Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen. LTZT3 R.M. Essing

Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

LTZT3 R.M. Essing

31 maart 2014


8 oktober 2014

Auteur: LTZT3 R.M. Essing

Militaire Systemen & Technologie Platformsystemen - Werktuigbouwkunde Bachelorscriptie Nederlandse Defensie Academie Koninklijk Instituut voor de Marine Den Helder

Begeleiders: Ir. H. Knoll Ir. I.P. Barendregt

Samenvatting Onderzocht is de technische haalbaarheid van het aanpassen van de hydrografische opnemingsvaartuigen (HOV´s) van de Koninklijke Marine voor het gebruik van Liquefied Natural Gas (LNG) als scheepsbrandstof. Het blijkt mogelijk te zijn de scheepsmotoren geschikt te maken voor het gebruik van LNG. Opslag van LNG is mogelijk in containers aan dek van de HOV’s. Bij gebruik van LNG reduceren de gebruikskosten met één- tot twee honderdduizend euro per jaar. De kosten van het ombouwen zijn met deze reductie in gebruikskosten terugverdiend in minimaal twee en een half jaar tot negen jaar. Tevens is onderzocht hoe lang LNG bewaard kan blijven in een gesloten container en welke parameters hierop van invloed zijn. Het blijkt dat er een rechtlijnig verband heerst tussen de vullingsgraad en de bewaartijd, er blijkt ook een rechtlijnig verband op te treden tussen het aantal stralingsschilden en de bewaartijd. Tenslotte heeft het verhogen van de maximale druk van de container een positief effect op de bewaartijd.

v

Abstract The conversion of the Royal Netherlands Navy hydrographic survey vessels to the usage of Liquefied Natural Gas (LNG) has been researched on a technical basis. The ships engines are capable to be converted to use Dual-Fuel, a mixture of natural gas and diesel. Storage of LNG in containers on deck of the hydrographic survey vessels is possible. Using natural gas reduces the usage costs, since LNG is a cheaper fuel than diesel. Using LNG results in a reduction of usage costs of one- to two hundred thousand euro per year, which results to a return on investment time of two and a half to nine years. On addition the holding time of LNG in a closed container is researched. Investigated is which parametres are of influence to the holding time of LNG. There is a proportional relation between the holding time and the filled fraction of the container, there also is a proportional relation between the number of radiation shields and the holding time. With rising temperatures, the holding time declines. Raising the maximum pressure of the container has a positive effect on the holding time.

vii

Voorwoord Voor u ligt het verslag Liquefied Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen. Voor mij vormt dit verslag de afsluiting van de bacheloropleiding Militaire Systemen & Technologie aan het Koninklijk Instituut voor de Marine, onderdeel van de Nederlandse Defensie Academie. Met deze scriptie heb ik mijn opgedane kennis tijdens de opleiding aangewend om inzicht te verkrijgen in het gebruik van Liquefied Natural Gas, met name toegepast op de hydrografische opnemingsvaartuigen. Het onderwerp van dit onderzoek is in samenwerking met de Defensie Materieel Organisatie tot stand gekomen, waar ik zeer dankbaar voor ben. Ik hoop dat mijn onderzoek voor de organisatie relevante resultaten opgeleverd heeft. Ik wil graag mijn begeleiders Ir. H. Knoll van het Koninklijk Instituut voor de Marine en Ir. I.P. Barendregt van de Defensie Materieel Organisatie bedanken voor hun hulp en steun tijdens het uitvoeren van het onderzoek.

8 oktober 2014

Robbert Essing, Luitenant-ter-zee van de technische dienst der derde klasse

ix

Inhoudsopgave Samenvatting

v

Abstract

vii

Voorwoord

ix

Lijst van figuren

xiii

Nomenclatuur

xv

1 Inleiding 1.1 Probleemstelling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2 Doel van het onderzoek . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.3 Opzet rapportage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 LNG als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen 2.1 De basis van LNG . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.1.1 Eigenschappen van LNG . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.1.2 LNG tegenover gebruikelijke scheepsbrandstoffen . . . . . . . . . 2.2 LNG als brandstof voor motoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.1 Verschillende typen motoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.2 Verhouding gas/diesel bij Dual-Fuel motoren . . . . . . . . . . . 2.3 Opslag van LNG aan boord van de hydrografische opnemingsvaartuigen 2.3.1 Opslag benedendeks . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.2 Opslag aan dek . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.3.3 Verdamperinstallatie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4 Terugverdientijd van de ombouw . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.1 Modelvorming . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.2 Mogelijkheid tot hervullen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.3 Prijsverschil per container . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.4 Kosten ombouw . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.5 Terugverdientijd in verschillende scenario´s . . . . . . . . . . . . . 2.5 Richtlijnen opgesteld door de International Maritime Organization[24] . 2.5.1 Doel van de richtlijnen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.2 Eisen aan schip en ontwerp . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.3 Eisen aan de motoren . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.4 Eisen aan de opslag . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . xi

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

1 2 2 3 5 5 5 7 8 8 11 12 12 13 15 16 16 18 20 21 22 23 23 24 24 25

3 Drukopbouw in een gesloten LNG container 3.1 Inleiding . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2 Theorie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2.1 Warmtestraling[25] . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2.2 Eigenschappen van stationaire warmtestraling[25] 3.2.3 Stralingsnetwerk[25] . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2.4 Stralingsschilden[25] . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2.5 Thermodynamische eigenschappen van methaan 3.3 Model . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.3.1 Probleemvorming . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.3.2 Implementatie in MatLab . . . . . . . . . . . . . 3.4 Resultaten . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.4.1 Invloed van vullingsgraad . . . . . . . . . . . . . 3.4.2 Invloed van aantal stralingsschilden . . . . . . . 3.4.3 Invloed van buitentemperatuur . . . . . . . . . . 3.4.4 Invloed van maximaal toelaatbare druk . . . . . 3.4.5 Controle van aannames . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . .

. . . . . . . . . . . . . . . .

27 27 27 28 29 32 35 38 39 39 41 44 45 46 47 48 49

4 Conclusies en aanbevelingen

51

Bibliografie

53

A Berekening van de terugverdientijd van de ombouw

57

B Berekening van de drukopbouw in een gesloten LNG container

61

Lijst van figuren 2.1 2.2 2.3 2.4 2.5 2.6 2.7 2.8 2.9 2.10 2.11

Brandbaarheid methaan[5] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Emissies van LNG vergeleken met diesel[7] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Prijsontwikkeling LNG, HFO en MDO tot 2030[8] . . . . . . . . . . . . . . . Rendement gasmotor versus dieselmotor[9] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Low Pressure Dual-Fuel systeem met venturi[10] . . . . . . . . . . . . . . . . Low Pressure Dual-Fuel systeem met injectoren[12] . . . . . . . . . . . . . . . High Pressure Dual-Fuel systeem[12] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Overzicht van containerposities van de hydrografische opnemingsvaartuigen[17] Verdampervermogen tegen de scheepssnelheid . . . . . . . . . . . . . . . . . . Asvermogen tegen scheepssnelheid . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Prijsontwikkeling F76 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6 7 8 9 10 10 11 14 16 17 20

3.1 3.2 3.3 3.4 3.5 3.6 3.7 3.8

Het elektromagnetisch spectrum . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Voorstelling van straling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Gedachtenexperiment voor het afleiden van Kirchhoff ’s gelijkheid . . . . . . . Analogie met de wet van Ohm voor berekeningen aan stralingsnetwerken . . . Voorstellingen van warmtestraling op een oppervlak . . . . . . . . . . . . . . Voorstellingen van ruimteweerstand . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Netwerkelementen van oppervlakteweerstand (a) en ruimteweerstand (b) . . . Netwerk voor twee oppervlakken die warmte met elkaar uitwisselen door middel van straling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Stationaire straling tussen twee oppervlakken zonder (a) en met stralingsschild (b) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Netwerkmodel voor straling tussen twee oppervlakken gescheiden door een stralingsschild . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Stralingsweerstand en warmtestroom tegen het aantal stralingsschilden . . . . Dampdrukcurve van methaan . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Situatieschets bij methaan in een afgesloten tank . . . . . . . . . . . . . . . . Drukopbouw in gesloten LNG container ten gevolge van warmtestroom door straling . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Bewaartijd tegen vullingsgraad voor verschillende stralingsschild materialen . Bewaartijd tegen aantal stralingsschilden voor verschillende stralingsschild materialen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Bewaartijd tegen buitentemperatuur voor verschillende stralingsschild materialen Bewaartijd tegen maximale druk voor verschillende stralingsschild materialen

28 30 31 33 33 34 34

3.9 3.10 3.11 3.12 3.13 3.14 3.15 3.16 3.17 3.18

xiii

35 35 36 37 38 39 44 45 46 47 48

Lijst van symbolen A E E G J L LHV P Q Q˙ T U V

Oppervlakte Energie per kwantum Energiedichtheid Bestraling Uitstraling Lengte Onder-verbrandingswaarde Vermogen Warmte Warmtestroom Temperatuur Inwendige energie Volume

[m2 ] [J] W [m 2] W [ m2 ] W [m 2] [m] [ kJ kg ] [kW ] [kJ] [kW ] [K] [kJ] [m3 ]

f h m m ˙ p q q˙ r sf c u u x

Frequentie Specifieke enthalpie Massa Massastroom Druk Specifieke warmte Warmteflux Straal Specifiek brandstofverbruik Energiedichtheid Specifieke inwendige energie Dampgehalte

[s−1 ] [ kJ kg ] [kg] [ kg s ] [P a] [ kJ kg ] W [m 2] [m] [ kWg h ] J [ molekuul·K ] kJ [ kg ] [−]

∆v H α η λ ν ρ ρ τ

Verdampingswarmte Absorptie Emissiviteit Rendement Golflengte Specifiek volume Dichtheid Reflectie Transmissie

[ kJ kg ] [−] [−] [−] [m] 3 [m kg ] kg [m 3] [−] [−] xv

Hoofdstuk 1

Inleiding Het internationaal verdrag ter voorkoming van verontreiniging door schepen is een conventie van de International Maritime Organization (IMO). Het verdrag wordt kortweg MARPOL 73/78 genoemd, refererend naar het jaartal waarin het is ondertekend (1973) en het jaar waarin het in werking is getreden (1978). Hedendaags is het verdrag door 136 landen ondertekend, deze 136 landen vertegenwoordigen 98% van het vervoer per schip gemeten naar gewicht. Naast een wettekst en protocollen bevat het MARPOL 73/78 verdrag een zestal technische bijlagen, deze bijlagen bevatten de voorschriften ter voorkoming van verontreiniging door schepen. Elke bijlage bevat voorschriften ter voorkoming van een op zichzelf staande bron van verontreiniging, waarbij de zesde bijlage (Annex VI ) voorschriften bevat ter voorkoming van luchtverontreiniging door schepen. De zesde bijlage bevat verschillende verordeningen, waarbij de 13e verordening regels bevat betreffende de stikstofoxide(NOx)-uitstoot van schepen en verordening 14 regels bevat betreffende de zwaveloxide(SOx)-uitstoot van schepen. Per oktober 2008 is MARPOL Annex VI herzien en verscherpt[1]. Met de in oktober 2008 aangenomen verscherping van MARPOL Annex VI zijn er zeer strenge eisen gesteld aan de stikstofoxide-uitstoot en zwaveloxide-uitstoot van schepen, vooral in zogenaamde Emission Control Areas (ECA). Een Emission Control Areas waar de schepen van de Koninklijke Marine zich veelvuldig begeven is de Noordzee. De emissie-eisen binnen een ECA -ook wel genoemd de Tier III eisen- zijn dusdanig streng dat zonder aanpassing de huidige generatie dieselmotoren niet voldoen. Hoewel bestaande schepen zich niet hoeven te houden aan de emissie-eisen zoals aangenomen in de herziening van MARPOL Annex VI is er binnen de commerciële vaart veel vraag naar technieken om bestaande schepen aan te passen zodanig dat ze voldoen aan de strengere emissie-eisen. Het geeft bedrijven de kans om zich te profileren, de kans om te bewijzen dat ze begaan zijn met het milieu en tegelijkertijd innovatief zijn.

Hoofdstuk 1. Inleiding

1.1

Probleemstelling

De Koninklijke Marine wil laten zien dat ze milieubewust en tegelijkertijd innovatief is. Om dit te bewijzen wordt onderzocht hoe de uitstoot van de hydrografische opnemingsvaartuigen gereduceerd kunnen worden. Er zijn verschillende methoden om de emissies van bestaande schepen te reduceren. Ten eerste kan door het toepassen van uitlaatgas nabehandeling zonder ingrijpende aanpassingen aan de motoren worden voldaan aan de Tier III eisen. De tweede optie is het gebruik van schonere brandstof, zoals schonere dieselolie of het gebruik van aardgas. Doordat er bij het toepassen van uitlaatgas nabehandeling geen ingrijpende aanpassingen aan de motoren verricht hoeven te worden, ligt deze optie op het eerste gezicht het meest voor de hand. Echter kleven hier een aantal nadelen aan. Ten eerste is er een tweetal afzonderlijke installaties benodigd, namelijk een selectieve kalalysator (SCR) om de stikstofoxiden te verwijderen en een scrubber om zwaveloxiden te verwijderen[2]. Ten tweede nemen de afzonderlijke installaties veel ruimte in beslag, in de schoorsteen moet zowel de katalysator als de scrubber geplaatst worden en er moet opslagruimte gevonden worden voor zowel nieuw als gebruikt scrubbing materiaal. Tenslotte zitten er grote investeringskosten verbonden aan het toepassen van uitlaatgas nabehandeling en neemt het totale rendement af, waardoor de gebruikskosten toenemen[3]. Aan de tweede optie, namelijk het gebruik van schonere brandstof kleven ook een aantal nadelen. Zo kan door het gebruik van schonere dieselolie enkel de uitstoot van zwaveloxiden gereduceerd worden, waardoor alsnog een selectieve katalysator benodigd is. Bij het gebruik van aardgas dient het schip vrij ingrijpend aangepast te worden. De motoren moeten aangepast worden op het gebruik van aardgas, er moet ruimte gevonden worden voor de gastank, er moet een gasstraat aangelegd worden om het gas (veilig) bij de motoren te krijgen, er moet een vulinstallatie geplaatst worden om het aardgas te laden, er moet een verdamper geplaatst worden om het (vloeibare) aardgas te verdampen en tenslotte moeten er een veelheid aan veiligheids- en regelsystemen ge¨ımplemnteerd worden om de veiligheid van schip en bemanning te garanderen.

1.2

Doel van het onderzoek

Om de Koninklijke Marine meer inzicht te verschaffen in het gebruik van Liquefied Natural Gas (LNG) als scheepsbrandstof wordt onderzocht welke aanpassingen aan de hydrografische opnemingsvaartuigen gedaan moeten worden om deze geschikt te maken voor het gebruik van LNG. De hoofdvraag luidt dan ook: ”Is het haalbaar om de hydrografische opnemingsvaartuigen van de Koninklijke Marine aan te passen op het gebruik van LNG als scheepsbrandstof ?”


2

1.3. Opzet rapportage

Door middel van literatuuronderzoek is onderzocht welke aanpassingen de hydrografische opnemingsvaartuigen moeten ondergaan om te kunnen varen met LNG als scheepsbrandstof. Tevens is er een programma geschreven om een indruk te krijgen van de terugverdientijd van de ombouw. Een tweede programma is er geschreven om inzicht te krijgen in de drukopbouw in een gesloten LNG container. Wat betreft de haalbaarheid van de ombouw wordt er enkel aandacht besteed aan de technische haalbaarheid. De terugverdientijd beperkt zich enkel tot de kosten van de ombouw en de reductie in gebruikskosten bij het gebruik van LNG. Tevens worden de logistieke gevolgen niet onderzocht, uit nader onderzoek zal moeten blijken hoe de hydrografische opnemingsvaartuigen van LNG worden voorzien en of het misschien rendabel is LNG te bunkeren op de Nieuwe Haven. Er zijn meerdere redenen om het onderzoek te beperken tot enkel de hydrografische opnemingsvaartuigen. Ten eerste hebben de hydrografische opnemingsvaartuigen een vrij constant vaarprofiel, de schepen die hedendaags op LNG varen zijn voornamelijk tankers en ferry’s. Schepen met een zeer constant vaarprofiel. Ten tweede begeven de hydrografische opnemingsvaartuigen zich veel op de Noordzee, een Emission Controled Area.

1.3

Opzet rapportage

Allereerst is door middel van literatuuronderzoek onderzocht welke aanpassingen de hydrografische opnemingsvaartuigen moeten ondergaan om op LNG te kunnen varen. Onderzocht wordt welke aanpassingen de motoren dienen te ondergaan, wat de meest geschikte locatie voor het plaatsen van de LNG opslagtanks is en hoeveel capaciteit deze tanks moeten hebben. Door middel van een ontwikkeld MatLab-programma is onderzocht na hoeveel jaren de kosten van de ombouw zich terug verdiend hebben. Tevens is er een MatLab-programma geschreven om inzicht te krijgen in de drukopbouw in een gesloten container met LNG. Onderzocht is hoe de warmtestroom naar de container verloopt en wat er ondernomen kan worden om deze warmtestroom te beperken en zo een langere bewaartijd te bewerkstelligen. In hoofdstuk twee zal behandeld worden hoe LNG gebruikt kan worden als scheepsbrandstof. Onderzocht is wat de voordelen zijn ten opzichte van diesel, wat de beste positie is om LNG op te slaan aan boord van de hydrografische opnemingsvaartuigen, na hoeveel jaren de ombouw zich terug verdiend heeft en tenslotte worden enkele belangrijke richtlijnen betreffende het gebruik van LNG aan boord van schepen behandeld. Hoofdstuk drie behandeld de modelvorming voor de drukopbouw in een gesloten LNG container. Het hoofdstuk begint met de theorie achter straling en opwarming van een twee-fasig mengsel in een gesloten container. Het hoofdstuk sluit af met de belangrijkste resultaten zoals voortgekomen uit het ontwikkelde programma. Tenslotte zijn de conclusies uit het onderzoek en aanbevelingen voor vervolgonderzoek opgenomen in hoofdstuk vier.


3

Hoofdstuk 2

LNG als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen In dit hoofdstuk wordt behandeld wat de conversie van de hydrografische opnemingsvaartuigen naar het gebruik van LNG als scheepsbrandstof voor gevolgen heeft. Het hoofdstuk begint met de eigenschappen van LNG. Vervolgens wordt behandeld hoe LNG als brandstof voor motoren gebruikt kan worden. Voor de hydrografische opnemingsvaartuigen wordt een geschikte lokatie gezocht om het LNG aan boord op te slaan. Vervolgens wordt er aan de hand van een MatLabprogramma berekend na hoeveel jaren de investeringskosten van de ombouw terugverdiend zijn. Het hoofdstuk sluit af met de belangrijkste door de International Maritime Organization opgestelde richtlijen voor het gebruik van LNG aan boord van schepen.

2.1

De basis van LNG

In deze paragraaf zal ten eerste behandeld worden wat LNG is en welke chemische en fysische eigenschappen het heeft. Vervolgens wordt LNG als scheepsbrandstof vergeleken met dieselolie.

2.1.1

Eigenschappen van LNG

Liquefied Natural Gas is een aardgas dat voor opslag en transport vloeibaar gemaakt wordt. Bij atmosferische druk neemt het volume van het gas een factor 600 af als het opgeslagen wordt als vloeistof, ofwel als LNG. Afhankelijk van de samenstelling wordt het gas vloeibaar bij ongeveer -162[◦ C] en atmosferische druk. Door de lage temperatuur van LNG valt het onder de cryogene vloeistoffen. LNG is een geurloze, kleurloze, niet corrosieve en niet toxische vloeistof. De chemische samenstelling van LNG is afhankelijk van het gebied waar het gewonnen wordt en de manier waarop het verwerkt wordt[4]. De voornaamste component uit LNG is methaan, verder bevat het ethaan, propaan, butaan, kleine hoeveelheden zwaardere koolwaterstoffen en onzuiverheden zoals stikstof, zwavelstofverbindingen, water, koolstofdioxide en waterstofsulfide. Voordat LNG vloeibaar wordt gemaakt worden de onzuiverheden bijna volledig verwijderd, zodat er

Hoofdstuk 2. LNG als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

een mengsel ontstaat van enkel koolwaterstoffen. Afhankelijk van de locatie waar het LNG gewonnen wordt verschilt de samenstelling, zie tabel 2.1 voor de verschillende componenten van LNG en de bijbehorende volumefractie. Tabel 2.1: Samenstelling van LNG[4] Stof Methaan Ethaan Propaan Butaan Stikstof Zwaardere koolwaterstoffen

Chemische formule CH4 C2 H6 C 3 H8 C4 H10 N2 Verschillende

Lage concentratie 87% <1% >1% >1% 0.1% Nihil

Hoge concentratie 99% 10% 5% >1% 1% Nihil

kg De dichtheid van LNG is afhankelijk van de samenstelling en ligt tussen de 430 [ m 3 ] en 470 kg [ m3 ]. Doordat de dichtheid van LNG ruim twee keer kleiner is dan de dichtheid van water zal het blijven drijven wanneer het in zee lekt. Doordat de in zee gelekte LNG zal verdampen hoeft er geen actie ondernomen te worden om het LNG op te ruimen, wel moet het vrijkomen van LNG in de atmosfeer voorkomen worden aangezien methaan een broeikasgas is.

Door het gebrek aan zuurstof is LNG als vloeistof niet brandbaar. Als gas is LNG wel brandbaar, doordat het zich vermengt met de aanwezige lucht. Wanneer de volumefractie van methaan de 5% bereikt bestaat er kans op ontbranding indien er een ontstekingsbron nabij is. Bij een concentratie lager dan 5% is het mengsel van methaan en lucht te arm waardoor er geen kans is op ontbranding, zie figuur 2.1.

De zelfontstekingstemperatuur van LNG is aanzienlijk hoog vergeleken met de zelfontstekingstemperatuur van diesel. De zelfontstekingstemperatuur van diesel ligt afhankelijk van de samenstelling tussen de 260 en 371◦ C, de zelfontstekingstemperatuur van LNG ligt tussen de 540◦ C en 600◦ [4].

Figuur 2.1: Brandbaarheid methaan[5]


6

2.1. De basis van LNG

2.1.2

LNG tegenover gebruikelijke scheepsbrandstoffen

De energiedichtheid per kilogram van LNG is vergelijkbaar met de energiedichtheid van diesel. Echter is door de lagere dichtheid van LNG de energiedichtheid per liter LNG bijna een factor twee kleiner, zie tabel 3.4 voor de energiedichtheid en dichtheid van diesel en LNG. Doordat de energiedichtheid van LNG bijna een factor twee kleiner is, is een bijna tweemaal groter opslagvolume benodigd als bij diesel. Tabel 2.2: Energiedichtheid en dichtheid van diesel en LNG[6] Brandstof Diesel LNG

LHV [MJ/kg] 42,70 49,51

Dichtheid [kg/liter] 0,8500 0,4250

LHV [MJ/liter] 36,30 21,04

Een groot voordeel aan het gebruik van LNG als scheepsbrandstof is de grote reductie in emissies vergeleken met de huidige scheepsbrandstoffen. Voor een typische mediumspeed motor na 2000 zonder uitlaatgasnabehandeling neemt bij gebruik van enkel LNG de NOx uitstoot met 80-90% af, de CO2 uitstoot neemt met 20-25% af en de uitstoot van SOx en roetdeeltjes is vrijwel nul. Zie ook tabel 2.3 en figuur 2.2 [7]. Tabel 2.3: Emissies van LNG en dieselolie Brandstof Zware olie 3,5% S Gasolie 0,5% S Diesel <0,1% S LNG

SOx (g/kWh) 13,0 2,0 0,4 ≈0

NOx (g/kWh) 9-12 8-11 8-11 2

Roetdeeltjes (g/kWh) 1,50 0,25-0,5 0,15-0,25 ≈0

CO2 (g/kWh) 580-630 580-630 580-630 430-480

Figuur 2.2: Emissies van LNG vergeleken met diesel[7]


7


Het tweede grote voordeel van LNG is de prijs. Figuur 2.3 toont de ontwikkeling van de marktprijs in de Verenigde Staten van LNG, MDO en HFO tot 2030 zoals berekend door de U.S. Energy Information Administration (EIA)[8]. Gezien het een onderzoek uit de Verenigde Staten betreft, zijn de prijzen weergeven per miljoen Britisch Thermal Unit [M M BT U ]. Voor LNG is rekening gehouden met 6[ M M$BT U ] additionele kosten voor distributie en opslag. Over de gehele looptijd is de prijs van LNG inclusief additionele kosten tussen de 60 en 70% van de prijs van HFO en tussen de 40 en 50% van de prijs van MDO.

Figuur 2.3: Prijsontwikkeling LNG, HFO en MDO tot 2030[8]

2.2

LNG als brandstof voor motoren

Een groot nadeel aan het gebruik van LNG is de hoge zelfontstekingstemperatuur ten opzichte van diesel. Door de hoge zelfonbrandingstemperatuur zal LNG niet ontbranden in onaangepaste dieselmotoren. Oplossingen hiervoor zijn gevonden in twee richtingen. Ten eerste zijn er de zogenaamde gasmotoren, deze zijn uitgerust met een bougie voor de ontsteking en werken op 100% LNG. Verder zijn er de Dual-Fuel motoren. Dual-Fuel motoren zijn aangepaste dieselmotoren waarbij een kleine hoeveelheid diesel wordt gebruikt om de LNG te ontsteken, deze motoren werken op 70 tot 90% LNG[7].

2.2.1

Verschillende typen motoren

Er zijn drie verschillende motoren geschikt voor het gebruik van LNG als brandstof. Ten eerste is er de gasmotor. Vervolgens zijn er de Dual-Fuel motoren, waarbij onderscheid wordt gemaakt tussen Low Pressure Dual-Fuel en High Pressure Dual-Fuel.


8

2.2. LNG als brandstof voor motoren

Gasmotoren De gasmotor maakt gebruik van 100% LNG als brandstof. Door de hoge zelfontstekingstemperatuur van LNG moet de motor uitgerust worden met bougies voor de ontsteking[6]. Voordeel van de hoge zelfonstekingstemperatuur van LNG is dat er gebruik gemaakt kan worden van een hogere compressieverhouding. Met het verhogen dan de compressieverhouding zal het rendement toenemen, zie figuur 2.4 voor het motorrendement van de gasmotor en de dieselmotor[9]. Doordat de gasmotor gebruik maakt van 100% LNG heeft de gasmotor in principe de laagste uitstoot van de verschillende varianten en voldoet aan de IMO Tier III eisen. Helaas is het niet mogelijk om een bestaande dieselmotor om te bouwen tot gasmotor waardoor deze optie niet geschikt is voor de hydrografische opnemingsvaartuigen.

Figuur 2.4: Rendement gasmotor versus dieselmotor[9] Low Pressure Dual-Fuel motoren De zogenaamde Low Pressure Dual-Fuel (LPDF) motoren zijn aangepaste dieselmotoren. LNG wordt onder lage druk toegevoegd aan de inlaatlucht. Doordat het een aangepaste dieselmotor betreft zal de motor in staat blijven gebruik te maken van enkel diesel als brandstof. Als gevolg hiervan zal de compressieverhouding niet verhoogd kunnen worden en zal het rendement gelijk blijven aan de conventionele dieselmotor. Er bestaan twee varianten van de LPDF motor, afhankelijk van de manier waarop het LNG wordt toegediend aan de inlaatlucht. Het eerste Nederlandse binnenvaartschip op LNG is uitgerust met een Caterpillar motor die gebruik maakt van een venturi om het LNG toe te voegen aan de inlaatlucht, zie figuur 2.5[10][11]. Nadeel van dit systeem is dat het brandbare/explosieve mengsel van LNG en lucht nog een weg af te leggen heeft door de turbo en het inlaatkanaal voordat het ontstoken wordt door injectie van een kleine hoeveelheid diesel. Groot voordeel aan dit systeem is dat er geen grote aanpassingen verricht hoeven te worden aan de motor.


9


De tweede methode om LNG toe te dienen bij een LPDF motor is door middel van lage druk (4-5 bar) injectoren in het inlaatkanaal, zo dicht mogelijk bij de inlaatklep[12], zie figuur 2.6. Het grote voordeel aan dit systeem is dat de brandstof zo laat mogelijk vermengd wordt met de lucht, wat het systeem veiliger maakt. Groot nadeel is dat deze optie een uitgebreide aanpassing van de motor met zich meebrengt gezien de gehele kop vervangen of aangepast dient te worden.

Figuur 2.5: Low Pressure Dual-Fuel systeem met venturi[10]

Figuur 2.6: Low Pressure Dual-Fuel systeem met injectoren[12] Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

10

2.2. LNG als brandstof voor motoren

High Pressure Dual-Fuel motoren High Pressure Dual-Fuel (HPDF) motoren zijn aangepaste dieselmotoren. Ook bij High Pressure Dual-Fuel motoren zal de compressieverhouding niet verhoogd kunnen worden, waardoor het rendement onveranderd zal blijven. Onder hoge druk (300-350 bar) en gelijktijdig met de diesel wordt gasvormig LNG ingespoten in de cilinder, zie figuur 2.7. Groot voordeel van deze methode is dat het gebruik maakt van reeds beschikbare technologie en dat het aanpassen van dieselmotoren naar HPDF een vrij eenvoudige modificatie is. Groot nadeel van deze methode is dat er niet wordt voldaan aan de IMO Tier III eisen wat betreft uitstoot van NOx [12].

Figuur 2.7: High Pressure Dual-Fuel systeem[12]

2.2.2

Verhouding gas/diesel bij Dual-Fuel motoren

Alle Dual-Fuel motoren kunnen op 100% diesel werken, op 100% gas echter niet. Belangrijk is om de hoeveelheid ingespoten diesel te minimaliseren aangezien de diesel de meest ongunstige emissies geeft en de duurdere brandstof van de twee is. In de literatuur zijn uiteenlopende waarden te vinden voor de verhouding gas/diesel bij Dual-Fuel motoren. In het rapport “Haalbaarheiddstudie Boomkorvissen op aardgas” uit 2009 wordt geschreven van een verhouding gasolie/gas van 30/70[6]. Het rapport“LNG als scheepsbrandstof: ervaringen en perspectieven uit Noorwegen”, ook uit 2009 schrijft van een verhouding 80 tot 90% LNG. Twee jaar later, in 2011 wordt in het rapport “LNG als brandstof voor de binnenvaart” geschreven over ook een maximale gastoevoer van 80 tot 90%[?]. Zelfs bronnen die over dezelfde motor rapporteren geven verschillende cijfers. Betreffende het eerste binnenvaartschip op aardgas wordt er in geschreven over “zeker 65% aardgas” [11], waar Caterpillar zelf spreekt van 80% aardgas[13]. Uitschieter is echter Wärtsilä, met waarden van van “less than 1% diesel fuel injected” voor alle drie series Dual-Fuel motoren met vermogens van 1 [MW] tot 17 [MW][14][15][16].


11


Aangezien de waarden die W¨ artsil¨ a opgeeft gaan over nieuw ontworpen motoren geoptimaliseerd voor Dual-Fuel bedrijf wordt deze waarde als te optimistisch beschouwd voor de ombouw van een bestaande motor naar Dual-Fuel. Wel is deze waarde van 1% diesel zeer interessant voor nieuwbouw van schepen. Gezien het feit dat het om een ombouw van een bestaande motor gaat, zijn de omstandigheden vergelijkbaar met het eerste binnenvaartschip op aardgas waarvoor Caterpillar een waarde van 80% aardgas opgeeft. Aangezien de hydrografische opnemingsvaartuigen uitgerust zijn met vergelijkbare motoren van de fabrikant Caterpillar wordt aangenomen dat een waarde van in ieder geval 70% gas haalbaar is voor de hydrografische opnemingsvaartuigen.

2.3

Opslag van LNG aan boord van de hydrografische opnemingsvaartuigen

Voor het bepalen van een geschikte lokatie voor de opslag van LNG aan boord van de hydrografische opnemingsvaartuigen worden twee scenario´s uitgewerkt. Eerst wordt berekend wat het effect is van opslag benedendeks in een bestaande brandstoftank. Vervolgens wordt de mogelijkheid voor opslag aan dek uitgewerkt.

2.3.1

Opslag benedendeks

Bij nieuwbouw van schepen uitgerust met een LNG installatie wordt de LNG opslagtank veelal benedendeks ingebouwd. Bij ombouw van een bestaand schip is deze benedendekse opslag van LNG meestal niet mogelijk. Doordat LNG een bijna tweemaal kleinere energiedichtheid heeft per volume-eenheid dan diesel, is het benodigde opslagvolume een factor twee groter. Ook moet er rekening gehouden worden met het feit dat LNG opgeslagen wordt in cylindrische tanks. Deze cylindrische tanks worden ingebouwd in een rechthoekige ruimte, waardoor er opslagvolume niet benut kan worden. Om het voorgaande te bewijzen wordt uitgerekend wat het effect is van het inbouwen van een LNG opslagtank in de scheepsge¨ıntegreerde brandstoftank van de hydrografische opnemingsvaartuigen, zie onderstaande formules.

De scheepsge¨ıntegreerde brandstoftank van de hydrografische opnemingsvaartuigen hebben een capaciteit van 334 ton dieselolie, het volume van deze tank is de capaciteit gedeeld door de dichtheid van diesel, zie formule 2.1.

Vtank =

mdiesel 334 = = 392, 94 [m3 ] ρdiesel 0, 85

(2.1)

Ervan uitgaande dat de tank kubusvormig is, is de lengte van de zijden gelijk aan de derdemachtswortel van het volume, zie formule 2.2.

Ltank =

p 3 392, 94 = 7, 324 [m]

(2.2)

Het volume van een bol passende in deze kubusvormige ruimte is: 4 4 7, 324 3 Vbol = πr3 = π( ) = 205, 74 [m3 ] 3 3 2 Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

(2.3) 12

2.3. Opslag van LNG aan boord van de hydrografische opnemingsvaartuigen

De massa LNG in dit bolvormige volume is:

mLN G = Vbol · ρLN G = 205, 74 · 0, 4250 = 84, 44 [ton]

(2.4)

Vervolgens wordt de equivalente massa dieselolie berekend door de massa LNG te vermenigvuldigen met de verhouding tussen de energiedichtheden, zie formule 2.5.

mdiesel = mLN G ·

LHVLN G 49, 51 = 84, 44 · = 97, 9 [ton] LHVdiesel 42, 70

(2.5)

De equivalente massa dieselolie is met 97,9 ton maar 29% van de originele massa dieselolie, wat betekent dat de energie-inhoud van de scheepsge¨ıntegreerde brandstoftanks bij gebruik van LNG maar 29% bedraagt van de situatie waarin de tank gevuld wordt met diesel. Door de reductie van energie-inhoud zal het bereik afnemen en zullen de hydrografische opnemingsvaartuigen niet meer kunnen voldoen aan de gestelde eisen ten aanzien van de actieradius. Niet alleen bewijst voorgaande rekenvoorbeeld dat benedendeks opslag van LNG niet mogelijk is voor de hydrografische opnemingsvaartuigen doordat de schepen niet meer voldoen aan de gestelde eisen betreffende de actieradius. Ook is benedendeks opslag van LNG niet mogelijk voor de hydrografische opnemingsvaartuigen omdat deze één scheepsge¨ıntegreerde brandstoftank hebben, door deze tank op te offeren voor opslag van LNG blijft er onvoldoende capaciteit over voor opslag van dieselolie.

2.3.2

Opslag aan dek

Voor opslag van LNG aan dek zijn de hydrografische opnemingsvaartuigen zeer geschikt, doordat de hydrografische opnemingsvaartuigen uitgerust zijn met een twaalftal containerposities voor 20-voets containers. Op het werkdek voor is het zelfs mogelijk om met minimale aanpassingen 40-voets containers te plaatsen doordat de containerposities achter elkaar liggen. Zie figuur 2.8 voor een overzicht van de containerposities van de hydrografische opnemingsvaartuigen: de posities met een belasting van maximaal 12 ton zijn geel gemarkeerd, de posities met een belasting tot 16 ton blauw en tenslotte de posities tot maximaal 24 ton rood. Voor de keuze van een geschikte positie dient er niet alleen rekening gehouden te worden met de maximale belasting van de afzonderlijke containerposities, ook dient er rekening gehouden te worden met de totale deklast. Op het achterdek mag maximaal 24 ton geplaatst worden, op het voordek maximaal 72 ton.


13


Figuur 2.8: Overzicht van containerposities van de hydrografische opnemingsvaartuigen[17] Voor de keuze van de opslagtanks zijn verschillende opties mogelijk, eerst moet er een keuze gemaakt worden tussen het gebruik van 20-voets of 40-voets containers. Het voordeel van 20-voets containers is dat deze in principe zonder aanpassingen op het schip geplaatst kunnen worden. Bij gebruik van de 40-voets container zullen twee aansluitende containerposities aangepast moeten worden. De eigenschappen van de 20-voets en 40-voets containers zijn weergeven in tabel 2.4. Tabel 2.4: Eigenschappen van LNG containers[18] Type Inhoud [L] Massa container [kg] Massa LNG [kg] Totale massa [kg]

20’ 21000 8450 8440 16890

40’ 45000 11925 18125 30050


14

2.3. Opslag van LNG aan boord van de hydrografische opnemingsvaartuigen

Het plaatsen van een LNG container op het achterdek van de hydrografische opnemingsvaartuigen is niet mogelijk door de maximale belasting van 12 ton per containerpositie op het achterdek. Op het voordek kan zonder aanpassingen één 20-voets container geplaatst worden op de positie met een maximale last van 24 ton, ook in het container ruim zou zonder aanpassingen één 20-voets container geplaatst kunnen worden. Het wordt mogelijk geacht de 16 tons containerposities aan te passen aan een maximale belasting van 17 ton, waardoor de 20-voets containers op elke positie op het voordek te plaatsen zijn. Ook wordt het mogelijk geacht om één 40-voets container te plaatsen op twee containerposities. Gezien het feit dat de totale maximale belasting op het voordek 72 ton is, wordt het niet haalbaar geacht om meer dan één 40-voets of meer dan twee 20-voets containers te plaatsen. Twee 20-voets containers hebben een totale massa van 34 ton, wat betekend dat er voor het plaatsen van materiaal benodigd voor het uitvoeren van hydrografische opnemingswerkzaamheden 38 ton deklast beschikbaar is. Een verdere reductie van deze overgebleven deklast zal teveel beperkingen leggen op het meenemen van benodigd materiaal en daarmee beperkingen leggen op de operationele inzetbaarheid van het schip.

2.3.3

Verdamperinstallatie

Om de LNG te kunnen gebruiken als brandstof dient het verdampt te worden, waarvoor een verdamperinstallatie benodigd is. Het vermogen van de verdamperinstallatie is te berekenen door de massastroom LNG te vermenigvuldigen met de verdampingswarmte van LNG. De verdampingswarmte van LNG (∆v HLN G ) is 512 [ kJ kg ]. Met behulp van de programmeeromgeving MatLab is een programma geschreven om onder meer het vermogen van de verdamperinstallatie te berekenen. Het model zal in paragraaf 2.4.1 toegelicht worden, in bijlage A is het model opgenomen. Om ervoor te zorgen dat de verdamper in ieder geval genoeg vermogen heeft, is uitgegaan van de situatie waarin zoveel mogelijk LNG verbruikt wordt. Aangenomen is dat 80% van de warmte-invoer in de cilinders afkomstig is van LNG, er wordt op maximale vaart van 13,6 knopen gevaren en het elektrisch verbruik is 250 [kW ]. Bij deze condities is de massastroom LNG 0, 0636 [ kg s ] en het benodigde verdampervermogen 32, 54 [kW ]. Doordat de massastroom LNG afhankelijk is van de scheepssnelheid, is ook het verdampervermogen afhankelijk van de scheepssnelheid, zie figuur 2.9 voor het verdampervermogen uitgezet tegen de scheepssnelheid. Het meest gemakkelijke is om de tank uit te rusten met een elektrische verdamper. Een andere optie is om gebruik te maken van restwarmte in het koelwater van de scheepsmotoren. Met een vermogen van 32, 54 [kW ] is het benodigde verdampervermogen 0,8% van de totale warmte-input in de motoren bij een snelheid van 13,6 knopen, wat betekent dat er meer dan genoeg restwarmte aanwezig is in het koelwater om het LNG te verdampen. Voor een ombouw van een bestaand schip naar het gebruik van LNG is deze optie niet geschikt. In verband met de regelgeving voor het gebruik van LNG aan boord van schepen zal het LNG gasvorming vanaf de opslagtank naar de motoren gevoerd moeten worden, het LNG zal dus in de tank moeten verdampen. Om het verdampen van LNG mogelijk te maken met koelwater van de motoren zal dit koelwater naar de LNG opslagtank gebracht moeten worden, waar veel extra leidingwerk voor benodigd is. Door het aanbrengen van extra leidingwerk zullen de investeringskosten omhoog gaan waardoor deze optie niet geschikt wordt geacht.


15


Figuur 2.9: Verdampervermogen tegen de scheepssnelheid

2.4

Terugverdientijd van de ombouw

Er is een MatLab-programma geschreven om onder meer de terugverdientijd van de ombouw te berekenen. In deze paragraaf zal verklaard worden hoe het model tot stand gekomen is en welke aannames gedaan zijn. Tenslotte zal met het programma voor een aantal scenario’s de terugverdientijd bepaald worden.

2.4.1

Modelvorming

Om het brandstofverbruik te bepalen wordt teruggerekend vanaf het vermogen aan de as tot aan de warmte-invoer in de cilinders van de motoren, vervolgens kan de warmte-invoer gesplitst worden in warmte-invoer door LNG en warmte-invoer door diesel. Bij 100% asvermogen, 1150 [kW ] is de snelheid van het schip 13,6 knopen[19]. Aangenomen is dat de het vermogen kubisch oploopt met de snelheid, zie figuur 2.10 voor het asvermogen tegen de snelheid. Verder is aangenomen dat er in totaal 15% verlies optreedt in as, elektromotor en generator gezamenlijk. Met voorgaande aanname is het motorvermogen te berekenen, het motorvermogen is namelijk het asvermogen gedeeld door de effectiviteit van de omzetting van motorvermogen naar asvermogen. Aangezien de hydrografische opnemingsvaartuigen voorzien zijn van diesel-elektrische voortstuwing moet ook het vermogen van de overige verbruikers meegenomen worden, aangenomen wordt dat dit vermogen met een rendement van 85% omgezet wordt uit het motorvermogen. Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

16

2.4. Terugverdientijd van de ombouw

Figuur 2.10: Asvermogen tegen scheepssnelheid Uit het motorvermogen is met behulp van het motorrendement de warmte-input in de motoren te berekenen. Het motorrendement is te bepalen met behulp van het specifieke brandstofverbruik bij dieselbedrijf en de onder-verbrandingswaarde van diesel, zie formule 2.6[20]. Het specifieke brandstofverbruik van de motoren is 206, 9[ kWg h ][21]. De onder =-verbrandbrandingswaarde van diesel is 42700[ kJ kg ][20]. ηeng =

3600000 3600000 = = 0, 407 sf c · LHVdiesel 206, 9 · 42700

[−]

(2.6)

De totale warmtestroom is te berekenen door het motorvermogen te delen door het motorrendement[20]: Peng Q˙ = ηeng

[kW ]

(2.7)

Vervolgens wordt de warmtestroom gesplitst in een warmtestroom geleverd door de diesel en een warmtestroom geleverd door het LNG. De fractie van de totale warmtestroom geleverd door het LNG is instelbaar, zodat er gesimuleerd kan worden met verschillende LNG/diesel verhoudingen. Uit de twee afzonderlijke warmtestromen kunnen de massastromen bepaald worden door te delen door de onder-verbrandingswaarde, zie formule 2.8.

m ˙ =

Q˙ LHV

[

kg ] s

(2.8)

De totale massa LNG is gelimiteerd door de inhoud van de tank. Met de massastroom LNG en de totale massa LNG opgeslagen in de tank is voor elke snelheid uit te rekenen wat de afgelegde afstand en verstreken tijd is tot de tank LNG leeggevaren is.


17


Vervolgens wordt het vaarprofiel ingevoerd, zie tabel 2.5[22]. Tabel 2.5: Vaarprofiel van de hydrografische opnemingsvaartuigen Snelheid [kn] 0-4 5-9 10-12 >12

% van de tijd 15% 55% 25% 5%

Omdat het vaarprofiel van de hydrografische opnemingsvaartuigen niet scherp gedefinieerd is in het gebruiksplan zijn er een drietal vaarprofielen ingevoerd in het model. Er is een normaal vaarprofiel ingevoerd waarbij de gemiddelde snelheid per interval gebruikt is, ook zijn er een langzaam en een snel vaarprofiel ingevoerd waarbij er onder respectievelijk boven de gemiddelde snelheid gevaren wordt. Zie tabel 2.6 voor de drie verschillende vaarprofielen. Tabel 2.6: Gebruikte vaarprofielen in het model Interval Snelheid langzaam vaarprofiel [kn] Snelheid normaal vaarprofiel [kn] Snelheid snel vaarprofiel [kn] % van de tijd

0-4 1 2 3 15%

5-9 6 7 8 55%

10-12 10.5 11 11.5 25%

>12 12.5 13 13.5 5%

Uit de snelheden zoals gedefinieerd in de vaarprofielen wordt een equivalente massastroom opgesteld. De equivalente massastroom wordt opgesteld door de massastroom bijbehorend bij de verschillende snelheden af te lezen en te vermenigvuldigen met de percentages zoals weergeven in tabel 2.6. Met de equivalente massastroom en de totale massa LNG is de tijd te bepalen tot de tank LNG leeggevaren is. Uit de tijd en de gemiddelde snelheid wordt het bereik op LNG bepaald. Aan de hand van de door de gebruiker ingevoerde kostprijs van diesel en LNG wordt het prijsverschil per container bepaald. Eerst wordt de prijs van de brandstof bepaald bij gebruik van Dual-Fuel, vervolgens wordt bepaald wat de kosten waren geweest in het geval dat er enkel van diesel gebruik gemaakt zou zijn. Het verschil is de reductie in brandstofkosten per tank LNG.

2.4.2

Mogelijkheid tot hervullen

Om de investeringskosten van de ombouw terug te verdienen zal er zoveel mogelijk op LNG gevaren moeten worden. De verhouding LNG/diesel zal zo hoog mogelijk moeten liggen en er zal zo vaak mogelijk LNG geladen moeten worden.


18


In het gebruiksplan is gesteld dat de hydrografische opnemingsvaartuigen zonder bevoorrading gedurende 14 dagen op zee moeten kunnen verblijven[22]. Hoewel de hydrografische opnemingsvaartuigen elke 14 dagen bevoorraad moeten worden, is er niet elke keer de mogelijkheid om LNG te laden. Aangenomen wordt dat er in twee van de drie gevallen de mogelijkheid bestaat om LNG te laden. Betreffende de tankcapaciteit is het wenselijk om voldoende LNG aan boord te hebben om 14 dagen op Dual-Fuel bedrijf te varen. Ook is het onwenselijk als de voorraad LNG aanzienlijk veel eerder op is dan de gestelde 14 dagen. Tevens is in het gebruiksplan gesteld dat de hydrografische opnemingsvaartuigen per operationeel jaar van 365 dagen 240 dagen beschikbaar moeten zijn, ofwel 66% van het totaal aantal dagen per jaar. Uitgaande van 240 gebruiksdagen per jaar, elke 14 dagen bevoorrading en in twee van de drie maal bevoorrading van LNG zal er per jaar 11,43 maal LNG geladen kunnen worden. In paragraaf 2.3.2 zijn een drietal mogelijke container configuraties behandeld, namelijk één 20-voets container, twee 20-voets containers of één 40-voets container. Voor elke configuratie is onderzocht hoelang op Dual-Fuel bedrijf gevaren kan worden. Bij één 20-voets container is er 8840 [kg] LNG beschikbaar. Aangenomen wordt dat een verhouding van 70% LNG en 30% diesel gebruikt wordt. Bij het normale vaarprofiel en een overige elektrisch vermogen van 200 [kW] is de LNG tank leeg na 5,24 dagen en is er 949 zeemijl afgelegd. Aangezien bij één 20-voets container de voorraad LNG te snel verbruikt is, is deze configuratie niet wenselijk. Bij gebruik van twee 20-voets containers is er 17680 [kg] LNG beschikbaar, tweemaal zowel als bij één 20-voets container. Logischerwijs zal het tweemaal zo lang duren voordat de tanks leeg zijn. Met een verhouding van 70% LNG en 30% diesel, een overig elektrisch vermogen van 200 [kW] en het normale vaarprofiel zijn de containers na 10,47 dagen leeg en is er 1898 zeemijl afgelegd. Tenslotte de 40-voets container. Doordat de 40-voets container met 18125 [kg] LNG de grootste capaciteit heeft, zal het het langst duren voordat deze leeg is. Met wederom 70% LNG, een overig elektrisch vermogen van 200 [kW] en het normale vaarprofiel is deze container leeg na 11,22 dagen en is er 2033 zeemijl afgelegd. Hoewel één 40-voets container de optimale configuratie is, wordt het gebruik van twee 20voets containers niet uitgesloten. Bij gebruik van één 40-voets container staat de volledige belasting aan of stuurboordzijde of bakboorzijde aangezien het namelijk niet is mogelijk de 40-voets container in de centerlijn van het schip te plaatsen. Als gevolg hiervan zal het schip een helling krijgen, deze helling zal gecompenseerd moeten worden door de ballasttanks te gebruiken. Bij twee 20-voets containers kan de last verdeeld worden over stuurboorzijde en bakboordzijde, waardoor het schip geen helling zal krijgen.


19


2.4.3

Prijsverschil per container

Het prijsverschil per container is afhankelijk van de prijs van LNG ten opzichte van de prijs van diesel op massa-basis en de hoeveelheid LNG per container. In paragraaf 2.1.2 wordt gesteld dat de prijs van LNG tussen de 60 en 70% van HFO en tussen de 40 en 50% van MDO zal liggen. Wat de prijs van LNG zal zijn ten opzichte van de prijs die de Koninklijke Marine betaald voor F76 is niet te voorspellen. Als schatting wordt aangenomen dat de prijs van LNG tussen de 40 en 80% zal liggen van de prijs van F76. Bij het Energie Distributie Bedrijf is nagevraagd wat de prijs van F76 is, zie figuur 2.11 voor de prijsontwikkeling van F76. Voor 2014 is de prijs van F76 1,096 euro per liter. Wat overeenkomt met een prijs van 1,317 euro per kilogram.

Figuur 2.11: Prijsontwikkeling F76 De hoeveelheid LNG voor een 20-voets container is 8440[kg], voor een 40-voets container is de massa LNG 18125 [kg]. Om de equivalente massa diesel te verkrijgen moet de massa van LNG vermenigvuldigd worden met de verhouding tussen de energiedichtheden, zie formule 2.9 voor de equivalente massa diesel voor een 20-voets container en formule 2.10 voor de equivalente massa diesel voor een 40-voets container. mdiesel,20−voets = mLN G ·

49, 51 LHVLN G = 8440 · = 9786[kg] LHVdiesel 42, 70

mdiesel,40−voets = mLN G ·

LHVLN G 49, 51 = 18125 · = 21016[kg] LHVdiesel 42, 70

(2.9)

(2.10)

Vervolgens kan het prijsverschil per container uitgerekend worden, zie tabel 2.7 voor het prijsverschil per container indien de prijs van LNG 80% is ten opzichte van de prijs van diesel en tabel 2.8 indien de prijs van LNG 40% is ten opzichte van de prijs van diesel. Gebruikmakend met het in paragraaf 2.4.2 berekende aantal malen bevoorrading van LNG per jaar is het prijsverschil per jaar berekend. Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

20


Tabel 2.7: Prijsverschil indien LNG prijs 80% t.o.v. dieselprijs Eigenschap Massa LNG [kg] Equivalente massa diesel [kg] Kosten diesel [Euro] Kosten LNG [Euro] Prijsverschil per container [Euro] Prijsverschil per jaar [Euro]

20’ container 8440 9786 12888 8892 3996 45674

40’ container 18125 21016 27678 19097 8581 98080

Tabel 2.8: Prijsverschil indien LNG prijs 40% t.o.v. dieselprijs Eigenschap Massa LNG [kg] Equivalente massa diesel [kg] Kosten diesel [Euro] Kosten LNG [Euro] Prijsverschil per container [Euro] Prijsverschil per jaar [Euro]

2.4.4

20’ container 8440 9786 12888 4446 8442 96492

40’ container 18125 21016 27678 9548 18130 208226

Kosten ombouw

Om een reële schatting te verkrijgen van de kosten van de ombouw voor de hydrografische opnemingsvaartuigen is contact gelegd met PonCat, de fabrikant van de dieselgeneratorsets aan boord van de hydrografische opnemingsvaartuigen en ervaringsdeskundige op het gebied van het ombouwen van bestaande schepen naar het gebruik van Dual-Fuel. Helaas heeft PonCat geen schatting gegeven voor de kosten van de ombouw van de hydrografische opnemingsvaartuigen waardoor de kosten van de ombouw afgeschat moeten worden uit de literatuur. De kosten voor de ombouw van de hydrografische opnemingsvaartuigen zijn afgeleid van de kosten voor de ombouw van een vissersschip, zie tabel 2.9 voor de ombouwkosten van het betreffende vissersschip. Tabel 2.9: Ombouwkosten vissersschip[6] Component LNG-opslag 2 x 20-voets cryocontainer Verdamperskit + engineering Gasstraat Motoraanpassing Ombouw werf Stelpost elektrische installatie Stelpost brandveiligheid Stelpost ventilatie Totale systeemkosten

Bedrag [Euro] 180.000 160.000 30.000 180.000 100.000 20.000 10.000 20.000 700.000


21


De kosten van de motoraanpassing voor dit vissersschip betreffen de ombouw naar elektronische inspuiting, gesteld wordt dat deze kosten bespaard blijven bij motoren die reeds voorzien zijn van elektronische inspuiting[6]. Aangezien de hydrografische opnemingsvaartuigen zijn voorzien van motoren met elektronische inspuiting hoeven deze kosten niet gemaakt te worden[23]. Ook zijn de kosten bij gebruik van één 40-voets cryocontainer 50.000 euro lager dan de kosten van twee 20-voets cryocontainers[6]. In het meest gunstige geval hoeven er geen kosten gemaakt te worden voor de motoraanpassing en wordt er gebruik gemaakt van één 40-voets cryocontainer. Verder wordt aangenomen dat de overige gestelde kosten voor de ombouw van het vissersschip representatief zijn voor de kosten van de ombouw van de hydrografische opnemingsvaartuigen. De ombouwkosten voor het meest gunstige geval zijn hierbij 500.000 euro, bij gebruik van twee 20-voets containers zijn de ombouwkosten 550.000 euro. De Koninklijke Marine stelt over het algemeen echter hogere eisen dan de commerciële scheepvaart, waardoor de kosten hoger op zullen lopen. Wat deze extra kosten zullen zijn is met de beschikbare gegevens niet af te schatten. In het MatLab-programma is hiervoor rekening gehouden door de ombouwkosten instelbaar te maken. Bij het bepalen van de terugverdientijd wordt in dit onderzoek rekening gehouden met een extra kostenpost van 250.000 euro, waardoor de geschatte ombouwkosten bij gebruik van één 40-voets container 750.000 euro zullen zijn en 800.000 euro bij gebruik van twee 20-voets containers.

2.4.5

Terugverdientijd in verschillende scenario´s

Voor verschillende scenario´s is de terugverdientijd in aantal jaren tot de investeringskosten terugverdiend zijn uitgerekend. In het meest gunstige geval zijn de investeringskosten zo laag mogelijk en is de prijs van LNG zo laag mogelijk ten opzichte van de prijs van diesel. Bij gebruik van twee 20-voets containers zal de terugverdientijd langer zijn dan bij gebruik van één 40-voets container. Niet alleen zijn de investeringskosten 50.000 euro hoger, ook is de capaciteit kleiner waardoor er minder geld terugverdiend wordt per keer dat er LNG bevoorraad wordt. Zie tabel 2.10 voor de terugverdientijd in jaren bij gebruik van twee 20-voets containers. Aangenomen is een operationeel jaar van 240 dagen en 11,43 maal per jaar bevoorrading van LNG. In tabel 2.11 is de terugverdientijd weergeven bij gebruik van één 40-voets container. Interessant ook is het verschil in terugverdientijd tussen het gebruik van twee 20-voets containers en één 40-voets container, zie tabel 2.12. Tabel 2.10: Terugverdientijd in jaren bij gebruik van twee 20’ containers 2 x 20’ containers Investeringskosten

550,000 800,000

LNG prijs t.o.v. diesel 40% 80% 2,84 5,99 4,13 8,72


22

2.5. Richtlijnen opgesteld door de International Maritime Organization[24]

Tabel 2.11: Terugverdientijd in jaren bij gebruik van één 40’ container 1 x 40’ container Investeringskosten

500,000 750,000


Tabel 2.12: Verschil in terugverdientijd in jaren tussen twee 20’ containers en één 40’ container Verschil in terugverdientijd Investeringskosten

2.5

Laag Hoog


Richtlijnen opgesteld door de International Maritime Organization[24]

De International Maritime Organization heeft enkele documenten met richtlijnen opgesteld voor het gebruik van brandstof aan boord van schepen. Voor schepen niet zijnde gastransportschepen is resolutie MSC.285(86) “Interim guidelines on safety for natural gas-fuelled engine installations in ship” van toepassing.

2.5.1

Doel van de richtlijnen

Het doel van de richtlijnen is het aanbieden van criteria voor de opstelling en installatie van machines die gebruik maken van aardgas als brandstof om zorg te dragen voor een vergelijkbaar niveau van integriteit in termen van veiligheid, betrouwbaarheid en vertrouwen zoals verkregen kan worden met nieuwe en vergelijkbare apparatuur die gebruik maakt van conventionele brandstof. Om het doel te bereiken zijn er 21 functionele eisen opgesteld. De functionele eisen schrijven voor dat het aantal gasgevaarlijke ruimten tot een minimum beperkt moeten worden en hoe deze gasgevaarlijke ruimten zo veilig mogelijk gemaakt kunnen worden. Eén eis heeft grote gevolgen voor het ontwerp van schepen, namelijk eis vier. Eis vier schrijft voor dat in geval van het wegvallen van de gastoevoer de voortstuwing en energieopwekking niet uit mag vallen, of opnieuw gestart moet kunnen worden zonder gastoevoer. Voor schepen met gasmotoren betekend dit dat er extra vermogen ge¨ınstalleerd moet worden in de vorm van conventionele dieselmotoren, doordat Dual-Fuel motoren ook op diesel kunnen werken levert deze eis geen problemen op bij schepen uitgerust met Dual-Fuel motoren.


23


2.5.2

Eisen aan schip en ontwerp

Hoofdstuk twee van de resolutie bevat de eisen die gesteld worden aan schip en ontwerp. Het bevat richtlijnen over de locatie en afscheiding van gasgevaarlijke ruimtes, richtlijnen over het ontwerp van pijpleidingen, richtlijnen over de systeemconfiguratie en richtlijnen over de gastoevoer naar motoren, gasopslag, gasbunkering en ventilatiesystemen. Er worden twee verschillende configuraties voor de machinekamer voorgeschreven, namelijke de inherent veilige machinekamer en de ESD (Emergency ShutDown) beveiligde machinekamer. De inherent veilige machinekamer wordt onder alle omstandigheden gasveilig geacht, wat extra voorzieningen met zich meebrengt. De ESD beveiligde machinekamer is onder normale omstandigheden gasveilig en bij situaties waarin gevaar ontstaat moet apparatuur automatisch afschakelen. Voordeel van de inherent veilige machinekamer is dat alle apparatuur die gebruik maken van gas als brandstof zich in dezelfde ruimte mag bevinden. Bij de ESD beveiligde machinekamer moet de apparatuur over minimaal twee ruimtes verdeeld zijn. Indien de twee ruimtes aangrenzend zijn, moet de wand tussen de twee ruimtes bestand zijn tegen een explosie in één van de ruimtes. Wat betreft het transport van aardgas door het schip moeten voor beide configuraties de pijpleidingen voorzien zijn van een dubbele wand. In geval van de inherent veilige machinekamer moet de tussenruimte gevuld zijn met een inert gas met een hogere druk dan de binnenste pijpleiding, of de tussenruimte moet geventileerd worden met minstens 30 luchtwisselingen per uur.

2.5.3

Eisen aan de motoren

Hoofdstuk zes van de resolutie schrijft de eisen aan de motoren voor. Alle onderdelen in de toevoer, motor en de uitlaat van de motoren waar een mengsel van aardgas en lucht aangetroffen kan worden, moeten bestand zijn tegen explosie, of voorzien zijn van overdrukkleppen om de explosie naar een veilige locatie af te voeren. Bij Dual-Fuel motoren moet het starten en stoppen van de motor plaats vinden met enkel diesel als brandstof. In geen geval moet het mogelijk zijn gas in te spuiten zonder tegelijkertijd diesel in te spuiten. In het geval van wegvallen van gastoevoer moeten de motoren zonder onderbreking overgaan op enkel diesel brandstof. Zowel bij een normale stop van de motoren als bij een noodstop mag de gastoevoer nooit later afgesloten worden dan de toevoer van diesel. Het mag nooit mogelijk zijn de toevoer van diesel af te sluiten zonder eerst de toevoer van gas af te sluiten. Voor gasmotoren is een vergelijkbare set van eisen opgesteld. Zo moet bij het starten van de motor eerst de ontsteking geactiveerd worden en moet de motor een voldoende hoog toerental hebben voordat gas ingespoten mag worden. In het geval dat gas ingespoten wordt en de ontsteking niet gefunctioneerd heeft, moet het starten afgebroken worden en al het brandbare mengsel afgevoerd worden voordat opnieuw gestart mag worden. Zowel bij een normale stop als een noodstop moet de gastoevoer afgesloten worden voordat de ontsteking gedeactiveerd wordt.


24

2.5. Richtlijnen opgesteld door de International Maritime Organization[24]

2.5.4

Eisen aan de opslag

In paragraaf acht van hoofdstuk twee van de resolutie worden de eisen aan de opslagruimten van brandstof beschreven. De brandstof mag zowel gasvormig als Compressed Natural Gas of vloeibaar als Liquefied Natural Gas opgeslagen worden. In geval van opslag als LNG moet de opslagtank voorzien zijn van een klep om gasvormig LNG af te blazen en zo de druk te reduceren. De uitlaat van deze klep moet zich minimaal éénderde of 6 [m], welk groter is, boven werkdek en gangboord bevinden. Ook moet de uitlaat van de overdrukklep minimaal 10 [m] verwijderd zijn van luchtinlaten, doorgangen naar accommodatie en uitlaten van machines en ovens. Wat betreft de vulling van de tank mag deze nooit meer dan 95% gevuld zijn. Bij opslag aan open dek moet voor passagiersschepen de opslagtank minimaal éénvijfde van de zijkant van het schip verwijderd zijn, voor schepen anders dan passagiersschepen moet de tank minimaal 760 [mm] van de zijkant van het schip verwijderd zijn. Opslagtanks aan dek moeten voorzien zijn van een lekbak die voldoende isolatie bied om het schip te beschermen tegen afkoeling in het geval van lekkage. Bij opslag benedendeks mag de werkdruk van de opslagtank niet hoger zijn dan 10 [bar]. De ruimte waarin de opslagtank geplaatst is, moet zich gedragen als een tweede barrière in het geval van lekkage, de wanden van deze ruimte moeten bestand zijn tegen de lage temperatuur van LNG en de maximale druk van 10 [bar]. De tank moet zo dicht mogelijk bij de centerlijn van het schip geplaatst worden en mag nooit dichterbij dan 760 [mm] van de wanden van het schip geplaatst worden.


25

Hoofdstuk 3

Drukopbouw in een gesloten LNG container Om het LNG op een temperatuur van −162 [◦ C] te behouden wordt het opgeslagen in zeer goed ge¨ısoleerde containers. Deze zeer goede isolatie wordt verkregen door middel van vacu¨ um isolatie. Vacu¨ um-ge¨ısoleerde LNG containers zijn dubbelwandige containers waarbij er tussen de wanden van de container een vacu¨ um heerst. Door het vacu¨ um tussen de wanden van de container zal er geen warmteoverdracht plaats vinden door geleiding aangezien geleiding een medium nodig heeft. In de stationaire situatie zal de buitenwand van de container een temperatuur hebben gelijk aan de omgevingstemperatuur. Door het ontbreken van een temperatuurverschil tussen de buitenwand van de container en de omgeving zal er geen warmteoverdracht door convectie plaats vinden. Rest enkel straling. Straling heeft geen medium benodigd, wat betekend dat straling plaats kan vinden tussen de wanden van de tank.

3.1

Inleiding

In dit hoofdstuk wordt allereerst de theorie achter warmtestraling toegelicht, waarbij het concept van het stralingsnetwerk van essentieel belang is. Vervolgens worden de thermodynamische eigenschappen van methaan toegelicht. Aangezien de thermodynamische eigenschappen van LNG niet beschikbaar zijn is gekozen om de eigenschappen van methaan te gebruiken. Doordat LNG voor 87 tot 99% uit methaan bestaat, zullen de resultaten een representatief beeld schetsen van de werkelijke situatie. Aan de hand van de toegelichte theorie wordt een model opgesteld om de warmtestroom en de drukopbouw te modelleren. Vervolgens is het model ge¨ımplementeerd in een MatLab-programma. Met het programma zijn experimenten uitgevoerd om te onderzoeken welke factoren van invloed zijn op de drukopbouw en hoe deze drukopbouw verminderd kan worden.

3.2

Theorie

Allereerst wordt de theorie achter warmtestraling toegelicht, waarbij verschillende eigenschappen van warmtestraling verklaard worden en zal het concept van een stralingsnetwerk en stralingsschilden toegelicht worden. Tenslotte worden de thermodynamische eigenschappen van methaan behandeld.

Hoofdstuk 3. Drukopbouw in een gesloten LNG container

3.2.1

Warmtestraling[25]

Warmtestraling is een vorm van elektromagnetische straling. In vacu¨ um propageert elektromagnetische straling met de snelheid van het licht, indien er een medium aanwezig is zal deze propagatiesnelheid lager zijn. Bij aanwezigheid van een medium is de snelheid van elektromagnetische straling gelijk aan de lichtsnelheid gedeeld door de brekingsindex van het betreffende medium. Doordat de brekingsindex van lucht nagenoeg één is, zal elektromagnetische straling in lucht een snelheid hebben nagenoeg gelijk aan de lichtsnelheid. De snelheid van het licht is gelijk aan het product van frequentie en golflengte van de straling, zie formule 3.1. c=λ·f

[

m ] s

(3.1)

met: c de lichtsnelheid in [ m s] λ de golflengte in [m] f de frequentie in [s−1 ] Warmtestraling heeft een golflengtebereik van 0,1 tot 100 [µm], waarmee warmtestraling het gehele infrarode, visuele en een deel van het ultraviolet spectrum omvat, zie figuur 3.1 voor het elektromagnetisch spectrum met daarin aangegeven de verschillende banden binnen het elektromagnetisch spectrum.

Figuur 3.1: Het elektromagnetisch spectrum De propagatie van thermische straling gaat volgens discrete kwanta, waarbij elk kwantum een energie heeft afhankelijk van de golflengte, zie formule 3.2. E =h·f

[J]

(3.2)

Met h de constante van Planck met de waarde: h = 6, 625 · 10−34

[J · s]


(3.3) 28

3.2. Theorie

Een indruk van het fysische principe achter warmtestraling kan verkregen worden door elk kwantum voor te stellen als een deeltje met energie, massa en impuls. Met deze voorstelling kan warmtestraling gezien worden als een fotongas. Door toepassing van de principes van kwantumstatistische thermodynamica op het fotongas kan een uitdrukking gegeven worden voor de energiedichtheid van de straling, zie formule 3.4[25].

uλ =

8πhcλ−5 ehc/λkT − 1

[

J ] sr · m4

(3.4)

Met k de constante van Boltzmann met de waarde:

k = 1, 38066 · 10−23

[

J ] molecuul · K

(3.5)

Bij integratie van de energiedichtheid over alle golflengtes blijkt dat de totaal uitgestraalde energie proportioneel is aan de absolute temperatuur tot de vierde macht, zie formule 3.6.

Ez = σT 4

[

W ] m2

(3.6)

Waarbij Ez de uitgestraalde energie per tijds- en oppervlakte-eenheid is. Het onderschrift z geeft aan dat het een ideale, ofwel zwarte straler betreft. De constante σ is de constante van Stefan-Bolzmann met als waarde:

σ = 5, 669 · 10−8

[

W ] m2 · K 4

(3.7)

Een ideale straler wordt een zwarte straler genoemd omdat het alle warmtestraling absorbeert. De “zwartheid” van een straler is verwarrend wat betreft de werkelijke kleur van het materiaal. Sneeuw en witte verven -denk bijvoorbeeld aan radiatorverf- blijken nagenoeg zwarte stralers te zijn, hoewel het oog anders doet vermoeden.

3.2.2

Eigenschappen van stationaire warmtestraling[25]

Wanneer warmtestraling op een oppervlak valt, zal een deel gereflecteerd, een deel geabsorbeerd en een deel doorgelaten worden. De reflectie ρ is gedefin¨ıeerd als de fractie gereflecteerd, de absorptie α als de fractie geabsorbeerd en de transmissie τ als de fractie doorgelaten, zie ook formule 3.8 en figuur 3.2.

ρ+α+τ =1

(3.8)

De meeste vaste objecten laten geen thermische straling door, waardoor formule 3.8 reduceert tot formule 3.9.

ρ+α=1 Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

(3.9) 29


Aangezien zwarte stralers alle straling opnemen geldt dat de absorptie van een zwarte straler één is. Direct gevolg is dat zwarte stralers dus niet alleen geen straling doorlaten, ook zullen ze geen straling reflecteren, zie formule 3.10.

αz = 1

(3.10)

Figuur 3.2: Voorstelling van straling Bij reflectie van warmtestraling worden twee types reflectie onderscheiden, namelijk spiegelende en diffuse reflectie. Bij spiegelende reflectie wordt de straling in één richting weerkaatst, namelijk de richting waarin de hoek van reflectie gelijk is aan de hoek van inval. In het geval van diffuse reflectie wordt de straling uniform in alle richtingen weerkaatst. In werkelijkheid zijn er geen objecten die of spiegelende of diffuse reflectie veroorzaken, een gewone spiegel reflecteert spiegelend voor zichtbaar licht maar is niet spiegelend voor alle golflengtes warmtestraling.

De warmteflux van een object E is gedefinieerd als als de uitgestraalde energie van het object per tijds- en oppervlakte-eenheid. Via een gedachte experiment is de relatie tussen het uitgestraalde vermogen van een object en de materiaaleigenschappen te achterhalen. Neem aan dat er een perfect zwart omhulsel bestaat, dit omhulsel zal een warmteflux uitstralen van q˙ [W/m2 ]. Veronderstel dat er binnen dit zwarte omhulsel zich een object bevindt, zie figuur 3.3. In de evenwichtstoestand zal de temperatuur van het object binnen het omhulsel gelijk zijn aan de temperatuur van het omhulsel zelf, ook zal het object alle ontvangen warmtestraling zelf uit moeten stralen. Voor een niet-zwart object in het omhulsel is het ontvangen vermogen gelijk aan de warmteflux van het omhulsel, vermenigvuldigd met het oppervlak van het object en de absorbtie van het object, zie formule 3.11.

EA = qAα ˙

[W ]

(3.11)

Veronderstel nu dat het object binnen het omhulsel wel een ideale zwarte straler is, voor een ideale zwarte straler is de absorptie één en ontstaat de relatie zoals weergeven in formule 3.12.

Ez A = qA ˙ [W ] Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

(3.12) 30

3.2. Theorie

Bij deling van formule 3.11 op formule 3.12 ontstaat de volgende relatie: E =α Ez

(3.13)

Figuur 3.3: Gedachtenexperiment voor het afleiden van Kirchhoff ’s gelijkheid Uit formule 3.13 blijkt dat bij gelijke temperatuur de verhouding tussen het uitgestraalde vermogen van een object en het uitgestraalde vermogen van een zwarte straler gelijk is aan de absorptie van het object. Deze verhouding is gedefinieerd als de emissiviteit van het object, zie formule 3.14.

=

E Ez

(3.14)

Uit formules 3.13 en 3.14 blijkt dat de absorptie van een object gelijk is aan de emissiviteit van het object. Deze gelijkheid wordt Kirchhoff ’s gelijkheid genoemd, zie formule 3.15.

=α

(3.15)

De emissiviteit van verschillende materialen verschilt sterk. Voor gelijke materialen is de emissiviteit sterk afhankelijk van de oppervlaktegesteldheid van het materiaal. Het blijkt dat gepolijste oppervlakken een lagere emissiviteit hebben dan ongepolijste oppervlakken. Ook is de emissiviteit temperatuursafhankelijk, over het algemeen zal de emissiviteit toenemen bij toenemende temperatuur.


31


3.2.3

Stralingsnetwerk[25]

Voor het uitvoeren van evenwichts-berekeningen aan warmtestraling is het concept van het stralingsnetwerk een handzaam middel. Eerst wordt een tweetal termen gedefinieerd: G = bestraling Totaal ontvangen stralingsenergie per tijdseenheid en oppervlakte-eenheid. J = uitstraling Totaal uitgestraalde energie per tijdseenheid en oppervlakte-eenheid. Aangezien de meeste vaste objecten geen warmtestraling doorlaten zal de uitstraling bestaan uit een term voor de reflectie en een term voor de absorptie, zie formule 3.16.

J = αEz + ρG = Ez + ρG

[

W ] m2

(3.16)

Gebruikmakend van formule 3.9 kan formule 3.16 geschreven worden als:

J = Ez + (1 − )G

[

W ] m2

(3.17)

En:

G=

J − Ez 1−

[

W ] m2

(3.18)

De totale energie die het oppervlak verlaat door middel van straling is gelijk aan het verschil tussen de uitstraling en de bestraling, zie formule 3.19.

q˙ = J − G = Ez + (1 − )G − G

[

W ] m2

(3.19)

Met gebruik van formule 3.18 kan de bestraling (G) in termen van uitstraling (J) geschreven worden, waarbij formule 3.20 ontstaat voor de warmtestroom. A Q˙ = (Ez − J) 1−

[W ]

(3.20)

Of: Q˙ =

Ez − J (1 − )/A

[W ]

(3.21)

Formule 3.21 levert een handige interpretatie voor warmtestraling. De noemer in het rechterlid van formule 3.21 kan voorgesteld worden als de stralingsweerstand van een oppervlak en de teller als een stralingspotentiaal. Met gebruik van deze methode kunnen stralingsproblemen op een methode analoog aan de wet van Ohm voor elektrische netwerken opgelost worden. Zie figuur 3.4 voor de wet van Ohm (a) en het stralings-equivalent van de wet van Ohm (b). Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

32

3.2. Theorie

(a) Wet van Ohm voor elektrische netwerken

(b) Stralings-equivalent van de wet van Ohm

Figuur 3.4: Analogie met de wet van Ohm voor berekeningen aan stralingsnetwerken Gebruikmakend van deze interpretatie kan een netwerk element opgesteld worden als voorstelling van de fysische situatie bij warmtestraling op een oppervlak, zie figuur 3.5 voor zowel de fysische situatie als het netwerkelement van een oppervlakteweerstand.

(a) Fysische situatie bij warmtestraling op een oppervlak

(b) Netwerkvoorstelling van oppervlakteweerstand

Figuur 3.5: Voorstellingen van warmtestraling op een oppervlak Vervolgens wordt het netwerkmodel voor warmteoverdracht toegepast op warmteoverdracht tussen twee zwarte oppervlakken. De totale hoeveelheid straling die oppervlak één verlaat en oppervlak twee bereikt is weergeven in formule 3.22. Q˙ 1 = J1 A1 F12

[W ]

(3.22)

Waarbij F12 de straling is die door oppervlak twee wordt ontvangen als fractie van de totaal uitgestraalde straling van oppervlak één. Bij stationaire stralingsproblemen is het vinden van F12 en F21 het probleem, bij oneindig parallelle oppervlakken zijn deze echter één. Op dezelfde manier kan de hoeveelheid straling die oppervlak twee verlaat en oppervlak één bereikt opgesteld worden, zie formule 3.23. Q˙ 2 = J2 A2 F21

[W ]

(3.23)

De netto straling van oppervlak één naar oppervlak twee is: Q˙ 1−2 = J1 A1 F12 − J2 A2 F21

[W ]


(3.24) 33


Bij gelijke temperatuur zal er geen warmteoverdracht plaats vinden tussen de twee oppervlakken, ofwel Q˙ 1−2 = 0. Ook zal bij gelijke temperatuur de uitstraling van beide oppervlakken gelijk zijn, ofwel J1 = J2 . Uit het voorgaande kan geconcludeerd worden dat: A1 F12 = A2 F21

(3.25)

Waardoor geldt: Q˙ 1−2 = (J1 − J2 )A1 F12 = (J1 − J2 )A2 F21

[W ]

(3.26)

Of: J1 − J2 Q˙ 1−2 = 1/A1 F12

[W ]

(3.27)

In formule 3.27 is wederom de netwerkvoorstelling te herkennen met in de noemer de stralingsweerstand van ruimte tussen twee oppervlakken en in de teller het stralingspotentiaal. Zie figuur 3.6 voor de fysische situatie bij straling tussen twee oppervlakken en de netwerkvoorstelling van ruimteweerstand.

(a) Fysische situatie bij straling tussen twee oppervlakken

(b) Netwerkvoorstelling van ruimteweerstand

Figuur 3.6: Voorstellingen van ruimteweerstand Met behulp van de theorie van het stralingsnetwerk zijn een tweetal netwerkelementen ontwikkeld, namelijk de oppervlakteweerstand en de ruimteweerstand, zie figuur 3.7 voor het netwerkelement van oppervlakteweerstand (a) en het netwerkelement van ruimteweerstand (b).

(a) Netwerkelement van oppervlakteweerstand

(b) Netwerkelement van ruimteweerstand

Figuur 3.7: Netwerkelementen van oppervlakteweerstand (a) en ruimteweerstand (b) Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

34

3.2. Theorie

De elementen oppervlakteweerstand en ruimteteweerstand zijn de twee meeste essentiele onderdelen van de stralingsnetwerk methode. Door koppeling van deze elementen zijn uitgebreide stralingsproblemen op te lossen. Om bijvoorbeeld een netwerk op te stellen voor twee oppervlakken die enkel met elkaar warmte uitwisselen door straling dient aan weerszijden van het ruimteweerstand-element een oppervlakteweerstand element gekoppeld te worden, zie figuur 3.8.

Figuur 3.8: Netwerk voor twee oppervlakken die warmte met elkaar uitwisselen door middel van straling De bijbehorende formule voor de warmtestroom is eenvoudigweg het verschil tussen de twee stralingspotentialen Ez1 en Ez2 gedeeld door de som van de weerstanden, zie formule 3.28. Q˙ =

3.2.4

Ez1 − Ez2 (1 − 1 )/1 A1 + 1/A1 F12 + (1 − 2 )/2 A2

[W ]

(3.28)

Stralingsschilden[25]

Om de warmtestroom tussen twee oppervlakken te reduceren kan er gebruik gemaakt worden van zeer reflectief materiaal, ofwel materiaal met een zeer kleine emissiviteit. Een andere methode om de warmtestroom tussen twee oppervlakken te reduceren is door tussen de twee oppervlakken een stralingsschild te plaatsen, een veel gebruikt materiaal hiervoor is gepolijst aluminium. Door het plaatsen van stralingsschilden neemt bij gelijkblijvende stralingspotentiaal de stralingsweerstand toe, waardoor de warmtestroom omlaag gaat, zie figuur 3.9.

(a)

(b)

Figuur 3.9: Stationaire straling tussen twee oppervlakken zonder (a) en met stralingsschild (b)


35


Aangezien in de stationaire toestand de warmtestroom constant is, moet de warmtestroom tussen plaat één en het schild gelijk zijn aan de warmtestroom tussen het schild en plaat twee, zie formule 3.29 en formule 3.30. De stralingsschilden worden behandeld als oneindige parallelle oppervlakken, wat inhoud dat alle oppervlaktes gelijk zijn (A1 = A2 ) en dat alle straling die een oppervlak verlaat aankomt bij het volgende oppervlak (F12 = 1). q˙1−3 = q˙3−2 = q˙

q˙ =

[

W ] m2

(3.29)

σ(T14 − T34 ) σ(T34 − T24 ) = 1 − 1 /1 + 1 − 3 /3 − 1 1 − 3 /3 + 1 − 2 /2 − 1

[

W ] m2

(3.30)

Probleem is dat de temperatuur van het stralingsschild (T3 ) onbekend is. Bij gelijke emissiviteit van alle drie de oppervlakken is de temperatuur van het stralingsschild gemakkelijk te achterhalen, namelijk: 1 T34 = (T14 + T24 ) 2 En de bijbehorende warmteoverdracht:

q˙ =

1 4 2 σ(T1

+ T24 ) 1 − / + 1 − / − 1

[

(3.31)

W ] m2

(3.32)

Uit formule 3.32 wordt duidelijk dat de warmteoverdracht bij toepassing van één stralingsschild gehalveerd wordt, echter geldt dit alleen bij gelijke emissiviteit voor alle oppervlakken. Om een relatie af te leiden voor het geval van ongelijke emissiviteit moet er gekeken worden naar het stralingsnetwerk van twee parallelle oppervlakken gescheiden door een stralingsschild, zie figuur 3.10. Om het netwerkmodel op te stellen is het netwerkmodel van twee parallelle oppervlakken uitgebreid met twee oppervlakteweerstanden en één leegteweerstand, twee oppervlakteweerstanden omdat het stralingsschild straling ontvangt van zowel oppervlak één als oppervlak twee.

Figuur 3.10: Netwerkmodel voor straling tussen twee oppervlakken gescheiden door een stralingsschild Wederom is de warmteflux eenvoudigweg op te stellen door het stralingspotentiaalverschil te delen door de som van de stralingsweerstanden, zie formule 3.33. q˙ =

Ez1 − Ez2 (1 − 1 )/1 + 1 + 2 · (1 − 3 )/3 + 1 + (1 − 2 )/2

[

W ] m2


(3.33) 36

3.2. Theorie

Door gebruik te maken van het concept van het stralingsnetwerk is het mogelijk om problemen met meerdere stralingsschilden op eenvoudige wijze op te lossen. Duidelijk is dat het stralingspotentiaal enkel afhankelijk is van de temperatuur van de buitenwand en de binnenwand. Ook duidelijk is dat bij gebruik van meerdere stralingsschilden de stralingsweerstand per schild telkens met dezelfde hoeveelheid toeneemt, namelijk met twee oppervlakteweerstanden en één leegteweerstand. Bij gelijke emissiviteit van de gebruikte materialen is een relatie af te leiden tussen de warmteflux met en zonder stralingsschilden. Bij gebruik van n stralingsschilden zijn er 2n oppervlakteweerstanden voor de stralingsschilden en een tweetal oppervlakteweerstanden voor de binnenwand en buitenwand, in totaal dus 2n + 2 oppervlakteweerstanden. Per stralingschild wordt er ook één ruimteweerstand toegevoegd. Zonder gebruik van stralingsschilden is er al één ruimteweerstand aanwezig dus het totaal van ruimteweerstanden is n + 1. De weerstand van een oppervlakte is 1− , de weerstand van een ruimte is 1, zie formule 3.34 voor de warmteweerstand bij gebruik van n stralingsschilden. 1− 2 + (n + 1)(1) = (n + 1)( − 1) De weerstand zonder stralingschilden is: R(n schilden) = (2n + 2)

(3.34)

1− 2 )+1= −1 (3.35) Bij deling van de stralingsweerstand met stralingsweerstand 3.34 op de stralingsweerstand 3.35 ontstaat de genormaliseerde stralingsweerstand. Duidelijk is dat bij gebruik van stralingsschilden de stralingsweerstand n + 1 maal groter wordt, zie figuur 3.11a. Aangezien de warmteflux berekend wordt door te delen door de stralingsweerstand ontstaat voor de warmteflux de relatie zoals weergeven in formule 3.36, zie ook figuur 3.11b. R(n = 0) = 2(

q˙met schilden =

1 q˙zonder schilden n+1

(a) Genormaliseerde stralingsweerstand uitgezet tegen het aantal stralingsschilden

(3.36)

(b) Genormaliseerde warmtestroom uitgezet tegen het aantal stralingsschilden

Figuur 3.11: Stralingsweerstand en warmtestroom tegen het aantal stralingsschilden Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

37


3.2.5

Thermodynamische eigenschappen van methaan

In de afgesloten tank bevindt zich methaan in het twee-fasen gebied. In het twee-fasen gebied ligt de toestand van het methaan vast met enkel de druk of de temperatuur. Als gevolg van de warmtestroom zal er vloeibaar methaan verdampen, door het verdampen van het vloeibare methaan zal de druk in de tank toenemen. Door het toenemen van de druk zal ook de temperatuur van het methaan toenemen, en wel volgens de dampdruk curve, zie figuur 3.12 [26]. In eerste instantie is de druk in de tank één atmosfeer, ofwel 1, 01325 [bar]. Gelijktijdig met de toename van de druk zal de temperatuur van het methaan toenemen.

Figuur 3.12: Dampdrukcurve van methaan J De warmtecapaciteit bij constant volume van vloeibaar methaan is 33, 4 [ mol·K ] bij een temperatuur van 100 [K] en een druk van 1 [bar][27]. De warmtecapaciteit bij constant volume van verzadigd gasvormig methaan ligt, afhankelijk van druk en temperatuur tussen de 25, 2 J en 27, 9 [ mol·K ][27]. Doordat de warmtecapaciteit van vloeibaar methaan groter is dan de warmtecapaciteit van gasvormig methaan zal het vloeibare methaan per kilomol meer warmte opnemen dan het gasvormige methaan.


38

3.3. Model

Een ander aspect waardoor het vloeibare methaan meer warmte op zal nemen dan het gasvorige methaan is doordat er veel meer van aanwezig is in de tank. Doordat de dichtheid van vloeibaar methaan een factor 600 keer groter is dan de dichtheid van gasvormig methaan, zal het vloeibare methaan per volume eenheid vele malen meer warmte opnemen dan het gasvormige methaan. Om veel warmte op te kunnen nemen in een afgesloten tank methaan zal er dus een groot volume vloeibaar methaan aanwezig moeten zijn, ofwel de tank moet zo vol mogelijk zijn om zoveel mogelijk warmte op te kunnen nemen.

3.3

Model

In deze paragraaf wordt eerst de probleemvorming van opwarmende LNG in een gesloten container behandeld en uitgewerkt hoe dit gestelde probleem op te lossen is. Vervolgens wordt de oplossing gemodelleerd met een programma in MatLab.

3.3.1

Probleemvorming

Als gevolg van de warmtestroom naar de tank zal er vloeibaar methaan verdampen, waardoor de temperatuur en druk in de tank oplopen. Doordat in de initiële toestand de druk, temperatuur, de massa vloeibaar methaan en de massa gasvormig methaan bekend is, is de energieinhoud in de initiële toestand te bepalen. Ook bekend is de warmtestroom en het volume van de tank. Aangenomen wordt dat de temperatuur in de tank constant is over een periode van één uur, waardoor de warmtestroom per uur gesommeerd kan worden. Deze aanname zal na het ontwikkelen van het MatLab-programma gecontroleerd worden, waarna de periode eventueel aangepast kan worden. Doordat de energie-inhoud en de warmtestroom bekend is, is de energie-inhoud in de volgende toestand ook bekend. Zie figuur 3.13 voor de situatieschets.

(a) Methaan in initiële toestand

(b) Methaan in opvolgende toestand

Figuur 3.13: Situatieschets bij methaan in een afgesloten tank


39


Een viertal formules staan ten grondslag van het model. Ten eerste de inwendige energie, zie formule 3.37. U = mCH4 · (xuvap + (1 − x)uliq )

[kJ]

(3.37)

met: U de inwendige energie in [kJ] mCH4 de totale massa methaan in [kg] x het dampgehalte van methaan, zie formule 3.39 uvap de specifieke inwendige energie van verzadigd gasvormig methaan in [ kJ kg ] kJ uliq de specifieke inwendige energie van verzadigd vloeibaar methaan in [ kg ] De tweede belangrijke formule is de berekening van het totale volume van het methaan, zie formule 3.38. V = mCH4 · (xνvap + (1 − x)νliq )

(3.38)

met: V het volume van de opslagtank in m3 3 νvap het specifieke volume van verzadigd gasvormig methaan in [ m kg ] 3

νliq het specifieke volume van verzadigd vloeibaar methaan in [ m kg ] De derde formule is de bepaling van het dampgehalte van het methaan in het twee-fasen gebied, zie formule 3.39.

x=

mvap mvap + mliq

(3.39)

met: mvap de massa verzadigd gasvormig methaan in [kg] mliq de massa verzadigd vloeibaar methaan in [kg]

Tenslotte de energievergelijking. Doordat de inwendige energie in de initiële toestand en de warmtestroom bekend is, is de inwendige energie in de volgende toestand bekend. U2 = U1 + Q ⇒ mCH4 · (x2 uvap2 + (1 − x2 )uliq2 ) = mCH4 · (x1 uvap1 + (1 − x1 )uliq1 ) + Q (3.40) De temperatuur ligt echter nog niet vast, aangezien het dampgehalte nog onbekend is. Uit de energievergelijking wordt het dampgehalte opgelost, zie onderstaande formules. Aangezien de totale massa methaan constant is, wordt er over gegaan op specifieke inwendige energie en specifieke warmtetoevoer.

u2 =

U2 = u1 + q ⇒ x2 uvap2 + (1 − x2 )uliq2 = x1 uvap1 + (1 − x1 )uliq1 + q mCH4


(3.41) 40

3.3. Model

Vervolgens kan het dampgehalte uitgedrukt worden in termen van specifieke energie, zie formules 3.42, 3.43 en 3.44: x2 uvap2 + (1 − x2 )uliq2 = x2 uvap2 + uliq2 − x2 uliq2 = u1 + q

(3.42)

x2 · (uvap2 − uliq2 ) = u1 + q − uliq2

(3.43)

x2 =

u1 + q − uliq2 uvap2 − uliq2

(3.44)

Met formule 3.44 is het dampgehalte in toestand twee impliciet uitgedrukt in de temperatuur, uvap2 en uliq2 zijn namelijk onbekend en afhankelijk van de temperatuur. Door de gevonden formule voor het dampgehalte (formule 3.44) in te vullen in de formule voor het volume (formule 3.38) ontstaat een formule voor het volume, als functie van de temperatuur, zie formule 3.45. V = mCH4 ·


νvap2 + (1 −


νliq2 )

[m3 ]

(3.45)

Aangezien het volume bekend en constant is, is de enige onbekende in vergelijking 3.45 de temperatuur en is het probleem oplosbaar.

3.3.2

Implementatie in MatLab

De vergelijkingen van het in de vorige paragraaf beschreven probleem zijn ge¨ımplementeerd een MatLab-programma. De implementatie van het programma is opgenomen in bijlage B. In deze paragraaf wordt behandeld hoe het programma tot stand is gekomen en welke aannames zijn gedaan.

Instellingen Allereerst heeft het programma een aantal instellingen, zie onderstaande lijst. 1 2 3 4

5

6 7 8 9

%% Configurations temperature = 20; % [deg] Environmental temperature container = '40ft'; % Selection of container: 20ft or 40ft paint = 'normal'; % Selection of paint: 'normal' or ... 'aluminium' material = 'aluminium'; % Selection of shield material: ... aluminium, copper, silver or gold initial pres = 1.01325; % [bar] Initial pressure inside tank max pres = 8; % [bar] Maximum pressure inside tank number shields = 1; % [−] Number of radiation shields filling perc = 70; % [%] Filling percentage


41


Met de instelling temperature kan de omgevingstemperatuur ingesteld worden, de omgevingstemperatuur bepaald samen met de temperatuur in de tank het stralingspotentiaalverschil. De instelling container bepaalt het type container waarmee gerekend wordt, met een 20-voets (6 [m]) LNG ISO container of een 40-voets (12 [m]) LNG ISO container. Vervolgens kan met de optie paint gekozen worden voor standaard witte verf of voor aluminium verf met een lagere emissiviteit. Met de instelling material kan het materiaal van de stralingsschilden gekozen worden. Er kan in volgorde van afnemende emissivitieit gekozen worden voor aluminium, koper, zilver of gouden stralingsschilden. De instelling initial pres staat voor de initiële druk, deze instelling is van belang als de LNG niet gebunkerd kan worden, maar in een afgesloten container via wegtransport aangevoerd moet worden en de druk oploopt tijdens het transport. Met de instelling max pres kan de maximale druk van de container ingesteld worden. De meest gangbare maximale druk is 8 [bar], wel kan onderzocht worden wat het effect is als deze maximale druk verhoogd zou worden. De instelling number shields staat voor het aantal stralingsschilden waarmee gerekend wordt, met meer schilden is de stralingsweerstand hoger en de warmtestroom lager. Tenslotte kan er met de instelling filling perc ingesteld worden welk percentage van het totale volume van de tank gevuld is met vloeibaar methaan.

Thermodynamische eigenschappen van methaan Nadat alle configuratieparameters ingelezen zijn volgt een tabel met de thermodynamische eigenschappen van methaan in het gebied van −165 [◦ C] tot −116 [◦ C]. Met stappen van één graad celcius worden onderstaande eigenschappen weergeven. De eigenschappen zijn uitgelezen uit de calculator op de website http://www.peacesoftware.de/einigewerte/ methan_e.html. De beheerder van de website heeft de eigenschappen overgenomen uit de VDI-W¨ armteatlas. • Temperatuur in [◦ C] • Druk in [bar] kg • Dichtheid vloeistof in [ m 3] kg • Dichtheid gas in [ m 3]

• Enthalpie vloeistof in [ kJ kg ] • Enthalpie gas in [ kJ kg ] Vervolgens moeten er een aantal bewerkingen worden uitgevoerd op de data. Eerst wordt de temperatuur omgerekend van graden Celcius naar Kelvin. Vervolgens worden de dichtheden omgerekend naar specifiek volume. Tenslotte wordt de enthalpie omgerekend naar inwendige energie aangezien er gerekend wordt met methaan in een afgesloten container. Enthalpie kan omgerekend worden naar inwendige energie volgens formule 3.46[28].


42

3.3. Model

u=h−

p·ν 1000

[

kJ ] kg

(3.46)

Met: u de enthalpie in [ kJ kg ] h de inwendige energie in [ kJ kg ] p de druk in [P a] 3 ν het specifieke volume in [ m kg ]

Container eigenschappen De volgende stap is het bepalen van de eigenschappen van de container. Aangezien de containers volgens ISO normen geconstrueerd moeten worden, liggen de maten vast. Het volume van de 40-voets container is 45 [m3 ], het volume van de 20-voets container is 21 [m3 ]. De diameter van beide containers is 2, 438 [m]. Voor het oppervlak van de tank wordt de tank benaderd als een aan beide zijden afgesloten cilinder. Er wordt aangenomen dat het oppervlakte aan de binnenzijde van de tank gelijk is aan het oppervlakte aan de buitenzijde van de tank, met andere woorden: de wanddikte wordt verwaarloosd. Emissiviteit De volgende stap is het bepalen van de emissiviteiten. De binnenkant van de tank is vervaardigd van gepolijst roestvast staal met een emissiviteit van 0,074. Vervolgens de emissiviteit van de verf aan de buitenzijde van de tank, met normale verf is deze 0,906 en met aluminium verf is de emissiviteit 0,52. De laatste stap is het bepalen van de emissiviteit van de stralingsschilden. Gepolijst aluminium heeft een emissiviteit van 0,039; gepolijst koper heeft een emissiviteit van 0,023; gepolijst zilver heeft een emissiviteit van 0,02 en tenslotte heeft gepolijst goud een emissiviteit van 0,018. Alle waarden voor emissiviteit zijn overgenomen uit bijlage A-10 van het boek Heat Transfer, door J.P. Holman[25]. Initi¨ ele toestand Vervolgens worden voor de initiële toestand de volumes, massa´s, het dampgehalte, de inwendige energie en de temperatuur bepaald. Aan de hand van het vullingspercentage en het volume van de tank wordt het volume van zowel het gasvormige als het vloeibare methaan bepaald. Doordat de druk in de initiële toestand bekend is, is ook de temperatuur, het specifieke volume van zowel het gasvormige als het vloeibare methaan en de specifieke inwendige energie van zowel het gasvormige als vloeibare methaan bekend. Met het volume en het specifieke volume wordt de massa van het gasvormige en het vloeibare methaan berekend, vervolgens worden met de gevonden massa´s het dampgehalte en de totale massa methaan berekend. Tenslotte wordt de specifieke inwendige energie van het twee-fasen mengsel berekend. Opvolgende toestanden De laatste stap is het berekenen van de druk, temperatuur, dampgehalte en specifieke inwendige energie in alle opvolgende toestanden. Om de rekentijd te verkorten worden de Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

43


berekeningen niet continu uitgevoerd, maar per uur. Allereerst moet de warmtestroom berekend worden, aangezien de temperatuur in de tank niet constant is, is ook de warmtestroom niet constant. De warmtestroom wordt berekend aan de hand van de behandelde netwerkmethode. De warmtestroom per seconde wordt vermenigvuldigd met 3600 om de totale warmte per uur te verkrijgen. Vervolgens wordt met stappen van één graad het totale volume als functie van de temperatuur berekend met formule 3.45. Aangezien het volume gelijk moet zijn aan het volume van de tank is door te interpolatie de werkelijke temperatuur te achterhalen. Vervolgens worden het dampgehalte, de druk en de specifieke inwendige energie berekend en opgeslagen, waarna de berekening zich herhaalt voor het volgende uur. Uiteindelijk zal de druk gelijk zijn aan de maximaal toelaatbare druk, waarna de berekening stopt en het totaal aantal uur tot het bereiken van de maximale druk opgeslagen wordt.

3.4

Resultaten

In deze paragraaf zullen de resultaten van enkele simulaties behandeld worden. Onderzocht is hoe de vullingsgraad, het aantal stralingsschilden, de buitentemperatuur en de maximaal toelaatbare druk de bewaartijd be¨ınvloeden. Vervolgens is onderzocht of de aanname dat de temperatuur constant veronderstelt mag worden of de periode van één uur gecontroleerd en is onderzocht wat het effect van massa-afname is op de drukopbouw in de tank. In alle onderzoeken is gebruik gemaakt van één 40-voets container met normale verf. De bewaartijd is gedefinieerd als de tijd tot het bereiken van de maximale druk. Zie figuur 3.14 voor het drukverloop in de tank tegen de tijd bij een buitentemperatuur van 20 [◦ C], een initiele druk van 1, 01325 [bar], en één aluminium stralingsschild. Opvallend resultaat is dat de drukopbouw trager verloopt bij een hogere vullingsgraad. Bij een hoge vullingsgraad is er minder volume beschikbaar voor het gas, waardoor de verwachting is dat de druk sneller op zou lopen. De drukopbouw gaat echter gepaard met een toename van temperatuur. Door de grote warmtecapaciteit van het vloeibare aardgas zullen druk en temperatuur minder snel stijgen bij een gevulde tank.

Figuur 3.14: Drukopbouw in gesloten LNG container ten gevolge van warmtestroom door straling Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

44

3.4. Resultaten

3.4.1

Invloed van vullingsgraad

Om de invloed van de vullingsgraad te onderzoeken is de vullingsgraad gevariëerd tussen 1% en 95%. De buitentemperatuur is 20 [◦ C], de initiële druk is 1, 01325 [bar] en er is één stralingsschild toegepast. Zie figuur 3.15 voor de bewaartijd tegen de vullingsgraad voor verschillende stralingsschild materialen.

Figuur 3.15: Bewaartijd tegen vullingsgraad voor verschillende stralingsschild materialen Zoals eerder aangetoond neemt de bewaartijd toe bij toenemende vullingsgraad, er heerste een recht evenredige relatie tussen de vullingsgraad en de bewaartijd. Opvallend is het grote verschil in bewaartijd tussen het gebruik van een aluminium en een koperen stralingschild en het vrij kleine verschil tussen koper, zilver en goud onderling. Het voorgaande wordt verklaard doordat het verschil in emissiviteit tussen aluminium en koper groter is dan het verschil in emissiviteit tussen koper, zilver en goud onderling. Er ontstaat duidelijk geen probleem betreffende de bewaartijd voor gevulde containers. Regelgeving schrijft voor dat de tank voor maximaal 95% gevuld mag zijn, bij 95% vulling en één aluminium stralingsschild is de bewaartijd ruim 38 dagen. Problemen kunnen echter ontstaan bij bijna een bijna lege container, bij 1% vulling en één aluminium stralingsschild is de bewaartijd 3 dagen en 19 uur.


45


3.4.2

Invloed van aantal stralingsschilden

Wederom is de buitentemperatuur constant gehouden op 20[◦ C], de initiële druk op 1, 01325[bar] en in dit geval de vullingsgraad op 1%, aangezien in het onderzoek naar de invloed van de vullingsgraad duidelijk is geworden dat bij een bijna lege tank de bewaartijd het kortst is. Voor alle vier de stralingsschild materialen is onderzocht wat de invloed is van het toevoegen van extra stralingsschilden, zie figuur 3.16 voor de bewaartijd tegen het aantal stralingsschilden voor verschillende materialen.

Figuur 3.16: Bewaartijd tegen aantal stralingsschilden voor verschillende stralingsschild materialen Doordat elk extra stralingsschild een gelijke hoeveelheid stralingsweerstand toevoegt is de relatie tussen het aantal stralingsschilden recht evenredig. Opvallend is het dat één koperen stralingsschild een gelijkwaardig resultaat geeft als twee aluminium stralingsschilden, één zilveren of gouden stralingsschild geeft zelfs een beter resultaat dan twee aluminium stralingsschilden. Bij gebruik van twee aluminium stralingsschilden is de bewaartijd 6 dagen en 19 uur, bij gebruik van één koperen stralingsschild is de bewaartijd 5 dagen en 22 uur, wat betekend dat één koperen stralingsschild 87% van de bewaartijd van twee aluminium schilden bewerkstelligd. Indien er geen stralingsschilden worden toegepast is de bewaartijd slechts 20 uur, met 3 dagen en 19 uur presteert één aluminium stralingsschild al 4,55 maal beter dan geen schild. Geen gebruik maken van stralingsschilden is dan ook onwenselijk.


46

3.4. Resultaten

3.4.3

Invloed van buitentemperatuur

Hoewel de buitentemperatuur uiteraard niet te controleren is, is het zeker van belang te onderzoeken wat de relatie is tussen de buitentemperatuur en de bewaartijd. In dit onderzoek is de initiële druk 1, 01325 [bar], de vullingsgraad 1% en er is gebruik gemaakt van één stralingsschild. De buitentemperatuur is met stappen van 5 [◦ C] gevarieerd tussen −15 [◦ C] en 35 [◦ C], de uiterste temperaturen zijn overgenomen uit het gebruikspan Hydrografische Opnemingsvaartuigen[22]. Zie figuur 3.17 voor de bewaartijd tegen de buitentemperatuur voor verschillende stralingsschild materialen.

Figuur 3.17: Bewaartijd tegen buitentemperatuur voor verschillende stralingsschild materialen Opvallend is dat de bewaartijd snel afneemt indien de temperatuur oploopt vanaf −15 [◦ C], echter lijkt de afname af te vlakken voor hoge temperatuur. Voor alle materialen geldt dat de bewaartijd bij 35 [◦ C] gereduceerd is tot 48% van de bewaartijd bij −15 [◦ C]. Ten opzichte van de bewaartijd bij 20 [◦ C] is de bewaartijd bij −15 [◦ C] met 70% toegenomen, bij 35 [◦ C] is de bewaartijd echter maar 19% afgenomen ten opzichte van de bewaartijd bij 20 [◦ C]. Bij gebruik van één aluminium stralingsschild is de bewaartijd bij 35 [◦ C] 3 dagen en 8 uur, met één koperen schild is de bewaartijd 4 dagen en 19 uur, met één zilveren stralingsschild 5 dagen en 10 uur en tenslotte met één gouden stralingsschild is de bewaartijd 5 dagen en 23 uur.


47


3.4.4

Invloed van maximaal toelaatbare druk

Ook de maximaal toelaatbare druk is geen eigenschap die te veranderen is, regelgeving schrijft voor dat de druk binnen LNG containers maximaal 8 [bar] mag zijn. Voor dit onderzoek is de initiële druk wederom 1, 01325 [bar], de vullingsgraad 1% en er is gebruik gemaakt van één stralingsschild. De maximale druk is gevarieerd van 2 tot 14 [bar], zie figuur 3.18 voor de bewaartijd tegen de maximale druk.

Figuur 3.18: Bewaartijd tegen maximale druk voor verschillende stralingsschild materialen In het gebied vanaf 8 [bar] en hoger is de relatie tussen de maximale druk en de bewaartijd nagenoeg linear, om dit aantoonbaar te maken is de raaklijn in het punt 8 [bar] getekend voor alle materialen. Voor alle materialen geldt dat een toename van 8 naar 10 [bar] een 24% hogere bewaartijd tot gevolg heeft. Een reductie van maximale druk van 8 naar 6 [bar] geeft voor alle materialen een 24% lagere bewaartijd.


48

3.4. Resultaten

3.4.5

Controle van aannames

Gecontroleerd wordt of de aanname dat de temperatuur over één uur constant is correct is. Tevens wordt gecontroleerd of er geen drukopbouw plaats zal vinden indien er massa afgenomen wordt. Constante temperatuur over ´ e´ en uur In voorgaande onderzoeken is naar voren gekomen dat de bewaartijd het kortst is bij lage vullingsgraad, hoge temperatuur en één stralingsschild. Zonder stralingsschild is de bewaartijd nog korter, echter is deze situatie onwenselijk. Bij 1% vulling, een omgevingstemperatuur van 35[◦ C] en één aluminium stralingsschild is het verschil in temperatuur tussen de initiële toestand en één uur later 0,99%, wat als acceptabele afwijking wordt gezien. Zonder stralingsschild is het temperatuurverschil tussen de initiële toestand en één uur later 3%, wat als onacceptabel wordt gezien. Echter is de situatie zonder gebruik van stralingsschild een onwenselijke situatie doordat de bewaartijd zeer kort is. Effect van massa-afname Onderzocht is hoeveel massa afgenomen dient te worden om ervoor te zorgen dat er geen drukopbouw plaats vindt in de afgesloten LNG container. De warmtestroom naar de tank is het grootst bij het grootst mogelijke stralingspotentiaalverschil en de kleinst mogelijke stralingsweerstand. Het stralingspotentiaalverschil is het grootst indien het temperatuurverschil tussen de binnenzijde en buitenzijde van de tank het grootst is. De minimale temperatuur van LNG is −162[◦ C], wat overeenkomt met de initiële situatie waar de druk nog niet toegenomen is. De buitentemperatuur is maximaal 35 [◦ C]. De stralingsweerstand is het kleinst indien er geen stralingsschild geplaatst is tussen wanden van de tank. Uit het MatLab-programma volgt dat bij een buitentemperatuur van 35 [◦ C], een temperatuur van het LNG van −162 [◦ C] en geen stralingsschilden de warmtestroom naar de tank voor één 40-voets tank 3751 [W ] is. De massastroom van verdampt LNG is te berekenen door de warmtestroom te delen door de verdampingswarmte van LNG, zie formule 3.47.

m ˙ LN G =

Q˙ in 3751 = = 7, 33 · 10−3 ∆v HLN G 512 · 103

[

kg ] s

(3.47)

Door de massastroom LNG te vermenigvuldigen met de onderverbrandingswaarde van LNG is de warmtestroom naar de scheepsmotoren te bepalen, zie formule 3.48. Q˙ LN G = m ˙ LN G · LHVLN G = 7, 33 · 10−3 · 49510 = 363

[kW ]

(3.48)

Ervan uitgaande dat het LNG 70% van de totale warmtestroom naar de motoren levert wordt de totale warmtestroom naar de motoren: 100 100 Q˙ eng = Q˙ LN G · = 363 · = 519 70 70

[kW ]


(3.49) 49


Tenslotte is het motorvermogen te berekenen door de warmtestroom naar de motoren te vermenigvuldigen met het motorrendement, zie formule 3.50. Peng = Q˙ eng · ηeng = 519 · 0, 407 = 211

[kW ]

(3.50)

Het nominaal motorvermogen is 859 [kW ][21]. Met een vermogen van 211 [kW ] is het benodigde motorvermogen om voldoende LNG af te nemen 25% van het nominaal vermogen. Wanneer er minder van 25% van het nominaal vermogen gevraagd wordt, kan de motor niet op temperatuur komen wat roetvorming zal veroorzaken[20]. Aangezien de hydrografische opnemingsvaartuigen zijn voorzien van dieselelektrische voortstuwing zal er altijd minimaal één scheepsmotor vermogen leveren voor elektrisch verbruik, wat betekend dat er altijd voldoende massa afgenomen wordt om ervoor te zorgen dat de druk en de temperatuur in de LNG tank niet op zullen lopen.


50

Hoofdstuk 4

Conclusies en aanbevelingen Het blijkt technisch mogelijk te zijn om de hydrografische opnemingsvaartuigen om te bouwen naar het gebruik van LNG als scheepsbrandstof. Hoewel het niet mogelijk is om volledig op LNG te varen is een gas/diesel verhouding van 70/30 haalbaar. Groot voordeel van het gebruik van LNG is de lagere uitstoot ten opzichte van diesel, de uitstoot van stikstofoxiden kan met 90% gereduceerd worden. De uitstoot van zwaveloxiden en roet kan vrijwel volledig gereduceerd worden. Wat betreft de opslag van LNG aan boord van de hydrografische opnemingsvaartuigen is het enkel mogelijk het LNG in containers aan dek op te slaan, twee configuraties zijn mogelijk, namelijk: één 40-voets container of twee 20-voets containers. Uit vervolgonderzoek zal naar voren moeten komen welke configuratie het meest geschikt is. Om het LNG te verdampen is het het meest gemakkelijk om de containers uit te rusten met een elektrische verdamper. Ook mogelijk is het om gebruik te maken van het koelwater van de motoren echter zal dit de investeringskosten doen toenemen. Doordat LNG als brandstof goedkoper is dan dieselolie zullen de gebruikskosten omlaag gaan. Aan de hand van het gebruiksplan van de hydrografische opnemingsvaartuigen en de reductie in brandstofkosten per LNG container is bepaalt dat de gebruikskosten met één- tot twee honderdduizend euro per jaar omlaag kunnen gaan. Met de ombouwkosten tussen de 500.000 en 800.000 euro zal de ombouw zich terug verdiend hebben na twee en een half tot negen jaar. Uit het onderzoek betreffende de drukopbouw in een gesloten LNG container is naar voren gekomen dat de warmtestroom naar het LNG in de container verloopt door middel van straling. Deze warmtestroom is te verkleinen door het plaatsen van stralingsschilden tussen de wanden van de container om de stralingsweerstand te vergroten. Sterk van invloed is het materiaal van de geplaatste stralingsschilden, waarbij geldt dat hoe edeler het metaal hoe groter de stralingsweerstand. Onderzocht is hoe de vullingsgraad, het aantal stralingsschilden, de buitentemperatuur en de maximale druk van de container van invloed zijn op de bewaartijd van LNG. Het blijkt dat de bewaartijd het grootst is bij een maximaal gevulde container en recht evenredig afneemt bij afnemende vullingsgraad. Wat betreft het aantal stralingsschilden zal elk stralingsschild een gelijke hoeveelheid stralingsweerstand toevoegen, wat ervoor zorgt dat er een recht evenredige relatie heerst tussen het aantal stralingsschilden en de bewaartijd. De minimale temperatuur waarin de hydrografische opnemingsvaartuigen opereren is −15 [◦ C], ten opzichte van een temperatuur van 20 [◦ C] is de bewaartijd bij −15 [◦ C] met 70% toegenomen. Bij 35[◦ C] is de bewaartijd met 19% gereduceerd ten opzichte van de bewaartijd bij 20 [◦ C]. In het gebied rond 8 [bar] heerst er een lineaire relatie tussen de maximale druk en

Hoofdstuk 4. Conclusies en aanbevelingen

de bewaartijd. Een stijging van twee [bar] levert een 24% langere bewaartijd op, een daling van twee [bar] zal de bewaartijd met 24% doen dalen. Indien er massa afgenomen wordt dan zal de druk in de tank dalen; het blijkt geen probleem te zijn om voldoende massa af te nemen zodat de druk niet stijgt. Bij de grootst mogelijke warmtestroom zal een motorvermogen van 25% van het nominale vermogen van één van de drie scheepsmotoren voldoende zijn om het verdampte LNG af te nemen. In vervolg onderzoek zal een volledige businesscase opgezet moeten worden om de economische gevolgen van de ombouw tot in detail in kaart te brengen. In dit onderzoek zijn de ombouwkosten afgeleid uit de literatuur, wat veel onzekerheid met zich meebrengt. Ook is niet duidelijk wat de LNG prijs voor de Koninklijke Marine zal zijn. Ook zal er in kaart gebracht moeten worden wat de logistieke gevolgen zijn indien er gevaren zal worden op LNG. Er zal een bunkerstation aangelegd moeten worden, eventueel in samenwerking met de commerciële scheepvaart. Onderzocht moet worden hoe de LNG op het bunkerstation opgeslagen kan worden en hoe het aan boord van de hydrografische opnemingvaartuigen gebracht kan worden. De mogelijkheid naar bevoorrading op zee van LNG moet onderzocht worden en er moet in kaart gebracht worden in welke buitenlandse havens de mogelijkheid bestaat om LNG te laden. Tenslotte zullen de gevolgen voor de NBCD-organisatie onderzocht moeten worden. Het gebruik van LNG kan extra gevaren met zich mee brengen, zeker indien er brand aan boord ontstaat. Er zal onderzocht moeten worden hoe hiermee om gegaan moet worden en hoe de bemanning moet handelen in geval van calamiteiten.


52

Bibliografie [1] Marine Environment Protection Committee. “RESOLUTION MEPC.176(58) (Revised MARPOL Annex VI),” aangenomen op 10 oktober 2008. [2] B.Buchholz, H.Harndorf, C.Fink. “IMO Tier 3: Strategies and challenges.” Ship & Offshore, vol. 4, pp 76-79, 2010. [3] Y. Bui. “Machinery concepts and LNG for meeting IMO Tier III rules.”W¨ artsil¨ a technical journal, vol.1, pp 31-38, 2011. [4] Groupe International des Importateurs de Gaz Naturel Liquéfié. “Basic properties of LNG.” Internet: http://www.giignl.org/sites/default/files/PUBLIC_ AREA/About_LNG/4_LNG_Basics/090801publique_lngbasics_lng_1_-_basic_ properties_7.2.09_aacomments.pdf, [Jan.15,2014]. [5] Matheson Gas Products. “Lower and Upper Explosive Limits for Flammable Gases and Vapors (LEL/UEL).” Internet: http://www.mathesongas.com/pdfs/products/ Lower-(LEL)-&-Upper-(UEL)-Explosive-Limits-.pdf, [Jan.15,2014]. [6] P. ’t Hart. Haalbaarheidsstudie Boomkorvissen op aardgas. Utrecht, 2009. [7] R. Hoogma. “LNG als scheepsbrandstof: ervaringen en perspectieven uit Noorwegen.” Internet:http://wikimobi.nl/wiki/images/4/4b/LNG_als_scheepsbrandstof. _Ervaringen_en_perspectieven_uit_Noorwegen,_juli_2009.pdf, Jun.2009 [Jan.16,2014] [8] L.P. Blikom. “Which marine fuel do you want to be cheapest?” Internet:http:// blogs.dnv.com/lng/2012/08/which-marine-fuel-do-you-want-to-be-cheapest/, Aug.14,2012 [Jan.12,2014]. [9] P.M. Einang. “Gas fuelled ships Norwegian experience.” Internet:http://helios-fp7.eu/helioswp/wp-content/uploads/2013/11/ The-Background-for-Norways-Forefront-Position-in-Gas-fuelled-Engine-Propulsion-at-Sea. pdf, Nov. 2013 [Jan.21, 2014] [10] Pon-Cat. “LNG als brandstof.” Internet:http://www.pon-cat.com/power/nl/over/ sustainability-and-innovation/lng, [Jan.21, 2014] [11] “Eerste binnevaartschip op aardgas.” Internet:http://www.schuttevaer.nl/nieuws/ techniek/nid11433-eerste-binnenvaartschip-op-aardgas.html, Jul.1, 2009 [Jan.21, 2014]

BIBLIOGRAFIE

[12] D. Sternsen. “Gas Fuelled Ships.” Internet:http://www.sintef.no/project/ Trondheim_GTS/Seminar%20Series/dstenersen_pres.pdf, Sep.28, 2011 [Jan.21, 2014] [13] Pon-Cat. “Eerste Dual Fuel schip.” Internet:http://www.pon-cat.com/power/nl/ over/sustainability-and-innovation/lng/first-inland-barge-on-dual-fuel, [Jan.21, 2014] [14] Wärtsil¨ a . “W¨ artsil¨ a 20DF main technical data.” Internet:https://www. google.nl/url?sa=t&rct=j&q=&esrc=s&source=web&cd=2&cad=rja&ved= 0CDgQFjAB&url=http%3A%2F%2Fwww.wartsila.com%2Ffile%2FWartsila% 2Ffi%2F1278529589902a1267106724867-wartsila-o-e-w-20df.pdf&ei= -nPfUryHPOup0AWipYDIDw&usg=AFQjCNG5XDBm4iHLnc8KiseHELLHtkYHYg&sig2= TKfTsESC4gAqtFVJSBZRxQ, [Jan.22, 2014] [15] Wärtsil¨ a . “W¨ artsil¨ a 34DF product guide.” . Internet:https:// www.google.nl/url?sa=t&rct=j&q=&esrc=s&source=web&cd=1&ved= 0CDIQFjAA&url=http%3A%2F%2Fwww.wartsila.com%2Ffile%2FWartsila% 2Fsv%2F1278529594746a1267106724867-wartsila-o-e-w-34df-pg.pdf&ei= yXTfUvLfHoWX0QXgjIDIBA&usg=AFQjCNFsHfVtWXROSbfWqYumuBjL1oFdbA&sig2= VTLfdXjHeoAbHTm3WjKYJw, [Jan.22, 2014] [16] Wärtsil¨ a . “W¨ artsil¨ a 50DF product guide.” . Internet:https:// www.google.nl/url?sa=t&rct=j&q=&esrc=s&source=web&cd=1&ved= 0CDIQFjAA&url=http%3A%2F%2Fwww.wartsila.com%2Ffile%2FWartsila% 2Fen%2F1278529608815a1267106724867-wartsila-o-e-w-50df-pg.pdf&ei= KHrfUoydJebO0QXRx4HIBQ&usg=AFQjCNHYTckJn1slA79v2t4WfrOVqwl8lw&sig2= LhmWmMnBBkgZvOIdP9aaLg, [Jan.22, 2014] [17] Koninklijke Marine, Algemeen Plan Hydrografisch Opnemingsvaartuig. Versie 15 okt. 2001. [18] Cryo containers. “Cryogenic 20´LIN, LOX & LAR & 40´LNG ISO Tank Containers.” Internet:http://www.cryocontainers.sos.co.za/pdf/latest/CRYO_BROCHURE_ISO_ Bfin.pdf, [Mar.03 2014] [19] Belkoned Marine Service b.v. “Speed trial report Snellius.” , Nov. 20, 2003. [20] H. Klein Woud, D. Stapersma. Design of Propulsion and Electric Power Generation Systems. London: IMarEST, 2012. [21] PON Power b.v. “Engine Test.” , Apr. 18, 2012. [22] Koninklijke Marine, Gebruiksplan Hydrografisch Opnemingsvaartuig. Versie 4.3, 2003. [23] Caterpillar. “C32 Acert Marine Propulsion.” Internet:http://marine.cat.com/cda/ files/1377726/7/Cat%20C32%20ACERT%20Spec%20Sheet%20-%20Commercial.pdf 2007. [Mar.04 2014] [24] Maritime Safety Committee. “Resolution MSC.285(86) (adopted on 1 June 2009)”. [25] J.P. Holman. Heat transfer. McGraw-Hill, New York, 2010. Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen

54

BIBLIOGRAFIE

[26] AirLiquide. “Gas Encyclopedia” Internet:http://encyclopedia.airliquide.com/ encyclopedia.asp?LanguageID=11, [Feb. 18, 2014] [27] D.R. Lide en andere, Handbook of Chemsistry and Physics. CNC Press, 1994, pp 6-25. [28] M.J. Moran, H.N. Shapire, Fundamentals of Engineering Thermodynamics. Hoboken, NJ: John Wiley & Sons, 2010.


55

Bijlage A

Berekening van de terugverdientijd van de ombouw

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13

14 15 16 17

18 19

20 21 22

23

24 25 26 27 28 29 30 31

%% Return on investment dual−fuel conversion %%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% % author : LTZT3 R.M. Essing % % date: 28−01−2014 % % last modified : 15−03−2014 % %%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% % The program 'Return on investment dual−fuel conversion' determines the % % time until full return on investment of the conversion to Dual−Fuel for % % the Royal Netherlands Navy hydrographic survey vessels. % %%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% % INPUTvariables % perc lng : Integer [%] percentage of heat input from LNG % container : String Selection of container, 40ft, 20ft or ... 2x20ft % filling perc : Integer [%] filling percentage % P aux : Integer [kW] electric power auxilary users % cost diesel : Float [Euro/L] price of diesel % cost lng : Integer [%] cost of LNG as a fraction of ... diesel cost on mass basis % cost conv : Integer [Euro] costs of conversion % profile : String Selection of sailing profile; slow, ... normal or fast %%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% % OUTPUTvariables % cost deduction : Integer [kEuro] cost deduction per container ... of LNG % ROI : Integer [−] number of full LNG containers ... until ROI % ROI : Integer [−] number of years until ROI %%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% clc clear all close all format long %%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% %% Configurations

57

Hoofdstuk A. Berekening van de terugverdientijd van de ombouw

32

33

34 35 36 37

38 39

perc lng = 80; from LNG container = '40ft'; 20ft or 2x20ft filling perc= 95; P aux = 250; cost diesel = 1.096; cost lng = 40; diesel cost on mass basis cost conv = 0.75e6; profile = 'normal'; slow, normal or fast

% [%] percentage of heat input ... % Selection of container, 40ft, ... % % % %

[%] filling percentage [kW] electric power auxilary users [Euro/L] price of diesel [%} cost of LNG as a fraction of ...

% [Euro] costs of conversion % Selection of sailing profile; ...

40 41 42 43 44

%% Cubic shaft power curve % Power and speed from speed trials vs trial = 13.6; Ps trial = 1150;

% [kn] ship speed % [kW] shaft power

% Fit cubic curve c = Ps trial/vs trialˆ3; vs = 0:0.01:vs trial; Ps = c*vs.ˆ3;

% constant for fitting cubic curve % [kn] ship speed % [kW] shaft power

%% Fuel data lhv lng = rho lng = Hevap lng =

% [kJ/kg] lower heat value of LNG % [kg/mˆ3] density of LNG % [kJ/kg] Heat of evaporation of LNG

45 46 47 48 49 50 51 52 53 54

49510; 0.4250*1000; 512;

55 56

57

lhv diesel = 42700; diesel fuel rho diesel = 0.832*1000;

% [kJ/kg] lower heat value of ... % [kg/mˆ3] density of diesel fuel

58 59 60

61 62

63

%% Engine data sfc = 206.9; % [g/kWh] specific fuel ... consumption, from engine test data eta s = 0.85; % [−] shaft efficiency eta aux = 0.85; % [−] efficiency of power ... conversion to auxilary power eta eng = 3600000/(sfc*lhv diesel); % [−] engine efficiency

64 65 66 67

%% Brake power and heat flow Pb = Ps/eta s + P aux/eta aux; % [kW] engine brake power Q flow = Pb/eta eng; % [kW] heat flow into engine

68 69 70 71

72 73

74 75

76 77 78

%% Total volume and mass of LNG if strcmp(container,'40ft')==1 V = 45; container elseif strcmp(container,'20ft')==1 V = 21; container elseif strcmp(container,'2x20ft')==1 V = 2*21; container else % pm end

% [mˆ3] Container volume 40ft ...

% [mˆ3] Container volume 20ft ...

% [mˆ3] Container volume 2x20ft ...


58

79 80 81

V lng mass lng

= =

(filling perc/100)*V; rho lng* V lng;

% [mˆ3] volume of LNG % [kg] mass of LNG

82 83 84 85

%% Heat and mass flow of diesel and LNG Q lng = (perc lng/100)* Q flow; % [kW] heat flow from LNG Q diesel = Q flow−Q lng; % [kW] heat flow from diesel

86 87 88

m lng m diesel

= =

Q lng/lhv lng; Q diesel/lhv diesel;

% [kg/s] mass flow of LNG % [kg/s] mass flow of diesel

89 90 91 92

%% Time and distance until LNG is depleted time = (mass lng./m lng)/(3600); % [h] time until LNG is depleted distance = zeros(1, length(time)); % empty array

93 94 95

96

for i = 1:length(time) distance(i) = time(i)*(vs(i)); is depleted end

% [nm] distance covered until LNG ...

97 98 99

%% Power required for evaporation of LNG evap power = Hevap lng* m lng; % [kW] power required for ... evaporation of LNG

100 101 102 103 104 105 106 107 108 109 110 111 112 113 114 115 116 117 118 119

%% Sailing profile if strcmp(profile,'slow')==1 vs1 = 1; vs2 = 6; vs3 = 10.5; vs4 = 12.5; elseif strcmp(profile,'normal')==1 vs1 = 2; vs2 = 7; vs3 = 11; vs4 = 13; elseif strcmp(profile,'fast')==1 vs1 = 3; vs2 = 8; vs3 = 11.5; vs4 = 13.5; else % pm end

% % % %

[kn] [kn] [kn] [kn]

first speed second speed third speed fourth speed

% % % %

[kn] [kn] [kn] [kn]


% % % %

[kn] [kn] [kn] [kn]


% % % %

[−] [−] [−] [−]

120 121 122 123 124

p1 p2 p3 p4

= = = =

0.15; 0.55; 0.25; 0.05;

fraction fraction fraction fraction

of of of of

time time time time

in in in in


125 126 127

128

129

%% Equivalent mass flow using m1 = interp1(vs, m first speed m2 = interp1(vs, m second speed m3 = interp1(vs, m third speed

sailing profile lng, vs1);

% [kg/s] mass flow ...

lng, vs2);


lng, vs3);



59

Hoofdstuk A. Berekening van de terugverdientijd van de ombouw

130

m4

= interp1(vs, m lng, vs4); fourth speed


131 132

m equ = p1*m1 + p2*m2 + p3*m3 + p4*m4; Equivalent mass flow

% [kg/s] ...

133 134 135 136

137

138

139

%% Speed, range and time using sailing profile vs gem = 0.15*2 + 0.55*7 + 0.25*11 + 0.05*13; vs equ = interp1(m lng, vs, m equ); speed time equ = (mass lng/m equ)/3600; LNG depleted dist gem = vs gem * time equ; covered until LNG depleted dist equ = vs equ * time equ; covered using equivalent speed

% [kn] Average speed % [kn] Equivalent ... % [hr] Time until ... % [nm] Distance ... % [nm] Distance ...

140 141 142

143

144

145

146

147

%% Fuel cost using dual fuel cost diesel = cost diesel*1000/rho diesel; % [Euro/kg] fuel ... price on mass base cost lng = ((cost lng)/100)*cost diesel; % ... [Euro/kg] fuel price on mass base total dual = mass lng * cost lng; % [Euro] total ... cost of LNG mass diesel = ((1/(perc lng/100)−1)*(mass lng* lhv lng))/lhv diesel; % ... [kg] mass of diesel used intil LNG depleted total diesel= mass diesel * cost diesel; % [Euro] total ... cost of diesel total cost = (total dual + total diesel)/1000; % [kEuro] Total ... fuel cost

148 149 150

151

152

%% Operationg cost single fuel Q tot = mass diesel * lhv diesel + mass lng * lhv lng; % [kJ] ... total heat input mass single equ = Q tot/lhv diesel; % [kg] ... mass of diesel used total single = (mass single equ*cost diesel)/1000; % [kEuro]

153 154 155

156

157

158

%% Cost deduction and ROI number bunkering = (240/14)*(2/3); LNG bunkerin posibilities per year cost deduction = (total single−total cost) deduction per container of LNG ROI = (cost conv/1000)/cost deduction full LNG containers until ROI ROI year = ROI/number bunkering years until ROI

% [−] number of ... % [kEuro] cost ... % [−] number of ... % [−] number of ...


60

Bijlage B

Berekening van de drukopbouw in een gesloten LNG container

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

16

17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34

%% Pressure calculation in closed methane container %%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% % author : R.M. Essing % % date: 28−01−2014 % % last modified : 15−03−2014 % %%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% % The program 'Pressure calculation in closed methane container' % % calculates the holding time of methane in a closed container until the % % pressure inside the tank is equal to the maximum pressure of the % % container due to the evaporation of methane. % %%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% % INPUTvariables % temperature : Float [deg] Environmental temperature % container : String Selection of container: 20ft or 40ft % paint : String Selection of paint: 'normal' or ... 'aluminium' % material : String Selection of shield material: ... aluminium, copper, silver or gold % initial pres : Float [bar] Initial pressure inside tank % max pres : Float [bar] Maximum pressure inside tank % number shields : Integer [−] Number of radiation shields % filling perc : Integer [%] Filling percentage %%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% % OUTPUTvariables % time hours : Float [−] maximum holding time in hours % time days : Float [−] maximum holding time in days %%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% clc clear all close all format long %%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%%% %% Configurations temperature = 20; % [deg] Environmental temperature container = '40ft'; % Selection of container: 20ft or 40ft paint = 'normal'; % Selection of paint: 'normal' or ... 'aluminium'

61

Hoofdstuk B. Berekening van de drukopbouw in een gesloten LNG container

35

36 37 38 39

material = 'aluminium'; % Selection of shield material: ... aluminium, copper, silver or gold initial pres = 1.01325; % [bar] Initial pressure inside tank max pres = 8; % [bar] Maximum pressure inside tank number shields = 1; % [−] Number of radiation shields filling perc = 95; % [%] Filling percentage

40 41 42

%% Thermodynamic properties of methane % http://www.peacesoftware.de/einigewerte/methan e.html

43 44 45 46 47 48 49 50 51

methane % T % [deg] −165, −164, −163, −162, −161,

= [ p [bar] 0.75000, 0.82139, 0.89311, 0.97182, 1.0548,

Rho liq [kg/mˆ3] 427.46, 426.00, 424.56, 423.11, 421.65,

Rho vap [kg/mˆ3] 1.3785, 1.4980, 1.6177, 1.7480, 1.8847,

h liq [kJ/kg] −923.23, −919.71, −916.23, −912.75, −909.25,

h vap [kJ/kg] −406.12; −404.38; −402.67; −400.98; −399.31;

−160, −159, −158, −157, −156,

1.1457, 1.2382, 1.3405, 1.4441, 1.5579,

420.18, 418.71, 417.22, 415.74, 414.23,

2.0328, 2.1834, 2.3485, 2.5154, 2.6972,

−905.75 −902.24, −898.72, −895.20, −891.66,

−397.67; −396.04; −394.43; −392.83; −391.27;

−155, −154, −153, −152, −151,

1.6767, 1.8051, 1.9350, 2.0767, 2.2239,

412.72, 411.20, 409.67, 408.13, 406.59,

2.8862, 3.0893, 3.2944, 3.5166, 3.7468,

−888.12, −884.56, −881.00, −877.43, −873.84,

−389.72; −388.21; −386.71; −385.23; −383.78;

−150, −149, −148, −147, −146,

2.3818, 2.5432, 2.7181, 2.8947, 3.0852,

405.02, 403.45, 401.87, 400.28, 398.67,

3.9926, 4.2433, 4.5137, 4.7865, 5.0795,

−870.24, −866.64, −863.02, −859.39, −855.75,

−382.35; −380.95; −379.58; −378.22; −376.90;

−145, −144, −143, −142, −141,

3.2830, 3.4939, 3.7073, 3.9349, 4.1718,

397.06, 395.43, 393.79, 392.13, 390.47,

5.3832, 5.7060, 6.0325, 6.3799, 6.7410,

−852.10, −848.43, −844.76, −841.07, −837.36,

−375.60; −374.37; −373.10; −371.89; −370.71;

−140, −139, −138, −137, −136,

4.4229, 4.6767, 4.9459, 5.2262, 5.5218,

388.78, 387.09, 385.38, 383.66, 381.91,

7.1233, 7.5097, 7.9193, 8.3458, 8.7956,

−833.64, −829.91, −826.15, −822.39, −818.60,

−369.57; −368.45; −367.37; −366.32; −365.31;

−135, −134, −133, −132, −131,

5.8209, 6.1403, 6.4635, 6.8079, 7.1562,

380.15, 378.38, 376.60, 374.78, 372.96,

9.2510, 9.7380, 10.231, 10.757, 11.290,

−814.81, −810.99, −807.16, −803.30, −799.44,

−364.32; −363.39; −362.47; −361.62; −360.77;

−130, −129,

7.5266, 7.8995,

371.11, 369.25,

11.859, 12.432,

−795.54, −791.63,

−359.99; −359.22;

52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 81 82 83 84 85 86 87 88 89 90


62

91 92 93

−128, −127, −126,

8.2964, 8.7007, 9.1266,

367.35, 365.45, 363.51,

13.045, 13.670, 14.333,

−787.70, −783.74, −779.76,

−358.53; −357.86; −357.25;

−125, −124, −123, −122, −121,

9.5560, 10.000, 10.473, 10.959, 11.450,

361.57, 359.62, 357.59, 355.56, 353.52,

15.002, 15.698, 16.444, 17.215, 17.996,

−775.77, −771.79, −767.69, −763.60, −759.50,

−356.66; −356.13; −355.65; −355.24; −354.84;

−120, −119, −118, −117, −116, ];

11.968, 12.491, 13.041, 13.597, 14.182,

351.42, 349.32, 347.17, 345.01, 342.79,

18.829, 19.672, 20.571, 21.482, 22.453,

−755.35, −751.20, −746.99, −742.77, −738.49,

−354.54; −354.25; −354.06; −353.88; −353.81;

94 95 96 97 98 99 100 101 102 103 104 105 106 107 108

methane(:,1)

=

methane(:,1)+273.15;

% Celsius −> Kelvin

109 110 111 112 113

for i = 1:length(methane(:,1)) methane(i,3) = 1./methane(i,3); methane(i,4) = 1./methane(i,4); end

% Density −> Specific volume % Density −> Specific volume

114 115 116

117

118

for i = 1:length(methane(:,1)) methane(i,5) = methane(i,5) − 100 * methane(i,2) * methane(i,3); ... % Enthalpy −> internal energy u = h−pv methane(i,6) = methane(i,6) − 100 * methane(i,2) * methane(i,4); ... % Enthalpy −> internal energy u = h−pv end

119 120

121 122

123

124

diff = methane(1,5); internal energy for i = 1:length(methane(:,1)) methane(i,5) = methane(i,5) + −diff; value of internal energy to zero methane(i,6) = methane(i,6) + −diff; value of internal energy to zero end

% [kJ/kg] Lowest value of ...

% [kJ/kg] Setting lowest ... % [kJ/kg] Setting lowest ...

125 126 127 128

129

130

131 132 133

134

135

136

%% Container properties if strcmp(container,'40ft')==1 V = 45; container, 100% filled R = 2.438/2; container) L = 12.058; container) A = 2*pi*R*(R+L); elseif strcmp(container,'20ft')==1 V = 21; container, 100% filled R = 2.438/2; container) L = 6.058; container) A = 2*pi*R*(R+L);

% [mˆ3] Container capacity 40ft ... % [m] Radius outer liner (ISO 40ft ... % [m] Length outer liner (ISO 40ft ... % [mˆ2] Area outer liner % [mˆ3] Container capacity 20ft ... % [m] Radius outer liner (ISO 20ft ... % [m] Length outer liner (ISO 20ft ... % [mˆ2] Area outer liner


63

Hoofdstuk B. Berekening van de drukopbouw in een gesloten LNG container

137 138 139

else % pm end

140 141 142

%% Emissitivities E2 = 0.074; polished stainless steel

% [−] Emissitivity of inner liner, ...

143 144 145 146 147 148 149 150 151

% Container paint if strcmp(paint,'normal')==1; E1 = 0.906; % [−] Emissitivity normal paint elseif strcmp(paint,'aluminium')==1; E1 = 0.52; % [−] Emissitivity aluminium paint else % pm end

152 153 154 155 156 157 158 159 160 161 162 163 164

% Radiation shield material if strcmp(material,'aluminium')==1 E3 = 0.039; elseif strcmp(material,'copper')==1 E3 = 0.023; elseif strcmp(material,'silver')==1 E3 = 0.02; elseif strcmp(material,'gold')==1 E3 = 0.018; else % pm end

% [−] Emissitivity polished aluminium % [−] Emissitivity polished copper % [−] Emissitivity polished silver % [−] Emissitivity polished gold

165 166 167

%% Initial state fraction = filling perc/100;

% Percentage −> fraction

V liq V vap

% [mˆ3] Volume of liquid methane % [mˆ3] Volume of methane vapour

168 169 170

= =

V*fraction; V*(1−fraction);

171 172

173

nu liq = interp1(methane(:,2),methane(:,3),initial pres); [mˆ3/kg] Specific volume of liquid methane in initial state nu vap = interp1(methane(:,2),methane(:,4),initial pres); [mˆ3/kg] Specific volume of methane vapour in initial state

% ... % ...

174 175

176

m vap = V vap/nu vap; in initial state m liq = V liq/nu liq; in initial state

% [kg] Mass of methane vapour ...

x init = m vap/(m vap+m liq); mixture in initial state

% [−] Quality of methane ...

% [kg] Mass of liquid methane ...

177 178

179 180

u

= x init *interp1(methane(:,2),methane(:,6),initial pres) + ... (1−x init)*interp1(methane(:,2),methane(:,5),initial pres); % [kJ] ... Initial internal energy

Tin

= interp1(methane(:,2),methane(:,1),initial pres); Inner temperature

181 182

% [K] ...

183 184

x(1)

=

x init;

% [−] Vector containing qualities


64

185

186

187

u(1) = u; specific internal energies T(1) = Tin; temperatures p(1) = initial pres; pressures

% [kJ/kg] Vector containing ... % [K] Vector containing inner ... % [bar] Vector containing ...

188 189 190 191 192

193

%% Contants m CH4 = m vap+m liq; % [kg] Total mass of methane Tout = temperature+273.15; % [K] Outer temperature R = ((1−E1)/E1 + (1−E2)/E2 +1) + number shields*(2*((1−E3)/E3)+1); ... % Heat resistance S = 5.669e−8; % [W/mˆ2*Kˆ4] Stefan−Bolzman ... constant

194 195 196

197

%% Subsequent states x temp = zeros(1, length(methane(:,1))); % Vector used for temporary ... storing of qualities V temp = zeros(1, length(methane(:,1))); % Vector used for temporary ... storing of vapour volumes

198 199 200

201 202 203 204 205 206 207

for i = 1:50000; if p(i) ≥ max pres; exceeds maximum pressure break else pot(i) = S*(Toutˆ4−T(i)ˆ4); Q A(i) = pot(i)./R; Q(i) = Q A(i).*A; Q(i) = Q(i)*3600; q(i) = (Q(i)/m CH4)/1000;

% Stop calculation if pressure ...

% % % % %

[W/mˆ2] Total heat potential [W/mˆ2] Heat flux per unit area [W] Total heat flux [J] Total heat input per hour [kJ/kg] Specific heat input

208

for j = 1: length(methane(:,1)) % Calulate quality and volume ... for each temperature x temp(j) = ... (u(i)+q(i)−methane(j,5))./(methane(j,6)−methane(j,5)); ... % Vector containing qualities V temp(j) = ... m CH4 *(x temp(j)*methane(j,4)+(1−x temp(j))*methane(j,3)); ... % Vector containing total volumes end

209

210

211

212 213

x(i+1) = interp1(V temp,x temp,V); T(i+1) = interp1(V temp, methane(:,1),V); each hour p(i+1) = interp1(V temp, methane(:,2),V); u(i+1) = u(i)+q(i); after each hour

214 215

216 217

end holding time = i; until maximum pressure is reached

218 219

220

% Quality after each hour % Temperature after ... % Pressure after each hour % Internal energy ...

% Number of hours ...

end

221 222 223

224

%% Maximum holding time time hours = holding time(end) hours time days = time hours/24

% [−] maximum holding time in ... % [−] maximum holding time in days


65

Liquified Natural Gas als brandstof voor de Hydrografische Opnemingsvaartuigen. LTZT3 R.M. Essing

Recommend Documents