21萬t雙燃料散貨船軸帶發電機容量研究

嚴 昆

（新世紀船舶設計研發（上海）有限公司，上海 201203）

0 引 言

21 萬t散貨船是運輸鐵礦石的主力船型，目前航運業對其新造船的環保要求很高，出于降低氮氧化合物和硫氧化合物排放考慮，此類新造船的燃料采用燃油與天然氣組合的方式（以下簡稱雙燃料）。為減少柴油發電機油耗和維修工作量，軸帶發電機可作為船舶電站的主要選擇之一。國際海事組織（International Maritime Organization，IMO）對新造船提出了船舶能效設計指數（Energy Efficiency Design Index，EEDI）的要求，并分3 個階段實施，軸帶發電機（以下簡稱軸發）使用主機富余功率可有效降低EEDI數值，近年來大型散貨船采用軸發作為電站的情況開始增多。船舶電站容量計算是電氣設計中最重要的一項基礎工作，直接影響到船舶的安全性、運行的經濟指標和電氣設備成本。正確選擇雙燃料船舶的軸發容量至關重要，需引起重視。本文以江蘇某船廠開發的21 萬t雙燃料散貨船為例，對其軸發容量進行研究。

1 軸發容量影響因素

該散貨船的主機和鍋爐均為雙燃料設備，比較1 000 ～1 300 kW范圍內低速軸發（含變頻器）與柴油發電機組和雙燃料發電機組的價格可知：單臺永磁軸發的價格是同功率單臺柴油發電機組的2 ～3 倍，是同容量單臺雙燃料發電機組的1.1 ～1.3 倍。綜合考慮成本和EEDI，并與船東協商，該船配置的電站為1 臺軸發和2 臺柴油發電機組。軸發在航行工況下使用，其容量需滿足船舶正常航行時負載的使用需求，軸發能與柴油發電機并車。除了供電特征以外，還需注意軸發的能量源是主機推進產生的富余功率。具體來講，在計算軸發容量時，需考慮以下因素：

1）軸發的容量能滿足船舶負載的使用需求，特別是船舶正常航行工況下電力負荷的需求。船舶電力負荷計算方法主要有需要系數法和三類負載法2 種，船舶海洋工程主要運用需要系數法，本文所述散貨船即采用該計算方法。

2）軸發的電能依靠主推進裝置轉動得到，其容量與主機轉速有關，必須考慮軸發與主機功率配合問題。由主機側機械能到主配電板側電能，中間的能量轉化存在效率損失；不同型式軸發的效率損失差異較大。

3）大型散貨船存在低速航行工況，軸發必須能提供一個經濟功率點滿足該工況下全船負載的用電需求。

2 電力負荷計算

船舶電力負荷是指不同工況下船上所有運行用電設備的負荷值，在進行完整的電力負荷計算時，需對全船全系統的設備功率進行收集并作適當計算。新開發船型完全按該方法計算不太實際，一方面設備資料不全，另一方面花費的精力過多，可采用相近船型作為基礎進行計算。本文所述21 萬t雙燃料船帶軸發項目是新船型項目，目前國內沒有已完成的同類型項目可供參考。

2.1 相近船單燃料電力負荷

在選擇相近船（單燃料船）的負荷值計算雙燃料船的電力負荷時，相近船需滿足功能相同（如都是散貨船）、載重量相近、主機選定最大持續功率點（Specified Maximum Continuous Rating，SMCR）接近等。該船廠已成功交付多艘21 萬t單燃料推進散貨船，可將這些船視為相近船，表1 為船型參數對比，相近船的主機和發電機均配有選擇性催化還原（Selective Catalytic Reduction，SCR）裝置。由表1 可知：新開發船與相近船的噸位和船型均相同；散貨船航行的負載主要與主機SMCR（Specified Maximum Continuous Rating）有關，這2 種船型的SMCR相近，可參考相近船的電力負荷值。相近船的電力負荷采用需要系數法計算，將全船用電設備分為連續負載和間斷負載，計算結果已在試航期間的無人機艙試驗中得到驗證：在正常航行工況下，全船負載的計算值與試驗測量值相比，偏差小于30 kW。表2 為相近船電力負荷。

表1 船型參數對比

表2 相近船電力負荷

相近船安裝了用于降低廢氣含硫量的開式脫硫塔，而新開發的雙燃料船采用天然氣燃料滿足環保要求。SCR工作時主機和發電機采用低硫油，不會同時用到開式脫硫塔。相近船的開式脫硫塔電力負荷（安裝功率約為380 kW，其中脫硫海水泵為1 用1 備）大于主機和發電機SCR（安裝功率約為28 kW），故在計算時僅選取電力負荷較大的脫硫塔。

2.2 燃氣電力負荷和燃油電力負荷

軸發的功率會影響到主機推進功率，電力負荷計算需盡可能準確。研究雙燃料船的電力負荷，分為燃油和燃氣2 種模式。為簡化電力負荷分析，燃氣模式為主機和鍋爐均燃燒天然氣（不考慮燃油與燃氣混合的模式）。燃氣模式的重要負載是供氣系統，根椐設備商提供的信息，供氣系統的安裝功率為640 kW，比脫硫塔的功率大260 kW，但電力負荷不能如此簡單增加，需考慮實際使用系數，以及供氣系統的設備原理和使用情況。除了考慮運行中備用泵不用計算以外，還需重點關注供氣系統的2 個子系統，即閃蒸氣（Boiled Off Gas，BOG）壓縮機和氮氣系統。

由于不可避免地需進行熱交換，液化天然氣（Liquefied Natural Gas，LNG）儲存罐內的液體會蒸發產生BOG。早期采用的BOG處理方式是將其放空或配備再液化裝置，現在主要將BOG 升溫升壓之后供負載使用。通過加熱器和壓縮機對BOG進行加熱加壓處理之后，將其送到低壓緩沖罐內供給發電機和鍋爐負載使用。BOG壓縮機的功率較大，考慮到蒸發氣受罐內壓力控制，并不是一直連續工作的，可計入間斷負荷。氮氣系統主要在惰艙工況下使用，或在供氣系統發生故障之后向管路中充氮起到保護作用，或在管路中的氮氣不足時充氮。正常航行工況下很少采用氮氣系統充氮，可將其計入間斷負荷，與輪機專業商議之后確定使用系數按50%計算。表3 為供氣系統在正常航行工況下的負載情況（模式列中C表示連續性負載，I為間斷性負載）。燃油模式下的負荷按相近船在IMO排放三階段下的負載計算，即用相近船電力負荷值減去脫硫塔負載并加上SCR設備負載。在燃油模式下，有部分設備不使用（包括供氣系統、雙壁管風機、主機密封油泵和氣體閥組單元風機等），此時負載功率的計算公式為

表3 供氣系統在正常航行工況下的負載情況

在燃氣模式下，主機供油單元、燃油駁運泵和鍋爐供油泵等停止運行，此時負載功率的計算公式為

式（1）和式（2）中：為燃油模式下的負載功率；為燃氣模式下的負載功率；P為每組負載的功率，分別對應后續表4 中的負載序號。

在燃氣模式下，電力負荷是在相近船的基礎上減去脫硫塔部分再加上供氣系統的負載得到的，其中機艙供油系統設備和鍋爐供油功率在燃油模式與燃氣模式下有所不同，將電力負荷機艙油類設備分為燃油和燃氣2 種模式，將鍋爐設備分為燃油和燃氣2 種模式，由此可得出電力負荷信息（見表4）。

3 軸發額定功率

根椐表4，船舶正常航行時，燃油模式下負載為849 kW，燃氣模式下負載為993 kW，軸發的容量需覆蓋燃氣模式下的負載。發電機使用負荷一般不超過90%，這樣軸發到電網側功率初步定為1 110 kW。在研發本文所述散貨船過程中，船東提出船舶正常航行工況下的負荷在85%以內，軸發在電網側的容量確定為1 200 kW。由于容量較大，軸發的電壓選擇較高的690 V。

表4 燃油模式和燃氣模式下的電力負荷

主機為低速二沖程機型，軸發將直接抱在推進軸上，主機將能量傳遞到軸上使軸發產生電能。由于該散貨船的槳為固定槳，航行時需調節主機轉速，這樣需通過變頻器獲得電壓和頻率穩定的三相交流電。除了配置變頻器以外，還考慮配置降壓變壓器，目的有2 個：

1）大部分廠家的變頻器不能直接將電壓降到450 V，需額外配置降壓變壓器；

2）有變壓器隔離可有效降低電網中諧波和消除共模電壓。

電網側的功率為1 200 kW，并不表示軸發的容量也為1 200 kW。與常規船舶電站計算不同，從軸發側發出的電能在到達電網之前還要經過變頻器和變壓器，這2 個過程存在效率損失，即軸發功率必大于1 200 kW。從發電機效率的角度看，采用低速勵磁軸發的效率較低，而采用更高效的永磁軸發可減少功率損失。表5 為國外某永磁軸發包在100%和83%負荷下的傳動效率。電網側需要的軸發輸出功率為1 200 kW，經變頻器和降壓變壓器之后總效率約為96%，需要的軸發額定功率為1 250 kW。軸發的輸出功率受限于主機，主機功率會受到內部因素和外部因素變化的影響，而這種變化必將影響軸發的輸出功率。在總體性文件中明確了設計吃水下的航速要求，通過檢查主機SMCR功率得出能提供給軸發的最大功率約為1 100 kW，此時用軸發電網側額定功率1 200 kW計算顯然不滿足要求。在與總體專業和船級社討論之后，認為計算的電力負荷值更接近于實際運行工況，需確保在航行工況下軸發從主機需求的功率小于1 100 kW。航行工況下的實際電力負荷值為993 kW，對應的軸發總效率約為93%，反推出主機側輸出功率為1 068 kW，可滿足總體對主機功率的限定。

表5 國外某永磁軸發包在100%和83%負荷下的傳動效率

4 軸發經濟功率

軸發到電網的額定功率確定為1 200 kW，得出軸發電網側功率與主機轉速關系曲線見圖1。軸發一般在70% ～100% SMCR區間內可輸出額定功率，對應的主機轉速為62.0 ～70.8 r/min，達到額定功率之后，軸發電網側功率與主機轉速關系曲線是一條水平線，不再隨著主機轉速的增大而變化；起始點設在50 r/min，

輸出450 kW的功率。考慮到實際運營過程中的節能需求，船東提出船舶經常會出現低速航行工況，要求軸發在低速時能輸出一個經濟功率，即當從主機轉速為48 r/min時，軸發的輸出功率需滿足船上負載的使用需求。查閱主機廠家手冊，當主機轉速為48 r/min時，主機負荷為30% ～35%SMCR，此時船上主要負載會有所減少，但主機低負荷運行會導致其輔助鼓風機工作。經計算，此時燃氣模式下電力負荷為1 013 kW，該工況下考慮不超過90%負荷比，需要軸發的輸出功率在1 125 kW。若仍按圖1 所示曲線，則不能滿足要求。通過調整功率曲線（見圖2），當主機轉速為48 r/min時，軸發電網側功率達到1 125 kW（軸發功率為1 210 kW），起始功率下調到450 kW（40 r/min）。再次校核發現，當主機轉速為48 r/min時，軸發輸出功率為1 210 kW，滿足主機低速運行時對軸發功率的限定。綜上，該散貨船的軸發容量參數見表6。

圖1 軸發電網側功率與主機轉速關系曲線1

圖2 軸發電網側功率與主機轉速關系曲線2

表6 21 萬t雙燃料散貨船軸發容量參數

5 結 語

在環境保護要求日趨嚴格的背景下，雙燃料將是新造船的主要選擇之一，而船舶電氣的核心是電站容量的確定，電力負荷和主機推進功率是影響軸發容量的2 個關鍵要素。在進行電力負荷計算時，需理解船舶各系統使用工況，確保計算結算盡可能準確，但不能過于復雜，否則會影響實際操作性。在選擇相近船進行差異對比時，建議結合船廠自身設備訂貨特點，能有相近船試航實測電力負荷為最佳；在評估主機的影響時，需與輪機、總體等專業協商，在保證主機推進功率和航速滿足要求的情況下，合理選擇不同工況下的軸發功率，滿足船東的實際航行需求。在該散貨船的詳細設計階段，在各項設備數據完整的情況下進行電力負荷計算，得出正常航行負載值為981 kW，與研發時計算的993 kW非常接近，軸發功率也在總體限定范圍內，得到了船級社和船東的認可。隨著船舶柴電混合動力需求的增多，結合電池系統削峰填谷的特點，可將電池系統與軸發有效組合使用，這種情況下的軸發容量的確定將是下一步研究的方向。