal toerental 1000 rpm Boring 0.28 m Slaglengte 0.33 m Eectieve drukverhouding 14.2 Nominaal mechanisch rendement 0.9 Turbocharger vertraging 1 s Nominale inlaat luchtdruk 4.31 bar Nominale inlaat temperatuur 322 k In guur 3.1 is de operating envelope van de diesel met het in en uitschakelen van de turbo weergegeven. Deze afbeelding is uit de Project guide gehaald [5]. Het gebied aangegeven met II kan worden gebruikt bij acceleratie of manoeuvres en geeft een tijdelijk verhoogd belastinglimiet aan. Het gele gebied III wordt gebruikt door schepen die met het Navy load prole varen. In beide gebieden kan maar tijdelijk geopereerd worden, met extra slijtage door thermische spanningen als gevolg van langdurige operatie in deze gebieden. Om het brandstofverbruik in combinatie met het dynamisch beschikbaar vermogen te modelleren is voor dit onderzoek gebruik gemaakt van de zogenoemde second order Mean Value First Principle (MVFP) model [4]. Ondanks dat dit model geen uitgebreide metingen aan de heat release vereist geeft het een nauwkeurige voorspellingen van de te onderzoeken parameters. Het model kan gecategoriseerd worden aan de hand van het dynamische niveau dat wordt gebruikt in het model in combinatie met de bijbehorende fysische achtergrond. De basis van het het model is opgesteld in Miedema en Lu en op zes punten verbeterd en uitgelegd in [6, 4] 6 Hoofdstuk 3

25 3.1. MODEL THEORIE J.C. (Jesse) van Zwol Figuur 3.1: Operating Envelope MAN V28/33D STC De kern van het dieselmodel draait om de zes-punt Seiliger cycle en is een ideale beschrijving van de verbranding in een dieselmotor. De cycle bestaat uit de volgende zes stappen: Figuur 3.2: Het 6 punt Seiliger proces [1] ] Hoofdstuk 3 7

26 J.C. (Jesse) van Zwol 1-2: Polytrope compressie; 2-3: Isochore verbranding; 3-4: Isobare verbranding en expansie; 4-5: Isotherme verbranding en expansie; 5-6: Polytrope expansie; In guur 3.2 staan de stappen weergegeven in een p-v diagram. Het voordeel ten opzichte van de vijf-punt Seiliger is het nauwkeuriger kunnen voorspellen van de uitlaattemperatuur. Waarbij in realiteit de vier slagen, compressieslag, arbeidsslag, uitlaatslag en inlaatslag plaatsvinden worden in de Seiliger cycle alleen de compressie en arbeidsslag benaderd. Het zes-stappen Seiliger cycle gaat uit van een perfect homogeen gas. Dit proces is een ideaal proces en geeft een benadering van de thermodynamische processen die plaatsvinden in de gesloten cilinder. De stap van 6-1 is geen onderdeel van het gesloten cylinder process omdat de uitlaatgassen er uit worden geblazen door relatieve koele verse lucht. De warmte die vanuit de cilinder aan deze lucht wordt toegevoegd, en de mogelijke arbeidswinst, wordt dan niet meegenomen. Voor de thermische belasting van de motor is de luchtovermaat λ een belangrijke parameter. In het model worden alleen viertakt motoren met voldoende air slip beschouwd waardoor de spoeleciëntie (scavenge eciency), afhankelijk van de Miller timing als 1 aangenomen mag worden. Daarnaast wordt het proces van de afblazen na de opening van de uitlaatklep voorgesteld door Zinner blowdown [7]. Met de onderstaande formule 3.1 kan de Zinner blowdown temperatuur berekend worden die verder na het samenvoegen met de spoellucht dat door de cilinder slipt resulteert aan de hand van formule 3.2 in de uitlaat ontvanger temperatuur T d. In formule 3.1 is n bld de polytrope expansie coëciënt van het afblaas proces die meegenomen dient te worden voor de warmteverliezen [1, 8, 9]. T bld (t) = ( 1 + (n bld 1) p d (t) n bld p 6 (t) )T 6(t) (3.1) n bld T d (t) = c p g T bld (t)(ṁ 1 (t) + ṁ f (t)) + c pa T slip s sc (t)ṁ 1 (t) c pg (ṁ 1 (t) + ṁ f (t)) + c pa s sc (t)ṁ 1 (t) (3.2) In de formule voor de uitlaat ontvanger temperatuur is de slip ratio nog een onbekende die weer afhankelijk is van de ingesloten massastroom bij nominale condities en de werkelijke condities zoals beschreven in de onderstaande formule: n enom m 1nom Ψ sc (t) s sc (t) = s scnom (3.3) n e (t) m 1 (t) Ψ scnom) In de bovenstaande formule 3.3 is Ψ sc (t) te substitueren met de onderstaande formule: 2κg Ψ sc (t) = ( p d (t) κ g 1 p 1 (t) ) 2 κg ( p d (t)) κg+1 κg (3.4) p 1 (t) De formules 3.2 en 3.3 vormen samen met de berekening voor de druk voor de turbocharger een stelsel vergelijkingen. De druk voor de turbocharger is berekend aan de hand van de luchtinname karakteristiek zoals in formule 3.8. Om surge van de 8 Hoofdstuk 3

27 3.1. MODEL THEORIE J.C. (Jesse) van Zwol compressor te berekenen kan er gewerkt worden met de turbo en compressor characteristic maps. Figuur 3.3: Voorbeeld compressor karakteristiek map In dit model is er echter niet voor gekozen om met deze maps te werken, ten eerste omdat de turbocharger door de fabrikant op de motor wordt afgestemd, deze manier niet in het algemene model past en tot slot omdat er alleen berekeningen plaatsvinden buiten het gebied waar choking optreed. Voor een meer algemeen gebruik is er gekozen om in dit model gebruik te maken van de elliptic law, hiermee is het mogelijk om de karakteristiek te benaderen. Waar in guur 3.3 de nominale operatie lijn is opgenomen, wordt deze in het model door het Büchi balans benaderd en kan dus in de gebruikte modellen het surge gebied niet bereiken. Om met behulp van de elliptic law Surge te kunnen voorspellen wordt de onderstaand guur gebruikt waarin de genormaliseerde massastroom (x-as) tegen de turbine druk verhouding (y-as) staat uitgedrukt. Om tot guur 3.4 te komen is de vergelijking van de genormaliseerde massastroom nodig. Ψ Ψ d = Waarin Ψ = massastroom; Ψ d = massastroom in design conditie; π tur = drukverhouding p 1 p ; 1 ( 1 π tur ) f 1 1 ( π tur,d ) f (3.5) Hoofdstuk 3 9

28 J.C. (Jesse) van Zwol π tur,d = drukverhouding voor design conditie p 1 p d ; Voor de elliptic law wordt f = 2 genomen zodat het wiskundig nog op te lossen is en er geen ingewikkeld stelsel vergelijkingen ontstaat. De constante f komt voort uit de onderstaande vergelijking 3.6 en is afhankelijk van de poyltrope eciëntie en de specic heat ratio γ. Om tot f = 2 te komen moet de poyltrope eciëntie nul zijn [10]. f = 2 η p(γ 1) γ (3.6) Tevens is hieruit het verband tussen de massastroom ṁ tur en het eectieve turbine oppervlak A eff af te lijden volgens de onderstaande vergelijking. Dit is voor dit onderzoek een belangrijke vergelijking aangezien de massastroom door de turbine veranderd wordt door het aanpassen van het eectieve oppervlak. ṁ tur = α A tur,eff Waarin Ψ(π tur ) = drukverhouding functie; p d Rd T d Ψ(π tur ) (3.7) Figuur 3.4: Genormaliseerde massastroom benadering voor een turbine karakteristiek Voor het modelleren van STC wordt er in de onderstaande formule 3.8, afgeleid van de elliptic law, voor het berekenen van de druk voor de turbocharger een aanpassing in het eectieve oppervlak gedaan. p d (t) = (s sc(t)ṁ 1 (t) + ṁ f (t)) 2 R g T d (t) + p αza e (3.8) eff 10 Hoofdstuk 3

29 3.1. MODEL THEORIE J.C. (Jesse) van Zwol De aanpassing verandert A eff, het eectieve oppervlak van de turbine, om op die manier het aan en uitschakelen van de tweede turbine te modelleren. De STC bestaat uit twee identieke parallelle turbines waarbij er tot een bepaald toerental maar één bijgeschakeld staat. Tot dit gegeven toerental is het eectieve oppervlak de helft van het totaal, er wordt dus 0.5A eff gebruikt. Wanneer de tweede turbine bijgezet wordt, wordt het oppervlak dus verdubbeld en is het weer A eff. In Simulink is dit gemodelleerd met behulp van een switch blok zoals afgebeeld in guur 3.5. Figuur 3.5: Simulink model met variabele A eff Elektrische Aandrijving In de bovenstaande paragraaf is de dieselmotor voor dit onderzoek beschreven. De totale voortstuwing is echter hybride en er moet dus nog een elektromotor geselecteerd worden. Met de elektromotor wordt meestal de alomvattende elektrische aandrijving(e-drive), bestaande uit een regelaar en vermogensomzetter, bedoeld. Bij elektromotoren zijn er twee hoofdstromingen, de direct current (DC) motor en alternating current (AC) motor. Elk met zijn eigen voor en nadelen, bijvoorbeeld op het gebied van eciëntie en geluidsproductie is een DC motor beter maar in vermogensdichtheid en gewicht blinken AC motoren uit.[2] DC motoren maken verder ook gebruik van borstels die regelmatig onderhoudt nodig hebben aangezien ze anders overslag(doorslag) kunnen veroorzaken. Binnen de AC motoren zijn ook weer twee typen te onderscheiden, de synchrone en asynchrone motor. De synchrone motor wordt vooral gebruikt als generator, een asynchrone ofwel inductie motor is de beste optie voor een goede vermogensdichtheid en geluid signatuur voor een lage prijs. Voor dit onderzoek moet een inductie elektromotor gekozen worden die ongeveer 3 MW vermogen kan leveren. Het Joint Support Ship (JSS) de Karel Doorman beschikt over een grote inductie elektromotor van 8.9 MW waarvan Fabriek Acceptatie Testen (FAT) beschikbaar zijn. Deze inductiemotor kan teruggeschaald kan worden tot het gewenste vermogen. De omwentel snelheid en aangevoerde elektrische energie van deze AC motor wordt geregeld door spannings- en frequentieregeling. Het model van de elektrische aandrijving is gebaseerd op het vervangingsschema dat te berekenen is aan de hand van de gestelde theorie in Wildi en met behulp van de locked rotor en no load test [11]. Deze tests zijn uitgevoerd bij de FAT van de Hoofdstuk 3 11

30 J.C. (Jesse) van Zwol elektromotoren aan boord van de JSS. De uitkomsten van de tests moeten in de functie, zoals opgesteld door Engelrecht, worden ingevuld waarna deze aan hand van de uitkomsten, het vervangingsschema, het kipkoppel en de eciëntie berekent. Om tot het vervangingsschema te komen zijn de rotor- en statorweerstand, leakage en stroom nodig, verder moeten de ijzervliezen en magnetische reactantie berekend worden. In de onderstaande guur 3.6 is het vervangingsschema opgenomen [12, 3]. Figuur 3.6: Vervangingsschema van een AC inductie motor ] Hierin zijn de: Statorweerstand r 1 Ohm Rotorweerstand r 2 Ohm Stator leakage reactance x 1 Ohm Rotor leakage reactance x 2 Ohm Stator stroom I 1 Ampère Rotor stroom I 2 Ampère IJzerverliezen stroom R F E Ohm Magnetische reactantie X m Ohm De statorweerstand is te berekenen met de gemeten lijnweerstand R ll via formule 3.9. r 1 = R ll 2 (3.9) Met behulp van de berekende statorweerstand en no load stroom, verkregen uit de no load test, kunnen de ijzerverliezen berekend worden volgens vergelijking r m = V 2 nl P nl 3 I 2 nl r 1 (3.10) Om de magnetische reactantie te kunnen berekenen is het blind vermogen nodig, dit is te verkrijgen met het schijnbare vermogen en het werkzame vermogen volgens formule De magnetische reactantie x m is dan te bereken met vergelijking Q nl = ( 3 V nl I nl ) 2 + P 2 nl (3.11) 12 Hoofdstuk 3

31 3.1. MODEL THEORIE J.C. (Jesse) van Zwol x m = V 2 nl Q nl (3.12) Hierin zijn alle eenheden met het subscript n l de waardes bij no load test. De rotorweerstand is te berekenen met gegevens verkregen bij de locked rotor test aan de hand van formule 3.13 Met vergelijking 3.11 kan wanneer ook hier de waardes van de locked rotor test ingevuld worden, het blind vermogen berekend worden. Om het vervangingsschema compleet te maken ontbreekt alleen nog de leakage reactance. Deze totale reactantie is te berekenen met het locked rotor blind vermogen en stroom volgens vergelijking r 2 = P lr 3I 2 lr r 1 (3.13) x 1 + x 2 = Q lr 3I 2 lr (3.14) De totale rotorweerstand is te berekenen door de bovenstaande berekende rotorweerstand te delen door de slip. Slip wordt berekend volgens formules 3.15, 3.16 en wordt automatisch door het toerental in de matlab functie in te voeren berekend. N s = 120 f p (3.15) s = N s N N s (3.16) Waarin f = Statorfrequentie; p = Het aantal polen; N s = De snelheid van het draaiveld (Synchroon snelheid) [RPM]; s = Slip; N = Rotorsnelheid (toerental)[rpm]; De impedantie van de motor is gegeven door de totale reactantie met de vervangingsweerstand van de rotor en stator. Met behulp van het bepaalde vervangingsschema worden de verliezen berekend die gebruikt kunnen worden in het verdere model. Verder zal, wanneer de elektromotor als aandrijving dient, een vast koppel gebruikt worden bij het maximale toerental n en maximaal vermogen P out. Het geleverde koppel is te bereken met vergelijking M = P out 2πn 60 (3.17) In het model wordt uiteindelijk de elektromotor gemodelleerd aan de hand van het virtuele toerental waarbij het koppel aan de hand van het toerental wordt bepaald [13]. Daarna wordt met het koppel en het toerental het benodigde vermogen berekend. De verliezen worden aangenomen als constant om vervolgens meegenomen te worden in de berekeningen van het brandstofverbruik van de dieselgeneratorsets met behulp van een look-up table. Hoofdstuk 3 13

32 J.C. (Jesse) van Zwol Tandwielkast De tandwielkast neemt een groot deel van de verliezen in de voortstuwingsketen voor zijn rekening. Drijver onderscheid onder andere verliezen die worden veroorzaakt door verliezen in lagers, verliezen door wrijving in de tandwieloverdracht en wervelverliezen [14]. Voor het nauwkeurig modelleren van dit onderdeel kan gebruik gemaakt worden van complexe thermische netwerkmodellen waarvoor echter veel gegevens nodig zijn, die bijna alleen bekend zijn bij de ontwerper. Een andere optie voor de simulatie is het opstellen van een simpelere lineaire tandwielkastverliesfunctie. Dit model is geverieerd voor deellast en zware belasting in een bachelorscriptie aan de Technische Universiteit van Delft[14]. In dit onderzoek zal dan ook een dergelijke verliesfunctie, opgesteld door Drijver, gebruikt worden. Waarin: M loss = genormaliseerd koppelverlies; n in = genormaliseerd ingaande toerental (motor); M in = genormaliseerd ingaande koppel (motor); M loss = a + bn in + cm in (3.18) Voor de constanten a, b en c wordt een waarde gekozen zodat het lineaire model get kan worden naar een, eveneens door Drijver voorgesteld, thermisch model [14]. De tandwielkastverhouding i gb is te verkrijgen door het motortoerental te delen door het schroeftoerental volgens vergelijking 3.19 uit Stapersma [15]. i gb = n e n p (3.19) Het schroeftoerental kan worden berekend door het matchen van de schroef, het schip en de voortstuwingsinstallatie en gebeurd in paragraaf Scheepsromp Om de weerstand van de scheepsromp te modelleren is er een keuze gemaakt uit de drie meest gebruikte methodes. Bij lage scheepssnelheid is de eerste methode goed toepasbaar, hierin wordt aangenomen dat de scheepsweerstand evenredig is met de scheepssnelheid in het kwadraat volgens de volgende vergelijking [15] Waarin: R = Scheepsweerstand [N]; c 0 = Nominale weerstandsfactor [kg/m]; v s = Scheepssnelheid [m/s] R(v s ) = c 0 (v s ) y v 2 s (3.20) Vermenigvuldigingsfactor y is afhankelijk van bijvoorbeeld fouling, waterverplaatsing en sea state maar neemt ook andere weerstanden dan de nominale weerstand voor zijn rekening. Echter, voor hogere scheepssnelheden neemt de weerstand sneller toe door golfweerstand veroorzaakt door het schip. Een gedetailleerdere en nauwkeurigere methode is geïntroduceerd door Holltrop en Mannen [16], deze methode neemt de weerstand veroorzaakt door wind en golven mee in de berekeningen. De 14 Hoofdstuk 3

33 3.1. MODEL THEORIE J.C. (Jesse) van Zwol derde mogelijkheid voor het berekenen van de scheepsweerstand is door het scheepsmodel te onderwerpen aan sleeptanktesten. De laatst genoemde methode wordt in dit onderzoek gebruikt voor het modelleren van de scheepsweerstand van de vervanger van het M-fregat. De scheepsromp zal vergelijkbaar zijn met die van een LCF. De resultaten en bijbehorende lookup table van de LCF zullen dan ook voor dit onderzoek gebruikt worden. In guur 3.7 staan voor verschillende testcondities de scheepsweerstandscurve opgenomen. resistance from model tests corrected for envronmental conditions and fouling trial condition service condition off-design condition ship resistance [kn] ship speed [kts] Figuur 3.7: Scheepsweerstandscurve voor verschillende test condities Schroef Voor het modelleren van een propeller worden twee welbekende methodes gebruikt. De eerste methode maakt gebruik van de hydrodynamische pitch hoek β. Eén van de redenen voor het gebruik van de hydrodynamische pitch hoek, is de mogelijkheid om met een vierkwadranten openwaterdiagram te werken. Het grote voordeel hiervan is dat hierdoor het schip, zonder de draairichting van de motor aan te passen, achteruit kan varen door het aanpassen van de pitch van de propeller. In dit onderzoek wordt er uitgegaan van het operationele proel van de vervanger van het M-Fregat. Aangezien dit schip niet vaak achteruit vaart staat dit ook niet opgenomen in het operatieproel. Het gevolg hiervan is dat er de mogelijkheid bestaat om gebruik te maken van een eenvoudigere methode wat de rekenkracht van het gehele model verlaagt. Deze methode staat beschreven in Stapersma en is beter bekend als de J, Kt, Kq methode [15]. Hoofdstuk 3 15

34 J.C. (Jesse) van Zwol Voor de schroef zijn er een aantal mogelijkheden zowel FPP als CPP. DMO heeft echter te kennen gegeven een schroef met CPP te gaan gebruiken. De verstelbare schroef heeft als grote voordeel dat beter acceleratiegedrag zich voordoet omdat naast het toerental van de motor ook de schroefspoed veranderd kan worden. De gegevens die DMO voor de in dit onderzoek te gebruiken Wageningen C5-75 serie heeft verstrekt staan in de onderstaande tabel weergegeven. Aangezien de guren van de C5-75 serie niet getoond mogen worden zijn, om vergelijkbare guren te maken, de gegevens van de C4-40 serie gebruikt. Tabel 3.2: C5-75 schroef gegevens Bladen 5 Maximale spoed 1.8 Diameter 4.8 m A E /A Maximale snelheid 26 (a) Openwaterdiagram K T (b) Openwaterdiagram K Q (c) Openwaterdiagram η o Figuur 3.8: Openwaterdiagrammen C4-40 Met de gegevens van de schroef is het openwaterdiagram te bepalen. Voor verschillende pitch is het diagram opgenomen in guren van 3.8. Hierin staan naast het openwater rendement ook K T en K Q opgenomen als functie van de advance ratio J. 16 Hoofdstuk 3

35 3.2. MATCHING J.C. (Jesse) van Zwol 3.2 Matching In deze paragraaf wordt het schip met schroef gematcht op de voortstuwing. Om vaart te kunnen maken moet het voortstuwingsvermogen gegenereerd door de schroef groter zijn dan de scheepsweerstand. Het vermogen verkregen uit de voortstuwingsinstallatie ondergaat verliezen in de overbrenging van de voortstuwingsketen (Tandwielkast). Voordat het vermogen door de schroef wordt omgezet in eectief vermogen moeten voortstuwingsrendement, waaronder de openwater eciency, meegenomen worden. Het eectieve vermogen benodigd voor de voortstuwing van het schip als functie van de scheepssnelheid en de scheepsweerstand, die ook weer afhankelijk is van de scheepssnelheid, is gegeven door: Waarin R = scheepsweerstand in N; V S = scheepssnelheid in m/s; P E = R V S (3.21) Maar zoals hierboven al benoemd moet het vermogen geleverd door de voortstuwingsinstallatie groter zijn om de verliezen te overbruggen. De brake power geleverd door de voortstuwingsinstallatie is dan ook gegeven door de onderstaande formule: P B = Waarin P B = brake power in W; η O = openwater eciency ; η R = relative rotatvive eciency ; η H = Hull eciency; η s = Shaft eciency; η GB = Gearbox eciency; P E η O η R η H η s η gb (3.22) De gebruikte verliezen zijn echter niet constant en zijn sterk afhankelijk van het schroef toerental, scheepssnelheid en de pitch. Om te kunnen matchen moeten deze verliezen op een bepaald punt constant geacht worden. Bij het matchen zal dan ook gebruik gemaakt worden van de maximale snelheid van 26 knopen, 1000 rpm als nominaal toerental van de voortstuwingsdiesel en een maximale pitch van 1.8. Met behulp van testen in de sleeptank van MARIN is de scheepsweerstand bij 26 knopen bepaald. Aangezien hierbij geen rekening is gehouden met wind, golven en stroming wordt er vermenigvuldigd met een coëciënt afhankelijk van de sea state. In combinatie met de gegevens van de schroef kan het openwater diagram samen met de scheepscurve weergegeven worden in de onderstaande guur 3.9. Echter zijn voor guur 3.9 de gegevens van de C4-40 serie gebruikt omdat de guren van de C5-75 vertrouwelijk zijn. De gegevens van dit diagram zijn berekend met behulp van de constante c 7 die wordt berekend aan de hand van formule 3.23 [15]. De schroefspoed voor het matchen is dan daar waar het openwater eciency het hoogst is. Met c 7 kan dan de thrust coëciënt bepaald worden (3.24), om vervolgens het optimale schroeftoerental te berekenen aan de hand van het openwater diagram (guur: 3.9) Hoofdstuk 3 17

36 J.C. (Jesse) van Zwol en volgens vergelijking Wanneer de nominale gegevens genomen worden kan volgens vergelijking 3.19 de tandwielverhouding bepaald worden. c 7 = T 0 ρv 2 ad 2 max (3.23) K T = c 7 J 2 (3.24) n opt = (1 w)v s J D max 60 (3.25) Figuur 3.9: Matching (C4-40) Om tot de tandwielverhouding te komen moet de schroef eerst gematched worden met de voortstuwingsinstallatie. Hierbij zijn de rendementen gebruikt zoals in tabel 3.3. De hull eciëntie is berekend aan de hand van vergelijking 3.26 In de onderstaande tabel 3.4 staat de gevraagde P b opgenomen bij zoals benoemd in het operatieproel veel voorkomende snelheden. η H = 1 t (3.26) 1 w Hierin zijn t en w respectievelijk de gegeven thrust deduction factor en wake factor. Tabel 3.3: Rendementen gebruikt voor matching Tandwielkast Gearbox ) η gb 0.96 As (shaft) η s 0.99 Scheepsromp (hull) η H Relatieve rotatie eciëntie η R 1 Aangezien het schip tot 15 knopen elektrisch moet kunnen varen en de elektromotor voor de tandwielkast geplaatst is, is voor de snelheid van 15 knopen ook de 18 Hoofdstuk 3

37 3.2. MATCHING J.C. (Jesse) van Zwol Tabel 3.4: Vermogensvraag toekomstig M-fregat in design conditie bij sea state 3 Scheepssnelheid Vermogensvraag [kw] Advance ratio Openwater eciency Design LFAS J η o 15 knopen knopen knopen knopen vermogensvraag uitgerekend zonder de tandwielkastverliezen mee te nemen. Het gevraagde vermogen komt dan uit op 2815 [kw] en respectievelijk 2847 [kw] met LFAS. [17] Hoofdstuk 3 19

38

39 4 Simulatie In dit hoofdstuk zullen de simulaties die met de modellen gedaan zijn besproken worden. In eerste instantie zullen de simulaties zonder STC uitgevoerd worden voor de berekening van het 'huidige' brandstofverbruik, om vervolgens met STC te kunnen kijken wat het verschil is. Hiervoor worden, binnen het oogmerk van het operatie proel, drie verschillende modes gebruikt. Zoals eerder benoemd is de essentie van dit onderzoek het verbeteren van brandstof verbruik met behulp van STC. In het operatieproel zijn een aantal snelheden gekenmerkt die veel gebruikt worden, de simulaties zullen dan ook op deze veel gebruikte snelheden constant gehouden worden. Ondanks dat de scheepsweerstand berekend is met sea state 3 zullen de simulaties gedaan worden op een vlakke zee zonder golven. Uiteindelijk, wanneer de drie verschillende modi gecombineerd worden aan de hand van het operatieproel kan er iets gezegd worden over een verbeterd brandstofverbruik. In de eerste modus zal het schip alleen op de hoofdvaartdiesels (HVD) door het bereik van alle snelheden varen, waarbij gekeken wordt naar de mogelijkheid om PTO toe te passen en mocht dit mogelijk zijn de hoeveelheid beschikbaar voor PTO. Bij de tweede mode wordt er naast de hoofdvaartdiesels ook gebruik gemaakt van de elektromotoren, hierdoor zullen er ook dieselgeneratorsets (DG) bijgezet moeten worden. In deze tweede modus zullen naast de HVD's ook DG sets brandstof verbruiken, er zal dus gekeken moeten worden naar een combinatie van het brandstofverbruik. De laatste modus zal draaien om een stille vaart waarbij er dus alleen om de elektromotoren gevaren wordt, in dit laatste geval zal alle energie voor de voortstuwing uit de DG sets moeten komen. Voor de simulatie en het brandstofverbruik is het ook van belang dat er ten alle tijden rekening gehouden moet worden met een Hotel load van 2 [MW]. De verwachting is dat wanneer STC toegepast wordt de operating envelope breder wordt waardoor er meer ruimte zal zijn voor PTO. Tevens is de verwachting dat het brandstofverbruik positief wordt beïnvloed door de hogere drukvulling, met name bij operaties in deellastcondities. Meer ruimte voor PTO houdt in dat het meer en over een groter gebied van de envelope ingezet kan worden. Hierdoor zullen er minder of minder vaak DG sets bijgezet hoeven worden. Door het minder gebruik van de over het algemeen op hoge toeren draaiende en minder zuinige DG sets zal het brandstofverbruik over het geheel positiever zijn. Het maken van minder draaiuren zorgt voor een groter onderhoudsinterval voor de DG sets, daarnaast is het voor de HVD's juist positief om dichterbij het nominale werkpunt te draaien. Een ander positief eect is dat de HVD's op die manier dichter bij het nominale ontwerppunt kunnen draaien en daardoor eciënter opereren. 21

40 J.C. (Jesse) van Zwol 4.1 Hoofdvaartdiesels (HVD's) In deze eerste paragraaf wordt ook de eerste gesimuleerde mode besproken. Hierbij vaart het schip alleen op de HVD's en kan wordt er gekeken hoeveel ruimte er voor PTO is. Bij het doorlopen van verschillende snelheden en het uiteindelijk brandstof gebruik wordt gebruik gemaakt van het operatieproel zoals besproken in 2.1. Wanneer het schip alleen op de HVD vaart is de maximale snelheid 25 knopen. Om het verschil te kunnen bepalen is eerst het schip gesimuleerd zonder STC. In tabel 4.1 staan de gegevens, het specieke brandstofverbruik bij verschillende snelheden, uit guren 4.1 en 4.2 opgenomen. Figuur 4.1: SFC in [g/s] Figuur 4.2: SFC in [kg/mijl] Dit is het brandstofverbruik van 1 HVD, om tot een reëel brandstofverbruik te komen moeten beide diesels worden meegenomen. Aangezien deze simulatie bij een vlakke zee is gedaan zal er in realiteit bij de kruisvaart van 18 knopen beperkt ruimte zijn voor PTO, te zien in guur 4.3. De lus in de guur is te wijten aan het begin toerental van 500 [rpm] van de motor en het ingestelde virtuele toerental van 0 [rpm]. Het brandstofverbruik van de dieselgenerator benodigd voor de Hotelload 22 Hoofdstuk 4

41 4.1. HOOFDVAARTDIESELS (HVD'S) J.C. (Jesse) van Zwol Tabel 4.1: Speciek brandstofverbruik HVD Snelheid SFC kn g/s kg/mijl Snelheid SFC zal ook meegenomen moeten worden, waarbij voor het nominale vermogen van 2000 [kw] de SFC 115 [g/s] is. Op kruisvaart is de eis dat het bereik 5000 nm moet zijn, de verbruikte brandstof van 1 HVD is dan [kg] met een totaal verbruik van [kg]. Het specieke brandstofverbruik gebaseerd op het operatieproel en inclusief de dieselgeneratorsets op vol vermogen staan in tabel 4.2 opgenomen. Tabel 4.2: Specieke brandstofverbruik gebaseerd op het operatieproel Verbruiker SFC [g/s] Dieselgeneratorset 115 Hoofdvaartdiesels * 2 Totaal Figuur 4.3: Engine envelope zonder PTO Hoofdstuk 4 23

42 J.C. (Jesse) van Zwol Een belangrijke parameter voor het brandstofverbruik is de brake specic fuel consumption van de dieselmotor, in guur 4.4 is dit van de dieselmotor zonder STC opgenomen. Figuur 4.4: brake specic fuel consumption 4.2 HVD's met Sequentiële drukvulling(stc) In deze paragraaf wordt net zoals in de voorgaande paragraaf alleen op de HVD's gevaren, echter is bij deze simulatie de STC toegevoegd. Ook hier is de maximale snelheid 25 knopen, waarbij eveneens gekeken kan worden hoeveel ruimte er nog is voor PTO. Ook hier geldt de eis dat met kruisvaart het bereik 5000 nm moet zijn, de verbruikte brandstof van 1 HVD is dan [kg] met een totaal verbruik van [kg] brandstof door de voortstuwingsdiesels. In tabel 4.3 staan de gegevens van het specieke brandstofverbruik bij verschillende snelheden, zoals uit guren 4.5 en Hoofdstuk 4

43 4.2. HVD'S MET SEQUENTIËLE DRUKVULLING(STC) J.C. (Jesse) van Zwol Figuur 4.5: SFC in [g/s] Figuur 4.6: SFC in [kg/mijl] Uit de tabel is af te lezen dat de diesels met STC in deellast een lager brandstroverbruik hebben. Daarnaast is in guur 4.7 te zien dat er in deellast, door de grote ruimte tussen de operating envelope en de belasting, het goed mogelijk is om PTO toe te passen. Ook hier is de lus in de guur te wijten aan het begin toerental van 500 [rpm] van de motor en het ingestelde virtuele toerental van 0 [rpm]. Zo is ook te zien dat er in ieder geval tot ongeveer 750 toeren, wat ongeveer 19 knopen is, voldoende ruimte is. Dit houdt in dat in het gebied tot 19 knopen de elektromotor zorg kan dragen voor het vermogen benodigd voor de Hotelload en er dus geen generator bij hoeft te staan. Daarnaast zal de dieselmotor door de verhoogde vermogensvraag bij hetzelfde toerental eciënter zijn. Een ander gevolg hiervan is dat de dieselgenerator set, aangezien deze dan maar 5% van de tijd aanstaat veel minder brandstof verbruikt. Het verbruik van beide hoofdvaartdiesels, de generatorset en gecombineerd, gebaseerd op het operatie snelheidsproel staan opgenomen in tabel 4.4. Hoofdstuk 4 25