Geintegreerd Ontwerp 40.000 DWT Produkttanker

Gentegreerd Ontwerp

40.000 DINT Produkftanker

Eind Rapport

Geintegreerd Oniwerp 40.000 DWI Produknanker

Inhoudsopgave

Voorwoord

Samenvatting ontwerp

1N,

0 Wijzigingen voorontwerp

0.1 Gewichtsberekening 0.2 Nieuwe hoofdafmetingen 3 11 Lijnenplani 1.1 Druldcingspunt 3 1.2 Scheepsvorm 4

2 Hydrostatische betekeningen en:vrijboord

2.1 Carene diagram 5 2.2 Ballastvaart 5 2.3 Vrijboord betokening 6

3 Voortstuwing

3.1 Weerstandsberekening en schroefberekenitig 7 3.2 Voortstuwingsvermogen 9 3.3 Hoofdmotor 10

4 Verwarmingscapaciteit

4.1 Luchtbehandelingssysteem 112 4.2 Drinkwaterprodulctie 4.3 Verwarming lading 18. 4.4 Stoomprodulctie 4.5 Lading systemen 21

5 lElektrische voedingsinstallatie

5.1 Elelctrisch verbruik 23 5.2 Generatoren 24 5.3 Distributie elektriciteit 25

6 Machinekamerindeling en Ihulbsystemen

6.1 Brandstofsyteem FIFO 26 6.2 Brandstofsysteem MD01 29 6.3 Centraal Koelsysteem 29 6.4 Startlucht systeem 30 6.5 Lens en Ballastsysteem 31

7 Gewichten en zwaartepunten

7.1 Gewicht en zwaartepunt romp 32'

7.2 Gewicht en zwaartepunt inrichting en uitrusting 34

7.3 Gewicht en zwaartepunt machine installatie ₃₅

7.4 Gewicht en zwaartepunt installatiesladingsbehandeling. 37

7.5 Gewicht en zwaartepunt schip ₃₉

Ruirn en tankinhouderl

1

17

18

9 Stabiliteitsberekeningen ,en voorschriften

9.1 Stabiliteit 411

9.2 OPA 90 voorschriften 43

9.3 MARPOL 73/78 voorschriften 43

9.4 Berekening lekstabiliteit 45

10 Definitief algemeen plan

10.1 Machinekamer 46 10.2 Uitrusting 46 10.3 Accommodatie 50

11 Conclusie

11.1 Vergelijking eisen 511 11.2 Verdere aanpasiingeni 52

Literatuurlijst

_5.3

ck\

.erca\

e

cji cc, \ co,

Ac _4er

,Geintegreerd Onhverp40.000 DWI Produktranker

Voorwoord

Dit rapport is het eindverslag van de ontwerp-oefening MTI 1 I P. In dit rapport is het ontwerp van het interim rapport verbeterd en verder uitgewerkt. Hierbij is zoveel mogelijk geprobeerd zaken als gewicht, zwaartepunten, elektriciteitsverbruik enz. exact int te rekenen in plaats van het gebruik van schattingsformules zoals in het interim rapport.

Voor gegevens is naast de informatie op de TU Delft informatie opgevraagd bij New Sulzer

Diesel Ltd en Jonker by. Ketelonderhoud. Hierdoor was het mogelijk de systemen voor elektriciteits- en stoomvoorziening volledig uit te werken.

Graag wil ik de heer H. van Keimpema en 0. van Lent hartelijk bedanken voor de hulp, het advies en commentaar.

Samenvatting ontwerp

De tanker is een middelgrote produlcttanker met een DWT

van 40823 ton. In dit tonnage worth een stake stijging

verwacht door de toenemende vraag van olieprodukten in het

oosten en de stijgende handel tussen Europa en

Noord-AmeriIca.

De hoofdafmetingen van de produlcttanker zijn

geoptimaliseerd op minimale weerstand en bouwkosten.

Daarom heeft de tanker eon relatief grate lute van 1 8,6m. In de dubbele huid zijn gescheiden ballasttanks aangebracht met een capaciteit van 21784 ton. Hiermee heeft de tanker in

ballast een diepgang van 7,2 m . Door de mime breedte en

hoogte van tie dubbele huid van 2,4-16-is deze eenvoudig

toegankelijk voor onderhoud en inspectie. Het ontwerp

ivoldoet aan alle MARPOL 73/78 en OPA.,901voorschriften Lading

De produkttanker heal ladingstanks inclusief sloptanks met een inhoud van 50979m3. Het

draagvermogen bij een ontwerpdiepgang van 11,2 m is 40823 ton. Het deadweight kan echter vergroot worden tot 52662 ton bij een maximale diepgang van 13,66m. Dankzij het gescheiden laad- en lossysteem kunnen 16 verschillende ladingen venroerd worden.

Elke tank heeft een elektrische pomp waarmee het schip in 16 uur gelost kan warden. Alle

tanks hebben verwanningsspiralen waarmee de temperatuur van de lading zelfs in arctische oznstandigheden in 4 dagen van 44°C tot 66°C verhoogt kan warden. De stoom worth geleverd door een uitlaatgassaiketel met een capaciteit van 3200 ton bij CSR en twee ketels die beiden

16000 ton/h leveren op een temperatuur van 165°C en een druk van 7 bar.

Voortstuwing

Het schip worth aangedreven door ten 5 icilinder Sulzer slow speed dieselmotor van het RTA58T. Deze motor levert een vermogen van 7851 kW bij 97 rpm CSR en eenyertfcogen

van 8724 kW bij 101 rpm MCR. De direkt aangedreven schroef heeft een stratvan 6,4 m.

Om het manoeuvreren in de haven te vereenvoudigen is er een boegschroef van 1250 kW Met eon straal van 3m. De elektriciteit worth geleverd door vier Sulzer S20 generatoren, twee van

640 kW en twee van 960 kW. De hoofdmotor, de ketels en de generatoren werken alle op

zware olie met een viscositeit van 700 cSt biji 50°C.

lgowc=

two

ricac-szci:..

I 11 el II It

1111-r.-.Inill,"7-01111/11/11Wk

ma...wcr- yi 4

CirTivANI%.17

aliC111.

_{PINr,-;:rr...^r,-mel}

BOVENDEK 0 Hoofdafmetingen lengte Breedte iniepgang, 1Hake Deadweight Lad ingtanks Ballasttonks Blokcoefficient Snelheid Hoofd motor Vermogen CSR IVermogen MCR 168 m 32 m 11,18 m 18,6m 40823 ton 50979e 21 784 ton 0,806 14,5 len Sulzer 5R1A581 7851 kW 97 rpm 8724 kW 101 rpm

Geintegreerd Oniwerp 40.000 DWT Produktlanker _Iv

Atty._ s &roc

nn04- v.,0 c\ e&m.torii,

rti

voovde-,^ Z I JAANZ ICHT

^

0 ill 9 I

Wijzigingen voorontwerp

Uit de eerste ontwerp-rondes is het voorontwerp gekomen zoals beschreven in het interim

rapport. De belangrijkste gegevens hiervan zijn samengevat in bijlage 20. Bij de bespreking van het interim rapport bleak dat het gewicht van de produlcttanker te hoog was geschat. Dit

lcwam omdat de invoer bij het programma van Westers/Keimpema niet juist was en de berekeningsmethode van Lloyds een vrij hoog gewicht aangaf. Ook het gevvicht van de leidingen en pompen was vrij hoog geschat. Daarom is er een nieuwe schatting van het

gewicht gemaakt, waama de hoofdafmetingen gewijzigd zijn. 0.1

Gewichtsberekening

Gewichtsberekening volgens Westers / Keimpema

Bij het programma van Westers/Keimpema [Cronin 1988][ was de volledige holte als hoogte voor het langsscheeps schot opgegeven. Het programma berekend dan het gewicht van een vollediglongesteunde schot met de onderstaande formule, waarbij, H de hoogte van het schot

voorstelt:

p

gewicht schot = {57,55+ 5,151

7 * H '0,215033 *

H

2 + 0,093463423i *

Op * c

1000

met:, H = ongesteunde schothoogte opp _{= oppervlalcte schot}

Gewich = !coefficient (1 voor waterdicht

schot, 1,3 voor tankschot)

2500In ton

Hierdoor lcwam het geviicht van een ₂₀₀₀

langsscheeps schot uit op 2123 ton. Dat zou

betekenen dat het schot eon gemiddelde dikte 1500

heeft van 115 mm. De gemiddelde dilcte van de _loco

!dwarsscheepse schotten is echter slechts 191

mm. Als we de ongesteunde hoogte van het

Ischot op 9 m stellen (ondersteuning halverwege) dan worth het gewicht veel lager, namelijk 476! ton. De gemiddelde dilcte worth dan 22 mm. Het totale rompgewicht worth hierdoor 7535 ton zie bijlage 21, bijna 3300 ton lager. figuur

Gew icht a Is fondle van

schothoogte

5 10 15

schot hoogte (m) 2Q

1Gewichtsberekening volgens Schneekluth

Bij de gewichtsberekening volgens Scimeekluth

was de correctie veer het aantal dekken

weg,gelaten omdat de produlcttanker eon dubbele huid, eon langsschot en extra dwarsschotten in plaats van dekken heeft. In het interimrapport _{was er van uitgegaan dat het gewicht van} dew schotten gelijk is aan het gewicht van de dekken. Het gewicht van de extra schotten zit :echter at verwerkt in de coefficient c (staargewicht in kg perm3onderdekse ruiminhoud). Deze

is bij vrachtschepen gelijk aan7

C = 0;103 x [1+17 x (L 110)2 x10-6 = 0,11

Bij,tankers is deze gelijk aan:

C = 01112 + L x10-4 =10,1129

Dit betekend al eon verschil van ruim 1500 ton. Worth de correctie veer de dekken wel

toegepast dan worth het rompgewicht 7647, bijna 1500 ton lager dan zonder deze correctie,

zie bijlage 22.

Geintegreerd'Onhverp 40.000 DINI frodukttankw

1

0

1

Gewichtsberekening volgens Lloyd's

Bij

_{de gewichtsberekening volgens Lloyd's kornt het gewicht oak hoog uit door de}

langsscheepse schotten. Bij deze berekening worth het gewicht van een langsscheeps schot 386 ton. Ms dus het middenschot en de beide schotten van de dubbele huid als drie langsscheepse

schotten beschouwd warden, betekend dit een extra gewicht van 1158 ton. Door de twee

schotten van de dubbele huid kan de huid zelf echter lichter geconstrueerd worden. Daarom is het beter deze schotten niet volledig mee te tellen maar slechts voor de belt Hierdoor worth het totale gewicht ook bier 386 ton lager, zie bijlage 23 maar het blijft nog altijd hoger (8846 ton) dan de andere methoden.

Gewicht ileidingen en pompen

Het gewicht van de leidingen en pompen is nu berekend door de diameter, dike en l'engte van de belangrijkste leidingen te schatten. Ook het gevvicht van de pompen is berekend door

athietingen en een specifiek gewicht te schatten. Dew gewichtspost komt dan uit op slechts 256 ton, zie bijlage 24.

In een publilcatie [Carstens 19621 worden gewichten van ballast- en ladingsleidingen genoemd van 210 ton voor een tanker van 162 m en 25 ton voor het gewicht van de pompen. Er worth

daarom eon gewicht van 250 ton aangehouden. Dit is 250 ton minder dan geschat in het

voorontwerp.

lndeling in gewichtsgroepen

Bij de eerste berekening is voorzichtigheidshalve van elke gewichtsgoep de hoogste waarde genomen. Omdat bij de verschillende definities de gewichtsgroepen verschillen betekend dit dat sonunige delen dubbel geteld warden. Worth bij elke methode het gewicht apart opgeteld dan

komt het tatale gewicht lager uit. Zo is het machinegewicht bij de methode van Lloyd's

bijvoorbeeld veel lager dan bij de andere berekeningen, maar het rompgewicht weer hoger.

Hoewel niet alle berekeningsmethoden een schatting geven voor alle gewichtsgroepen is gekozen voor berekeningen die beter bij elkaar aansluiten. Zo is voor het gewicht van de

machine-installatie bij de methode van Westers/Keimpema een schatting volgens de vakgroep

maritieme werIctuigbouw genomen, terwij1 biji de methode van Sclmeekluth _{een schatting van}

Munro-Smith is gebruikt. Totale gewicht

De resultaten van de gewichtsberekeningen liggen nu veel dichter bij elkaar en liggen tussen

9691 ton (Westers/Keimpema) en 10647 ton (Lloyds) zie bijlage 25. Er worth daarom voor het scheepsgewicht een 9800 ton aangehouden, 1700 ton lager dan in het voorontwerp. Dit betekend idat oak de hoofdafinetingen aangepasiFimnen warden,

_{wat oak nog een kleiue}

gewichtsverlaging zal geven.

Ligging zwaartepunt in lengte

De ligging van het zwaartepunt bij de methode van Westers/Keimperna (72,4 m) en Lloyd's (80,6 m) verschillen ruim 8m. Dit verschil kan gedeekelijk verklaard worden door het grotere

machinegewicht dat bij de eerst genoemde methode gebruikt is. Daamaast worth biji deze

methode het zwaartepunt van het basis rompgewicbt slechts grof geschat op 0,48 of 0,49 maal de lengte. De methode van Lloyd's is speciaal ontwilckelde am de langsscheepse verdeling van

het gewicht te bepalen en zou daarom de meest betrouwbaardere _{schatting moeten geven.}

Hoewel deze methode bedoeld is voor vrachtschepen

_{maalct oak de methode van}

Westers/Keimpema geen onderscheid tussen de. verschillende scheepstypen. Voorlopig worth daarom een ligging van het zwaartepunt aangehoudenvan 78 m.

Gerniegreerd ONwerp 40:000 DWI Produkttanka ₂

0.2

INieuwe hoofdafmetingen

Doordat het totale gewicht nu 1750 ton lager

uitvalt kunnen de hoofdafmetingen lets kleiner

gekozen warden. Dit is geen probleem omdat in de

machinelcamer genoeg ruinite over is en ook de ladingstanks nog te groot zijn (52570m3 terwull 50.0061n3 geeist is). Gekozen is voor het verldeinen 'van Teslengte en de breedte omdat dit de groots-te

gewichts-, weerstands- en kostenbesparing

ioplevert. De nieuwe hoofdafmetingen worden dan zoals in tabelf I en een volledig overzicht istaat in bijlage 26. De waterverplaatsing is hiermee 1510 ton lager geworden

1

Lijnenplan

rieintegreerd Ornwerp 40.000 DWT Produktionker

Lengte Breedte Hoke Diep gang, Blokcoefficient Waterverplaatsing Lightweight Deadweight Tankvolume (+slop) tabel 1

'Wijzigingen Algemeen plan

Het verschil van 4 m in lengte worth opgevangen door de machinekamer 1,6 m korter te

maken en de ladingstanks 2,4 m korter te maken. Hierdoor worden de voorste ladingstanks erg klein zodat overwogen 'can worden deze samen te voegen tot eon tank. Het tankvolume worth venninderd met:

2 x 2,4m x 16,2m x 13,6m = 1058 m3

'Er blijft echter nog altijd 51512 m3 over terwijl. slechts 50000 m3 inodig is., Door de lengte wijziging worth het ballast volume verminderd met:

2 x 2,4m x (18,6m x 16m 16,2m x 13,6m) = 371m3

De wijziging in breedte gaat volledig ten koste van de ballasttauks. Ha volume daalt hier met:;,

2 x 128m x 18,6m x 0,1m = 476 m3

De totale ballastcapaciteit dank dus met 847m3 tot 21809m3.. Ook dit isnog ruim voldoende.

1.1

Drukkingspunt

Zwaartepunt

De plaats van het druldcingspunt is vrij kritiek omdat het zwaartepunt en het drulcicingspunt in beladen en ballast conditie sterk verschuiven. In beladen conditie ligt hot zwaartepunt op 88,4

m en in ballast conditie op 84,1 in, dus 4,3 m verder naar achteren. Het zwaartepunt

daarentegen verschuift ongeveer 1,5m naar voren. Een optimale plaats van het drukkingspunt in beladen conditie betekent daarom dat het schip in ballast sterk achterover trimt of het moet 'veel ballast in de voorpiek mee voeren. Doordat ook het zwaartepunt nog onzeker is worth de

bepaling van het,drukkingspunt verder bemoeilijkt. Weerstand,

Daamaast speelt de plaats van het drukkingspunt een grate rol bij de weerstand. Al in her

voorontwerp is gekeken naar de meest ideate pick van het drukkingspunt. Door verschillende .schrijvers worden echter waarden gegeven die uiteenlopen van 0 tot 3,1 % voor 1/2L. Bij de

weerstandsberekening volgens Holtrop en Mennen ligt de minimum weerstand een

fdruldcingspunt dat zover mogelijk naar voren ligt

kaltu)olit rite; LAM

144

1I% LiAlAcry.,,p,A7rWj't 4/0-, I oud nieuw 172m 168m 32,2m

32m

18,6m 18,6m 11,2m 11,2m 0,806 0,806 51496 ton 49986 ton 11550 ton 9800 ton 39946 ton 40186 ton

52570m3 51512m3

bij 3

t2eic41A-41,

wv,-/ 14"/

Pints drukkingspunt

Door de achterpiek te viillen in beladen toestand en de voorpiek te vullen in ballast kan bet

zwaartepunt op ongeveer dezelfde pick gehouden warden zie bijlage 27. De plaats van het

drulcicingspunt is daarom bij het eindontwerp naar voren geschoven tot 87,7m zodat het schip in beladen toestand gelijklastig is. In ballastconditie heeft het schip een ldeien trim achterover

van 0,9m. Het druldcingspunt ligt hiermee op _2;24Lvoor V2L terwijI het in het voorontwerp op 1,8% voor 'AL lag. Door enkele wijzigingen in het lijnenplan komt het drukkingspunt

uiteindelijk op 87,713 m te liggen.

1.2

Scheepsvorm

Bulb

De bulb

blijkt een veel grote

invloed te hebben op de w

ai it& dan verwacht. Als de bulb groter wordt

en daardoor boven water uitsteekt

dan stijgt

de weerstand stip,

zie figuur 2. Met de bulb zoals bepaald

in het voorontwerp zou de tanker bij

een ballastdiepgang van

6,6 m

slechts een snelheid kunnen lhalen van 10 kn. Daarom is de vorm van

de bulb

in het eindontwerp iets aangepast. Hoewel het ,oppervlak

gelijk is gebleven, heeft de bulb eon druppelvorm gekregen zodat het

zvvaartepunt lager list. De weerstand blijft echter dalen biji een grotere diepgang voor. Het zal daarom gunstig zijn zoveel mogelijk ballast aan boord te

nemen..

7

IA- km- Oka

J4(,e

Ai9e"-d#4

-Cfil"D"4

-Wijrigingen fijnenplan 32 xi/ Y O.

a

-3- t.

I- rIN

Van het oorspronkelijke lijnenplan zijn de Innen zo min mogelijk gewijzigd. Aileen de

vlalctilling is verwijderd en de vorm van het achterschip is aangepast. Oorspronlcelijke zat er in hot lijnenplan eon kleine vlalctilling _van 0,1m. Deze is er in het definitieve lijnenplan met behulp van het programma Fairway &nit gehaald. Bovendien had het lijnenplan eon lmik in

het spiegelhek, dit is verv-angen door een recht vlalc. Bij de wijzigingen is geprobeerd de

oorspronkelijke lijnen zoveell mogelijk in stand te houden. Vanuit Fairway is het lijnenplan weer geimporteerd in Pias. Hiema zijn slechts enkele punten in het lijnenplan gewijzigdom rare bochten emit te halen. Hetzelfde lijnenplan is oak verder in Autocad gebruikt voor het algemeen plan. Het definitieve lijnenplan is nu zoals in bijlage 28..

ti/7

tin of1

etze-,

oteaSt

41-"am .fr-frcet,

Ace a,.

4,4

a sibt.e.;a

.

.frazierobts...4

News/and RAI

7

Invloed van het bulboppervlakopde weerstand biJi.verschlflende diepgangen

Dispgang cMl 40 30 20 10 MulbroppelvW1t giseh figuur 2

Geintegreerd Ontwerp 40.000 WIT Produkttanker ₄

bij 660 620 540 500 12.0 7,2

redln

alOIMM 111 Mi101M

S

10111INOMMIS

S

1110-41114M111111101M

ir.Mblr=Cr

1111LINIMISIIIMPIE

INSIMMIIIMINIM S

MIMOIZ 11WILIMMSINNI12/1 WIUSN=MSAIMEZ 1101WW11,111041111IPNAMI IANIVIA0010011111104101 WIlliVeZA:111111 NEES MONIMIMMOMII MIN 10111MallEMIIMIllit _' ,...aaRaar AWL"'

aaaRUas

NIPANINalls_{al WW1} OM MIYM 11-111=_=IM

an.

IMMIIMONDMIMPIIIIMI

asinamr.

SP.TENRham,

nioSitaall===

ONIMMIlika

dittii111====1

=11111110 figuur 3

Geintegreerd Onneerp 40.000 DWI Produkttanker

PIPS

2

Hydrostatische berekeningen en vrijboord

2.1

Carene diagram,

Nu het lijnenplan bekend is lumen de carene tabellen en de bonjean gegevens berekend

worden. Hiermee kan een voiles:fig carene diagram gemaakt worden voor de

stabiliteitsberekeningen. In dit carene diagram is weergegevery Volume op binnenkant huid

Deplacement in zout water met aanhangsels

Ton nodig voor 1 centimeter inzinking

01 _{Moment benodigd voor 1 centimeter verandering, van trim} Ligging drulcicingspunt in lengte

Limingzwaartepunt waterlijn KM dwars

De gegevens vooride carene tabellen en het carene diagramstaan in bijlage Dwarskrommen

Ook de dwarslcrommen kunnen berekenci

worden waarin KNoin$ is uitgezet tegen de

waterverplaatsing bij verschillende

hellingshoeken, zie bijlage 30. Uit dit diagram kan eenvoudig de arm van statische stabiliteit 3

gevonden warden. bij een bepaalde 2

waterverplaatsing met de volgende formula,. 1

= sin+ - KG sin.

a'

.Dit is gedaan met de voorlopige ligging van 0 het zwaartepunt, zie figuur 4.

L., 4, Wu: Wadmit, 4:4 4.;

2.2

Ballastvaart

Diepgang,

figuurr4

4. ....pyre arca oaten 1611. 1.1..coe. c...,Oaaa

Reeedte an Pnat.scne ...SAO eon 0.80a PIS. 18.6m .-C 011. nICO ni CI vnt re

D. eil.") 11 Em 17...1.wvp.e, ilS,713. Ye tetwOrptee MP 3010 UM

pe diepgang in ballast moet volgens MARPOL 73/78 Regulation 13 aan de volgende r voorwa a rd en voldoen:

De minimum diepgang is Tit = 2 tO +0;02 x L = 5.36 m

20' 40 160, he llings hoe It GZ (m) 6 5 4 I 29. GZ kromme 5

I ii

111111-De trim bij-de-achtersteNen mag niet groter inn dan 0;015 x L = 2,52' mi De schroef moet volledig onder water zitten.

De laatste voorwaarde betekend dat de minimum diepgang achter met een schroef van 6,4 m en een vrijslag onder van 0,2 m minimal 6,6 m wordt. De diepgang voor moet 'clan minimaat 4,12 m zijn zodat de gemiddelde diepgang nog steeds 5,36 m is. Aangeraden wordt [Gatlin

1988] een diepgang achter en voor van minimaat:

TA

-

DIA,8

= = 8m

Tv = 2,7% x L = 2,7% x 168 = 4,5m

Dit betekend een gemiddelde diepgang van 6,3m een trim van 3,5 m. Dit is meer trim clan

,toegestaan. Bij de maximale trim wordt de diepgang voor 5,5m en de getniddelde ,diepgang 6,8m deze waarden warden als minimum genomen.

Ballastcapaciteit

Bij een diepgang van 6,8m Is het deplacement in zoutwater gelijk aan 29280 ton. Bij een

ischeepsgewicht van 9800 ton moet er dus minimaal ruimte zijn voor 19480 ton ballast. De werkelijke ballastcapaciteit is 21809 ton in de bodem en zij, dus 2329 ton waterballast teveel. Uit de weerstandsberekeningen blijkt echter dat de hiermee te bereiken diepgang van 7,3m minder weerstand geeft. Hierdoor blijft de snelheid in ballast 12,5 Icri in pints van 11 lat bij een lagere diepgang van 6,8m. Omdat de weerstandsberekening bij deze kleine diepgang net buiten het geldigheidsgebied valt is de snelheidsbeperlcing in ballast waarschijnlijk nog lets: kleiner.

2.3

Vrijboord' berekening

Basisvrijboord

Het basisvrijboord voor tankers kan uit tabelleir warden afgelezen op basis _{van de lengte.} Hierbij is de lengte de grootste van:

96 % van de lengte op 85% van de kleinste holte

4 167,075 m

De lengte van de voorzijde van de voorsteven tot hartlijn roerkoning 4 168 m

Er wordt dus een lengte van 168 m aangehouden waarbij het basisvrijboord _{voor schepen van!} type A (tankers) gelijk is aan 2240 mm.

'Correctie blokcoefficient

Bij een blokeoefficient groter dan 0,68 moet dk 9gecorrigeerd worden met een factor (Cb + 0,68)/ 1,36. De blokcoefficient worth echter gemeten op een diepgang van 85% van de hoite en worth flu:

71731 m3

15,81m x 168m x 32m

De .correctie worth hiermee 1,121 waarmee het vrijboord 2510 mm wordt. Correctie holte

Bij een holte groter dan L/15 moet het vrijboord verhoogd warden met (D-L/15)xR waarbij R gelijk is aan 250 voor schepen Langer dan 120m. Dit betekend dat het vrijboord verhoogtmag worden met:

(18,6-

16%)

2501= 1850 mm

Het vrnboord na de correctie voor blokcoefficient en holte worth_{nu 4360 mm}

Geintegreerd Ontwerp 40.000 DINT Produktranker ₆

Correctie bovenbouw

Een bovenbouw telt alleen mee, als de afstand tussen de zijkant van de constructie en de

zijbeplating niet meer clan 4% (1,29 m) van de breedte van het schip is. In dit geval telt dus alleen de bak mee, die een lengte heeft van 10,4 in, 6,2% van de lengte. Omclat de bovenbouw maar over een klein deel van de lengte staat moet een percentage van de maximale correctie voor de bovenbouw (1070 mm) worden afgetrokken. Dit percentage kan uit een tabel gehaald worden en is 4,33 %. Dit geeft een aftrek van het basisvrijboord van 4,33% x 1070 mm = 46 mm. De standaardhoogte van eon opbouw is voor een schip langer dan 125 m is 2,3 in, omdat

de werkelijke hoogte groter is, is geen correctie nodig. Correctie zeeg

Omdat er geen zeeg is moet er een

het ordinaat standaard meg werkelijke zeeg factor tekort

correctie bij vrijboord worden opgeteld. Het tekort is 825,4 mm zie ALL tabel 2. Omdat de bak een hoogte 1/6 L van ALL

heeft die grater is dan de 1/3 L van ALL

standaardhoogte moot het tekort midscheeps

voor de zees nog vermenigvuldigt midscheeps

worden met een factor:fa 1/3 van VLL

0,75 -

S/2L =

0,75 - 1/6 van VLL

1 0,4/(2 x 168) = 0,7]9. Het VLL

vrijboord moet dus worden verhoogt

met 0,719 x 825,4 = 593 mm en

tabel 2

wordt nu 4907,2 mm, zie ook bijlage 31. Boeghoogte

De boeghoogte is de loodrechte afstand ter plaatse van de voorloodlijn van het dek tot de

waterlijn met het toegekende zomervrijboord. Voor schepen korter dan 250m. moot deze

mini-maal zijn:

1,36

56 x L (1

_{0 0}

) X

Cb + 0,68 5574,6 mm

Aanwezige vrijboord

Het schip heeft een vrijboord van 7,40m.Het minimale vrijboord is 4,808m dus er zijn goon

problemen met het vrijboord. De boeghoogte is 21 - 11,2 = 9,8 m, terwij1 de minimale

boeghoogte 5,934m is, dus ook dit geeft goon problemen. De ciiepgang kan zelfs met maximaal 2,6 m verhoogt worden tot 13,8m.

-4, 4 4., cf_ch,

3

_Voortstuwing

3.1

Weerstandsberekening en schroefberekening

Weerstandsberekening

Er 'can nu opnieuw eon weerstandsschatting gemaakt worden met de methode van Floltrop en Mennen, de in- en uitvoer staan in bijlage 32. De weerstand is 20 kN lager door de _kleinere

hoofdafmetingen waardoor de vooral viskeuze weerstand is afgenomen. Aangezien andere

schattingsmethoden onnauwkeuriger zijn is hier goon gebruik meer van getnaakt.

Jo

Lw, 414-Tift C424-c.

OCt

Gerntegreerd Ontwerp 40.000 DWI Produkttanker ₇

1 650 0 1 1 650 732,6 0 3 732,6 184,8 0 3 184,8 0 0 1 0 0 0 1 369,6 0 3 369,6 1465,2 0 3 1465,2 3300 0 1 3300 gemiddeld 825,4

1.0.2

Aantal bladen

Gekozen is voor vier bladen omdat vijf bladen bijna zeker trillingsproblemen geeft met de

vijfcilinder hoofiknotor. De krachten veroorzaakt door de 5 orde momenten zijn namelijk vrij groat (325 kN). Bij een drie bladige,schroef worden de krachten per Wad erg groat en kunnen

oak grotere trillingen voorkomen. Bladoppervlakte verhouding

De bladoppervlakte verhouding is tot nu toe berekend met het criteriunf van Keller. Hiermee worth her bladoppervlak groot genoeg gekozen om te zorgen dat er geen\cavitatie optreed. Dit

gaat met de volgende formule:

A, (1,3 + 0,3 x Z) x T

A, (po

+ pgh

p)

x D2

+k

met: Z = aantal bladen = 4

= stuwkracht R/(1-t) = 615,9 IcN / (1-0,209) = 778,6 kN

Po luchtdruk = 101300 Pa

pgh = waterdruk = 1025 x 9,81 x 7,8 = 78431 Pa

pv = dampspanning = 1706 Pa bij 15°C = schroefdiameter = 6,4 m

= toeslag voor voile schepen met zwaar belaste schroeven = 0,2

Hieruit volgt een bladoppervlakte verhouding van 0,467. Dit geld echter in beladen toestand, in ballast toestand zal de diepgang veel lager zijn en hierdoor de druk bij de schroef. DC zou

betekenen dat de schroef in ballast altijd caviteef& Omdat dit niet toelaatbaar is, is oak de

minimum bladoppervlalcte verhouding uitgerekend bij een ballastdiepgang van 7,0 m. er is dan

een verhouding nodig van 0,55. Hoewel dit een verhoging van het benodigde

voortstuwingsvermogen geeft van drielcwart procent wordt deze bladoppervlalcte verhouding aangehouden om cavitatie te voorkomen.

Toerental

In eerste instantie is her toerental

gidAti

geoptimaliseerd voor een zo groat mogelijk 173

schroefrendement. Her specifieke 172

171

brandstofverbruik van de motor is echter recht

170

-evenredig met het moment dat de motor levert, _1E9

-zie figuur

5. Om een

zo laag mogelijk 163

--brandstofverbruik te hebben kan her daarom

167-gunstig zijn een jets hoger toerental te kiezen 1E6 1E6

-bij een ldeiner moment. Daardoor worth een

164

-iets grater vermogen geleverd maar worth het 163

brandstofverbruik lager. Bij verschillende EC% TY% 8:M 9D% 1C016

toerentallen is daarom her verrnogen, het %van rrEairreal rrorrert

koppel en her brandstofverbruik uitgerekend

figuur 5

zie bijlage 33 en 34. Her minimum

brandstofverbruik blijkt dan niet bij her minimum vermogen te liggen (bij 94-95 omw/min)

maar bij een toerental van 101 omw/min. Her verschil in brandstofverbruik is aanzienlijk (2%).

Spoed / Diameter verhouding

De spoed diameter verhouding volgt uit de schroefberekening en is afgerond 0,75. De

schroefafmetingen zijn nu bekend ( Z= 4, k/Ao = 0,55, P/D = 0,75) zodat een definitieve

Geintegreerd Orowerp 40.000 DWI. ProduounOr 8

=

t Engine Margin

L.?

-!schroefberekening uitgevoerd kan worden Hieruit blijkt dat bij 14,5 knopen en proeflocht/

omstandigheden het benodigde vermogen 6543 kW is (zie bijlage 35), ruim 400 kW minder dan berekend in het voorontwerp.

3.2

Voortstuwingsvermogen

Sea Margin

De Sea Margin of diensttoeslag is het verschil tussen de weerstand in "calm water met een gladde romp en de weerstand in gemiddelde

weersomstandigheden met een enigszins vervuilde romp. De sea margin is afhankelijk van het vaargebied en door verschillende

schrijvers worden hiervoor waarden gegeven zie tabel 3. Omdat de tanker wereldwijd zal varen en oak in veel gebieden met slecht weer is de sea margin op 20% gehouden. Het benodigde vermogen voor dienstsnelheid onder ciienstkonditie is nu 6543 x 120% = 7851 kW

bij 102 omw/min (Bij een derdegra ads toe rental vermogen kromme). Light running margin

Onder zware weersomstandigheden zoirde motor niet het voile vermogen lumen gebruiken

omdat het maximale koppel dan overschreden worth. Daarom is een toerental reserve van enkele procenten nodig. Door deze reserve draait de motor bij de proefvaart te "licht". De

reder maar oak de motorfabrikant willen deze marge zo groot mogelijk hebben om elke kans op overbelasting te voorkomen. Zo geeft Sulzer een marge van 5 tot 6 % onderverdeeld in :,

1,5-2% voor de invloed van wind en weer op de instroom van de schroef. 1,5-2% voor onregelmatigheden op de romp

1% voor onregelmatigheden op de schroef:

I% voor verlaging van het rendement van de hoofdmotor.

Er is uitgegaan van een marge van 5%. Hiermee ligt het punt van CSR op 7851 kW bij cell toerental van 97 omw/min.

Gategreerd Onmerp 40.000 DWI Produkitoriker

prbeftcc ik 60001 2000 0 iJ MCR Denstkonchte CSR

a

rfnagrginine Uit weerstan berekening

wara

r g ds

Mir

migarg.

Wale

I

20 40 60 80 1W Toerental in ornwimin 8724 kW 8589 kW

x 15'5kn = 1558kn

Proettachtkonditie Dienstkondi re Bedrijfsveld Sea Mar LAP

2240%

NSP 15-30% Kempf 12-301 Gatlin 0-25% NSMB

-8-6%

tabeli 3 mg

co-De reder eist in het contract.

meestat dat de dienstsnelheid

slechts 85 tot 90% (opgave 90%) van het maximale vermogen van

de hoofdmotor is.

Deze marge

t

zorgt voor veel minder slijtage van

s

hoofdinotor maar worth oak

ft

gebruilct

voor hot

inhalen van

''"? de engine margin van 90% worth 6 achterstanden op het schema. Met

het benodigde machinevermogen

nu 8724 kW biji 101 omw/min. De

proeftochtsnelheid worth bij een

derde ,g, dads weerstandslcromme

dan gelijk zijn,.aan:

V

,

=- X15,5 kir= P Peft°61( : IP15,5kn, Verrnogerm in kW 0 n ea .0) -

-de 9 0

Ontwerp-punt Hoofdmotor

De hoofdmotor worth door Sulzer geoptimaliseerd op MCR (8724 kW bij een toerental van 101 omw/min).

Hoewel het vermogen lager is dan bij het interim rapport

is het Met mogelijk een kleinere motor te kiezen met minder vermogen. Bij het kiezen van de motor is een

marge van 2% voor het toerental en 5% voor het

vermogen aangehouden om onnauwkeurigheden in de weerstandsschatting op te vangen. Zelfs bij maximale

onnauwkeurigheden in de weerstandsberekening blijkt het gevraagde vermogen nog binnen het bedrijfsveld te

liggen zie figuur 6.

3.3

Hoofdmotor

figuur 7

Brandstofverbruik

Het brandstofverbruik bij MCR en CSR kan bepaald worden uit de specificaties van Sulzer.

Bij MCR worth het specifieke brandstofverbruik 169,2 gikWh. Bij CSR moot bier een

correctie voor het toerental en het vermogen van afgehaald worden. Het brandstofverbruik bij

CSR worth

dan 166,9 g/kWh. De brandstof worth geleverd door een centraal brandstofsysteem dat oak door de generatoren en de stoomketels worth gebruikt. In dit

systeem worth de brandstof gefilterd, op temperatuur en op druk gebracht.

Turbo

De hoofdmotor is voorzien van drukvulling om meer brandstof te kunnen verbranden. De

turbo, van het type VTR564D, weegt 6,7 ton. Om een grotere luchtdichtheid te krijgen worth de lucht na de turbo gekoeld. Onder arctische omstandigheden zou de dichtheid echter zo hoog worden dat de druk in de cilinders te hoog worth. Bij lage temperaturen worth daaromeen deel van de verwarmde lucht weer teruggevoerd naar het inlaatfilter om de temperatuur van de

;\. ' CI Vermogen- Bedrilfsvelden-Motor

kWX

Ontwerp ontwerp 10000 S u Lze r RTA58T Sc 9000 8000 7000 6000 5000 MCR lo-rnorge ±2% 70 80 90 100 110 Toerental in rpm

De

Sulzer 5RTA58T

is een low-speed _{tweetakt figuur 6}

kruishoofd motor. Per cilinder levert de motor maximaal

2000 kW bij een maximale effectieve druk van 18,3 bar. De motor is verkrijgbaar in 5 tot 8

cilinderuitvoering, gekozen is voor een 5 cilinder. Het gewicht van 270 ton is erg licht

vergeleken met andere motoren in de zelfde vermogensklasse. De motor is zoals gebruikelijk uitgerust met een turbo. Doordat de motor slechts vijf cilinders heeft blijft de lengte beperkt tot 7 m. Nadeel van de vijfcilinder uitvoering is het slechte trillingsgedrag.

Sulzer 5RTA58T

Geintegreerd Ontwerp 40.000 DWI Produknonker _{1 0}

Voor

instroMende lucht te verhogen. Hierdoor kan de motor werken onder omstandigheden tot -50

°C.

Luchtkoeler

De luchtkoeler van hut type CAC43F bestaat uit twee koelelementen. De luchtkoeler is

ontworpen voor een luchtstroom van maximaal 82800 kWh, ha werkelijke luchtverbruik is echter lager, 70.000 kg/h. De lucht worth gekoeld met zoet water uit het centrale koelcircuit,

per uur stroomt er 105 m3 water door de koeler. Het water zal met een temperatuur van

maximaal 36°C de koeler instromen en er, bij maximaal vermogen, met 57°C weer uitstromen.. Elektrische blowers

Tijdens het manoeuvreren en bij lage toerentallen zorgen twee elektrische blowers voor

voldoende lucht. De blowers hebben een verrnogen van 20 kW. Trillingen

Doordat de motor slechts

vijf cilinders heeft is het

trillingsgedrag vrij slecht. Daarom zijn in ieder geval

tegengewichten aan het einde van de as nooclzakelijk om de

tweede orde vertikale momenten te beperken. De variatie van het moment is 1205 k_N, Het maximale koppel is:

8724kW

825kNrn

101 rpm, 60 x 27-c

Dit betekend dus dat het koppel op de as wisselend is, wat zware belastingen op de schroefas geeft. Daamaast zijn er nog sterke zijdelingse krachten en momenten van de 5' en gevolg van de ontstekingsvolgorde.

le orde moment le orde moment 2e orde moment met 2e orde balancer Torsie trillingen

5e orde trilling 10e orde trilling

tabel 4 y-as 128 kNm z-as 135 ktim y-as 782 Um x-as 1205 Mai y-as 324 kN y-as 31 kN Versteviging

Om de trillingen tegen te gaan moot de stijfheid van de dubbele bodem zo hoog mogelijk zijn. Daamaast zijn er verbindingen tussen de motor en de tussendekken noodzakelijk. Deze komen

op 4m hoogte aan bakboord en ruim 5m hoogte aan stuurboord. Bovendien komen er

verbindingen in de lengterichting.

A fvoer uitlaatgassen

De motor zal maximaal 69269 kg/h aan uitlaatgassen produceren met een temperatuur van 258,6°C.

_{Dit geeft een uitlaatgassenstroom v311_102469 m'/h. De weerstand in}

_het uitlaatgassensysteem mag met hoger worden dan 0,3 bar. Daarom moeten de snelheden in de uitlaatleidingen beperkt blijven. In ha eerste stuk vanuit de turbo tot de grotere leiding boven de motor mag de snelheid niet groter worden dan 40 m/s wat een diameter geeft van 950 mm. In de brede leicling boven de motor moet de snelheid nog lager zijn, namelijk 25 m/s wateen

diameter van minimal 1200 mm geeft. Daama gaan de uitlaatgassen in een lange leiding naar de schoorsteen. De maximale snelheid in deze leiding is 35 m/s wat een diameter van 1050 mm

geeft.

Smeerolie aflooptank

Het volledige smeerolie sys-teem is weergegeven in bijlage 37. De smeerolie worth rond

gepompt vanuit de smeerolie aflooptank. Deze tank meet volgens de specificaties een inhoud hebben van 12,2 m'. De tank is over de voile lengte en breedte onder de motor aangebracht in de dubbele bodem en heeft een hoogte van 0,9 m. Hieronder bevindt zich nog een kofferdam zodat de olie niet te veel afkoelt. Vanuit de smeerolie aflooptank worth de smeerolie gereinigd

Geintegreetd Onlwerp 40.000 DWT Produknonker ₁₁

door een smeerolie separator. Deze moot een capaciteit hebben van 1,3 m3/h. Voor ten betere scheiding wordt de smeerolie eerst voorverwarmd tot 90 °C.

\I

Smeerolie voorraadtank

Het ,smeerolie gebruilc is 7 kg/oil per dag. De voorraad is dus minimaak

48 dagen x 5 cilinders x 7 kg/ 900 kg/m3 = 1,9' m3

Dit is yeaminder dan de hoeveelheid die in ornloop is. Om de smeerolie rninimaal 1 maal to

kunnen vervangen is daarorn eon smeerolie tank nodig van 16 m3. V

Oliepompen

Vanuit de aflooptank worth de olie door twee pompon (1 reserve) met eon grof filter naar de

koeler gepompt. Deze pompen moeten eon capaciteit hebben van 151 m3/h. Dit betekend dat

de smeerolie in de aflooptank elke 5 minuten ververst worth. De pompen brengen de olie op

eon druk van 4 bar. Eon gedeelte van de oliestroom zal door de koeler gaan dit worth geregeld door eon temperatuur regelldep in de biding. Deze zal de temperatuur regelen op 40 tot 50 °C.

De maximale wannte afgifte volgt uit de specificaties van Sulzer en is 1038 kW. Na de koeler

gaat de smeerolie door een van de twee zelfreinigende filters. V

Kruishoofdsmering

Eon deel van de smeerolie wont daama naar het lcruishoofd gepompt door een volgende smeeroliepomp die de olie op eon druk van 11 bar breast Deze pomp moot eon capaciteit

hebben, van 23,5 m3A14

Cilinder smeer systeem

Voor de cilinder smering is speciale smeerolie nodig waarvan elke omwenteling enkele druppels tussen de cilinder worth geinjecteerd. Deze olie worth maar eenmalig gebruikt en

hoeft dusMet opgevangen en gereinigd te worden. De cilindersmeerolie worth vanuit het dek in

de cilinder smeerolie voorraadtank gepompt. Het smeerolie verbruilc is maximaal 1,3 g/kWh

wat betekend dat er eon tank nodig is van:

8724 kW x 24 uur x 48 dagen x 0,0013 kg/kWh /900 kg /m3= 14,5m3

Vanuit de voorraadtank gaat de smeerolie naar de cilinder smeerolie dagtank die ininimaal een, halve meter lager moot staan. De dagtank moot eon inhoud hebben van 0,55 m3, dus genoeg

voor 42 uur. De dagtank moot minimaal 2,5 m boven de cilinderkoppen staan wat betekend

dat ze vanaf de basis op eon hoogte moeten staan van minimal 11,5 m. Indien de

voorraadtank op het r tussendek kornt te staan clan zal de dagtank dus halverwege het 20 en 3' tussendek moeten hangen. Hetcilinder smeerolie systeem staat in bijlage 38. V

4

Verwarming,scapaciteit

4.1

Luchtbehandelingssysteem

De luchtbehandeling gebeurd met eon centraal systeem van een luchtbehandefingsinstallatie,

nwaarop alle ruimtes met 2 leidingen zijn aangesloten, het duo duct systeem zie bijlage 39.

Door menging van de warme lucht in de ene leiding en de warme lucht in de andere biding kan de temperatuur per ruimte geregeld worden. Hoewel eon systeem met 1 leiding goedkoper is en minder energie gebruikt kan zo'n systeem Met het tegenwoordig geeiste comfort bieden. Naast

di centrale systeem zijn aparte afruiginstallaties voor sanitaire ruimtes, wasruimte, hospitaal,

.kombuis en proviandrunnte om de verspreiding van geuren to voorkomen..

v

BOiten en binnen condities

,Omdat het schip wereldvvijd vaart moet rekening gehouden worden met zowel tropisdie

omstandig,heden als subarctische omstandigheden. Dit betekend onder tropische

omstandigheden een temperatuur van 35°C bij

een luchtvochtigheid van 90% en

bij

subarctische omstandighecien een luchttemperatuur van -10°C. Voor de binnencondities worth als eis een temperatuur van 20-26°C met een luchtvochtigheid van 30-60% gehanteerd. Het

CO2 percentage moat in

de slaapverblijven en kantoren onder de 0;1% blijven,

in

relcreatieruimtes onder de 0,25% en in werkplaatsen onder de 0,5%. V

buitentemperatuur echter boven de 30°C stijgt worth de naverwanning uitgeschakeld en is alle

lucht 17°C. Daalt de temperatuur van de buitenlucht onder de 17°C dan worth de koeling

uitgeschakeld en de verse lucht voorverwarmd tot 17°C. In de naverwarmer worth een gedeelte dan verder verwarmd tot 45°C.

In eerste instantie was uitgegaan van temperaturen in de koude leidingen van 13 of 151°C en in de wanne leidingen van 50°C of 65 °C. De totale koel en verwarmingscapaciteit bleek dan

,echter veel te groat te worden. Omdat de hoeveelheid lucht in verband met de minimale ventilatie niet venninderd kan worden zijn daarom de verschillen in temperatuur tussen de

instromende lucht en de tucht in de ruimte. verkleind. V Ventilatie

De ventilatiecapaciteit zall voldoende moeten zijn om de lucht in alle verblijven ailcele malen per uur te verversen. Voor de hutten 5 maal voldoende, in ruimtes waar echter meer gerookt worth zoals de kantoren en de recreatieruimten moot de lucht vaker ververst worden 10 keer

per uur. Hieruit kan de totale luchtstroom voor de acconunodatie berekend worden. Dit is

gedaan in bijlage 40. Hieruit volgt dater totaal 19000 m3/uur lucht ververst moat worden.

v

Luchtafvoer

Hoewel een groat ded van de lucht gefilterd en weer geconditioneerd kan worden zal oak een

deel van de lucht afgevoerd moeten worden om to voorkomen dat geuren zich verspreiden en om hygionische redenen. Om de lucht in sanitaire ruinite, de kombuis en het hospitaal

regelntatig te verversen is in elk geval een luchtafvoer nodig van 5500m3 zie bijlage Dit

betekend dat 7100 van de luck geretoumeerd worth. V CO2 gehalte

Daamaast is toevoer van verse ilucht noodzakelijk om het CO2 gehalte- te beperken. be

luchtstroom die hiervoor nodig is kan berekend worden met:

CO2(produktie)

Ov

CO2(ruimte) CO2 (verse lucht)

Geintegreerd Ontwerp 40.000 DWI Produlthanker ₁₃

Bij een CO2 gehalte van de verse lucht vaan 0,04% betekend dit dat per persoon de

toegevoerde lucht in de verschillende ruimtes gelijk moot zijn aan; slaapverblijven en kantoren: 33 m3

recreatieruimtes: 19 m3

werkplaatsen: 4,5 m3

Temperatuur ingeblazen lucht

De t,emperatuur van de ingeblazen lucht is _{tuchttemadratuur ' hbevedlheid}

in zomer en winter omstandigheden

<17°c II 7°C-30°C > 30°C

Bij de

verschillend. een temperatuur tussen

Koude leiding

17°C en de 30°C wordt alle lucht gekoeld

tot 17°C en daama in de naverwarmer

Warme biding

17°C 45 °C 17 °C 30°C 17°C 17 C

°1

70% 30%

weer opgewarmd tot 30°C. Ms

de tabel 5

is

Bij een luchtafvoer van 5500m3 en een maximale bemanning van 24 personen wordt er per persoon echter al 230m3 verse lucht toegevoerd. Dit is bijna zeven maal het maximum. Hoewel er per persoon wel een aantal malen de hoeveelheid verse lucht toegevoerd moet worden omdat men zich op verschillende plaatsen zal bevinden is dit ruim voldoende am het CO2 niveau te

beperken. In bijlage 40 is te zien dat de hoeveelheid toegevoerde lucht per persoon in alle ruimten mini voldoende is.

il

Vochtafvoer

Elk persoon produc,eert afhankelijk van de belasting en de omgevingstemperatuur vocht. In tropische omstandigheden bij een binnentemperatuur van 26°C varieert deze hoeveelheid van 65 g,/h bij onbelaste personen tot 260 g/h bij middel-zware arbeid. Ads de instromende lucht (

17°C, 90% R.V.) een vochtgehalte heeft van 0,0108, en de afgevoerde lucht ( 26°C, 60%

R.V.) een vochtgehalte heeft van 0,0127 clan wordt per kg lucht 1,9 gr vocht afgevoerd en per m3 dus 2,5 gr. Dit betekend dat er per persoon 26 tot 104 m3/h luc.ht toegevoerd moet warden.

Totaal worth 230m3 per persoon afgevoerd dus ruim voldoende, per ruimte zal echter oak

voldoende vocht afgevoerd moeten warden. De waarde van 26 m3/h worth overal makkelijk gehaald, de maximum waarde van 104 m3/h echter niet. In ruintes waar men zich meer zal

insparmen (recreatieruimte, sportzaal, werIcplaatsen enz.) worth deze waarde echter we!

gehaald. Er is dus voldoende ventilatie om al' het vocht af te voeren. t./

Warmtebehoefte

De wamtebelasting in de winter 'zal

grotendeels veroorzaakt warden door

transmissie naar buiten. De warmte

doorgangscoefficient van de wanden van de

accommodatie is 1 W/m2 °C. Deze waarde is met normale isolatie gemakkelijk te bereiken.

Bij een verschil van 30°C tussen binnen en

buitentemperatuur geeft dit een

warmtebelasting van 60 kW, zie tabet 6 V

Warmteproduktie personen en installaties

Afhankelijk van de omgevingstentperatuur en

zijn inspanningen zal elk persoon 75 tot 150

W aan warmte produceren. Daamaast zal

verlichting en apparatuur in de acconunodatie

oak warmte afgeven, dit wont geschat op

respectievelijk 5 en 10' kW. De totale warmtebelasting worth nu 43,4 kW zie tabell 6

=169 kg

NI

2346 kJ/kg

Warmte transmissiemaarbuiten in dewinter

Temperatuur verschil 30 1 Warmte doorgongscoefficient 1,0 W/m2/1( Buitenoppervidkaccommodate 2000 ,m2 60000 W p141 on instraling Warmteproduktie personerr Aortal personere 16

Warrnte prodUidie per persoore W

Verlichling Apparatuur

Totale wormtehehoefte

ta bel 6

Ye rw a rm in gs cap aciteit

De verwarmingscapaciteit kan uitgerekend warden met 'de grate

en temperatuur van de

ventilatielucht. De totale capaciteit van de verwanningsinstallatie worth 110 kW zie bijlage 41. Hierv-an is 59kW nodig voor het op temperatuur brengen _{van de verse buitenlucht De} overige 51 kW is nodig am de accommodatie op temperatuur te houden. Dit betekend dus dat de installatie een overcapaciteit van 8 kW heeft, dit is nodig am verdere verliezen op te vangen

en de ternperatuur in elk verblijf te lcunnen regelen. Uit de stoom 'can bij een temperatuurdaling van 130°C naar 90°C een energie gehaald worden van 2346 kJ/kg. Voor het verwarmen van

de acccomodatie is dus een hoeveelheid stoom nodig van-,

110 kW x 3600

Getntegreerd Onmerp40.000 DWIProdukttanker

1600 W 5000 W 10000W 43400 W \.4 100 14

Koudebelasting

De koudebelasting idoor transmissie in

tropische omstandigheden is relatief klein

vergeleken met de warmtebelasting. Dit

kornt omdat het maxirnale

temp eratuu rverschil bij een

binnentemperatuur van 26°C slechts 9°C

is. De strafing van de zon heeft per minuut een energie van maximaal 70 W/m2. Ms de zon op het hoogste punt staat worth er een

oppervlak van 500m2 beschenen. De zon

instraling worth this

35 kW. Met de

warmteprodulctie van de bernanning, de

verlichting en de apparatuur komt de totale koudebelasting nu op 69 kW zie tabel 7. Koelcapaciteit

Oak de koekapaciteit kan uitgerekend warden als de luc,htstromen bekend zijn en worth 211 kW, zie bijlage 41. Hiervan is 122 kW noclig voor het koelen van de buitenlucht en 89 kW voor het afvoeren van wannte uit de accommodatie. Berekend was een koudebelasting van 70

kW, er is dus een overcapaciteit van 19 kW (10%). Deze overcapaciteit is nodig omdat de

lucht in leidingen door wrijving op zall. warmen. Bij een opwarming van 1°C in de leidingen gaat namelijk al 7 kW verloren. v

Vermogen Airconditioning

De benociigde arbeid the nodig is om deze wannte if te voeren kan eenvoudig uitgerekend

worden met de koelfac-tor e . Dit is de verhouding tussen afgevoerde wannte en te leveren

warmte en is bij een camot proces gelijk aan:

Tiaag _,255

8,5

carrot'

Thoog 285 255

'Warmte transmissie near binnen in de zomen Temperatuur verschil 9 °C

Uitgangspunt hierbij is dat de lucht gekoeld worth met een koehniddet dat zelf weer gekoeld worth tot -I8°C en opwannt tat 12°C. Ads de compressor een rendement heeft van 0,5 dan is het vermogen van de airconditioning installatie gelijk aan:'

211 kW

50 kW

8,5 x Q,5 Bevochtiging

In de winter zal de lucht bevochtigd moeten worden. Indien de verse buitenlucht van -10°C en een R.V. van 80% namelijk verwarmd worth tot 17°C clan daalt de relatieve vochtigheid tot

12% ( x= 0,0013). Om een luchtvochtigheid van 60% te houden zal de toegevoerde

hoeveellieid vocht gelijk moeten zijn

_{aan de afgevoerde hoeveelheid vocht min de}

vochtproduktie van de bernanning. De afgevoerde hoeveelheid vocht is:

5500 m3/h x 1,293 kg1m3 x 0,0127 = 90,3 kg/h

De vochtproduIctie is minimaal 65gr per persoon, in totaal 11 kg. De voorverwarmde lucht van

17°C bevat een hoeveelheid vocht van:

5500 m3/h x 1,293 kg/m3 x 0,0015 = 10,7 kg /hi

Door de bevochtigingsinstallatie moot nu 78,6 kg stoom toegevoerd worden. Per kg luchtmoot

worth dit:

Geintegreeni Onarverp 40.000 DWI Produkitanker _{1 5}

Warmte doorgangscoefficiint tBuitenoppervlak accommodenti W/m2/K 2000 m2 18000W Ion instraling 35000 W Warmteprodukfie persona Aantal personen 16

Warmte produktie per persoon

4 '100W' 1600 W Verfichting 5000 W Apparatuur 10000W Totale Koudebelasting tabel 7 69600 IM = N) 1,0

781,6 kg / h

g.

19000m3 /h x 1,293 kg/

3,2 gr / k

V

Ms dit gebeurd door het verdampen van stoom van 100°C dan zal de temperatuur van de lucht

Met stijgen.

Luchtbehandeling machinecontrolekamer

Vanwege de brandveiligheid is het niet mogelijk

de machinecontrolekamer op het

luchtbehandelingssysteem van de accommodatie aan te sluiten. Daarom wordt hier een aparte airconditioning unit geinstalleerd.

Het benociigde vermogen kan op dezelfde

manier

uitgerekend warden als bij de accommodatie zie bijlage 4L Hieruit volgt dat 6,3 kW wannte afgevoerd moet worden om een temperatuur van 30°C te, handhaven. Hierbij worth per uur 200m3 verse lucht aangevoerd en 100 m' gecirculeerd..

Luchtbehandeling machinelcamer

In de machinekamer zal voldoende lucht toegevoerd moeten warden voor de verbranding in de hoofdmotor en de generatoren en daamaast ter ventilatie van de machinekamer. Het maximale iluchtverbruik treed op bij het op vol vermogen draaien van de hoofdmotor, 1 generator en de

twee stoomIcetels. De uitlaatgassenstroom van de hoofdmotor is bij CSR 69181 kg/h, het

brandstofverbruik is 1310 kg/h dus het luchtverbruik is 67871 kWh (de luchtovermaat is dus 3,6). De specifieke uitlaatgassenstroom van de generator is bij vol vermogen 6,87 kg/kWh. Voor eon generator van 960 kWh de maximale uitlaatgassenstroom dus gelijk zijn aan 6595

kg,/h . Het brandstofverbruik is dan 192 kg/h, het auchtverbruik worth dan dus 6400 kg/h (de,

auchtovermaat is dus 2,3).

De stoomketels hebben een luchtovermaat van 5%. De twee stoomketels hebbeneen specifiek

brandstofverbruilc van 0,063 g/kg stoom. Indien twee ketels draaien is het luc.htverbruik dus:

32.000 kg/h x 0,063 g/kg x 14,5 kg/kg x 105% = 29000 kg/h.

Het itaximale luchtverbmilc is nu:

55650kg/h + 7057 kgh + 28775 kg/h = 92000 kg/h

Om de lucht in de machinelcamer in redelijke conditie te houden moet er minimaal 1,5 maal zoveel lucht toegevoerd worden. Dit betekend dat de minimale luchtstroonil 38.000 kWh _{is om} voor voldoende verse lucht te zorgen

Warmte radiatie

De lucht in de machinekamer mag daamaast niet te warm warden om de machinekamer

werkbaar te houden. De verbrandingswaarde

_{van zware olie}

_{is 41 MJ/kg bij een}

brandstofverbruik van 1476 kg/h komt er 61 x 109 Rh warmte vrij (Het rendement _{van de}

hoofdmotor is dus 51,9%). 0,5% dus 300 MJ/h komt door straling in de machinekamer. De strafing van de generatoren volgt uit de specificaties en is 19 kW voor de 4 cilinder en 28 kW

voor de 6 cilinder generator. Voor 1 generator van 960 kW is dit dus 100 MJ/h. De

stoomketels hebben een stralingsverlies van 2%, dit is 1500 MJ/h. Ook de hulpwerIctuigen en,

de verwarmde tanks en leidingen zullen een aanzienlijke hoeveelheid wamne uitstralen. In totaal worth de wannte strafing op 2000 Milh geschat als de hoofdmotor draait, beide ketels

branden en 1 generator aanstaat. Om het werken in de machinelcamer mogelijk te houden mag

de temperatuur niet hoger warden dan 45°C. Dit is oak de maximum temperatuur voor de

hoofdmotor. De maximale buitentemperatuur is in tropische omstandigheden 35°C. Bij een soortelijke wamte van lucht van 1000' kJ/kg/°C moet daarom rninimaal_{toegevoerd warden ,:}

2000

MJ/h

= 200.000 kg/h

ludo

_

1 kJ/kg/°C x 19° C

66ntegreerd Onhverp 40.000' DWI Produkttanker ₁₆

m3 =

Benodigde ventilatiecapaciteit

De benodigde hoeveelheid toe te voeren lucht blijkt dus afhankelijk te zijn van de maximale temperatuur in de machinelcamer. Dit betekend dus dat het ventilatiesysteem

van de

machinekamer een minirnale capaciteit meet hebben van:

200.009 kg/h

155.000m3/1t. V 1,293 kg/m3

Er worden hiervoor vier ventilatoren geplaatst met een capaciteit van 40.000 m3/h elk. De druk kan laag blijven en zal 0,01 bar zijn om de weerstand van filter en buizen te overwimien. De llucht worth aangevoerd vanaf roosters in de schoorsteenschacht op het B en C-dek.

Hierdoor gaat het naar beneden door een schacht met een breedte van 4,8 m en een lengte van 2,4m De snelheid in de kokers worth hiermee:.

160,000 ms/h 13600 3

4,8 x 2,4 ,9mis.

Bij deze snelheid is de weerstand minimal. De inlaatroosters, eventueel met filters, lcurmen

verdeeld warden over de achterwand van de accortunodatie (opp 25m2).

Machinekamer verwarming

De lucht in de machinekamer worth door de motoren bij vol bedrijf dus 10°C opgewarmd. Dit betekend dat de machinelcamer in arctische omstandigheden en bij laag vermogen extra

verwarmd meet worden. Hiervoor moet de ingeblazen lucht verwarmd worden tot 10°C. De temperatuur in de machinekamer zal clan in arctische omstandigheden, afhankelijk van de belasting varieren tussen de 15°C en 20°C (Bij lage belastingen kan 1 ventilator uitgezet

worden). Doordat er een grote hoeveellieid lucht verwarmd moet worden is bier relatief veel ;steam voor nodig, 1,8 ton/h, zie bijlage 41. Dit is ruim 10 maal zoveel als nodig voor de

accommodatie. Dit is nog lets terug te brengen door de ventilatiecapaciteit bij arctische

omstancligheden te verminderen tot 120m3/h (drie ventilatoren) er is dan nog 1,3 ton stoom per uur nodig. Dit kan omdat dan alleen nog lucht toegevoerd hoeft te worden voor de verbranding

en niet meer voor het afvoeren van warmte. Een andere miner waarop dit teruggebracht kan

worden is het apart toevoeren van lucht naar de motoren. Hierbij zal echter nog steeds de lucht in de machinelcamer geventileerd moeten worden om de wamte van de motoren af te voeren.

Bij een hoge buitentemperatuur betekend dit dat een dubbele ventilatie icapaciteit nodig is. Er is daarom niet gekozen voor rechtstreelcse luchttoevoer.

v

4.2

Drinkwaterproduktie

Een bemanningslid gebruikt 100 liter waterper dag. Er is dus 0,1 ton x 24 pers. = 2,4 ton water per dag nodig. Daamaast is er veel water nodig voor de stoomprodulctie, bij maximaal

vermogen en 5% spuien:

24 x 5% x 32000 kg/lr = 38 ton N./

Zonder verdamper zou daarom meer dan 500 ton drinkwater meegenometi inoeten worden. Met verdamper kan dit zonder problemen beperlct worden tot 120 m3, gelijkaan de voorraad

veer drie dagen of de totale drinkwater behoefte van de bemanning gedurende een reis. Er worth een verdamper geinstalleerd met een capaciteit van 1600 kg/h. Bij een rendement van 80% betekend ditdater hiervoor 2000 kg steam per uur nodig is.

Om het verdampte water weer te laten condenseren en af te koelen is er vrij veet koelwater nodig. Per literwater moot2,5 x 106 J afgevoerd worden, in totaal clus 4 x 10? J. Om dit af te

voeren is een koelwaterstroom van 40 m3/h nadig.

4.3

Verwarming lading

De stoom die nodig is om de lading te verwarmen en op temperatuur te houden is berekend in bijlage 50. Hierbij is

ervan uitgegaan dat de lading in de winter bij een

zeewatertemperatuur van 0°C en een buitentemperatuur L./

--->

s- too-m Qdubbele held

van -10°C op een temperatuur van 66°C gehouden kan

worden Daamaast moet de temperatuur in 4 dagen

Qverbanddelen

verhoogt lcunnen worden van 44°C naar 66°C. Dew

,specificaties worden voor de meeste vergelijkingsschepen figurir 8.

als eis gesteld. Er blijkt 24,27 ton stoom nodig te zijn voor de verwarming, deze.waarde komt .goed overeen met de stoom capaciteit. van de vergelijlcingsschepen (Form Alice totale ;stoom produlctie 26,2 ton). V

Berekening, 14;frl'AAktA

Bij de berekeifing is ervan uitgegaan dat Ødor convectie en scheepsbewegingen de luchtstroorn

in

de dubbele huid enigszins

in b6weging blijft.

Er is daarom uitgegaan van ten

warrnteovergangs-coefficient van 25 W/m2/°C tussen de tanlcwand en de lucht. Ms van volledig stilstaande lucht worcit uitgegaan lcrijgt de dubbele huid eat irreeel hoge wannte

Idoorgangscoefficient van 0,01 W/m2/°C. Het blijkt duidelijk dat een groot deel van de warmte door het dek verloren gaat omdat bier praktisch geen isolatie is, daamaast gaat een klein deel van de warmte door direkte verbindingen tussen de tank en de huid (schotten en verstijvingen)

verloren.

Verwarmingsleidingen

Voor het verwarmingsoppervlak per m3 tankvolume worden verschillende waarden gegeven

varierend van 0,02 tot 0,03 [schip 801 tot 0,05 m2 [Gatlin

1988]. Het benodigde

verwanningsoppervlak is daarom berekend uitgaande van een wamiteovergangs-coefficient tussen stoom en buis van 1000 W/m2/°C en tussen buis, en lading van 200 W/m2PC. Hierme,e worth de totale wamteovergangs-coefficient:

166W/m2/' C

%

000 ±

5200

De maximale warmte

overdracht is berekend op 16 MW. Bij een gemiddeld temperatuurverschil van 60°C tussen stoom en lading is er dus een verwanningsoppervlalc

nodig van:

16MW

1600m2

166W/m2 /°C x 60°C

Per M3 tanlcvolume is dit een oppervlak van 0032.

4.4

Stoomproduktie

Het stoom worth gebruikt voor de ladingsverwarming, tanlcwassen, brandstofverwanning,

accomodatieverwarming, drinkwaterproduktie en warmwaterprodulctie. De totale stoombehoefte is berekend in bijlage 43, hierbij is alleen rekening gehouden met de systemen 'die tegelijkertijd stoom gebruiken. Een klein deel van de stoombehoefte kan verlcregen worden uit een afvalgassen installatie. Hoewel de kosten van zo'n installatie hoog zijn is hij rendabel

omd2rt de warmte vollexlig gebruikt kan worden. Volgens de specificaties _{van Sulzer worth uit} de afvalgassenketels niet meer dan 2486 kg/h verkregen bij standaard condities en 90%

vermogen. Dit betekend dat, zelfs als de lading niet vervvarmd hoeft te worden, de hulpketels in arctische omstandigheden extra stoom, moeten produceren. Naast de afvalgassenketel zijn

daarom twee hulpketels geinstalleerd.

Geintegreetd Onmerp 40.000 DC Produkttonker ₁₈

/

m2

Qdek

Afvalgassenketel

Het water voor de afvalgassenketel word/ under nit de stoomlcetels gehaald en het stoom/water mengsel worth weer bovenin de ketel teruggevoerd, zie bijlage 45. Dit haeft als voordeel dat geen aparte stoomdnun voor de afvalgassenketel nodig is en de ,circulatiepompen een veel lagere druk hoeven te leveren. Daamaast blijft het water in de ketel op temperatuur zociat de

ketels veel sneller in bedrijf gesteld lcunnen worden en de temperatuurswisselingen kleiner zijn.

Het installeren van een economiser in de afvalgassenketel voor het voorverwarmen van het voedingswater is moeilijk omdat deze de maximale capaciteit zou moeten hebben van heel het systeem. Dit betekend dat er bij vollast ruim 10 maal zoveet water doorheen stroomt dan bij tninimaal stoomgebruik. V

Energie in afvalgassen

De temperatuur van de uitlaatgassen is volgens de specificaties van ,Sulzer bij CSR 256,8 °C. ,Omdat kondensatie van H2S03!sterke corrosie geeft moet de temperatuur van de afvoergassen na de ketel boven het dauwpunt van H2S03 liggen. Bij eon zwavelconcentratie van 3,5 % (het maximal toegestane percentage voor de hoofdmotor) ligt het dauwpunt van H2S03 op 135°C.

De afvalgassen mogen daarom niet onder de 160°C dalen. Het enthalpieverschil van de

iafvalgassen worth nu 116,7 kJ/kg.

Ook de uitlaatgassenstroom worth door Sulzer gegeven en is bij CSR 69181 kg/h. Uit gcle

afvalgassen kan dus 8,1 x 1091 gehaald worden v

Stoomproduktie

Het voedingswater voor de ketel zal

een temperatuur hebben van 60°C, de

enthalpie is dan 250,8 1J/kg. Bij eon

stoomdruk van 7 bar is de

verdampingstemperatuur 465°C. De

istoom heeft dan eon enthalpie van

2755k1/kg. Voor de produlctie van 1 kg stoom is dus eon energie noclig van

2504 1J waarmee de maximale

stoomproduktie 3224 kg/h wordt. Dit

is meer dan uit de schattingen van

.Sulzer, door de hogere temperatuur van het voedingswater en de lager&

temperatuur van het stoom.

Circulatiepompen

Om te zorgen dat er geen oververhitte stoom in de afvalgassenketel worth gevormd _{en de}

temperatuur verschillen

in de ketell niet te grout worden moot de capaciteit van de

circulatiepomp 3 tot 4 maal de maximale stoomproduktie zijn. Ze lcrijgen daarom een

capaciteit van 10 m3/hr bij eon druk van 3 bar.

v

Q-t diagram

Het proces kan weergegeven worden in eon 'Q-t diagram waarbij gecontroleerd kan worden het temperatuurverschil wel groat genoeg, is om to zorgen voor voldoende warmte afdracht. In

de ketel zal de stoom uit de afvalgassenketel mengen met het koude voedingwater. De gemiddelde temperatuur worth:,

GeIntegreerd Often) 40000 DWI Produktionker ₁₉

11Jitlacrtgassenstroom bij CSR 69181 kg/h Enthalpie afvoergassen in 256,8°C 273,5 kl/kg

Enthalpie afvoergassen uit 150°C 156,8 kJ/kg

-Enthalpieverschil. 1106,7 kJ/kg x 8073423 kJ/h

lEnthalpie stoom uit 165°C 2755,01d/kg Enthalpie water in 60°C 250,8 kJ/kg

-Enthalpieverschil 2504,2 1d/kg /

Stoomproduktie _{3224 kg/h V}

tabel 8

Vvoe.*ngwaer

x T

vartelmgwater ± V sworn x Ktou, = x Turd +

886,,k x

2,7m3 x 60°C+ 10m3 x 165 °C= 10 x l'ketel + 2,7 x 165°C

= 137°C

Het verdampen van het

voedingswater kost 2065 IJ/kg het

temperatuurverschil tussen

afvalgassen en water

is daarom

minimaal als 2065/2504 = 82,5%

van de warrnte is overgedragen zie

figuur 9.De temperatuur van de

afvalgassen is dan 177°C. Het temperatuurverschil is dus 12°C nog

net voldoende om een redelijk

wamtetransport te garanderen. !Stoomketels

0,.063kg/kg

39500 kJ/kg

t igekt

Q-t diagram 240 °C 220°C 203 °C 180°C 160 C 140°C 120°C 11E °C figuur 9 0% 20% 40% 103% .830,3) in 400%

De twee ketels zullen dus de rest van de stoom moeten leveren per ketel is dus een capaciteit nodig van:

31,8 ton - 3,2 ton

2

14,3 ton.

NI

Het spuien kost 5% de minima le capaciteit moot daaronk 15,1 ton zijn. Er warden, daarom twee ketels van 16 ton geplaatst.

Rendement Ketel

Het rerulement van de ketel is voomamelijk athankelijk

van het stralingsverlies en het

,schoorsteenverlies. Het stralingsverlies is normaal 2 % . Het schoorsteenverlies is afhankelijk

van de luchtovermaat en het temperatuurverschil tussen

afvoergassentemperatuur en

luchttemperatuur. Ideaal is

_{een luchtovermaat van 0%, dit zal echter geen volledige}

verbranding geven omdat de menging van brandstof nooit ideaal is. Bij moderne branders is een luchtovermaat van 5% voldoende. Bij een uitlaatgassen temperatuur van 160°C en een

machinelcamer temperatuur van 45°C is het temperatuurverschil 115°C. Het schoorsteen

verlies wordt hiermee 5,5 % zie bijlage 44. Het rendement van de ketell worth nu 100 - 2 - 5,5

= 92,5 % v

Brandstofverbruik boiler

De onderste verbrandingswaarde van !zware olie

is minimaal 42700 kJ/kg.

flit

is de

hoeveelheid warmth die vrijkomt bit volledige verbranding en afkoeling

van de

verbrandingsgassen. Bij een rendement van 92,5 % zal de ketel uit 1 kg brandstof 39500 kJ

wannte produceren. Ms het water een temperatuur heeft van 60°C als het de boiler inkomt

een temperatuur van 165 °C aLs het de ketel uitkomt clan is de toegevoerde warmth:,

4,18 kJ/kg/°C x 065° C

- 60°C) + 2065 kJ/kg = 2504 k.1/kg

De benodigde brandstof per kg stoom wordt nu gelijkaan: 2504 kJ/kg

Ketel pompen

Bij maximaal vermogen gebruikt de afvalgassenketel 3,2 ton water per uur en de twee boilers elk 15 ton. Eon ketelpomp moet genoeg capaciteit hebben voor het voeden van de ketel en de afvalgassenketel en krijgt daarom een capaciteit van 20m3/h Om altijd een pomp reserve te

Geintegreerd Ontwerp 40.000 DWT Produkttanker ₂₉

V

V

=

en

Ihebben worden er twee circulatiepompen voor de afvalgassenketel geinstalleerd en drie

voedingswaterpoinpen voor de stoomIcetels. De voedingswaterpompen moeten het water in de

,ketellpersen waar een druk van 7 bar heerst, deze pompen lumen daarom een druk leveren

van 12 bar. v

Spui

Het water in de ketel zal altijd een hoeveelheid vuil bevatten wat onder in de ketel bezinlct. Om de ketel schoon te houden moot regelmatig gespuid worden dit kost 5% ,stoom dus 1600 kg/h.

1Dit gaat ten koste van de stoomproduktie. v

Dumpkoeler

Om biji weinig stoomverbruik het teveel aan stoom af te voeren worth een dumpkoeler

geiinstalleerd. Dit is eenvoudiger dan het regelen van de stoomproduktie door het afschakelen

van ketelselcties ofhet regelen van de afvalgassenstroom of de stoomdruk. De dumpkoeler zal

de volledige stomp rodulctie af moeten kunnen koelen tot 60°C. Bij tropische condities en

MCR is de stoomprodulctie maximal door de hoge afvalgassentemperatuur (288,6°C) en de grote afvalgassenstroom (69247 kg/h). Er wordt dan 9440 MJ aan warmte geproduceerd. Om dit te koelen is een koelwaterstroom van 95 m3/h nodig. v

4.5

Lading systemen

Ladingspompen

Voor het pompsysteem kan gekozen worden tussen centraak

opgestelde poirmen in de pompkamer en dompelpompen bij elke tank. Dompelpompen zijn duurder en er is een grotere capaciteit

nodig omdat met alle pompen tegelijkertijd gebruikt zullen

worden. De totale kosten zijn echter lager omdat er geen aparte

pomplcamer ingericht hoeft te worden en er minder leidingen

nodig zifn [schip

80]. Daamaast

is

het met een centraal

opgestelde pomplcamer moeilijker veel verschillende .soorten

ladingen te vervoeren. Er is daarom gekozen voor

dompelpompen in alle tanks.

Er worden centrifugaalpompen gebruikt omdat dew goedkoop

zijn, weinig ,onderhoud vragen en geschikt zijn

voor het

verpompen van chemische ladingen. Nadeel van

centrifugaalpompen is dat ze niet zelfaanzuigend zijn zodat ze onder in de tank in een put moeten hangen. De motor kan echter vanwege het ontploffingsgevaar en koeling niet onderin de tank hangen. Daarom drijft de motor de pomp vanaf het dek aan met

een lange as'. De pompen hangen achterin de tank omdat het

schip bij het lossen achterover zal trinunen. Omdat de druk van

een centrifugaalpomp normaal met hoger is dan 5 tot 8 bar

worth de pomp in twee trappen uitgevoerck

Pompcapaciteit

Ads eis is al in het voorontwem gesteld dat de proctukttanker in 16 uur gelost moet zijn. Met 16 pompen zou dit betekenen dat de pompen een capaciteit moeten hebben van:

50.000 m3

16 nut x 16 pompen

195 nr3th

Omciat de tanks echter verschillende ladingen bevatten en er maar een beperkt aantal leidingen zijn kunnen echter niet alle pompen tegelijkertijd werken. Ook aan wal zal het aantal leidingen

figuur 10

beperkt zijn en heeft men liever minder leidingen met een grotere capaciteit Daarom krijgen de pompen de dubbele capaciteit (400m3). Voor het Lassen van de lading uit het schip is slechts een druk nodig van 3 bar, zie bijlage 46. De lading zat echter ook door lange leidingen aan wal gepompt moeten warden waardoor een druk nodig is van 12,5 bar.

V

Snipping systeem

Na het leegpompen van de tanks blijft er lading in de leidingen en in de tanks op de bodem en

aan de wanden achter. Per tank blijft 0,5-1,0 m3 lading in de tanks achter en 2m3 in de

leidingen, in totaal this 40 - 48m3. Deze lading moet oak uit de tanks gehaald luumen worden

omdat:

De waarde meestal vrij kostbaar is en dus alles gelost moat kurmen warden.

Het achtergebleven deel in het waswater terecht kan komen. Hierbij bestaat het gevaarldat het in het milieu kornt Indien al het waswater wordt opgeslagen in sloptanIcs zal dit hoge

kosten voor het afvoeren meebrengen en bovendien zal dit ten koste gaan van de

vervoerscapaciteit.

Om deze lading te verwijderen zijn aparte stripping pompen geplaatst met een eigen leiding

netwerk. De stripping pomp heeft een capaciteit van 100 m3/11 zodat de resterende lading

binnen een half uur verwijderd is. V Tankwasseri

Na het lossen moeten de tanks. gewassen warden om te voorkomen dat volgende iadingen

verontreinigd worden, de lading de tanks aantast of omdat men voor reparatie of inspectie in

de tanks moet zijn. Het tankwassen kan met vaste of losse installaties gebeuren. Losse

installaties zijn goedkoper en bovendien zijn er minder van nodig. Het kost echter veel tijd om ze telIcens te verplaatsen wat bovenchen bij zwaar weer moeilijk kan zijn. Daarom is gekozen

voor een vaste installatie. Omdat de vaste machines niet optimaal gepositioneerd lumnen

warden en de tanks groat zijn is er per installatie een grote capaciteit nodig van 100 ton/h. Per tank zal er 4 uur gewassen moeten warden. De tankwasinstallatie krijgt een totale capaciteit van 400m3Th zodat vier tanks tegelijkertijd gewassen kunnen worden en alle tanks in 16 uur ,gewassen zijn. Eventueel kan er met warm water of stoom worden schoongemaakt. V

O nt gas sings in stallatie

Om de gassen af te voeren die tijdens het laden weggedrukt worden en ontstaan door

verdamping is een ontluchtingsinstallatie nodig. Norrnaal moeten de pijpen 4 tot 6 meter boven het dek uitsteken als de uittreesnelheid echter hoger is dan 20m/s dan mogen pijpen met een hoogte van 2 m toegepast worden zie bijlage 47. Bij een pompsnelheid van 390m3/h betekend dit dat de uitstroomdiameter van de pijpen niet grater mag zijn dan 83 mm.

Inert galinst abut

De capaciteit van de inertgas moet minimaar net to groat Zijn als the van de pompen met een reserve van 25% zie bijlage 47. Dit betekend dat een capaciteit van 4000m3/h nodig is. Het gas moot een zuurstofpercentage hebben van maxirnaal 5 volume procent. Hierdoor lanmen de

uitlaatgassen van de hoofdtnotor en de generatoren niet gebruikt warden. De stoomketels

hebben een veel lagere luchtovennaat en de uitlaatgassen hienran kiumen wel gebruikt warden'.

Dit betekend dat bij het lossen altijd een ketel in

bedrijf moot blijven. Om een

uitlaatgassenstroom te produceren van 4000m3 wordt ongeveer 250 kg brandstof per uur

gebruikt en 3900kg/h stoom geproduceerd. Deze hoeveelheid stoom meet door de dumpkoeler

.afgevoerd kunnen warden.

v