3. Lampiran C Spesifikasi Alat.doc.docx

LAMPIRAN C SPESIFIKASI PERALATAN

Dengan basis perhitungan 1 jam, berikut ini adalah spesifikasi peralatan proses prarancangan pabrik amonium klorida dari amoniak dan asam klorida pada kapasitas 30.000 ton/tahun. C.1. Storage Tank Asam Klorida (ST-101)

LI

ST-101

Gambar C.1.1. Skema Storage tank asam klorida (HCl) Fungsi

: Menyimpan asam klorida (HCl) 33% selama 11 hari dengan kapasitas 2.057.066,0 kg.

Tipe Tangki

: Silinder vertikal dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk Torispherical Roof

Bahan

: Stainless Steel AISI 316

Pertimbangan

: Mempunyai allowable stress cukup besar, harganya relatif murah, tahan terhadap korosi cocok untuk asam klorida

C-2

(Timmerhaus:448). Kondisi Operasi

:

Temperatur design

: 50 oC

Temperatur fluida

: 30 oC

Tekanan

: 1 atm

a.

Menentukan Temperatur dan Tekanan Penyimpanan

Siang hari, diperkirakan temperatur dinding tangki mencapai 50 oC. Prancangan akan dilakukan pada temperatur tersebut dengan tujuan untuk menjaga temperatur fluida di dalam tangki. Yaitu untuk menghindari adanya transfer panas dari dinding tangki ke fluida. Oleh karena temperatur dinding tangki pada siang hari diperkirakan mencapai 50 oC, dan apabila dinding tangki tidak dirancang sesuai kondisi tersebut, maka akan terjadi transfer panas dari dinding tangki ke fluida yang menyebabkan tekanan uap fluida semakin besar. Semakin tinggi tekanan uap, maka perancangan dinding tangki akan semakin tebal. Dimana semakin tebal dinding tangki, maka transfer panas dari dinding ke fluida akan semakin kecil, sehingga dapat diabaikan. Berikut adalah perhitungan tekanan fluida pada temperatur 50 oC. Dengan cara trial tekanan pada temperatur 50 oC, maka diperoleh hasil sebagai berikut:

C-3

Tabel C.1.1. Hasil Perhitungan Tekanan Fluida Dalam Tangki Komponen

Kg/Jam

Kmol/Jam

Xi

Pi, (atm)

Ki = Pi/P

yi = Ki . xi

HCl

2.571,33

70,45

0,20

0,02

5,088

0,995

H2O

5.220,58

290,03

0,80

0,00

0,006

0,005

Total

7.791,92

360,48

1,00

0,02

5,094

1,000

T

= 50 oC

P

= 0,004 atm

Sehingga desain tangki dilakukan pada kondisi: T

= 50 oC

P

= 1 atm + 0,004 atm = 1,004 atm = 14,77 psia

b. Menghitung densitas campuran Tabel C.1.2. Densitas Campuran Komponen

Kg/Jam

Wi

ρ (kg/m3)

wi/ρ

HCl

2571,33

0,33

948,18

3,48E-04

H2O

5220,58

0,67

1023,01

0,0006

Total

7.791,92

1

1971,19

1,00E-03

 wi wi 

Liquid

=

Liquid

= 997,04 kg/m3

=

1 1,00 x 10−3

= 62,12 lb/ft3

C-4

c.

Menghitung Kapasitas Tangki

Waktu penyimpanan asam klorida adalah 11 hari. Jumlah asam klorida yang harus disimpan dalam 11 hari sebanyak 2.057.066,0 kg. Digunakan waktu tinggal 11 hari karena faktor transportasi dan sumber bahan baku dengan lokasi pabrik. Jumlah asam klorida = 2.057.066 kg

Volume Liquid

=

=

m liquid ρ liqud 2.057.066 kg 997,04 kg/m3

= 2.063,16 m3 = 72.859,94 ft3 Tangki penyimpanan asam klorida dibuat 3 buah dengan volume yang sama yaitu:

Volume Liquid

= 687,72 m3

= 24.286,65 ft3 Over Design

= 20 %

Vtangki

= 1,2 x VLiquid

(Peter and Timmerhaus, 1991,hal. 37)

= 1,2 × 687,72 m3

C-5

= 825,3 m3 = 29.14 ft3 d. Menentukan Rasio Hs/D Vtangki

= Vshell + Vtutup = ¼ π D2 H + 0,00005 D3 + ¼ π D2 sf

Atangki

= Ashell+ Atutup = (¼ π D2 + π D H) + 0,84 D2

Keterangan : D sf

= diameter tangki, in = straight flange, in (dipilih sf = 3 in)

Berdasarkan Tabel 4-27 Ulrich 1984, dimana :

Hs <2 D

(Ulrich, 1984)

Rasio H/D yang diambil adalah rasio yang memberikan luas tangki yang paling kecil. Hasil trial rasio H/D terhadap luas tangki dapat dilihat pada Tabel C.1.3.

C-6

Tabel C.1.3. Hasil Trial Hs/D Terhadap Luas Tangki Trial

H/D

D(ft)

H(ft)

A(ft2)

Vshell, ft3

Vhead, ft3

Vsf

Vtotal

1

2,0

26,44

52,87

5.525,9

29.005,9

0,9

137,2

29.14

2

1,9

26,89

51,09

5.490,4

29.001,1

1,0

141,9

29.14

3

1,8

27,38

49,28

5.455,9

28.995,9

1,0

147,1

29.14

4

1,7

27,90

47,43

5.422,6

28.990,1

1,1

152,8

29.14

5

1,6

28,47

45,55

5.390,9

28.983,8

1,1

159,1

29.14

6

1,5

29,09

43,63

5.361,4

28.976,7

1,2

166,0

29.14

7

1,4

29,76

41,67

5.334,6

28.968,9

1,3

173,8

29.14

8

1,3

30,50

39,65

5.311,5

28.960,0

1,4

182,6

29.14

9

1,2

31,32

37,59

5.293,3

28.950,0

1,5

192,5

29.14

10

1,1

32,24

35,46

5.281,5

28.938,3

1,6

204,0

29.14

11

1,0

33,28

33,28

5.278,5

28.924,9

1,8

217,3

29.14

12

0,9

34,46

31,01

5.287,7

28.909,0

2,0

233,0

29.14

13

0,8

35,83

28,66

5.314,0

28.889,7

2,3

252,0

29.14

14

0,7

37,45

26,22

5365,1

28.866,1

2,6

275,3

29.14

Rasio H/D Optimum

Luas, A

5550

5400

5250 0.0

0.5

1.0

1.5

2.0

H/D

Rasio H/D Optimum

Gambar C.1.2. Rasio Hs/D Optimum

2.5

C-7

Terlihat bahwa rasio Hs/D yang memberikan luas tangki yang paling kecil yaitu Hs/D = 1. Maka untuk selanjutnya digunakan rasio Hs/D = 1. D

= 33,28 ft = 399,31 in = 10,14 m

Dstandar = 34 ft = 408 in H

= 33,28 ft = 399,31 in = 10,14 m

Hstandar = 34 ft = 408 in Cek rasio H/D : Hs/D

=1 = 1 (memenuhi rasio Hs/D =1)

C-8

e.

Menentukan Jumlah Courses

Lebar plat standar yang digunakan : L

= 9 ft (Appendix E, item 1, brownell and young)

Jumlah courses

=

34 ft 9 ft

= 3,78 buah = 4 buah f.

Menentukan Tinggi Cairan di dalam Tangki

Vshell

= ¼ π D2 H = ¼ π (34 ft)2. 34 ft = 30.853,64 ft3

Vdh

= 0,00005 D3 = 0,00005 . (34)3 = 1,93 ft3

Vsf

= ¼ π D2 sf = ¼ π . (34)2 . 0,25 = 226,86 ft3

Vtangki baru

= Vshell + Vdh + Vsf

C-9

= 30.853,64 ft3 + 1,93 ft3 + 226,86 ft3 = 31.082,43 ft3 Vruang kosong

= Vtangki baru - VLiquid = 31.082,43 ft3 – (72.859,94 ft3 / 3) = 6.795,78 ft3

Vshell kosong

= Vruang kosong – (Vdh + Vsf) = 6.795,78 ft3 – (1,93 ft3 + 226,86 ft3) = 6.566,99 ft3

Hshell kosong

=

=

4.Vshell kosong

 .D 2 4 x 6.566,99 ft3 3,14 x 34 2

= 7,24 ft HLiquid

= Hshell – Hshell kosong = 34 ft – 7,24 ft = 26,76 ft

g.

Menenetukan Tekanan desain

Ketebalan shell akan berbeda dari dasar tangki sampai puncak. Hal ini karena tekanan zat cair akan semakin tinggi dengan bertambahnya jarak titik dari

C-10

permukaan zat cair tersebut ke dasar tangki. Sehingga tekanan paling besar adalah tekanan paling bawah. Tekanan desain dihitung dengan persamaan : Pabs

= Poperasi + Phidrostatis

Untuk menentukan tekanan hidrostatis, jika densitas fluida lebih kecil dari densitas air, maka densitas yang digunakan adalah densitas air (Brownell & Young,1959). Maka untuk selanjutnya digunakan densitas air liquid

= 997,04 kg/m3

Phidrostatis

=

𝜌𝑐𝑎𝑚𝑝 (H−1) 144

= 62,12 lb/ft3

(Brownell & Young,1959 Pers. 3.17 hal 46)

𝑙𝑏

=

62,12 3 𝑥 (34−1) 𝑓𝑡 144

= 14,24 psi Pabs

= 14,87 psi + 14,24 psi = 29,11 psi

Tekanan desain 5 -10 % di atas tekanan kerja normal/absolut (Coulson, 1988 hal. 637). Tekanan desain yang dipilih 10 % diatasnya. Tekanan desain pada courses ke-1 (plat paling bawah) adalah: Pdesain

= 1,1 × Pabs

C-11

= 1,1 × 29,11 psi = 32,02 psi Berikut ini adalah tabel perhitungan tekanan desain untuk setiap courses : Tabel C.1.4. Tekanan Desain Masing-masing Courses Courses

H (ft)

HL (ft)

Phid (psi)

Pabsolut(psi)

Pdesain (psi)

1

34

26,76

11,54

26,42

29,06

2

25

17,76

7,66

22,53

24,79

3

16

8,76

3,78

18,65

20,52

4

7

-0,24

-0,10

14,77

16,25

h. Menentukan Tebal dan Panjang Shell Tebal Shell Untuk menentukan tebal shell, persamaan yang digunakan adalah :

ts =

P.d c 2.( f .E  0,6 P)

(Brownell & Young,1959.hal.256)

Keterangan : Ts

= Ketebalan dinding shell, in

Pd

= Tekanan desain, psi

D

= Diameter tangki, in

F

= Nilai tegangan material, psi Stainless Steel SA-167 Grade 11 Type 316

C-12

= 18.750 psi (Tabel 13.1,Brownell & Young,1959:251) E

= Efisiensi sambungan 0,8 (jenis sambungan las adalah double-welded butt joint without backing strip, no radiographed)

C

= korosi yang diizinkan (corrosion allowance) = 0,15 in/10th (Tabel 6, Coulson vol.6:217)

Menghitung ketebalan shell (ts) pada courses ke-1:

ts

=

32,02 psi x 34 ft

+ 0,15 in

2 x (18.750 psi x 0,8)−(0,6 x 32,02 psi)

= 0,16 in Sehingga digunakan standar tebal shell (ts) = 0,2 in Tabel C.1.5. Ketebalan shell masing-masing courses Courses

H (ft)

Pdesain (psi)

ts (in)

ts standar (in)

1

34

29,06

0,158

0,2

2

25

24,79

0,153

0,2

3

16

20,52

0,148

0,2

4

7

16,25

0,143

0,2

Panjang Shell Untuk menghitung panjang shell, persamaan yang digunakan adalah :

C-13

L

=

π.Do - (weld length) 12.n

(Brownell and Young,1959)

Keterangan : L

= Panjang shell, in

Do

= Diameter luar shell, in

n

= Jumlah plat pada keliling shell

weld length

= Banyak plat pada keliling shell dikalikan dengan banyak sambungan pengelasan vertikal yang diizinkan. = n x butt welding

Menghitung panjang shell (L) pada courses ke-1 : ts

= 0,2 in

Do

= Di + 2.ts = 408 in + (2 x 0,2) = 408,4 in

n

= 8 buah

butt welding

= 8/6 in = 1,33 in

(Brownell and Young,1959,hal. 55)

C-14

L=

(3,14 x 408,4 in)−1,33 in (12 x 8)

= 13,34 ft Tabel C.1.6. Panjang shell masing-masing courses. Parameter

i.

Plat

1

ts, (in)

0,2

do (in)

408,4

L (ft)

13,34

Desain Head (Desain Atap)

Bentuk atap yang digunakan adalah torispherical dished head. Jenis head ini untuk mengakomodasi kemungkinan naiknya temperatur di dalam tangki sehingga mengakibatkan naiknya tekanan dalam tangki, karena naiknya temperatur lingkungan menjadi lebih dari 1 atm. Untuk torispherical dished head, mempunyai rentang allowable pressuse antara 15 psig (1,0207 atm) sampai dengan 200 psig (13,6092 atm) (Brownell and Young, 1959. Hal. 258).

C-15

OD

b = tinngi dish

OA

icr

A

sf

B

ID

t

a

r

C

Gambar C.1.3 Torispherical flanged and dished head. Menghitung tebal head minimum Menentukan nilai stress intensification untuk torispherical dished head dengan menggunakan persamaan (Brownell and Young, 1959.Hal.258):

w

=

1  rc     3  4  icr 

icr  6% , dimana rc =Di rC Diketahui : rc

= 114 in

icr

= 6,84 in

Maka :

(Brownell and Young,1959.hal.258)

(Perry, 1997, Tabel 10.65)

C-16

w

=

1 114   . 3  4 6,84 

= 1,77 in Menentukan tebal head dengan menggunakan persamaan (Brownell and Young,1959: 258): th

=

=

P.rc .w C 2fE  0,2P 32,02 𝑝𝑠𝑖 𝑥 114 𝑖𝑛 𝑥 1,77 𝑖𝑛 (2 𝑥 18.750 𝑝𝑠𝑖 𝑥 0,8)−(0,2 𝑥 32,02 𝑝𝑠𝑖)

+0,125

= 0,34 in (dipakai plat standar 0,375 in) Untuk th

= 0,375 in, Dari Tabel 5.8 (Brownell and Young, 1959) diperoleh:

Sf

= 1,5 – 3,5 in

Direkomendasikan nilai sf = 3 in Keterangan : th

= Tebal head (in)

P

= Tekanan desain (psi)

rc

= Radius knuckle, in

icr

= Inside corner radius ( in)

w

= stress-intensitication factor

E

= Effisiensi pengelasan

C

= Faktor korosi (in)

Depth of dish (b) (Brownell and Young,1959.hal.87)

b

 ID   icr  = rc  (rc  icr )    2  2

2

C-17

= 144 - √(114 − 6,84)2 − (

34 2

− 6,84)2

= 7,32 in Tinggi Head (OA) OA

= th + b + sf

OA

= 0,375 in + 7,32 in + 3 in

(Brownell and Young,1959:87)

= 10,69 in = 0,27 m = 0,08 ft j.

Menentukan Tinggi Total Tangki

Untuk mengetahui tinggi tangki total digunakan persamaan: Htotal

= Hshell + Hhead = 408 in + 10,69 in = 418,69 in = 10,63 m = 34,89 ft

k. Desain Lantai Untuk memudahkan pengelasan dan memperhitungkan terjadinya korosi, maka pada lantai (bottom) dipakai plat dengan tebal minimal ½ in. Tegangan yang bekerja pada plat yang digunakan pada lantai harus diperiksa agar diketahui apakah plat yang digunakan memenuhi persyaratan atau tidak (Brownell and Young, 1959:156).

C-18

Tegangan kerja pada bottom : Compressive stress yang dihasilkan oleh asam klorida S1

=

w

(Brownell and Young,1959:156)

1 Di2 4

Keterangan : S1

= Compressive stress (psi)

w

= Jumlah katalis (lbm)

Di

= Diameter dalam shell (in)



= konstanta (3,14)

S1

=

4.525.545,2 lbm 1 4

x 3,14 x 408 in2

= 34,63 psi Compressive stress yang dihasilkan oleh berat shell

S2



X ρs 144

(Brownell and Young,1959:156)

Keterangan : S2

= Compressive stress (psi)

X

= Tinggi tangki

s

= Densitas shell = 490 lbm/ft3 untuk material steel



= konstanta (3,14)

S2

=

34,891 ft x 490 lbm/ft3 144

= 118,73 psi

C-19

Tegangan total yang bekerja pada lantai : St

= S1 + S 2 = 34,63 psi + 118,73 psi = 153,36 psi

Batas tegangan lantai yang diizinkan : St< tegangan bahan plat (f) x efisiensi pengelasan (E) 153,36 psi < (18750 psi) × (0,8) 153,36 psi <15000 psi (memenuhi) Tabel. C.1.7. Spesifikasi Tangki HCl (ST-101) SPESIFIKASI Alat

Tangki Penyimpanan asam klorida

Kode

ST-101

Fungsi

Menyimpan asam klorida (HCl) 33% dengan kapasitas 2.057.066 kg

Bentuk

Silinder tegak (vertikal) dengan dasar datar (flat bottom) dan atap (head) berbentuk torispherical roof.

Kapasitas Dimensi

880,161 m3 Diameter shell (D) = 33,28 ft Tinggi shell (Hs)

= 33,28 ft

Tebal shell (ts) = 0,2 in Tebal head

= 0,375 in

Tinggi total

= 34,89 ft

Tekanan Desain

32,02 psi

Bahan

Stainless Steel Austenitic Type 316

Jumlah

tiga buah

C-20

C.2. Storage Amonia (ST-102)

Gambar C.2.1. Tangki Amoniak Storage (ST-102) Fungsi

: menyimpan bahan baku Amoniak 99,5 % selama 5 hari

Kode

: ST-102

Jenis

: Spherical Tank

Tipe Bahan

: Stainless Steel AISI 316

Tekanan (P)

: 11,75 atm atau 172,68 Psi

Temperatur

: 30 oC (303,15 K)

a.

Menghitung Densitas Campuran

Densitasdapat dihitung dengan persamaan:

Dimana,

ρ

= A B –(1-(T/C)^n

(ρ)

= Densitas(g/ml)

(T)

= Temperatur (kelvin)

C-21

Tabel C.2.1. Data untuk Mencari Densitas Cairan Komponen

A

B

N

Tc

Ρ

ρ

(K)

(g/ml)

(kg/m3)

Amonia

0,237

0,255 0,289

405,65

0,59

594,05

Air

0,347

0,274 0,286

647,13

1,02

1022,87

Tabel C.2.2. Densitas Campuran Amoniak Liquid Feed

Komponen

(kg/jam)

Amonia

Total =

Ρ (kg/m3)

0,995

594,05

0,0016

6,14

0,005

1.022,87

4,89E-06

1.228,19

1,000

1 𝑤𝑖 𝜌𝑖

∑

= 595,30 kg/m3 = 37,16 lb/ft3 b. Menentukan kapasitas Waktu tinggal

: 5 hari

mLiquid

: 147.382,7

kg

: 324.922,8

lb

: 247,6

m3

: 8.743,1

ft3

Volume Liquid

Wi/ ρi

1.222,05

Air

ρLiquid

wi

Over design

: 20% (Peter and Timmerhaus, 1991, hal. 37))

Volume tangki

: 297,09

m3

: 10.491,7

ft3

0,002

C-22

c.

Menentuan diameter dan volume tangki 1

DT

=

6×𝑉𝑇 3 ( 𝜋 )

4

D

3

2

= 8,28

m

= 27,15

ft

1

VT

= π( )3

=

VT

= 297,09 m3

= 10.491,71

6

πD3 ft3

d. Menentukan Volume Kosong V kosong

= V tangki – V Liquid = 297,09 m3 – 247,6 m3 = 49,51 m3 = 1.748,62 ft3

H Liquid

= 8,28 m = 27,16 ft

e.

Menghitung Tekanan Desain

P operasi

= 172,68 psi

P hidrostatis

= (ρ × H) / 144 = (595,30 kg/m3 × 8,28 m3) / 144 = 34,21 psi

P abs

= P operasi + P hidrostatis = 172,68 psi + 34,21 psi = 206,89 psi = 14,08 atm

P desain

= 1,1 Pabs

C-23

= 1,1 × 206,89 psi = 227,58 psi = 15,48 atm f.

Menentukan Tebal Tangki

ts =

P di +C 4 f. E − 0.4 P

(Brownell, Young, 1959, Pers. 7.88, hal. 140) Keterangan : ts

= Tebal shell (inch)

P

= Tekanan dalam tangki ( psi )

f

= Allowable stress = 84.848,4 psi

di

= diameter dalam storage (inch)

E

= Efisiensi pengelasan = 80% (double welded butt joint)

c

= Faktor korosi = 0,15 /10 tahun

(Brownell,Young, 1959, Tabel. 13.2, hal. 254; Peter, Timmerhaus, 2002, Tabel. 3.1., hal. 82 ; Coulson, Richardson, Vol.6th, 1983, Tabel. 7.3 hal. 217; Perry’s, Ed.8th, hal. 25-31) P. di +C 4. f. E − 0,4. P

ts

=

ts

= 4×84.848,4 psi ×0.8 −0.4 ×227,58 psi + 0.15

ts

227,58 psi ×325,89 in

= 0,423 in → digunakan tebal standar 0,45 inch

C-24

g.

Menentukan jenis spherical tanki

Volume

= 10.491,71

ft3

= 1.868,6

bbl

Tipe

= Soccer Ball

Berat Total Tangki

= 69.442,5

kg

= 31.457,4

lb

Tabel. C.2.3. Spesifikasi Tangki Amoniak (ST – 102) Spesifikasi Alat

Tangki penyimpanan amonia 99,5 %

Kode

ST – 102

Fungsi

Menyimpan amonia selama 5 hari

Bentuk

Spherical shell

Kapasitas

297,09 m3

Dimensi

Diameter shell (D) = 8,28 m3 Tebal shell (ts) = 0,45 in

Tekanan Desain

15,48 atm = 172,68 psi

Temperatur Desain

30 oC

Bahan

Stainless Steel Austenitic Type 316

C.3. Expansion Valve (EV-101)

NH3 (liquid)

NH3 (gas) EV-101

Gambar C.3.1 Skema Expansion valve (EV-101) Fungsi : Menurunkan tekanan amoniak dari 11,75 atm menjadi 1 atm Kondisi Operasi : Temperatur in (T1)

= 30oC = 303,15 K

C-25

Tekanan masuk (P1) = 11,75 atm Tekanan keluar (P2) a.

= 1 atm

Menentukan diameter masuk :

Diameter optimum dapat ditentukan berdasarkan persamaan berikut : 𝐷𝑖,𝑜𝑝𝑡 = 260 𝑥 𝐺𝑓0,52 𝑥 𝜌−0,37

(pers. 5.15 coulson , Hal 221)

Dimana : Di,opt

= diameter optimum, (in)

Gf

= laju alir masuk, (kg/s)

ρ

= densitas, (kg/m3)

V

= Laju alir volumetrik, (m3/s)

Diketahui : ρ umpan

= 8,03 kg/m3

= 0,50 Lb/ft3

G (flowrate)

= 1.228,19 kg/jam

= 0,34 kg/s

maka,

= 260 . Gf 0,52 . ρ -0,37

Di, opt

= 260 × (0,34)0,52 × (8,03)-0,37 = 68,75 mm = 2,70 in Digunakan pipa standar (IPS) (Kern, 1950, hal.844): NPS

= 3 in

Schedul number = 40 OD

= 3,50 in

ID

= 3,068 in

a’t

= 0,917 ft2

b. Menentukan kecepatan masuk : Re

=

ρ.v.D μ

C-26

Keterangan

:

ρ

= Densitas fluida (lb/ ft3)

D

= Diameter optimum (ft)

μ

= Viskositas fluida (lb/ft s)

v

= Kecepatan fluida (ft/s)

Laju alir volumetrik fluida : Q

=

m ρ

= 152,88 m3/jam = 1,5 ft3/s Mencari kecepatan fluida :

Q = 1,63 ft/s a

v

=

Sehingga

:

ρ

= 0,50 lb/ ft3

D

= 0,22 ft

μ

= 9,47E-06 lb/ft s

Re

=

ρ.v.D μ

= 19.520,03 ft.lbf/lbm c.

Menentukan diameter keluar:

Diameter optimum dapat ditentukan berdasarkan persamaan berikut : 𝐷𝑖,𝑜𝑝𝑡 = 260 𝑥 𝐺𝑓0,52 𝑥 𝜌−0,37 Dimana : Di,opt

= diameter optimum, (in)

(pers. 5.15 coulson , Hal 221)

C-27

Gf

= laju alir masuk, (kg/s)

ρ

= densitas, (kg/m3)

V

= Laju alir volumetrik, (m3/s)

Diketahui : ρ umpan

= 0,68 kg/m3

= 0,04 Lb/ft3

G (flowrate)

= 1.228,19 kg/jam

= 0,34 kg/s

maka,

= 260 . Gf 0,52 . ρ -0,37

Di, opt

= 260 × (0,34)0,52 × (0,68)-0,37 = 171,38 mm = 6,75 in Digunakan pipa standar (IPS) (Kern, 1950, hal.844): NPS

= 8 in

Schedul number = 40 OD

= 8,62 in

ID

= 7,98 in

a’t

= 2,26 ft2

d. Menentukan kecepatan keluar :

ρ.v.D μ

Re

=

Keterangan

:

ρ

= Densitas fluida (lb/ ft3)

D

= Diameter optimum (ft)

μ

= Viskositas fluida (lb/ft s)

v

= Kecepatan fluida (ft/s)

Laju alir volumetrik fluida : Q

=

m ρ

C-28

= 1.796,35 m3/jam = 17,62 ft3/s Mencari kecepatan fluida :

Q = 7,804 ft/s a

v

=

Sehingga

:

ρ

= 0,043 lb/ ft3

D

= 0,56 ft

μ

= 9,47E-06 lb/ft s

Re

=

ρ.v.D μ

= 19.726,04 ft.lbf/lbm Tabel C.3.3. Spesifikasi Expansion Valve (EV-101) Spesifikasi EV-101 Nama Alat

:

Expansion Valve

Kode Alat

:

EV-101

Fungsi

:

Menurunkan tekanan umpan Amoniak dari 11,75 atm ke 1 atm

Jenis

:

Globe Valve Half Open

Kapasitas

:

1.228,189

kg/jam

Dimensi

:

ID

7.981 in

OD

8.625 in

a't

2,26 ft2

Bahan Konstruksi

:

Stainless Steel (Austenitic) tipe 316

C-29

C.4. Heater (HE-101) Gland

Gland

Gland

Return Bend

Return Head

Tee

Gambar.C.4.1. Double pipe Exchanger (Kern, hal.102, 1965) Fungsi : Memanaskan Asam Klorida (HCl) dari 303,15 K menjadi 368,15 K sebagai umpan Reaktor (RE-201) Jenis : Double Pipe Exchanger Data desain Inner Pipe : Fluida dingin = Asam Klorida (HCl) Laju alir, w

= 7.791,92 kg/jam (17.142,22 lb/jam)

t1

= 30oC (86oF)

t2

= 62,50oC (203oF)

Annulus : Fluida panas = Steam Laju alir, W

= 369,27 kg/jam (812,40 lb/jam)

T1

= 120oC (248oF)

T2

= 95oC (203oF)

C-30

Menentukan jenis Heater Jenis Heater yang digunakan berdasarkan luas perpindahan panas (A). Bila A > 200 ft2, maka jenis heater yang digunakan Shell and Tube. Bila A <200 ft2, maka jenis heater yang digunakan adalah Double Pipe. Luas area perpindahan panas (surface area) A

=

Q U D . Δt

Beban panas Heater – 101 (HE-101) Q

= 813.361,57 kJ/jam = 770.917,93 Btu/jam Tabel C.4.1. Menghitung Δt LMTD

Fluida Panas (oF)

Fluida Dingin(oF)

Δt (oF)

248

Temperatur Tinggi

203

45

203

Temperatur Rendah

86

117

45

Difference

117

-72

Δt LMTD

=

T1  t 2   T2  t 1  T  t  ln 1 2 T2  t 1 

= 75,35 oF Dari tabel 8, hal.840 (Kern, 1983) dipilih UD untuk : hot fluid

= Steam

cold fluid

= HCl

Range UD

= 200-700 Btu/jam ft2 °F

dipilh UD

= 200 Btu/jam ft2 °F

C-31

Area perpindahan panas (surface area) A

=

Q U D . Δt

= 51,15 ft2 Karena A < 200 ft2, maka digunakan tipe double pipe dengan ukuran standar yang digunakan (tabel 11, kern, 1965): Tabel C.4.2. Ukuran Standar Double Pipe Annulus

Inner Pipe

IPS (in)

2,5

IPS (in)

2,00

Sch. No.

40

Sch. No.

40

OD (in)

2,47

OD (in)

2,07

ID (in)

2,88

ID (in)

2,38

a' (ft2)

0,75

a'' (ft2)

0,62

Menghitung Rd ( Dirt factor ) yang dibutuhkan Rd =

Uc  Ud Uc  Ud

Untuk menghitung Rd, dilakukan dengan algoritma perhitungan sebagai berikut :  Menghitung Uc (Clean over all coefficient )  Mengitung Ud (Design Overall Coefficient) Menghitung Uc (Clean over all coefficient ) Uc 

hio .ho hio  ho

Untuk menghitung Uc, terlebih dahulu menghitung hio dan ho, dengan algoritma sebagai berikut :

C-32

Annulus : Steam 

Inner pipe : Asam Klorida

Flow area, aa



D2 = 2,88 in

Dp = 2,38 in

= 0,24 ft

= 0,19 ft

Flow area,ap

2 Ap = D

D1 = 2,07 in

4

= 0,17 ft = 0,03 ft2 Menggunakan Pers.6.3 Kern,  ( D 2  D1 ) 4 2

aa =

2



Laju Alir Massa, Gp Gp =

= 0,02 ft2

= 555.144 lb/jam.ft2

Equivalent diameter, De 

Menggunakan persamaan.6.3

Reynold Number, Rep = 86 oF

Pada tav

Kern, 1965

 = 0,24 lb/jam.ft

(D 2  D1 ) De = D1 2

w ap

2

Rep = Dp  Gp 

= 0,16 ft 

= 452.749,6 Laju Alir Massa, Ga W Ga = aa

= 37,05 lb/jam ft2 

Reynold number, Rea Pada Tav

= 226oF



= 0,03 lb/jam ft



jH = 850



Pada tav k

(Gambar.24, Kern) = 86 oF

= 0,13 Btu/jam ft.oF

cp = 0,95 Btu/lb oF  c     k 

1

3

= 1,20

C-33

Rea =

De x Ga





hi/Φp =

1

3

= 682,50 Btu/jam ft2 oF

= 191,97 

 k  c    jH     D  k 

ho = 412,5 Btu/jam ft2 oF

hio/Φp

 ID    OD 

= hi/Φp x 

= 785,85 Btu/jam ft2 oF Sehingga didapat Clean over all coefficient, Uc Uc 

hio .ho hio  ho

= 270,51 btu/jam ft2.oF  Menghitung Ud 1 1 = + Rd UD Uc Ud 

Rd = 0,003 (dari Tabel 8 Kern, 1965)

= 149,33

Menghitung A (surface area)required A

=

Q U D . t

= 68,51 ft2 

Menghitung jumlah hairpin

External surface / lin ft, a''= 0,62 ft2 Required length,

L =

(Tabel.11 Kern, 1965)

A a"

= 110,15 ft Panjang hairpin

= 12, 15, 20 ft

Diambil Lh

= 15 ft

(Kern, 1965)

1 hairpin terdiri dari 2 pipa (n = 2) , maka jumlah hairpin yang diperlukan:

C-34

Hairpin

=

L 2.L h

= 3,67 Maka jumlah hairpins yang digunakan = 4 buah Koreksi panjang pipa: Lkor

= 2.Lh x hairpin = 120 ft linier



Menghitung Luas permukaan perpindahan yang tersedia sebenarnya A

= Lkor x a” = 74,64 ft2

 Menghitung Actual Design Overall Coeffesient, Ud act Udact

=

Q A  t

= 137,07 Btu/jam ft2 oF (asumsi benar karena Ud koreksi< Ud desain) Setelah didapat nilai Uc dan Udact, maka dapat dihitung nilai Rd : Rd

=

Uc  Ud Uc  Ud

= 0,004 hr ft2 oF/ Btu Rd yang diperlukan = 0,003 hr.ft2.oF/btu (Tabel 8. Kern, 1965). Rdhitung> Rddiperlukan

(memenuhi)

C-35

Menghitung Pressure drop Annulus, Steam

Inner pipe, Asam Klorida

1). De' = (D2 – D1) ( pers. 6.4, Kern) 2’) Rep = 452.749,57 = 0,068 ft

f = 0,0035 

Rea' = De 'Ga 

= 80.209,003 Fanning Factor untuk Turbulen f = 0,0035 

0,264 (Re a ' ) 0, 42

( pers. 3.47b Kern ) 2).

( pers. 3.47b Kern ) = 0,005 ft2/in2 ρ = 115 lb/ft3 2). ΔFp =

Pp =

4  f  Ga 2  L 2). Fa = 2  g   2  De (pers. 6.14, kern) = 0,0055 ft 3). Va =

Ga   3600

= 0,097 ft/det

V 2   Fi = 1 x  2 g   = 0,001 ft

4  f  Gp 2  L 2 g   2  D

= 0,29 ft

= 0,006 ρ = 106,41 lb/ft3

0,264 (Re p ) 0, 42

Fp   144

= 0,23 psi Pp <10 psi (memenuhi)

C-36

Pa

=

Fa  Fi   144

= 0,005 psi Pa < 10 psi (memenuhi)

Tabel C.4.3. Spesifikasi Heater (HE-101) Nama Alat

: Heater

Kode Alat

: HE-101

Fungsi

: Memanaskan HCl untuk diumpankan ke Reaktor

Jenis

: Double Pipe Heat Exchanger

Bahan

: Stainless steel type 316

Dimensi

: Annulus (Steam)

Inner ( Asam klorida)

IPS

IPS

= 2,5 in

= 2,0 in

Sch.No = 40

Sch.No = 40

OD

= 2,47 in

OD

= 2,07 in

ID

= 2,88 in

ID

= 2,38 in

Rd

: 0,004 jam ft2 oF/ Btu

Jumlah hairpin

: 4 hairpin

C.5. Heater (HE-102) Gland

Gland

Gland

Return Bend

Return Head

Tee

Gambar.C.5.1. Double pipe Exchanger (Kern, hal.102, 1965)

C-37

Fungsi : Memanaskan NH3 dari 303,15 K menjadi 368,15 K sebagai umpan Reaktor (RE-201) Jenis : Double Pipe heat exchanger Data desain Inner Pipe : Fluida dingin = NH3 Laju alir, w

= 1.228,19 kg/jam (2.702,01 lb/jam)

t1

= 30 oC (86 oF)

t2

= 95 oC (203 oF)

Annulus : Fluida panas = Steam Laju alir, W

= 227,45 kg/jam (500,39 lb/jam)

T1

= 120 oC (248 oF)

T2

= 95 oC (203 oF)

Menentukan jenis Heater Jenis Heater yang digunakan berdasarkan luas perpindahan panas (A). Bila A > 200 ft2, maka jenis heater yang digunakan Shell and Tube. Bila A <200 ft2, maka jenis heater yang digunakan adalah Double Pipe. Area perpindahan panas (surface area) A

=

Q U D . Δt

Beban panas Heater – 102 (HE-102) Q

= 500.979,82 kJ/jam = 474.837,19 Btu/jam

C-38

Tabel C.5.1. Menghitung Δt LMTD Fluida Panas (oF)

Fluida Dingin(oF)

Δt (oF)

248

Temperatur Tinggi

203

45

203

Temperatur Rendah

86

117

45

Difference

117

-72

Δt LMTD

=

T1  t 2   T2  t 1  T  t  ln 1 2 T2  t 1 

= 75,35 oF Dari Tabel 8, hal 840 (Kern, 1983) dipilih UD untuk : hot fluid

= Steam

cold fluid

= NH3

Range UD

= 200-700 Btu/jam ft2 °F

dipilh UD

= 200 Btu/jam ft2 °F

Area perpindahan panas (surface area) A

=

Q U D . Δt

= 31,51 ft2 Karena A < 200 ft2, maka digunakan tipe double pipe dengan ukuran standar yang digunakan (tabel 11, kern, 1965):

C-39

Tabel C.5.2. Ukuran Standar Double Pipe Annulus

Inner Pipe

IPS (in)

2,5

IPS (in)

2,00

Sch. No.

40

Sch. No.

40

OD (in)

2,47

OD (in)

2,07

ID (in)

2,88

ID (in)

2,38

a' (ft2)

0,75

a'' (ft2)

0,62

Menghitung Rd ( Dirt factor ) yang dibutuhkan Rd =

Uc  Ud Uc  Ud

Untuk menghitung Rd, dilakukan dengan algoritma perhitungan sebagai berikut :  Menghitung Uc (Clean over all coefficient )  Mengitung Ud (Design Overall Coefficient) Menghitung Uc (Clean over all coefficient ) Uc 

hio .ho hio  ho

Untuk menghitung Uc, terlebih dahulu menghitung hio dan ho, dengan algoritma sebagai berikut : Annulus : Steam

Inner pipe : NH3

C-40



Flow area, aa



D2 = 2,88 in

Dp = 2,38 in

= 0,24 ft

Flow area,ap

= 0,2 ft 2 ap = D

D1 = 2,1 in

4

= 0,17 ft = 0,03 ft2 Menggunakan Pers.6.3 Kern,  ( D 2  D1 ) = 4 2

aa

2



Laju Alir Massa, Gp Gp =

= 0,022 ft2

= 87.504 lb/jam.ft2

Equivalent diameter, De 

Menggunakan persamaan.6.3

Kern, 1965

(D 2  D1 ) De = D1 2

w ap

2

Reynold Number, Rep Pada tav

= 86 oF



= 0,12 lb/jam.ft

Rep = Dp  Gp 

= 0,16 ft 

= 142.917 Laju Alir Massa, Ga W Ga = aa

= 22.823 lb/jam ft2 

Reynold number, Rea Pada Tav

= 226 oF



= 0,031 lb/jam ft



jH



Pada tav

= 86 oF

k

= 0,23 Btu/jam ft.oF

cp

= 0,24 Btu/lb oF

= 370

 c     k 

= 0,50 Rea

=

De x Ga



1

3

C-41

= 118,24 

ho = 220,38 Btu/jam ft2 oF



hi/Φp =

 k  c    jH     D  k 

1

3

= 215,05 Btu/jam ft2 oF

 ID    OD 

hio/Φp = hi/Φp x 

= 247,61 Btu/jam ft2 oF Sehingga didapat Clean over all coefficient, Uc Uc 

hio .ho hio  ho

= 116,60 btu/jam ft2.oF 

Menghitung Ud 1 1 = + Rd UD Uc Ud



Rd = 0,003 (dari Tabel 8 Kern, 1965)

= 86,38

Menghitung A (surface area)required A

=

Q U D . t

= 72,95 ft2 

Menghitung jumlah hairpin

External surface / lin ft, a''= 0,62ft2 Required length,

L =

(Tabel.11 Kern, 1965)

A a"

= 117,28 ft Panjang hairpin

= 12, 15, 20 ft

Diambil Lh

= 15 ft

(Kern, 1965)

1 hairpin terdiri dari 2 pipa (n = 2) , maka jumlah hairpin yang diperlukan:

C-42

Hairpin

=

L 2.L h

= 3,91  4 Maka jumlah hairpins yang digunakan = 4 buah Koreksi panjang pipa: Lkor

= 2.Lh x hairpin = 120 ft linier



Menghitung Luas permukaan perpindahan yang tersedia sebenarnya A

= Lkor x a” = 74,64 ft2

 Menghitung Actual Design Overall Coeffesient, Ud act Udact

=

Q A  t

= 84,43 Btu/jam ft2 oF Setelah didapat nilai Uc dan Udact, maka dapat dihitung nilai Rd : Rd

=

Uc  Ud Uc  Ud

= 0,0033 hr ft2 oF/ Btu Rd yang diperlukan = 0,003 hr.ft2.oF/btu (Tabel 8. Kern, 1965). Rdhitung> Rddiperlukan

(memenuhi)

Menghitung Pressure drop Annulus, Steam

Inner pipe, NH3

3). De' = (D2 – D1) ( pers. 6.4, Kern) 2’) Rep = 142.917,01 = 0,068 ft

C-43

Rea'= De 'Ga 

= 49.403,72 Fanning Factor untuk Turbulen f = 0,0035 

0,26 (Re a ' ) 0, 42 ( pers. 3.47b Kern )

4).

= 0,006

4  f  Ga 2  L 2). Fa = 2  g   2  De (pers. 6.14, kern) = 0,0024 ft Ga   3600

= 0,06 ft/det Fi = 1

V 2   x   2g 

= 0 ft Pa =

0,264 (Re p ) 0, 42

( pers. 3.47b Kern ) = 0,005 ft2/in2 ρ = 115 lb/ft3

4  f  Gp 2  L 2). ΔFp = 2 g   2  D = 0,009 ft

ρ = 106,41 lb/ft3

3). Va =

f = 0,0035 

Fa  Fi   144

= 0,002 psi Pa < 10 psi (memenuhi)

Pp =

Fp   144

= 0,007 psi Pp <10 psi (memenuhi)

C-44

Tabel C.5.3. Spesifikasi Heater (HE-102) Nama Alat

: Heater

Kode Alat

: HE-102

Fungsi

: Memanaskan NH3 untuk masuk ke Reaktor

Jenis

: Double Pipe Heat Exchanger

Bahan

: Stainless steel type 316

Dimensi

: Annulus (Steam)

Inner (Amoniak)

IPS

IPS

= 2,5 in

= 2 in

Sch.No = 40

Sch.No = 40

OD

= 2,47 in

OD

= 2,07 in

ID

= 2,88 in

ID

= 2,38 in

Rd

: 0,0033 jam ft2 oF/ Btu

Jumlah hairpin

: 4 Buah

C.6. Reaktor (RE-201) Fungsi

: Untuk mereaksikan NH3 dengan gas HCl

Jenis

: Reaktor Gelembung (silinder tegak dengan tutup atas bawah tipe torispherical dishead yang dilengkapi dengan sparger dan jaket pendingin)

C-45

Gambar C.6.1. Reaktor Bubble Dasar pemilihan 1.

:

Reaktan merupakan cairan dan gas, sehingga penggelembungan reaktan gas ke dalam badan cairan menggunakan sparger akan mebuat pengontakkan reaktan menjadi lebih efektif.

2.

Pengendalian temperatur pada reaktor continue relatif lebih mudah, dapat menggunakan jaket atau koil.

3.

Dipilih dimensi reaktor berupa silinder tegak dengan flange anddish head tipe Thorisperical sebagai tutup atas dan bawah, karena dish head jenis ini dapat digunakan untuk menangani proses dengan tekanan dalam rentang 15 – 200 psig (Brownelll, 1959, Hal. 95).

4.

Dikarenakan reaksi eksotermis (menghasilkan panas dan meningkatkan suhu reaktor), maka dilakukan perancangan koil pendingin untuk menjaga kondisi suhu reaktor tetap 95oC .

C-46

Bahan Konstruksi

: Stainless Steel SA 167 Grade 11 type 316

Dasar Pemilihan bahan : 1. Memiliki ketahanan yang lebih kuat terhadap korosifitas 2. memiliki kekuatan mekanik yang tinggi dan kemampuan las yang baik. Kondisi Operasi

: Temperatur : 95oC Tekanan

: 1 atm

Konversi

: 98,8%

Dalam reaktor terjadi reaksi gas-cair, difusi dari badan gas ke badan cair dan reaksi di dalam bulk liquid. Untuk menentukan dimensi dan desain reaktor, terlebih dahulu ditentukan waktu tinggal yang dapat mempengaruhi volume reaktor (RE-201). Volume yang harus digunakan merupakan volume yang paling besar akibat faktor dari waktu tinggal, semakin besar waktu tinggal maka volume yang dibutuhkan semakin besar juga. Untuk menentukan waktu tinggal perlu ditinjau faktor-faktor yang berpengaruh, yaitu proses difusi dari gas ke dalam cairan dan proses reaksi kimia. A. Menghitung CA0 dan CB0 CA = CA0 (1-X), dan CA0 =

CB = CB0 (1-X), dan CB0 =

FA0 V0

FB0 V0

C-47

Dengan , CAo : Konsentrasi HCl mula-mula CBo : Konsentrasi amoniak mula-mula X

: Konversi Tabel C.6.1. Komponen Cairan Masuk Reaktor Massa

Mol

(kg/jam)

(kmol/jam)

HCl

2.571,33

H2O Total

Komponen

ρi (kg/m3)

wi

wi/ρi

70,45

940

0,33

0,00035

5.220,58

290,03

1000

0,67

0,00067

7.791,91

360,48

0,00102

1

ρL campuran

= wi/ρi = 979,37 kg.m-3

Tabel C.6.2. Komponen Gas Masuk Reaktor Komponen

Massa

Mol

wi

ρG

NH3

1.222,05

71,88

0,967

5,56

H2O

41,75

2,32

0,033

5,89

Total

1.263,80

74,20

11,45

maka ρtotal = ρL + ρG = 990,82 kg.m-3 Laju alir volumetrik cairan, Vo =

Massa Total Cairan Densitas Total

=

7.791,91 kg/jam 990,82 kg.m−3

= 7,96 m3.jam-1 Laju alir volumetrik gas, vo

=

Massa Total Gas Densitas Total

C-48

=

1.263,80 kg/jam 990,82 kg.m−3

= 110,33 m3.jam-1 CA0

=

FA0 V0 360,48 kmol/jam

= 110,33 m3.jam−1 = 45,31 kmol.m-3 CB0

=

FB0 v0 74,20 kmol/jam

= 110,33 m3.jam−1 = 0,67 kmol.m-3 CA = CA0 (1-X) = 45,31 (1-0,98) = 0,91 kmol.m-3 CB = CB0 (1-X) = 0,67 (1-0,98) = 0,01 kmol.m-3 B. Kinetika Laju Reaksi Data-data kinetika reaksi yang dipakai berdasarkan data – data kinetika yang didapat dari U.S Patent 2133513 mengenai Process of Making Ammonium Chloride, oleh Hirschkind et al, dimana reaksinya adalah sebagai berikut: NH3 (g) + HCl (aq)

NH4Cl (aq)

Persamaan Laju Reaksi Merupakan reaksi orde 2 terhadap reaktan A (HCl) dengan persamaan laju reaksi -ra = k CA CB Dan k = α exp (-Ea/RT)

................................................... 1)

C-49

Keterangan : (-rA)

: Laju reaksi (mol.L-1.s-1)

CA

: Konsentrasi asam klorida (mol/L)

CB

: Konsentrasi amoniak (mol/L)

k

= konstanta kecepatan reaksi (sec)-1

α

= faktor frekuensi tumbukan

Ea

= Energi aktivasi (kcal/mol)

R

= Konstanta gas ideal (kcal/mol/K)

T

= Suhu Reaksi (K)

Dengan

3

k

= α exp (-Ea/RT) = 2 , 4 x 1 0 5 m /(mmol.detik)

k

= 8,64 x 102 m /(kmol.jam)

3

CA = CA0 (1-X), dan CA0 =

CB = CB0 (1-X), dan CB0 = ρtotal

FA0 V0 FB0 V0

= ρL + ρG = 990,82 kg.m-3

Laju alir volumetrik cairan, Vo = 7,96 m3.jam-1 Laju alir volumetrik gas, vo CA0

= 45,31 kmol.m-3

CB0

= 0,67 kmol.m-3

CA

= 0,91 kmol.m-3

CB

= 0,01 kmol.m-3

Maka, -rA = k CA CB

= 110,33 m3.jam-1

C-50

3

= 8,64 x 102 m /(kmol.jam) x 0,91 kmol.m-3 x 0,01 kmol.m-3 = 10,53 kmol.m-3.jam-1 C. Perancangan Reaktor Bubble 1. Menentukan koefisien diffusivitas (DAB) Gas yang digunakan adalah gas NH3 yang di gelembungkan kedalam cairan 1 1 0,5 + ) 𝑀𝑎 𝑀𝑏 2 P [(∑𝑎 𝑣𝑖 )1/3 + (∑𝑏 𝑣𝑖 )1/3 ]

1,013 x 10−7 (T)1,75 (

DAB

=

(Coulson Vol 6, 2005; Pers 8.21, Hal. 331) Keterangan : DAB = difusivitas gas A ke dalam liquid B, m2/s Ma dan Mb

= Berat molekul gas (a) dan liquid (b)

T

= 368,15 K

P

= tekanan total (bar) = 1,01 bar

∑𝑎 𝑣𝑖 , ∑𝑏 𝑣𝑖 = jumlah koefisien difusi komponen a dan b (Coulson Vol 6 4th Ed., 2005; Tabel 8.5, Hal.332) Berdasarkan Tabel 8.5, Hal.332, Coulson Vol 6 4th Ed., 2005, diperoleh data: ∑𝑎 𝑣𝑖 = 11,63 ∑𝑏 𝑣𝑖 = 21,48 1 17

1,013 x 10−7 (368,15)1,75 ( +

DAB =

1 0,5 ) 36,5 1/3 2

1,01325 [(11,63)1/3 + (21,48)

= 3,57 x 10-9 m2/s = 3,57 x 10-5 cm2/s

]

C-51

2. Menghitung diameter gelembung (dB) Menghitung surface tension σ =[

ρch (ρL −ρv ) 4 M

] x 10−12

(Sinnott, 2005)

ket : ch

= Sugden’s Parachor = 63,8 untuk NH3

L

= densitas liquid (kg/m3) = 979,37 kg/m3

v

= densitas gas (kg/m3) = 11,45 kg/m3

M

= mol umpan (kmol) = 434,68 kmol

σ

=[

(Sinnott, 2005)

63,8 (979,37 − 11,45) 4 434,68

] x 10−12

= 0,0004 kg/s2 Maka didapatkan,  = 0,0004 kg/s2 Diameter Gelembung, db Untuk menghitung diameter gelembung perlu didapatkan bilangan reynold terlebih dahulu untuk menentukan rumus yang akan digunakan. Re

4w0

= πd

(Treybal, 1980)

o μG

Viskositas campuran gas masuk reaktor dihitung menggunakan persamaan : log10 µ = A + BT + CT2 dengan T = 368,15 K

(Yaws, 2004)

Tabel C.6.4. Komponen Gas Masuk Reaktor Komponen

A

B

C

Log10 µ

mol

xi

Log10 xi/µi

NH3

-7,874

0,367

-0,000004

126,63

71,88

0,96

0,0076

H2O

-12,039

0,543

-0,00016

166,18

2,32

0,04

0,0002

Total

74,20

0,0078

C-52

µG campuran = Log10 xi/µi = 0,98 cp = 9,8 x 10-4 kg/m.s do (diameter oriffice standar) = 1,6 mm = 0,16 cm wo = 1.263,80 kg/jam Re

4w0

= πd

o μG

= 10.245.319,4

sehingga didapat bilangan reynold sebesar 10.245.319,4 Karena bilangan reynold yang diperoleh lebih dari 50.000 maka diameter gelembung (db) dihitung dengan persamaan : db

= 0,0071 Re-0,05 = 0,0071 ((10.245.319,4)-0,05) = 0,0032 m = 0,32 cm = 3,2 mm

Menentukan Δρ Δρ = ρ (cairan-gas) = kg/m3 3. Menentukan koefisien transfer massa campuran (kL) Persamaan yang digunakan adalah : 1

 μ  g  3  ρ L  D AL  k L  0,42 L     ρL   μL 

1

2

(Froment, hal 637)

= 0,13 m/detik 4. Menentukan faktor yang berpengaruh Untuk membandingkan antara faktor reaksi atau difusi yang berpengaruh, maka dibuktikan dengan bilangan hatta (M)

C-53

M

=

𝑘 𝑥 𝐶𝐴𝑂 𝑥 𝐷𝐴𝐵 𝑘𝐿2

(Coulson and Richardson, vol. 3,1983, p.80.) dimana : k

= konstanta kecepatan reaksi = 2,4 x 10-1 (m3/kmol.s)

CAO

= konsentrasi gas = 45,31 kmol/m3

DAB

= difusivitas gas A dalam fase cair = 3,57 x 10-5 m2/s

kL

= koefisien transfer massa gas dalam fase cair = 0,13 m/detik

Sehingga : M

=

𝑘 𝑥 𝐶𝐴𝑂 𝑥 𝐷𝐴𝐵 𝑘𝐿2

= 1,5 x 10-1 = 0,15 Jika : 1. M > 2, reaksi terjadi dilapisan film cairan, laju difusi sangat lambat 2. 0,02 < M < 2, antara difusi dan reaksi kimia keduanya merupakan faktor yang berpengaruh. 3. M < 0,02, reaksi kimia berjalan sangat lambat sedangkan difusi gas berjalan sangat cepat sehingga reaksi kimia merupakan faktor yang berpengaruh. Kesimpulan : Didapatkan nilai 0,02 < M < 2, antara difusi dan reaksi kimia keduanya merupakan faktor yang berpengaruh (Levenspiel, 1999).

C-54

D. Menghitung Parameter Design Reaktor Gelembung Berdasarkan Perry’s Chemical engineering Hand’s Book, ada beberapa parameter design untuk reaktor gelembung yaitu : diameter gelembung (db), gas hold up (є), superficial velocity (usg), dan Interfacial area (α). a. Diameter gelembung (db) Telah dihitung di atas diperoleh db = 0,0032 m b. Gas hold up (є) Untuk menghitung gas hold up(є), dapat digunakan persamaan :

ε

0,0661 Ug 0,69 1  0,06610,69

Keterangan : Ug

: kecepatan gas masuk tiap lubang, cm/s

Ug (kecepatan gas masuk tiap lubang) dapat di hitung dengan mencari beberapa parameter terlebih dahulu, yaitu : luas tiap lubang orrifice (Ao), dan laju volumetrik tiap lubang (Q). (Perry’s, 1997) -

Diameter Hole Sparger (Dh)

Berdasarkan Perry, 1999 diameter hole ditentukan dengan persamaan : Dh

=

db 3 (ρL −ρg )g 6,028×σ

Keterangan : Dh

= Diameter hole (m)

db

= Diameter bubble (m)

ρL

= Densitas liquid (gr/cm3)

ρG

= Densitas gas (gr/cm3)

(Perry, 1999; hal 6-53)

C-55

σ

= Tegangan permukaan liquid

g

= Percepatan gravitasi (cm/detik2) Diameter Lubang Sparger dh

=

db 3 (ρL −ρg )g

(Perry, 1997)

6,028×σ

= 0,12 m = 12 cm –

Luas tiap lubang orrifice (Ao) 𝜋

Ao = 4 x dh2 𝜋

Ao = 4 x 0,12 2 Ao = 1,18.10-2 m2 = 118 cm2 –

Laju volumetrik tiap lubang (Q)

Q

6

d πg  b 8,268 3

5

3

5

(Perry, 1997)

Q = 1,6 x 10-3 cm3/s

= 1,6 x 10-9 cm3/s –

Kecepatan gas masuk tiap lubang (Ug) Ug =

Ug =

Q Ao

(Perry, 1997)

1,6 x 10−9 cm3/s 118 cm2

Ug = 1,37.10-5 cm/s

C-56

–

Gas hold up

ε

0,0661 Ug 0,69 1  0,0661 Ug 0,69

(Perry, 1997)

= 2,92 x 10-5 c. Menentukan superficial gas velocity (usg) Untuk menghitung superficial velocity gas (Usg), dapat digunakan persamaan : Usg = Ut {1- є)n-1}

(Perry, 1997)

Keterangan : n : Fungsi Reynold number di bubble reactor = 2,39 Ut : Terminal velocity bubble – Terminal velocity bubble (Ut)  2σ  Ut =   0,5  d b  g   db  ρ 

0,5

(Perry, 1997)

= 12,46 cm/s = 0,12 m/s Sehingga : Usg = Ut {(1- є)n-1} = 12,46 cm/s {(1- 2,9.10-5)1,39} = 12,46 cm/s d. Interfacial Area Untuk menghitung interfacial area dapat digunakan persamaan sebagai berikut : =

6ε db

(Perry, 1997)

C-57

6 𝑥 (2,92 x 10−5)

=

12 cm

= 0,0005 cm-1 = 0,05 m-1

e. Menghitung Laju Difusivitas NA = KL..(CA0 – CA) = 0,13 m/s x 0,05 m-1 (45,31 kmol.m-3 – 0,9 kmol.m-3) = 0,31 kmol/m3.s = 1.124 kmol/ m3.jam Laju difusivitas (NA) lebih besar daripada laju reaksi (-rA) (1.124 kmol/ m3.jam > 10,53 kmol/ m3.jam), maka untuk menentukan volume reaktor digunakan laju reaksi yang nilainya lebih kecil (laju yang paling lambat). Sehingga perancangan volume reaktor berdasarkan pada laju reaksi. E. Perhitungan Dimensi Reaktor Untuk menentukan volume reaktor digunakan laju reaksi yang nilainya lebih kecil (laju yang paling lambat). Sehingga perancangan volume reaktor berdasarkan pada volume reaktan yang digunakan. a. Menentukan Volume Reaktor Laju alir massa liquid = 7.791,92 kg/jam Laju alir mol liquid (Vo) = 434,68 kmol/jam Densitas liquid

= 990,83 kg/m3

Laju alir massa gas

= 1.263,80 kg/jam

Laju alir mol gas (vo) = 74,20 kmol/jam Densitas gas

= 11,45 kg/m3

Laju alir mol total

= 508,88 kmol/jam

-rA

= 10,53 kmol/ m3.jam

C-58

Vreaktor

=

Dimana :

FA0 .X −𝑟𝐴

FA0 = Laju alir mol umpan X = konversi reaksi -rA = laju reaksi

Maka, Vreaktor =

FA0 .X −𝑟𝐴 kmol

508,88

x 0,98

jam = 10,53 kmol/ m3.jam

= 47,35 m3 = 1.672,35 ft3 Safety factor (over design 20%)

(Timmerhaus, 1991)

Vreaktor = 56,83 m3 = 2.006,82 ft3 Waktu tinggal (t) =

Vreaktor 𝑣𝑜

Dimana vo = laju alir volumetrik umpan Maka, Waktu tinggal (t)

=

Vreaktor 𝑣𝑜

47,35 m3

= 118,29 𝑚3/𝑗𝑎𝑚 = 0,4003 jam

= 0,4003 jam x

60 menit 1 𝑗𝑎𝑚 60 detik

= 24,02 menit

= 24,02 menit x 1 𝑚𝑒𝑛𝑖𝑡 = 1.441,2 detik VL = V0 x waktu tinggal = 3,18 m3 = 112,48 ft3 Vgas

= v0 x waktu tinggal = 44,17 m3 = 1.559,87 ft3

b. Menentukan Diameter dan Tinggi Reaktor Vreaktor = 47,35 m3 = 1.672,35 ft3

C-59

Safety factor (over design 20%)

(Timmerhaus, 1991)

Vreaktor = 56,83 m3 = 2.006,82 ft3 Berdasarkan Ulrich G, 1984, Tabel 4.27 Hal 248, rasio tinggi tangki dengan diameter tangki lebih kecil dari dua (H/D < 2). Maka dipilih rasio H/D = 1,5, sehingga H = 1,5D. π

Vreaktor = 4 Dtangki Htangki π

2.006,82 ft3 = 4 Dtangki Htangki Diperoleh :

Dtangki = 11,94 ft Htangki = 17,92 ft

Digunakan D dan H standar: Dtangki

= 12 ft = 3,65 m = 144 in

Htangki

= 18 ft = 5,48 m = 216 in

D. Perancangan Jaket Pendingin a. Kebutuhan Pendingin dan Propertisnya Massa Pendingin = 6.441,35 kg/jam = 14.200,6 lb/jam Propertis Pendingin : ρ = 1.000 kg/m3 = 63,42 lb/ft3 µ = 0,004 kg/m.s = 1,97 lb/ft.h b. Luas Perpindahan Panas Koefisien transfer panas keseluruhan (UD) dengan fluida panas berupa aqueous solution dan fluida dingin berupa air adalah sebesar 250-500 Btu/h.ft2.oF

C-60

Dipilih : UD = 300 Btu/h.ft2.oF Diketahui dari hasil neraca energi, panas yang dibutuhkan adalah sebesar : Q = 896.477,46 kJ/jam = 849.693,35 btu/jam Tabel C.6.4. Tabel ∆TLMTD o

F

cold fluid oF

Diff

203

higher T

140

63

∆t2

203

lower T

86

117

∆t1

-54

∆t2 - ∆t1

hot fluid

Sehingga :

ΔTLMTD 

Δt 2 - t 1  Ln  t 2   t 1 

= 87,23 oF Maka, luas perpindahan panas yang dibutuhkan :

A

=

Q = 32,47 ft2 UD  t

Sedangkan luas perpindahan panas yang tersedia adalah sebesar : A = luas selimut silinder + luas penampang bawah  2  A =  .Do .H L   Do  4 

Keterangan : Do = diameter selimut = diameter luar reaktor = 145 in = 12,08 ft = 3,68 m HL = ketinggian cairan dalam reaktor = 0,31 m = 1,0043 ft Maka diperoleh luas perpindahan panas yang tersedia adalah sebesar A

= 14,19 m2

C-61

= 152,72 ft2 Luas perpindahan panas yang tersedia jauh lebih besar dibandingkan luas perpindahan panas yang dibutuhkan sehingga jaket pendingin dapat digunakan. c. Menentukan koefisien panas keseluruhan, U U

=

Q A  TLMTD

= 63,78 btu/h.ft2.oF d. Koefisien transfer panas dalam reaktor    hi  Dt   0,74  Nre 2 / 3  Npr1/ 3   k  w 

0 ,14

Keterangan : Dt

= diameter dalam tangki, ft

Nre

= bilangan reynold

Npr

= bilangan Prandtl

Karena Twall       w  k

= T cairan dalam reaktor maka

0 ,14

=1 = 0,29 btu/ft.h.oF

µmix cairan

= 0,72 cp = 1,75 lbm/ft.h

Cpmix

= 111,9 kJ/kg.K = 26,7 btu/lb.oF (Neraca Energi)

Nre

=

𝐼𝐷 𝐺𝑡 𝜇

= 8.119,23

C-62

Npr

=

hi  Dt  k

hi

𝐶𝑝 𝜇 𝑘

= 161,22

= 1.629,96 = 129 W/m2 K = 22,68 btu/h.ft2.oF

e. Koefisien transfer panas dalam jaket hio

=

1 1 1 − ℎ𝑖 𝑈

= 126,15 btu/h.ft2.oF f. Volume Jaket Pendingin Vj

=

𝑊 𝜌

= 6,34 m3 = 225,33 ft3

g. Tebal Jaket tj

PxD

= 2 (f x E)− (0,6 x P) + C

keterangan : D

= diameter luas tangki

f

= allowable stress

E

= efisiensi pengelasan

C

= faktor korosi

Didapat tebal jaket sebesar, tj = 0,13 in Digunakan tebal standar, tj = 0,25 in

C-63

E. Tekanan Operasi Reaktor Untuk menghitung tekanan hidrostatis. jika densitas fluida lebih kecil dari densitas air, maka densitas yg digunakan adalah densitas air (Brownell & Young, 1959) Pabs

= Poperasi

+ Phidrostatis

= 14,97 psi

+  mix ( H L 1) 144

= 14,97 psi

(Brownell & Young, 1969)

+ 0,029 psi

= 14,998 psi = 1,02 atm Pdisain 10% diatas Pabs (Walas, 1990), maka : Pabs = 1,1 x 14,998 psi = 16,5 psi = 1,12 atm F. Tebal Tangki Reaktor ts

P×ri

= f×E−0,6×P + C

(Brownell & Young, 1969)

keterangan : ts

= tebal shell (in)

P

= tekanan dalam tangki (16,5 psi)

ri

= jari-jari dalam tangki (102 in)

f

= allowable stress (18750 psi)

E

= efisiensi pengelasan (80%, double welded joint) (Brownell & Young, 1969)

C

= faktor korosi (0,12 in)

(Peters & Timmerhaus, 1991)

ts

= (18750×0,8)−(0,6×119,6695) + 0,12 = 0,13 in

16,498 x 144

Maka digunakan tebal standard 0,25 in

(Brownell & Young, 1969)

C-64

Dari tebal shell yang telah diperoleh, maka diameter luar dapat dihitung dengan: Do

= 2 ts + Di = 2 (0,25) + 144 in = 144,5 in

Digunakan OD standar, yaitu 145 in G. Menentukan Head Tangki dan Dimensinya Ada beberapa jenis bentuk head tangki sebagai berikut: 1. Standar Dished Head Dished headjenis ini digunakan untuk vessel proses vertikal bertekanan rendah, terutama digunakan untuk tangki penyimpan horizontal, serta untuk menyimpan fluida yang bersifat volatil. 2. Torispherical Dished Head Dished head jenis ini digunakan untuk vessel dengan tekanan dalam rentang 15 – 200 psig. 3. Elliptical Dished Head Dished headjenis ini digunakan untuk vessel dengan tekanan tinggi dalam rentang 100 psig dan tekanan diatas 200 psig 4. Hemispherical Dished Head Dished headjenis ini digunakan untuk vessel dengan tekanan tinggi (dua kali lebih besar dari tekanan maksimum yang dapat ditangani elliptical dished head pada ketebalan dan diameter yang sama. (Brownell & Young, 1969)

C-65

Maka bentuk head dan bottom yang digunakan adalah Torispherical Dished Head yang mampu menangani proses dengan tekanan 15 – 200 psig

OD

b=depth of dish A

OA

icr

sf

B ID

t

a r

Gambar C.6.2. Tutup Atas dan Bawah Reaktor (Torispherical Dished) Dengan OD 145 in dan tebal tangki 0,25 in diperoleh : rc = 170 dan icr = 12,25 Tebal Head dan Bottom P.d

th = 4.f.E−0,4P + c ket : th

= tebal head (in)

d

= diameter dalam tangki (144 in)

P

= tekanan dalam tangki (16,5 psi)

f

= allowable stress (18750)

th

= 0,11 in

(Brownell & Young, 1969)

C-66

Maka digunakan tebal standar 0,25 in, dimana tebal head = bottom, th = tb = 0,25 in Tinggi Head, OA Pada th sebesar 0,25 in diperoleh standar straight flange dengan range sebesar 1,5 – 2,5 in. Dipilih sf = 2 in (Brownell & Young, 1969) ID

AB

=

BC

= rc – icr = 157,75 in

b

= rc-√BC2 − AB2 = 24 in

2

- icr = 59,75 in

Maka, OA

= th + b + sf

= 0,25 + 24 + 2 = 26,25 in = 0,67 m sehingga tinggi total tangki (Htot)

= H + (2 x (OA)) = 5,48 + (2 x 0,67) = 6,82 m = 22,37 ft

H. Perancangan Sparger Surface Tension σ =[

ρch (ρL −ρv ) 4 M

] x 10−12

(Sinnott, 2005)

ket : ch

= Sugden’s Parachor = 63,8 untuk NH3

L

= densitas liquid (kg/m3) = 979,37 kg/m3

v

= densitas gas (kg/m3) = 11,45 kg/m3

(Sinnott, 2005)

C-67

M

= 434,68 kmol

Maka didapatkan,  = 0,0004 kg/s2 Diameter Gelembung, db µG campuran = 0,98 cp = 9,8 x 10-4 kg/m.s do (diameter oriffice standar) = 1,6 mm = 0,16 cm wo = 1.263,80 kg/jam 4w0

Re

= πd

o μG

= 10.245.319,4

sehingga didapat bilangan reynold sebesar 10.245.319,4 Karena bilangan reynold yang diperoleh lebih dari 50.000 maka diameter gelembung (db) dihitung dengan persamaan : = 0,0071 Re-0,05

db

= 0,0071 ((10.245.319,4)-0,05) = 0,0032 m = 0,32 cm = 3,2 mm Luas Tiap Lubang 𝜋

Ao = 4 x dh2 𝜋

Ao = 4 x 0,12 2 Ao = 1,18.10-2 m2 = 118 cm2 Laju volumetrik tiap lubang (Q)

Q

6

d πg  b 8,268 3

5

3

5

(Perry, 1997)

C-68

Q = 1,6 x 10-3 cm3/s

= 1,6 x 10-9 cm3/s Kecepatan gas masuk tiap lubang (Ug) Ug =

Ug =

Q Ao

(Perry, 1997)

1,6 x 10−9 cm3/s 118 cm2

Ug = 1,37.10-5 cm/s Menentukan Sparger Ring Ditetapkan diameter sparger ring, Ds = 40 % Dreaktor Ds

= 0,4. Dreaktor (Peters and Timmerhause, 1991)

Ds

= 0,4. 3,65 m (Peters and Timmerhause, 1991) = 1,46 m

Luas plate sparger (Ls)

Ls 

π  Ds 2 = 1,68 m2 4

Pitch Sparger (Tringular Pitch) C

= 1,5 dh = 1,5 x 0,12 m = 0,18 m = 18 cm

Tinggi Sparger (h) = C x sin 60 = 0,16 m = 16 cm 1

Luas Pitch Sparger = 2 𝑥 𝐶 𝑥 ℎ = 0,01469 m2 = 146,9 cm2 luas tiap lubang

Rasio luas = luas pitch sparger 0,0118 m2

= 0,01469 m2 = 0,81

C-69

Jumlah lubang Sparger Luas total lubang

= rasio luas x luas plate sparger = 1,68 m2 x 0,81 = 1,35 m2

Jumlah lubang

=

𝐿𝑢𝑎𝑠 𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 𝐿𝑢𝑏𝑎𝑛𝑔 𝐿𝑢𝑎𝑠 𝑇𝑖𝑎𝑝 𝐿𝑢𝑏𝑎𝑛𝑔 1,35 m2

= 0,0118 m2 = 114,39 ≈ 115 buah

C-70

Tabel C.6.5. Spesifikasi Reaktor (RE-201) Fungsi

:

Mereaksikan HCl dengan gas NH3

Kode

:

RE-201

Tipe

:

Silinder tegak dengan tutup bagian atas dan bawah berbentuk torispherical dished head yang dilengkapi dengan coil dan sparger

Bahan Konstruksi :

Stainless Steel SA 167 Grade 11 type 316

Kondisi Operasi :

T

95oC

Pabs

1,02 atm

Diameter

12 ft

Tinggi

18 ft

Tebal

0,25 in

Tinggi

26,25 in

Tebal

0,25 in

Tinggi

26,25 in

Tebal

0,25 in

Tipe

Hex Nipple Sparger

Diameter

0,5 m

Jumlah hole

115 buah

Diameter hole

122 mm

ID jaket

12,04 ft

Tinggi

18 ft

Tebal jaket

0,25 in

Dimensi Shell

Dimensi Head

:

:

Dimensi Bottom :

Dimensi sparger :

Dimensi jaket

:

C-71

C.7. Separator (SP-301) Kode Alat

: SP-301

Fungsi

: Memisahkan gas NH3 dari produk larutan NH4Cl

Bentuk

: Silinder tegak dengan tutup atas dan bawah torispherical dilengkapi dengan half-open pipe feed inlet

Jenis

: Knock-Out Drum

Gambar C.7.1. Separator (SP-301) A. Kondisi Operasi Tekanan Umpan

: 1 atm

Temperatur umpan

: 95oC

Laju alir umpan

: 9.020,10 kg/jam

Densitas umpan

: 1.346,94 kg/m3

Laju alir volumetrik (Q) : 6,697 m3/jam : 0,0018602 m3/s

C-72

Tabel C.7.1. Neraca massa pada Separator Massa masuk

Massa keluar

(kg/jam)

(kg/jam)

H2O

5.226,7251

5.226,7251

NH4Cl

3.768,9394

3.768,9394

NH3

24,441

24,441

Total

9.020,1054

9.020,1054

Komponen

B. Menentukan Dimensi Separator Untuk separator jenis knock out drum, maka diameter nozzle masuk adalah ≥ 0,3 m. Maka diambil d1 = 0,3 m.

(DEP, 2007; 31.22.05. 11-Gen)

1. Tinggi Separator H tangki = X1 + X2 + X3 Dimana : d1 = X2 = 0,3 m X1

= Ketinggian bawah tangent line sampai nozzle, 2,5 - 7,5 dari X2

X3

= the clearance between the inlet device and the top tangent line (1 - 2,5 dari X1)

X1

(DEP, 2007; 31.22.05. 11-Gen)

= 7,5 . X2 = 2,3 m

X3

= 1 . X1 = 2,3 m

Maka H tangki = X1 + X2 + X3 = 4,8 m 2. Diameter Separator X3 = 0,9 D Maka D = 2,5 m

(DEP, 2007; 31.22.05. 11-Gen)

C-73

C. Menghitung Tebal Dinding Shell Untuk menentukan tebal shell, persamaan yang digunakan adalah : ts = 𝑓 .

𝑃 . 𝑟𝑠 𝜀− 0,6 𝑃

+c

(Pers. 13.1. Brownell and Young, 1959)

ts = tebal shell, in P = tekanan dalam tangki, psi f = allowable stress, psi r = jari-jari kolom e = effiensi pengelasan c = faktor korosi, in Material : stainless steel AISI type 316 Dari Tabel 13.1 & 13.2 pada -20 sampai 650 oF, Brownell and Young, 1959 diperoleh data: f = 84.100 psi e = 0,85

(single-welded butt joint with backing strip)

c = 0,12 in

(Brownell and Young, 1959 tabel 13.2)

Tekanan desain = 1,1 x Tekanan operasi = 1,1 atm = 16,5 psi rs

= D/2 = 1,25 m = 49,2 in

ts

= 0,14 in

Digunakan tebal standar = ¼ in

C-74

D. Desain Head dan Bottom Bentuk head & bottom yang digunakan adalah torishperical flanged and dished head. Tebal head dapat dihitung dengan menggunakan persamaan sebagai berikut : th = 2 .

𝑃𝑑𝑒𝑠𝑎𝑖𝑛 . 𝑟𝑐 . 𝑊 𝑓 . 𝜀− 0,2 𝑃𝑑𝑒𝑠𝑎𝑖𝑛

+c

(Pers. 7.77 Brownell and Young, 1959)

dimana, 1

𝑟𝑐

W = 4 [3 + (𝑖𝑐𝑟)0,5 ]

(Pers. 7.76 Brownell and Young, 1959)

Dari tabel 5.7 Brownell and Young, 1959. Diperoleh data untuk: OD shell = IDs + 2ts OD shell = 102 in Maka, icr = 6 1/8 dan rc = 96 Sehingga: W = 1,74 th = 0,14 digunakan tebal head standar (th) = ¼ in E. Menghitung Tinggi Head (OA) OA

= b + th + sf

(Brownell and Young, 1959)

Dimana, b = rc − √(𝑟𝑐 − 𝑖𝑐𝑟)2 − (

𝐼𝐷ℎ 2

− 𝑖𝑐𝑟)

2

b = 20,8 in Straight flange (sf) untuk torisperichal head adalah 2 in (Megyesy, 1983). Jadi, tinggi head (OA) :

C-75

OA

= 23,05 in = 1,92 ft = 0,58 m

F. Menentukan Pressure Drop Pin – Pout = (0,5 x ρm x V2 m,in ) + (0,22 x ρG x V2 G,out ) Dimana: ρG x V2 G,out = 4.500 Pa (Untuk separator jenis knock-out drum dengan half-open pipe) V m,in

𝑄

= 𝜋(𝑑12 /4) = 0,026 m/s

Maka: Pin – Pout

= 990,47 Pa = 0,0099 atm

Pin adalah tekanan campuran masuk Separator, dan Pout adalah tekanan gas NH3 keluar, dengan mengetahui nilai pressure drop-nya, maka dapat ditentukan tekanan gas NH3 keluar yaitu: Pout

= 0,99 atm

C-76

Tabel C.7.2. Spesifikasi Separator (SP-301) Alat

:

Separator

Kode

:

SP-301

Fungsi

:

Jenis

:

Bentuk

Untuk memisahkan gas NH3 dengan produk larutan NH4Cl Knock-out drum Silinder tegak (vertikal) dengan dasar (bottom)

:

dan atap (head) berbentuk torispherical dished head.

Bahan Konstruksi

:

Stainless Steel AISI 316

Temp. mixture in

:

95oC

Pressure in

:

1 atm

Pressure Drop

:

0,0099 atm

Pressure out

:

0,99 atm

:

2,5 m (8,20 ft)

Kondisi:

Dimensi Shell: Diameter Tinggi

:

4,8 m (15,48 ft)

Tebal

:

¼ in

Dimensi Head: Atas

:

1,92 ft

Bawah

:

1,92 ft

Tebal

:

1/4 in

Jumlah

:

1 buah

C-77

C.8. Evaporator (EV-301/302) Fungsi

: Memekatkan larutan produk keluaran Dekanter (DE-201)

Jenis

: Short Tube Vertical Forward Feed Evaporator. Dengan tutup atas berbentuk flanged and standard dish head dan tutup bawah berbentuk konis.

Bahan Konstruksi

: Stainless Steel tipe 316

Alasan Pemilihan : - Kebutuhan steam yang digunakan pada Double Effect Evaporator lebih sedikit jika dibandingkan dengan Single Effect Evaporator serta berdasarkan steam ekonomi pada Double Effect Evaporator lebih effisien dibandingkan dengan Single Effect Evaporator. - Jenis Short Tube Evaporator relatif lebih murah serta pengoperasian dan pembersihannya lebih mudah. -

Flanged and standard dished head cocok digunakan pada tekanan permukaan 1atm (Brownell & Young,1959).

- Short-Tube Vertical Evaporator memiliki luas area pembentukan vapor-liquid yang besar (Perry's, 2008). A. Kondisi operasi Temperatur umpan

= 95°C = 368,15 K

Laju alir umpan

= 9.665,23 kg/jam

Laju alir uap,V1

= 3.872,57 kg/jam

Viskositas umpan, μ

= 1,15 cp

Densitas Umpan, ρ

= 1.232,86 kg/m3

C-78

Gambar C.8.1. Evaporator (EV-301/302) Luas perpindahan panas, A

= 30,51 m2 = 328,24 ft2

B. Dimensi tube : Dipilih tube dengan spesifikasi sebagai berikut: Panjang tube = 6 ft = 1,83 m OD

= 1 in = 25,28 mm

BWG

= 15

Dari tabel 10, Kern 1965, hal 843, diperoleh: ID

= 0,86 in = 0,07ft = 21,74 mm

Surface per lin ft, a”

= 0,26

Flow area per tube, at’ = 0,58 in2 (Table 10. Kern 1965, Hal.843) C. Menghitung jumlah tube, Nt Nt

= 208,96 tube

Diambil harga Nt dari tabel 9, Kern, 1965, hal 841 yang mendekati perhitungan, Nt

= 199 tube (triangular pitch)

C-79

D. Koreksi Ud Luas permukaan perpindahan panas yang sebenarnya: = 312,59 ft2 = 29,05 m2

A

= N x L x a"

Ud

= 400,02 btu/jam.ft2.0F

E. Pemilihan pitch Pt’

= 1 1/4 in

= 0,10 ft = 3,10 cm

Alasan pemilihan : a). Film koefisien triangular pitch lebih tinggi dari pada rotated triangular pitch dan square pitch b). Dapat dibuat jumlah tube yang lebih banyak sebab susunannya lebih rapat. R Pt

P

Q

Gambar C.8.2. Susunan Tube Clearance (C’) = Pt’ - ODt = 0,10 ft - 0,08 ft = 0,02 ft = 0,62 cm A’

= Nt x 2 . Luas pitch (ABC)

Luas ABC

= ½ . alas. Tinggi = ½ . Pt . t ; dengan t = Pt . Sin 60 = ½ . Pt . Pt . Sin 60 = ½. (Pt)2.Sin 60

C-80

= 0,026 in2 = 1.665,70 mm2 F.

Menghitung volume tube

Volume per tube

= 1/ 4    IDt   L 2

= 0,00068 m3 Volume total tube

= 0,00068 m3 x 199 tube = 0,13 m3

G. Dimensi shell ts

=

P.d c 2.( f .E  0,6 P)

(Brownell & Young, 1959, Pers.13.1, hal.254) Keterangan: ts

: Tebal shell, in

P

: Tekanan desain, psi

F

: Allowable stress, psi = 18750 (Brownell, Young, 1959, Tabel. 13.1, hal. 251)

d

: Diameter shell, in = 21,25 in

E

: Efisiensi pengelasan = 80% (double welded butt joint) (Brownell,Young, 1959, Tabel. 13.2, hal. 254)

c

: Faktor korosi = 0,125 in/10th

Tekanan desain dihitung berdasarkan tinggi cairan di dalam tangki sebagai berikut: Pabs

= Poperasi + Phidrostatis = 30 psi + 0,03 psi = 30,03 psi

(Brownell, Young, 1959, Pers. 3.17, hal.46)

C-81

Tekanan desain 5 -10 % di atas tekanan kerja normal/absolut. Digunakan tekanan desain 10% di atas tekanan normal (Coulson, Richardson, Vol.6th, 1983, hal. 637) Pdesain = 1,1 × Pabs = 33,03 psi Maka, ts

= 0,17 in

Digunakan tebal standar 1/4 in

(Brownell,Young, 1959, tabel 5.7 hal.91)

Diameter luar shell, ODs ODs

= IDs + 2 (tshell) = 21,25 in + (2 . 3/16) = 21,62 in = 1,76 ft

Panjang shell (Ls) Diambil

= flanged shell (FL) = 2 x 2 in = 4 in = 1/3 ft

Panjang shell (Ls)

= Panjang tube + FL = 6 ft + 1/3 ft = 6,33 ft = 1,93 m

Volume total shell

= ¼ x π x IDs2 x L = 0,44 m3

Volume shell tanpa tube

= Volume total shell – Volume total tube = 0,44 m3 – 0,13 m3 = 0,31 m3

Tipe Shell

: Tipe E (Standart TEMA)

C-82

Alasan Pemilihan

: Shell tipe E merupakan salah satu jenis shell yang paling

ekonomis, efisiensi thermalnya baik dan

terdiri dari 1 pass sesuai dengan karakteristik yang dipakai. Dan juga memiliki LMTD yang tinggi. Tabel C.8.1. Spesifikasi Evaporator (EV-301) Shell

Tube

ID

= 21,25 in

Nt

= 199 tube

Pass

=1

Panjang

= 6 ft

Baffle spaces = 5,31 in

OD

= 1 ¼ in

Jumlah baffle = 14

ID

= 0,88 in

BWG

= 15

Pitch

= 1 1/4 in (triangular pitch)

Pass

=1

at'

= 0,58 in2

(Sumber: Kern,1950; Tabel 9 dan 10) ∆T LMTD : Hot fluid 302

302

Cold fluid Higher Temperature Lower Temperature ∆T

∆T LMTD = 19,30oF Tavg

= 302oF

tavg

= 236,99oF

Difference

194

108

279,98

22,02 85,98

C-83

Hot Fluid, shell side, steam 1) Menghitung flow area , as

Cold Fluid, tube side, C6H5ONa solutions 1’) Flow area, at

Nt  a 't 144  n

ID x C ' x B 144 x PT

as = 0,16 ft2

at = 0,79 ft2

2) Laju alir massa, Gs

2’) Laju alir massa, Gt

W = 3.233,39 lb/jam

W = 19.516,63 lb/jam

Gs = W/as

G = W /at

= 20.620,86 lb/jam.ft2

= 24.518,38 lb/jam.ft2

3) Bilangan Reynold, Res

3’) Bilangan Reynold, Ret

μ

μ

= 0,036 lb/jam.ft

= 2,78 lb/jam.ft

De  Gs Res

=



D  Gt Ret

=



[Pers. 3.6]

[Pers. 3.6]

Res

Ret

= 154.967,28

4’). JH

= 800 (fig. 28, Kern)

5’) Pada tavg

= 236,99oF

= 982.560,1

= ho/Фs hio 6) Condensation of steam, tw ho tw= t av  ho  hio/  Tav  t av  t

= 4.359,53 btu/jam.ft2 = 1.500 btu / jam ft² °F

6) tw = 253,63oF µ = 2,73 lb/jam.ft

C-84

Фs = 0,54 = 253,63oF

ho = 2.380,46 btu/jam.ft2.oF 7) Clean overall coefficient, UC UC = UC = 920,17 btu/jam.ft2.oF UD = 400,02 btu/jam.ft2.oF 8) Dirt factor, Rd UC  UD UC UD

Rd =

Rd = 0,0014 btu/jam.ft2.oF Rd yang diperlukan = 0,001 btu/jam.ft2.oF Rd hitung > Rd diperlukan (memenuhi)

(Tabel 8. Kern, 1965)

Pressure drop Shell

f  Gs  Ds   N  1 10 5 , = 22 10  De  s   s

Tube

2

ΔPs

Dimana :

f  Gt  L  n 5,22 1010  D  s   t 2

ΔPt

=

Dimana :

Gs

= 20.620,86 lb/ jam.ft2

Gt

= 24.518,38 lb/ jam.ft2

s

= 0,001

s

= 0,97

Res

= 982.560,1

Ret

= 154.967,28

f

= 0,01

f

= 0,00025...(Fig.29, Kern)

Ds

= 17,59 ft

Dt

= 16,2 ft

ΔPt

= 8,68 x 10-5 psi

Maka : ΔPs = 0,0101 psi

C-85

Pressure Drop Steam < 1 psia Sehingga, ΔPT = ΔPt + ΔPs (memenuhi) = 0,0102 psi H. Pemilihan baffle Baffle yang dipilih adalah baffle cut 25% dapat dilihat pada gambar F.3 berikut :

Gambar C.8.3. Baffle Cut 25% Dimensi baffle : Hb = Tinggi Baffle Cut Db = Diameter Baffle Ds = Diameter Shell Bc = Baffle Cut sebagai fraksi Diketahui : Diameter baffle = Ds = PQ = 21,25 in = 53,97 cm Bc

= 25%

maka : Hb

= 5,31 in = 13,49 cm

di mana Hb

= CD

AO

= BO = PO = QO = DO

(Coulson, 1989)

C-86

= Jari-jari Baffle = 1/2 x Diameter Baffle = 10,62 in = 0,88 ft = 26,99 cm CO

= DO − CD = 5,31 in = 0,44 ft = 13,49 cm

BC

= 0,77 ft = 23,37 cm

sehingga, AB

= 2 x BC = 1,53 ft = 46,74 cm

< AOB

= < AOC + < BOC

Karena segitiga AOB adalah segitiga samakaki, maka : < AOC

= < BOC

Sin (< AOC)

= 0,87

< AOC

= 60°

Sehingga < AOB = 2 x < AOC = 120° Dimensi baffle dan baffle cut dapat dilihat pada gambar F.4 berikut : 708,66 cm

P

354,33 cm

O

m 3c

120°

A

,3

306,86 cm

177,17 cm

4 35

354,33 cm

4,3

308,86 cm

3c

Q

m

B

177,17 cm

C

35

D

Gambar C.8.4. Dimensi Baffle dan Baffle Cut 25%

C-87

I.

Perancangan bagian bottom shell

Bentuk tutup bagian bawah shell yang digunakan adalah torispherical flanged bottom. Biasa digunakan untuk merancang vessel dengan tekanan dalam rentang 15 psig (1,020689 atm) – 200 psig (13,60919 atm).

OD

r

Ls

a

t

ID sf

B b = tinngi dish

icr

OA

A

Gambar C.8.5. Torispherical flanged and dished bottom Dimana : OD

= Diameter luar

= 1,76 ft = 53,67 cm = 21,13 in

ID

= Diameter dalam

= 1,73 ft = 52,72 cm = 20,75 in

Dari tabel 5.7 hal 89, Brownel & Young diperoleh nilai icr dan r yaitu : icr

= Inside corner radius, in

= 2,25 in

rc

= Radius of dish, in

= 22 in

Dari tabel 5.8 hal 93, Brownel & Young untuk thickness = 3/8 in rentang sf adalah 1 ½ - 3 in. sf = straight flange = 3 in ( range 1,5 – 3)

(Brownell & Young, 1959, Tabel 5.6)

Stress intensification factor for torispherical dished head (W) W= 1 x(3  r / icr ) 4

C-88

W = 1,75 in = 4,42 cm

(Brownell and Young, 1959, Pers.7-76)

Tebal bottom th =

P  rc  W C 2 fE  0,2 P

(Brownell and Young, 1959, Pers.7-77)

Maka, th = 0,17 in Tebal standar = 3/16 in

(Brownell and Young, 1959, Table 5.8)

Tinggi head bottom

AB

ID  icr 2 = 9,0029 in = 22,87 cm

BC

= r – icr

AC

=

AC

= 18,56 in

AB

=

= 20,62 in = 52,39 cm

BC 2  AB2 = 47,13 cm

Tinggi dari dished (b) : ( BC ) 2  ( AB) 2

b

=r–

b

= r – AC = 3,44 in = 8,75 cm

Maka tinggi head (OA) : OA

= t + b + sf = 6,61 in = 16,79 cm

Tinggi total Shell and Tube pada Evaporator (H) Htotal dengan dish bottom = Tinggi tube + OA + sf Dimana : Tinggi tube

= 6 ft

= 182,88 cm

Tinggi bottom, OA

= 0,55 ft = 16,79 cm

C-89

Tinggi flanged

= 3 in

Htotal

= 6,79 ft

= 2,07 m

Tanpa dish bottom

= 6,24 ft

= 1,90 m

J.

Tube Sheet

Tube sheet berupa plat berbentuk lingkaran dan berfungsi sebagai pemegang ujungujung tube dan pembatas aliran fluida disisi shell dan tube. Pemasangan tube pada Evaporator (EV-201), menggunakan teknik pengelasan (welded).

Gambar. C.8.6. Tube sheet dengan teknik pengelasan Material tube sheet

= SA-129 C

Spec. Min Tensile

= 42.000 psi

Maximum allowable stress, f = 10.500 psi Perhitungan Tebal Tube Sheet :

FG  P  t   2 S

1

2

(Garbett, 1958)

dimana : t

= Tebal plat dari tube sheet yang efektif, in

S

= Tegangan tarik yang diijinkan pada suhu perencanaan bahan tube sheet = 10.500 psi

C-90

G

= Diameter dalam

= 21,25 in

P

= tekanan pada shell

= 33,03 psi

F

= 1 berdasarkan nilai ts/IDs pada grafik 5.3 APK

maka :

FG  P  t   2 S

1

2

= 0,59 in = ½ in (tebal standar) K. Perhitungan Dimensi Evaporator Perancangan Deflector (Primary Separator) Tipe : Vertikal Drum Menghitung Kecepatan uap maksimum 𝜌𝑖

(𝑢𝑣 )𝑚𝑎𝑥 = 0,035√𝜌𝑣 = 1,37 m/s = 4,51 ft/s Menghitung luas area minimum vessel (Amin) Q = A. v

dimana : Qv = laju alir uap, ft3/s

= 2.306,63 m3/jam = 22,63 ft3/s

(pers.10-10, Coulson,1983)

C-91

Maka, Amin

= 50,21 ft2 = 4,66 m2

Menghitung diameter minimum Dmin =

4 . A min



= 7,99 ft = 2,44 m = 98,25 in Menghitung volume liquid dalam deflector Laju massa liquid C6H5ONa = 7.338,03 kg/jam Laju alir (Q ) =

𝑚𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑙𝑖𝑞𝑢𝑖𝑑 (𝑚) 𝜌

= 7,99 m3/jam = 0,0022 ft3/s

V = 360s x 0,0022 ft3/s = 28,23 ft3 Kedalaman liquid dalam deflector (HL) = 1⁄

𝑉

2 4𝜋𝐷

= 11,47 ft

Tinggi vapor dalam evaporator 1,5 – 2 HL

(Evans, 1974, hal 155)

Kedalaman vapor dalam deflector Hv, diambil 2HL Hv = 2HL = 17,2 ft Cek Geometri Nilai (HL+Hv)/D, antara 3 -5 Jadi,

(HL +Hv ) D

= 3,5 (memenuhi)

(Evans,1974 hal 155)

C-92

Menghitung tebal shell deflector Untuk menentukan tebal shell, persamaan yang digunakan adalah : 𝑃𝑥𝑟

𝑖 𝑡𝑠 = (𝑓 𝑥 𝐸)−(0,6 +𝑐 𝑥 𝑃)

(Pers. 13.1, Brownell and Young, 1959)

Keterangan : P

= Tekanan desain, psi

d

= Inside diameter shell, in

f

= Allowable stress

C

= Faktor korosi

E

= Efisiensi

f

= 18.700 psi, Material yang digunakan adalah Stainless Steel AISI tipe 316 (Ulrich, 1984)

E

= 85% (double-welded butt joint) (Brownell & Young, 1959, Tabel 13.2)

c

= 0,12 in

L. Menghitung tekanan desain Pabs

= Poperasi + Phidrostatis = 14,94 psi +

𝑔 𝜌( ⁄𝑔𝑐 )𝐿 144

= 16,7 psi Tekanan desain 5 – 10% di atas tekanan kerja/absolut (Coulson, 1988, hal, 637) Maka, tekanan desain yang dipilih 10% di atasnya : Pdesain = 1,1 x Pabs = 18,37 psi

C-93

Menghitung ketebalan shell (ts) : ts

= 0,18 in

Tebal shell standar

= 3/16 in

M.

(Brownell and Young, 1959, Tabel 5.8)

Desain head dan bottom deflector

Bentuk – bentuk head : 

Flange and Standart Dished Head Digunakan untuk vessel proses vertikal bertekanan rendah, terutama digunakan untuk

tangki penyimpanan horizontal, serta untuk

menyimpan fluida yang volatil 

Torispherical Flanged and Dished Head Digunakan untuk tangki dengan tekanan dalam rentang 15 psig (1,020689 atm) hingga 200 psig (13,60919 atm).



Elliptical Flanged and Dished Head Digunakan untuk tangki dengan tekanan tinggi dalam rentang 100 psig dan tekanan di atas 200 psig (Brownell and Young, 1959) Dalam perancangan ini digunakan jenis Torispherical Flanged and Dished Head

C-94

icr

h

A

B sf

r ID

a

C

Gambar C.8.7. Flanged and Standart Dished Head Keterangan : th

= Tebal head, in

Icr

= Inside corner radius, in

r

= Radius of dish, in

sf

= Straight flange,in

OD

= Diameter luar, in

ID

= Diameter dalam, in

b

= Depth of dish, in

OA

= Tinggi head, in

 Tebal Head (th)

th 

P.rc .w C 2 fE  0,2 P

di mana : w

rc  1   . 3 4  icr 

(Brownell & Young, 1959, hal. 258)

C-95

Keterangan : th

= Tebal head (in)

P

= Tekanan desain (psi)

rc

= Radius knuckle, in

icr

= Inside corner radius ( in)

w

= stress-intensitication factor

E

= Effisiensi pengelasan

C

= Faktor korosi (in)

Menentukan Inside corner radius dan corner radius : OD

= ID + 2 ts = 98 in + 2 (0,1875) = 98,37 in

Pada t = 3/16 in icr = 5 7/8 in

(Brownell & Young, 1959, Tabel 5.7)

rc = 96 in Maka : 1

96

𝑤 = 4 [3 + √5 7 ] = 1,76 ⁄8

th = 0,22 in (dipakai plat standar ¼ in) Untuk th = ¼ in, dari tabel 5.8 Brownell & Young hal. 93, maka sf = 2,25 in ( range 1,5 – 2,25 in).  Depth of dish (b)

b  rc 

rc  icr 2  ID 2  icr 

2

(Brownell and Young, 1959, hal. 87)

C-96

b = 16,8625 in  Tinggi Head (OA) OA = th + b + sf

(Brownell and Young,1959, hal.87)

OA = ( 0,25 + 16,86 + 2,25) in = 19,36 in = 1,58 ft N. Perancangan bottom deflector Bentuk : Kerucut terpancung



h d ID

Gambar C.8.8. Head Bawah Kerucut Terpancung Keterangan : ID

= diameter deflector = 98 in

d

= diameter ujung kerucut = 21,25 in

h

= tinggi kerucut, in

Menentukan dimensi konis Perhitungan diameter tutup bawah telah dihitung pada perhitungan di atas : Ds

= diameter dalam shell, Ds = 98 in

D

= diameter kerucut terpancung

Sudut kerucut, Ɵ = 60o h

= {(ID - d)/2}tan Ɵ

C-97

h

= {(ID - d)/2}tan 60

h

= 0,87 (ID - d)

h

= 0,87 (98 in – 21,25 in) = 66,46 in = 5,41 ft

Tinggi total deflector = Tinggi shell + Tinggi head atas + Tinggi head bawah = 8,74 ft + 1,58 ft + 5,41 ft = 15,72 ft = 4,79 m Tinggi total evaporator

= Tinggi total deflector + Tinggi shell and tube = 15,72 ft + 6,79 ft = 22,52 ft = 6,86 m

O. Menghitung volume deflector Tutup atas tangki

= torispherical

Tutup bawah tangki

= kerucut terpancung

Vtangki

= Vshell + Vtorispherical + Vkerucut

Vtorispherical a.

Volume tanpa bagian sf: V

= 0,0000439 × ID3 = 0,022 ft3

b.

Volume pada sf: Vsf

= 0,25 × π × D2 × sf

C-98

= 9,41 ft3 = ( 0,02 + 9,41 ) ft3

Vtorispherical

= 9,44 ft3 = [1/12 π.h(ID2 + ID.d +d2)]

Vkerucut

= 114,35 ft3 Volume total deflector: = (0,25 × π × ID2 × Hs) + 9,44 ft3+ 114,35 ft3

Vtangki

= 1.563,0016 ft3 Tabel C.8.2. Spesifikasi Evaporator Efek I (EV-301) Alat

: Evaporator I

Kode

: EV – 301

Fungsi

: Memekatkan larutan produk keluaran Reaktor

Tipe

: Shell and Tube Short Vertical Evaporator

Kapasitas

: 9.665,23 kg/jam

Dimensi

Tinggi total evaporator = 6,86 m Shell : Diameter shell (ID) = 21,25 in Tebal shell (ts)

= 3/16 in

Tebal head (th)

= 3/16 in

Tube : OD tube

= 0,081 ft

Panjang tube

= 6 ft

Jumlah tube

= 199 tubes

= 1,83 m

C-99

Tabel C.8.3. Spesifikasi Evaporator Efek II (EV-302) Alat

: Evaporator II

Kode

: EV – 302

Fungsi

: Memekatkan larutan produk keluaran EV - 301

Tipe

: Shell and Tube Short Vertical Evaporator

Kapasitas

: 7.912,0781 kg/jam

Dimensi

Tinggi total evaporator = 5,85 m Shell : Diameter shell (ID) = 19,25 in Tebal shell (ts)

= 3/16 in

Tebal head (th)

= 3/16 in

Tube : OD tube

= 0,081 ft

Panjang tube

= 6 ft

Jumlah tube

= 163 tubes

= 1,83 m

C.9. Crystallizer (CR-301) Fungsi

: Mengkristalkan Amonium Klorida

Tipe

: Agitated continuous crystallizer dengan tutup atas torispherical dan tutup bawah kerucut terpotong

Dasar pemilihan : 1. Digunakan crystallizer untuk menghasilkan kristal garam (Jones, 2002) 2. Pada proses kristalisasi, digunakan pengaduk untuk meningkatkan transfer panas. (Mullin, 2001) Kondisi operasi

: Temperatur Tekanan operasi

= 35oC = 1 atm

C-100

Sistem Referigerant

: jaket pendingin

Jenis pengaduk

: Six blade open turbine dengan menggunakan 4 buah baffel

Asumsi – asumsi : 1. Crystallizer selalu berisi magma suspensi-campuran 2. Dalam keseluruhan magma itu terdapat keadaan lewat jenuh yang seragam 3. Hukum

 L tentang pertumbuhan kristal berlaku

4. Tidak ada kristal yang pecah menjadi partikel dengan ukuran tertentu

Mekanisme Kristalisasi Mekanisme kristalisasi terdiri dari dua tahap, yaitu nukleasi dan pertumbuhan kristal. Potensial pendorong untuk kedua tahap itu ialah kelewat jenuhan atau supersaturasi. Proses pembuatan larutan supersaturasi pada perancangan pabrik amonium klorida ini adalah dengan menggunakan: Pendinginan larutan Pendinginan larutan dilakukan dengan cara mendinginkan larutan yang akan dikristalisasi sampai keadaan lewat jenuh tercapai disaat konsentrasi larutan lebih tinggi dari pada konsentrasi larutan lewat jenuh pada suhu itu.

Perhitungan Desain Mekanis Kondisi Operasi : Temperatur larutan masuk, T1

= 109,7oC

Temperatur kristal keluar, T2

= 35oC

C-101

Temperatur amonia masuk, t1

= -33oC

Temperatur amonia keluar, t2

= -33oC

Umpan Masuk : Tabel C.9.1. Umpan Masuk Kristalizer Komponen

Liquid

Kristal

Wi

Wi

Mass

Mol

Mass

Mol

Liq

Sol

NH4Cl

1.239,59

23,17

3.104,90

58,03

0,46

1

H2O

1.448,17

80,45

0

0

0,54

Total

2.687,76

103,62

3.104,90

58,03

1

ρ campuran cairan

= 1,23E+03 kg/m3

ρ campuran padatan

= 1,69E+03 kg/m3

ρ

wi/ρ liq

1694

2,723E-04

1000

5,388E-04 8,111E-04

Menentukan Dimensi tangki Untuk menghitung volume Crystallizer harus diketahui terlebih dahulu kinetika kristalisasinya, dengan tahapan perhitungan sebagai berikut: Menghitung rasio konsentrasi lewat jenuh dan larutan jenuh (α), dengan menggunakan persamaan Kelvin.

ln  

4 Vm  RTL

(Mc Cabe)

Keterangan: L

= ukuran Kristal NH4Cl = 2 nm = 2 x10-7 cm (Mullin,1960)

Vm

= volume molar Kristal NH4Cl BM NH4 Cl

=ρ

camp. Sol

= 3,16 x 10-2 m3/kmol

wi/liq solid 0,00059

5,9E-04

C-102

σ

= tegangan permukaan = 7 ergs/cm2

υ

= jumlah ion per molekul = 1

R

= 83143000 ergs/cm2

T

= Temperatur (K) = 308,15 K

(Mc Cabe, 1985)

Maka ln α = 0,00017 α = 1,00017 Menghitung laju nukleasi  16π V 2 Naσ3   m B  10 exp    2  3υ (R T) 3 (lnαl 2    o

25

(Mc Cabe, 1985)

Diketahui NH4 = 6,02 x 1023 molekul/mol Maka laju nukleasi yang didapat adalah sebesar : Bo

= 1,02 x 1022

Menghitung laju pertumbuhan dan waktu kristalisasi Populasi densiti juga dapat dihitung dengan persamaan sebagai berikut: n=

MT  c k l L3

Keterangan: MT

= densitas larutan = 1.443,54 kg/m3

ρc

= densitas larutan = 1,69 x 103 kg/m3

kl

= shape factor = 1 (untuk partikel kubus dan speris)

dari persamaan diatas diperoleh tabel sebagai berikut. Diawali dengan L = Ukuran kristal 2 nm

C-103

Tabel C.9.2. Distribusi Ukuran Kristal L, cm

n

Log n

9,95 x 10-8

8,65 x 1020

20,94

9,97 x 10-8

8,58 x 1020

20,93

1,10 x 10-7

6,40 x 1020

20,81

1,12 x 10-7

5,98 x 1020

20,77

1,17 x 10-7

5,25 x 1020

20,72

1,85 x 10-7

1,34 x 1020

20,13

2,00 x 10-7

1,06 x 1020

20,03

2,00 x 10-7

1,06 x 1020

20,03

Untuk memudahkan dalam melakukan plot grafik L versus Log n Tabel C.9.3. Distribusi Ukuran Kristal L, nm 0,99 0,99 1,10 1,12 1,17 1,85 2 2

C-104

Diperoleh grafik sebagai berikut :

Gambar C.9.1. Distribusi Ukuran Kristal Slope

= -1/G,t = -0,89

Dari grafik diperoleh, log no = 22,27 Maka, no = 1,86 x 1022 nilai dari laju pertumbuhan, G dapat dicari dengan persamaan: Bo

= no.G

G

=

Slope

= 𝑡 𝐺= -0,89

B = 0,55 cm/ jam = 0,005 m/jam  n −1

t = -1/(G x slope) = 1,02 jam = 61,50 menit Menghitung laju alir volumetric (Q) dan Volume tank Laju alir volumetrik umpan : M = 4,01 m3/jam ρ mix

QL

=

Vcr

= Q x treactor = 4,01 m3/jam x 1,02 jam = 4,11 m3

Over Design 20% Maka Vcr = 1,2 x 4,11 m3

C-105

= 4,94 m3 = 174,28 ft3 Dimensi Tangki

h

tg  D  d  (Hesse, Pers.4-17, hal 92) 2

Keterangan : D = diameter shell (ft) d = diameter ujung konis (ft) H = tinggi shell (ft) h = tinggi konis (ft) ɵ = sudut gelinding atau sudut konis (o) Sudut gelinding (angle of repose) = 36o

(Wallas, Tabel 5.3 Hal 79)

tg36o D  d  h  7,75D  d  2 Vconical

= 7,75 (D-d) Sehingga,

Vconical

= 2,03 (D-d) x (D2+Dd+d2)

Vconical

= 0,17 x (D-d) x (D2+D.d+d2)

Vconical

= 0,17 x (D3+D2.d+D.d2-D2.d-D.d2-d3)

Vconical

= 2,03 (D3-d3)

D 4 d

d = D/4

Rasio Hs/Ds = 1, maka Ds = Hs Sehingga : Vtot

= Vshell + Vkonis

(Ulrich, 1984) (McGlinchey, 2008, hal.115)

C-106

= ¼ π Ds2 H + 2,03 x (D3 – d3) = ¼ π Ds3 + 2,03 (D3 -

D3 4

Vshell

= ¼ π Ds2 H = 222,02 ft3

D

=H

D

= 6,05 ft

)

= 72,66 in digunakan standar : D

= 7 ft

= 84 in

= 2,13 m

H

= 7 ft

= 84 in

= 2,13 m

maka, d = D/4 = (7/4) = 1,75 ft h

= 7,75 (D – d) = 33,37 ft = 10,17 m

Vkonis

= 2,03 x (73 ft – 1,753 ft) = 685,62 ft3 (Vpadatan di konis)

Vkoreksi = 0,78 ID3 + 0,072 𝜋 (ID-d) x (ID2 + ID x d + d2) = 345,80 ft3 Menghitung Tinggi Cairan Di Dalam Crystallizer 4𝑉

HL = 𝜋 𝐼𝐷𝐿2

= 3,78 ft = 1,13 m

Menghitung Tekanan Design Ptot

= Poperasi +Phidrostatis = 14,70 +

 mix . g g hL c  144

= 14,70 psi + 11,36 psi = 26,05 psi Pdesain

= 1,1 x Ptot = 1,1 x 26,05 = 28,65 psi = 1,95 atm

C-107

Menentukan Tebal Dinding dan atap Shell ts 

P.ri C f .E  0,6 P

(Brownell & Young, 1969)

Keterangan : ts = Tebal shell (in) P = Tekanan absolut tangki

= 28,66 psi

f = Allowable stress

= 18.750 psi

ri = Jari-jari dalam silo

= 42 in

E= Efisiensi pengelasan (double welded butt joint)

= 80%

(Brownell & Young, 1969) c = Faktor korosi (0,12 in/10 tahun) ts 

(Peters & Timmerhaus, 1991)

P.ri C f .E  0,6 P

ts = 0,20 in digunakan tebal standar = 1/4 in = 0,25 in Menentukan Tebal Dinding Konis Silo Kemiringan konis =  = 36o tc 

P.D C 2 cos  ( f .E  0,6 P)

tc = 0,224 in digunakan tebal standar = 0,25 in

(Brownell & Young, 1969)

C-108

h



d Ds

Gambar C.9.2. Detail untuk bottom tangki Diameter Luar Shell Diameter luar shell (OD) = ID + (2 x ts) = 42 in Digunakan OD standar, yaitu 42 in. Head Tangki Bentuk

: Torispherical Dished Head

Dasar Pemilihan : Sesuai untuk tangki vertikal pada tekanan rendah (2-14,61 atm) (Brownell & Young, 1969) OD

b = tingi dish

OA

icr

A

sf

B

ID

t

a

r

C

Gambar C.9.3. Dimensi Torispherical Dished Head Crystallizer (CR-301). Dengan OD 66 in, didapat : Inside Corner Radius (icr) standar

= 4 in

Jari-Jari Crown (rc) standar

= 56 in

(Brownell & Young, 1969)

C-109

Menentukan Tebal Head th 

P rW C 2 f E  0,2 P

(Brownell, Young, 1959,

hal. 138) Keterangan :

th = tebal tutup rc = radius crown w = faktor intensifikasi stress

Dengan :

rc  1  = 1,69 in w  . 3  4 icr  Sehingga didapatkan th = 0,22 in Dipilih th standar = 1/4 in = 0,25 in

(Brownell, Tabel 5.7, hal.91)

Dengan ukuran th diatas, maka : Sehingga tebal head (th) = tebal bottom (tb) = 1/4 in = 0,25 in Menentukan Tinggi Head Untuk th = 1/4 in , diperoleh : nilai sf = 2,5 in (range 1,5 – 3,5 in)

(Brownell & Young, 1969)

Tinggi head (OA) = th + b + sf dimana : b = panjang dish → b  r  ( BC ) 2  ( AB) 2 BC = r – icr = 52 in AB = (ID/2) – icr = 38,000021 in

b  r  ( BC ) 2  ( AB) 2 = 20,50 in

C-110

Maka tinggi head (OA) = th + b + sf = 23,25 in = 0,59 m = 1,94 ft Sehingga tinggi total tangki (Htot) = H + (2 x (OA)) = 3,31 m Volume Torispherical Dished Head Volume sebuah head

= Vhead + Vsf = (0,000049 D3 + ¼ 𝜋 D2.sf) = 13.876,46 in3 = 0,23 m3 = 8,03 ft3

Vtotal Crystallizer

= (0,25 x 𝜋 x ID2 x L) + (2 x volume head) = 285,32 ft3 = 8,08 m3

Perancangan Jaket Pendingin Kebutuhan Pendingin (amoniak) dan Propertisnya Massa Pendingin

= 84,03 kg/jam = 185,25 lb/jam

Propertis Pendingin : ρ = 595,30 kg/m3 = 63,424 lb/ft3 µ = 0,0001 kg/m.s = 0,19 lb/ft.h Luas Perpindahan Panas Koefisien transfer panas keseluruhan (UD) dengan fluida panas berupa aqueous solution dan fluida dingin berupa air adalah sebesar 250-500 Btu/h.ft2.oF

C-111

Dipilih : UD = 300 Btu/h.ft2.oF Diketahui dari hasil neraca energi, panas yang dibutuhkan adalah sebesar : Q = 115.050,80 kJ/jam = 109.046,69 btu/jam Tabel F.12. Tabel ∆TLMTD F

cold fluid oF

∆t(oF)

229,46

higher T

-27,4

256,86

∆t2

95

lower T

-27,4

122,4

∆t1

134,46

∆t2 - ∆t1

o

hot fluid

Sehingga :

ΔTLMTD 

Δt 2 - t 1  Ln  t 2 t 1  

= 181,4 oF Maka, luas perpindahan panas yang dibutuhkan : A=

Q = 121,46 ft2 UD  t

Sedangkan luas perpindahan panas yang tersedia adalah sebesar : A = luas selimut silinder + luas penampang bawah  2  A =  .Do .H L   Do  4 

Keterangan : Do = diameter selimut = diameter luar kristalizer = 84 in = 7 ft HL = ketinggian cairan dalam kristalizer = 1,15 m = 3,78 ft Maka diperoleh luas perpindahan panas yang tersedia adalah sebesar A

= 11,28 m2

C-112

= 121,46 ft2 Luas perpindahan panas yang tersedia jauh lebih besar dibandingkan luas perpindahan panas yang dibutuhkan sehingga jaket pendingin dapat digunakan. Menentukan koefisien panas keseluruhan, U U

=

Q A  TLMTD

= 4,95 btu/h.ft2.oF Koefisien transfer panas dalam kristalizer    hi  Dt   0,74  Nre 2 / 3  Npr1/ 3   k  w 

0 ,14

Keterangan : Dt

= diameter tangki, ft

Nre

= bilangan reynold

Npr

= bilangan Prandtl

Karena Twall       w  k

= T cairan dalam kristalizer maka

0 ,14

=1 = 0,29 btu/ft.h.oF

µmix cairan

= 0,72 cp = 1,75 lbm/ft.h

Cpmix

= 145,4 kJ/kg.K = 34,7 btu/lb.oF (Neraca Energi)

Nre

=

𝐼𝐷 𝐺𝑡 𝜇

= 8.119,23

C-113

Npr

=

hi  Dt  k

hi

𝐶𝑝 𝜇 𝑘

= 209,38

= 1.775,09 = 71 W/m2 K = 12,49 btu/h.ft2.oF

Koefisien transfer panas dalam jaket hio

=

1 1 1 − ℎ𝑖 𝑈

= 5,32 btu/h.ft2.oF Volume Jaket Pendingin

Vj

=

𝑊 𝜌

= 0,14 m3 = 5,02 ft3

Tebal Jaket

tj

PxD

= 2 (f x E)− (0,6 x P) + C

keterangan : D

= diameter luas tangki

f

= allowable stress

E

= efisiensi pengelasan

C

= faktor korosi

Didapat tebal jaket sebesar, tj = 0,39 in Digunakan tebal standar,

tj = 0,5 in

C-114

Perancangan Pengadukan Jenis

: six blade open turbin

Dasar Pemilihan

:

1. menghasilkan 2 aliran yaitu axial dan radial sehingga pencampuran akan lebih sempurna 2. lebih baik digunakan pada campuran solid yang tersuspensi (Geancoplis hal 142) Diameter Pengaduk (Di) Di/Dt

= 0,3 m

Di

= 0,64 m

= 2,1 ft

= 25,2 in

= 0,13 m

= 0,42 ft

Lebar Impeller (w) W

= 0,2Di

= 5,04 in

Jarak pengaduk ke dasar tangki (c) Zi = HI/6 = 0,19 m Jarak pengaduk dari buffle (L) L = 0,25Di

= 0,16 m

= 0,53 ft

= 6,30 in

= 0,58 ft

= 7 in

Lebar baffle, (J) Jumlah Baffle

= 4 buah

J = ID/12

= 0,18 m

Offset top & offset bottom Offset top

= 1/6 x W

= 0,02 m

Offset bottom

= Da/2

= 0,32 m

C-115

Tinggi buffle & clearence antar buffle Tinggi baffle

= Hs – (Offset top + Offset bottom) = 2,97 m

Clearence antara Baffle (C)

= 0,15 x J = 0,03 m

Jumlah pengaduk (Nt) Jumlah Pengaduk (Nt) = WELH/Dt Keterangan :

(Rase, 1977, Pers, 8.9, hal. 345)

WELH

= HL.sg

dengan : sg

= campuran/air = 1,44

maka: WELH = 1,64 m Jumlah pengaduk (Nt) = 1 Kecepatan putaran (N)

N 

600 π.Di

WELH 2Di

N = 337,40 rpm = 5,62 rps Daya Pengaduk (P)

N Re 

 mix .N .Di 2  mix

(Geancoplis, Hal 144) Tabel C.9.5. Viskositas Campuran Komponen dalam Crystallizer Komponen

Massa (kg)

Xi

µi (cp)

ln µi (cp)

xi.ln µi

NH4Cl

3589,218

0,620

1,02

0,019803

0,01227

H2O

2202,080

0,380

0,5

0,69315

0,26356

Total

5791,298

1,000

0,28768

C-116

Viskositas campuran dapat dihitung dengan persamaan : ln

 mix = ∑ (x . ln  i ) i

 mix

= 11,7532 cp = 0,01175 kg/m.s

Sehingga didapatkan nilai NRe = 120.210,778 = 1,20210 x 105 Berdasarkan Grafik dibawah ini, untuk pengaduk jenis six blades turbine, didapatkan Bilangan Power (Np) sebesar 0,7

Gambar C.9.5. Grafik Hubungan NRe dengan Np untuk Crystallizer (CR-301). Power pengaduk (Pinput) = Pteoritis + Philang (gland loss)

N P . mix .N 3 .DI = 1.205,46 J/s = 1,62 hp 5

dimana: Pteoritis = Philang (gland loss)

= 10 % x Pteoritis = 0,1 x 1,62 hp = 0,16 hp

Pinput = Pteoritis + Philang (gland loss) = 1,78 hp

C-117

Gambar C.9.6. Grafik hubungan brake power (P) dengan efisiensi motor Crystallizer (CR-301). Didapatkan efisiensi motor sebesar 87%, sehingga daya motor yang digunakan = P/= 2,04 hp. Diameter Sumbu d3 =

Z p x 16 

= 0,96 m d = 0,99 m Menghitung Tm Tm= 1,5 x Tc Tc =

P x 75 x 60 2xπxN

Keterangan : Tc = Momen putaran, kg.m P = Daya, Hp N = Kecepatan putaran, rpm Tc = 3,78 kg.m Tm = 5,66 kg.m

C-118

Tabel. C.9.6. Spesifikasi Crystallizer (CR-301) Fungsi

Membentuk kristal amonium klorida

Kode Alat

CR-301

Tipe Alat

Agitated continuous crystallizer = 35 oC

Temperatur Kondisi Operasi

Tekanan desain = 1 atm Refrigerant

= Amoniak

Tinggi

= 7 ft

Diameter shell = 7 ft Tebal shell

= 1/4 in

Tebal head

= 1/4 in

Diameter Konis = 1,75 ft Tinggi Konis Dimensi

= 33,37 ft

Tipe Pengaduk : six flat blades turbine Jumlah pengaduk : 1 buah Kecepatan pengaduk : 337,40 rpm Daya pengaduk

: 2,04 Hp

Jaket pendingin OD jaket

= 7,08 ft

Tebal jaket

= 0,042 ft

Volume jaket = 5,02 ft3/jam Bahan Konstruksi

Stainless Steel SA-316

C-119

C.10. Centrifuge (CF-301) Fungsi

: Memisahkan kristal NH4Cl dari mother liquor

Tipe

: Scrool Convenyor Centrifuge (Decanter Centrifuge)

Dasar Pemilihan : 1.

Tipe scrool conveyor centrifuge dapat digunakan secara continous.

2.

Scrool conveyor centrifuge dapat digunakan untuk memisahkan fluida dengan kapasitas besar yaitu solid hingga 100 ton/jam serta liquid hingga 54000 gal/jam (Tabel 18.15 Perrys hal 18.141).

3.

Diameter sesuai untuk pemisahan solid - Liquid dengan ukuran partikel solid 100-10000 μm atau 0.1 mm – 10 mm. (figure 10.6, coulson & Richardson, 2005)

Kondisi Operasi : T masuk (Tin) = 30oC = 303 K Tekanan (P) a.

= 1 atm = 2116.217 lb/ft2 = 14.696 Psi

Menghitung Densitas Umpan, Padatan dan Liquid

Aliran Umpan Tabel C.10.1 Aliran Umpan masuk Centrifuge Komponen

Feed (F5) Kg/Jam

Kmol/Jam

Fraksi

Ρ

(wi)

(Kg/m3)

wi/ρ

(NH4Cl) (l)

599,5408

11,2064

0,0693

994,5

3,16.E-05

(NH4Cl) (s)

3744,9578

69,9992

0,4330

994,5

1,97.E-04

H2O

1448,1662

80,4537

0,4977

924,74

4,86.E-04

Total

5792,66

161,66

1

0,000715

C-120

ρ umpan

=

1 wi  i

(Coulson, Richardson, Vol.6th, 1983, hal. 238)

= 1/0,00071 = 1.397,85 kg/m3 Aliran Padatan (Produk) Tabel C.10.2 Aliran Padatan keluar Centrifuge Feed (F7)

Komponen

Fraksi

ρ

wi/ρ

Kg/Jam

Kmol/Jam

(wi)

(kg/m3)

3.768,94

70,45

0,9849

994,46473

0,000449

H2O

57,93

3,22

0,0151

924,74

0,000016

Total

3826,87

73,67

1

(NH4Cl) (s)

0,000465

Menghitung Laju Alir Volumetrik F

Q= =

ρ 5792,66 kg/jam 1.919,24 kg/m3

= 4,144 m3/jam = 0,01 m3/s Aliran Liquid (Mother Liquor) Tabel C.10.3 Aliran Liquid (mother liquor) keluar Centrifuge Komponen

Feed (F6)

Fraksi

ρ

wi/ρ

Kg/Jam

Kmol/Jam

(x)

(kg/m3)

(NH4Cl) (l)

575,56

10,76

0,29

994,46

0,000133

H2O

1390,24

77,24

0,71

924,74

0,000765

Total

1965,80

87,99

1,0

0,00089819

C-121

Menghitung Densitas Padatan 𝜌𝑠

=

1 wi  i

(Coulson, Richardson, Vol.6th, 1983, hal. 238)

= 1/0,00046 = 2149,78 kg/m3 b. Menghitung Viskositas Liquid Tabel C.10.4 Viskositas Liquid pada Centrifuge Komponen

Feed (F6)

Fraksi

μ (viscosity)

wi/μ

Kg/Jam

Kmol/Jam

(wi)

Cp

Kg/m.s

(NH4Cl) (l)

575,56

10,76

0,29

3,8

0,0038

76,316

H2O

1390,24

77,24

0,71

8,18

0,00081

867,970

1965,80

87,99

1,0

Total

944,286

Menghitung Densitas Liquid =∑

ρL

wi ρi

= 1/ 0,000898 = 1.113,35 kg/m3 c.

Menghitung Viscositas Liquid μmix =

1 ∑(

wi ) μi

= 1,0616E-03 kg/m.s d. Menghitung Kecepatan Terminal Partikel Padatan (Ug)

 .d s .g 18 2

Ug

=

Q/ ∑

= 2 Ug

(Coulson, Richardson, Vol.6th, 1983, Pers. 10.2, hal. 323)

Keterangan : ∑

= nilai sigma dari centrifuge (m2)

C-122

Ug

= Kecepatan terminal dari partikel padatan (m/s)

Q

= Laju alir volumetrik Liquid masuk ke centrifuge (m3/s) = 0,0011 m3/s

Δρ

= Perbedaan densitas antara solid dan Liquid (kg/m3) = 1.036,43 kg/m3

ds

= Diameter partikel (m) “cut off size” = 0,00059 m

μ

= Viskositas Liquid Nm-2s (kg/m.s) = 0,0011 kg/m.s

g

= Percepatan Gravitasi (m/s2) = 9.81 m/s2

Ug

 .d s .g = 18 2

𝑘𝑔

=

1.036,43 3 𝑥 0,0005952 𝑚 𝑥 9,81 𝑚/𝑠2 𝑚 𝑘𝑔 .𝑠 𝑚

18 𝑥 0,00106

= 0,188 m/s Q/∑

= 2 Ug = 2 ×0,188 = 0,38 m/s

e.

Dimensi Bowl

Laju alir padatan

= 3.826,87 kg/jam

= 3,83 ton/jam

Laju alir Liquid

= (1.965,80 kg/m3) / (1.113,35 kg/m3) = 1,765 m3/jam = 7,774 gal/min

Berdasarkan Tabel 18-12, Hal18-121, Perry,1997: Laju alir padat 28,09 ton/jam berada pada range (20-60) ton/jam Laju alir Liquid 320.599 gal/min berada pada range laju alir yang hingga mencapai 750 gal/min, Maka dipilih spesifikasi centrifuge jenis Scroll Conveyor Centrifuge dengan spesifikasi sebagai berikut:

C-123

1. Diameter Bowl (Db)

= 54 in = 4,4 ft = 1,37 m

2. Kecepatan Putar Bowl (nb)

= 1000 rpm = 16.67 rps

3. Power Motor penggerak Bowl (pb)

= 250 hp

4. Gaya centrifugal max.× g

= 770

Sumber : Tabel 18-12 Hal. 18-121 Perry 8 ed, 1997 Menentukan ukuran centrifuge Dari Perry ed. 8 hal.18-124 diketahui bahwa L/D centrifuge = 1- 4→ Dipilih 2,5 L/D

= 2,5

L

= 2,5 D

L

= 2,5 × 54 in

L

= 135 in = 11,25 ft = 3,43 m

f.

Menghitung Luas Centrifuge ∑

Q 𝑒𝑓𝑓 x 2ug

∑= g.

0,0115 m3 .s 0,90 x 0,38 m/s

= 0,034 m2 = 340 cm2 = 52,62 in2 = 0,36 ft2

Menghitung Waktu Tinggal Waktu tinggal dapat dihitung dengan persamaan berikut ini: tT =

M Mt

Keterangan: tT

= (waktu tinggal di centrifuge,s)

M

= Massa Umpan (5.792,665 kg/jam atau 1,609 kg/s)

Mt

=

Fc 0,0109 x r x N 2

C-124

Dimana: mt

= Massa per waktu tinggal (kg)

Fc

= Gaya Centrifugal = 770 / 9.81 = 78,49

r

= jari-jari (0,6858 m)

N

= Kecepatan putar bowl (16.67 rps)

Mt

=

78,49 0,0109  0,6858  16,67 2

= 37,80 kg Sehingga : tT

=

M Mt

= 1,61 kg / (37,80 kg/s) = 0,042 s = 2,55 menit h. Power Penggerak scrool conveyor HP

=

C W  L 33000

(Brown , hal.53)

Keterangan: HP

= Tenaga penggerak conveyor, hp

c

= Coefficient, 4 for ashes

w

= Kapasitas scrool conveyor, lb/mnt = 212,4 lb/mnt

L

= Panjang scrool conveyor

HP

= 0,29 HP

= 11,25 ft

C-125

Efisiensi Motor

= 80 %

Sehingga power motor penggerak scrool conveyor pada centrifuge yaitu: P

= HP / µ = 0,29 / 0,8 = 0,36 Hp  1 hp

Tabel C.10.5 Spesifikasi Centrifuge (CF-301) Spesifikasi Centrifuge (CF-301) Alat

Centrifuge

Kode

CF-301

Fungsi

Memisahkan kristal (NH4Cl) dari mother liquor

Tipe

Scrool Convenyor Centrifuge (Decanter Centrifuge)

Bahan

Stainless Steel AISI 316

Dimensi

Diameter Bowl (Db)

= 1,37 m

Kecepatan Putar Bowl

= 16.67 rps

Panjang Centrifuge

= 3,43 m

Luas Centrifuge

= 4,7 m2

Power

1 hp

Jumlah

1 Buah

C-126

C.11. Rotary Dryer (RD-301)

Gambar C.11.1 Rotary Dryer (RD-301) Fungsi

: Mengurangi kadar air pada produk NH4Cl padat hingga batas yang memenuhi spesifikasi yang diperbolehkan

Tipe

: Rotary Dryer

Dasar pemilihan alat: 1.

Dikarenakan solid yang akan dihilangkan airnya berupa kristal, sehingga dryer yang digunkan berupa rotary

2.

Efisiensi Panas tinggi

3.

Instalasi dan maintenence mudah dan proses pencampuran baik

Kondisi Operasi: ms

= Laju alir massa solid

= 3.826,87 kg/ jam = 8.436,71 lb/jam

Xa

= Moisture awal

= 1,5%

Xb

= Moisture akhir

= 0,5%

Tsa

= Temperatur solid inlet

= 30oC

= 86oF

Tsb

= Temperatur solid outlet

= 50oC

= 122oF

Tha

= Temperatur udara masuk

= 120oC

= 248oF

C-127

= 28oC

Twa = Temperatur bola basah di dalam dryer a.

= 82,4oF

Menentukan Luas Penampang dan Diameter

Nilai NTU untuk Rotary Dryer

= 1,5 – 2,5 (Perry’s, 7ed. 1999. Hal 12-54)

Ditentukan nilai NTU

= 1,5

Untuk sistem air dan Udara, Twa

= Twb

Nt

= ln

Tha  Twa Thb  Twa

(Mc.Cabe, 1985. 4th Ed, Hal 713. Pers 25-8)

Keterangan : Twa

= Temperatur Bola Basah

Tha

= Temperatur inlet

Thb

= Temperatur Outlet

Nt

= ln

248  82,4 Thb  82,4

1,5

= ln

248  82,4 Thb  82,4

Thb

= 119,35 oF = 48,53oC

Kadar air pada umpan = 3 % wt Fraksi inlet air terhadap padatan kering, x1 =

0,03 = 0,031 kg air/kg padatan 1  0,03

Kadar air pada produk akhir padatan = 0,1 % wt Fraksi outlet air terhadap padatan kering, x2 = padatan Menghitung Laju Pengeringan Padatan (LS) :

0,001 = 0,001 kg air/kg 1  0,001

C-128

LS

= Fumpan in (1 – x2)

LS

=28.909,07 kg kg/ jam (1 – 0,001)

LS

= 28.880,13 kg padatan kering/jam

Menghitung Laju Transfer Panas (qT) : qT

= panas keluar – panas masuk = 4.717.932 – 4.641.116 kJ/jam = 76.816 kJ/jam = 72.811,062 btu/jam

Menentukan nilai Humid Heat ( Panas Kelembapan) Csa dengan menggunakan humidty chart: Csa

= 0,03 Btu/lb oF

Menghitung Laju Alir Udara Panas yang masuk (mg) : qT

= mg (1 + Ha) Csa (Tha + Thb) (Mc. Cabe, 1985. Hal 711. Pers 25-1) = 64.109,91 lb/jam

Kecepatan superficial udara (Gg)

= 28.667,61 kg/jam = 3.600 lb/jam.ft2

Luas Penampang Dryer (A)

=

mg Gg

=

63.200,62 lb/jam 2300 lb/jam ft 2

= 32,97 ft2 = 3,06 m2 Rotary dryer ini berbentuk silinder horizontal, sehingga dapat diperoleh hubungan antara luas penampang rotary dryer (S) dengan diameter rotary dryer (D) yaitu sebagai berikut :

C-129

S

=

G G'

= 21,067 ft2 = 1,96 m2

Maka, dapat diperoleh nilai diameter dryer yang dibutuhkan adalah sebagai berikut: D

=

4 A π

= 5,18 ft

= 1,58 m

b. Menentukan coefficient heat transfer (Ua) Untuk menentukan panjang dari rotary dryer ini digunakan persamaan berikut: = 0,5  G' 0,67 / D

Ua

(Mc. Cabe, 1985. 4th Ed, Hal 733. Pers 25-29)

Sehingga : = 32,81 Btu/ft3.oF.h

Ua c.

Menentukan Panjang Rotary dryer

Untuk menentukan panjang dari rotary dryer ini digunakan persamaan berikut : L

= NTU 

G' s Ua

(Mc. Cabe, 1985. 4th Ed, Hal 247)

Keterangan: L

= Panjang rotary dryer, ft

s

= Kelembaban udara, 0,27 Btu/lboF

G’

= Kecepatan superficial udara panas,

D

= Diameter rotary dryer, ft

Ua

= Koefficient heat transfer, Btu/ft3.oF.h

∆TLMTD

= Log mean Temperature difference, oF

lb jam. ft 2

C-130

LMTD (ΔT)m =

(TG 2  Tw )  (TG1  Tw ) (T  Tw ) ln G 2 (TG1  Tw )

= 85,77 oF Dimana NTU = (TG1 – TG2)/(∆T)m = 1,5 Sehingga L

= 42,63 ft = 12,99 m

Syarat L/D untuk rotary drier: 4 – 10 (Perry’s, 1999. 7ed, Hal 12-54) L/D

= 8,23 (memenuhi)

Sehingga,diameter dan panjang rotary dryer yang diperoleh dapat digunakan. d. Menentukan Putaran Rotary Dryer ( N ) Putaran rotary dryer, N berkisar antara 25/D – 35/D (Wallas, hal 247), dengan D adalah diameter rotary dryer. Maka, dipilih nilai putaran (N) sebesar 35/D. N

=

35 5,1804

= 6,76 rpm = 7 rpm e. θ

Menentukan Waktu Tinggal ( θ ) Produk di dalam RD-301

L    B LG   0,23    0,6   0,9 F SN D  

55) Keterangan: θ

= Waktu tinggal, menit

L

= Panjang rotary dryer, ft

(Perry’s 7ed, pers 12-55, hal 12-

C-131

S

= Slope/kemiringan rotary dryer, ft/ft dipilih nilai = 0,06 (S = 0 – 0,08 cm/m, Perry’s 7ed, hal 12-56)

N

= Putaran rotary dryer, rpm

D

= Diameter rotary dryer, ft

B

= Konstanta = 5 × Dp-0.5

Dp = Diameter rata-rata partikel, µm (mikronmeter) = 2000 μm G

= Kecepatan superficial gas,

lb jam. ft 2

M = Massa umpan masuk rotary dryer, S

= Luas penampang rotary dryer

F

=

M S

=

63732,941 33,449

lb jam

= 3.025,27 lb/jam ft2 Sehingga diperoleh nilai θ = 8,9 menit f.

Menentukan Jumlah Flight dan Tinggi Flight

Jenis flight

= radial flight

Jumlah flight

= 2,4 D – 3 D

Jumlah flight

= 2,5 × D

( Perry’s 7ed, hal 12-54 )

= 12,95  13 flight (dalam 1 bagian keliling lingkaran)

C-132

Berdasarkan Perry’s ed.7th, hal.12-56, tinggi flight berkisar antara (D/12) – (D/8), dengan D dalam satuan meter. Pada perhitungan ini diambil D/8. Sehingga, tinggi flight

=

1,5790 8

= 0,2 m = 0,65 ft Jarak antar flight

= 3,14.D / jumlah flight = 3,14 × 0,65 / 13 = 1,25 ft

g.

Menentukan Daya Motor

Berdasarkan Perry’s 7ed hal 12-56, jumlah total daya untuk fan, penggerak dryer dan conveyor umpan maupun produk berkisar antara 0,5 D2 – 1,0 D2 (kW). Pada perhitungan ini dipilih total daya sebesar 0,5 D2 Sehingga, Power = 0,5 × 5,182 = 13,42 kW = 17,99 hP Oleh karena itu, digunakan daya standar yaitu sebesar 20 hP h. Menentukan Tebal Dinding Diketahui bahwa tekanan operasi di dalam rotary dryer adalah 1 atm, sehingga diambil faktor keamanan (safetyfactor) sebesar 10 %, sehingga : Pdesain = 1,1 x 1 atm = 1,1 atm

= 16,2 psi

Untuk menghitung tebal rotary dryer digunakan persamaan :

C-133

t

Pr C f  E  0.6 P

(Brownell & Young, 1959, pers. 13.1, hal. 254)

Keterangan: t

= Tebal rotary dryer, in

f

= Nilai tegangan material, psi

Stainless Steel Tipe-304 = 23.931 psi (tabel 13.2, coulson vol : 6 , hal : 812) E

= Welded Joint Efficiency Dipilih Double welded butt joint berdasarkan Table 13.2 Brownell and Young = 80 %

P

= Tekanan desain, psi

r

= Jari-jari rotary dryer = 31,08 in

C

= Korosi yang dipakai adalah faktor korosi terhadap udara luar, = 0.125 inci/10 tahun (Peters dan Timmerhaus, hal 542).

ts

= 0,15 in

maka digunakan tebal dinding standar yang digunakan adalah 3/16 in. berdasarkan tebal dinding tersebut dapat dihitung diameter luar rotary dryer, yaitu sebagai berkut : OD

= ID + 2.ts = 62,17 + 2 × 0,1875 = 62,5401 in

C-134

Tabel. C.11.1 Spesifikasi Rotary Dryer (RD-301) Spesifikasi Alat

:

Rotary Dryer

Kode

:

RD-301

Fungsi

:

Bahan kontruksi

:

Kondisi Operasi

:

Dimensi

:

Menghilangkan kadar air hasil keluaran centrifuge (CF-301) Stainless Steel Tipe-304 (18% Cr, 8% Ni, 0,08% C) T. Udara masuk

: 800oC

T. Udara keluar

: 40oC

T. Produk masuk

: 35oC

T. Produk keluar

: 40oC

T. Bola basah

: 28 oC

Diameter

: 1,58 m

Panjang

: 12,99 m

Putaran

: 7 rpm

Waktu tinggal

: 8,9 menit

Kemiringan

: 0,06 cm/m

Jumlah radial flight : 13 buah Tinggi flight Power

:

: 0,2 m

20 hP

C.12. Fan (F-301) Fungsi

: Mengalirkan udara menuju Heater Udara (H-301)

Tipe

: Centrifugal Multiblade Forward Curved Fan

Jumlah

: Satu Buah

Alasan Pemilihan

:

1. Sesuai untuk mengalirkan udara menuju unit pengeringan dalam jumlah yang besar pada tekanan yang rendah.

C-135

2. Kapasitas untuk mengalirkan udara cukup tinggi 3. Biaya instalasi, perawatan, utilitas, serta pembelian sangat rendah dibandingkan dengan tipe Centrifugal Backward Curved Fan (Perry’s 8th Edition, 1999, hal. 10-45, 10-46 ; Ulrich G., 1984, Tabel. 4-9, hal. 120 ; Banchero, B., 1955, hal. 111 – 112 ; Peter, Timmerhaus, 2002, hal. 523)

Gambar C.12.1. Centrifugal Multiblade Forward Curved Fan (Sumber : Perry’s, 7th Edition, 1999, hal. 10-46 ; Banchero, B,. 1955, hal. 112) a.

Menentukan Densitas Udara Masuk

Udara masuk pada temperatur = 30 oC (303 K) Densitas udara pada 0 oC

= 1,29 kg/m3 (Perry’s, Ed.4th,1963,Tabel 3-48, hal.3-71)

Densitas udara pada 30 oC

= (303/273) × 1,293 kg/m3 = 1,43 kg/m3

b. Menentukan Laju Alir Volumetrik Udara (Qu) Jumlah udara masuk pada temperatur 30°C (G) sebesar 1.810,92 kg/jam Qu

= 21,03 m3/menit = 742,69 ft3/menit = 0,35 m3/s

Laju alir volumetrik udara (Qu) akan menentukan biaya pembelian fan tersebut.

C-136

c.

Menentukan Daya Fan (P) Untuk menghitung daya fan, digunakan persamaan 10-88, hal. 10-46, Perry’s 7th Edition, 1999. P

= 1,57 × 10-4 . Qu . Pop

Keterangan : P

= power (hp)

Qu

= laju volumetrik udara masuk (ft3/menit)

Pop

= tekanan operasi fan (5 in H2O) (Banchero, 1955 , hal. 112)

P

= 1,57 × 742,69 ft3/menit × 5 / 10.000

P

= 0,56 hp

Berdasarkan Perry’s 7th Edition, 1999, hal. 10-46, efisiensi fan berkisar antara 40 – 80 %, digunakan efisiensi sebesar 80 %, didapatkan power aktual fan yakni, Paktual = 0,7 hp Tabel C.12.1. Spesifikasi Fan (F-301) Nama Alat

:

Fan

Kode Alat

:

F-301

Fungsi Alat

:

Untuk mengalirkan udara ke heater udara (H-301)

Tipe

:

Centrifugal Multiblade Forward Curved Fan

Power

:

1 hp

Jumlah

:

1 buah

C.13. Fan (F-302) Fungsi

: Mengalirkan udara menuju Rotary Dryer (RD-301)

Tipe

: Centrifugal Multiblade Forward Curved Fan

Jumlah

: Satu Buah

C-137

Alasan Pemilihan

:

1. Sesuai untuk mengalirkan udara menuju unit pengeringan dalam jumlah yang besar pada tekanan yang rendah. 2. Kapasitas untuk mengalirkan udara cukup tinggi 3. Biaya instalasi, perawatan, utilitas, serta pembelian sangat rendah dibandingkan dengan tipe Centrifugal Backward Curved Fan (Perry’s 8th Edition, 1999, hal. 10-45, 10-46 ; Ulrich G., 1984, Tabel. 4-9, hal. 120 ; Banchero, B., 1955, hal. 111 – 112 ; Peter, Timmerhaus, 2002, hal. 523)

Gambar C.13.1. Centrifugal Multiblade Forward Curved Fan (Sumber : Perry’s, 7th Edition, 1999, hal. 10-46 ; Banchero, B,. 1955, hal.112) a.

Menentukan Densitas Udara Masuk

Udara masuk pada temperatur = 60 oC (333,15 K) Densitas udara pada 0 oC

= 1,29 kg/m3 (Perry’s, Ed.4th,1963,Tabel 3-48, hal.3-71)

Densitas udara pada 60 oC

= (423/273) × 1,29 kg/m3 = 1,58 kg/m3

b. Menentukan Laju Alir Volumetrik Udara (Qu) Jumlah udara masuk pada temperatur 60°C (G) sebesar 1.810,92 kg/jam

C-138

= 19,13 m3/menit

Qu

= 675,48 ft3/menit = 0,32 m3/s Laju alir volumetrik udara (Qu) akan menentukan biaya pembelian fan tersebut. c.

Menentukan Daya Fan (P) Untuk menghitung daya fan, digunakan persamaan 10-88, hal. 10-46, Perry’s 7th Edition, 1999. P

= 1,57 × 10-4 . Qu . Pop

Keterangan : P

= power (hp)

Qu

= laju volumetrik udara masuk (ft3/menit)

Pop

= tekanan operasi fan (5 in H2O) (Banchero, 1955 , hal. 112)

P

= 1,5 × 675,48 ft3/menit × 5 / 10.000

P

= 0,51 hp

Berdasarkan Perry’s 7th Edition, 1999, hal. 10-46, efisiensi fan berkisar antara 40 – 80 %, digunakan efisiensi sebesar 80 %, didapatkan power aktual fan yakni, Paktual = 0,63 hp Tabel C.13.1 Spesifikasi Fan (F-301) Nama Alat

:

Fan

Kode Alat

:

F-302

Fungsi Alat

:

Untuk mengalirkan udara menuju Rotary Dryer (RD-301)

Tipe

:

Centrifugal Multiblade Forward Curved Fan

Power

:

1 hp

Jumlah

:

1 buah

C-139

C.14. Heater Udara (H-301)

Udara in

Udara Out

Steam out

Steam in

Gambar C.14.1. Skema Shell and Tube Heater Udara

Fungsi

: Memanaskan udara yang akan digunakan pada rotary dryer (RD-301)

Aliran

: Counter-current 1-1

Jenis

: Shell and Tube

Alasan Pemilihan : 1.

Shell & Tube digunakan ketika kita menginginkan luas transfer panas yang lebih besar (Kern, 1965, hal 125)sedangkan, untuk double pipe exchanger digunakan ketika kebutuhan luas transfer panasnya relatif lebih kecil yaitu 100 – 200 ft2 atau kurang (Kern, 1965, hal 108).

2.

Shell & Tube dapat dibuat dari berbagai macam material, mudah dibersihkan, rancangan mekaniknya lebih baik karena bentuknya bagus untuk kondisi bertekanan (R.K. Sinnot, 2003).

C-140

Tata Letak Lokasi Shell & Tube 1.

Temperatur fluida : Jika temperatur yang digunakan cukup tinggi maka dibutuhkan spesial logam, peletakkan temperatur yang lebih tinggi berada di tube dan akan mengurangi biaya secara keseluruhan.

2.

Tekanan Operasi : Aliran dengan tekanan tinggi sebaiknya diletakan pada tube – side dari pada di shell – side. Tekanan tinggi di tube akan lebih murah bila dibandingkan dengan tekanan tinggi di shell. (R.K. Sinnot, 2003).

Data design Shell: Fluida dingin = Udara Laju alir, w

= 1.810,92 kg/jam = 3.992,40 lb/jam

T masuk, t1

= 30 oC = 86 oF

T keluar, t2

= 80 oC = 176 oF

T averange

= 55 oC

Tube : Fluida panas

= Steam

Laju alir, W

= 25,3083 kg/jam = 55,80 lb/jam

T masuk, T1

= 150 oC = 302 oF

T keluar, T2

= 150 oC = 302 oF

Taverange

= 150 oC

1. Q

Beban panas HE-301 = 2.763.274,74 kj/jam

C-141

Q

= 6.091.970,76 lb/jam

2.

Menghitung ΔT LMTD Tabel C.14.1 Data Perhitungan ΔTLMTD

Fluida Panas

FluidaDingin

Perbedaan

(F)

(F)

Temperatur

302

Higher Temp

176

126

∆T2

302

Lower Temp

86

216

∆T1

0

Beda Suhu

90 (t2 -t1)

(T1 - T2)

Δt LMTD

=

T1  t 2   T2  t1  (Kern, 1983, hal 89) T  t  ln 1 2 T2  t1 

= 96,49 F S

= (t2 - t1)/(T1 -t1)

FT

=1

∆t LMTD

= Ft x LMTD

= 0,43

= 96,49 F 3. Area heat transfer Overall heat transfer Dari tabel 8 (Kern, 1965) dipilih Ud untuk Hot fluid : Steam dan Cold fluid : udara Range Ud

= 5 - 50 BTU/hr ft2 °F → dipilih 50 BTU/hr ft2 °F

Pemilihan Spesifikasi Tube (Kern, 1983, Tabel 10, hal 843) OD

= 1,5 in

BWG

= 16

At

= 0,39 ft2/lin ft

a''

= 1,47 in2

C-142

Lenght, L

= 16 ft

Luas Perpindahan Panas A

=

Qtotal = 1.262,65 ft2 U  Δt

Number of tube (Nt) : Nt

= A / L.a" = 47,38 tube = Dipilih Nt 48 tube (Kern, 1983, Tabel 9, hal 841)

Adapun data selengkapnya adalah sebagai berikut : Susunan tube = square pitch Jumlah aliran = 2 pass Pitch, Pt

= 1,87 in

ID shell

= 19,25 in

(Kern, 1983, Tabel 9, hal 841)

Sehingga : A terkoreksi

= L.a".N = 1.129 ft2

UD terkoreksi = Q/A.∆tLMTD = 55,92 Btu/jam.ft2 F

Shell side, Cold Fluid : Udara

Tube side, Hot Fluid : Steam

1a. Flow area, as

1b. Flow area, at

Baffle = 0,75 x ID shell

Dari tabel 10, (Kern, 1965) untuk

Jarak Baffle maksimum 0,2-1 ID shell

OD(in) = 1,5

Baffle = 14,44 ft

BWG = 16

Clearance, = Pt – OD tube = 0,37 n

at'

as

flow area, at = Nt. at'/144n

= IDs .C. B/ (144 Pt)

= 1,47 in2

C-143

= 0,39 ft2

= 0,24 ft2

2a. Mass Velocity, Gs

2b. Mass Velocity, Gt

Gs = w/as

Gt = w/at

= 10.342,92 lb/ft2.jam

= 227,74 lb/ft2.jam

3a. Bilangan Reynold, Re,s

3b. Bilangan Reynold, Re,t

Pada tav = 113 oF

Pada tav = 212 oF

ms

μs = µ x 2,42

= µ x 2,42

µ = 0,02 (Kern, Gambar 15, hal 825)

µ = 0,0142 (Kern, Gambar 15, p 825)

μs = µ x 2,42 = 0,048 lb/ft.jam

μs = 0,0142 x 2,42 = 0,034 lb/ft.jam

Dari gambar 28 untuk OD tube 1,5 in

Untuk OD tube (tabel 10, Kern,1983) :

Pitch, Pt = 1,875 in

BWG = 16

Equivalent Diameter, De = 1,48 in

IDt

= 1,37 in

Equivalent Diameter, De = 0,12 ft

IDt

= 0,11 ft

Re,s = De.Gs/μs

Re,t = D.Gt/μt

Re,s = 26.355,9

Re,t = 756,6

4a. JH

4b. Condensation of Steam

pada Re 26.355,94 , jH = 615

hio =1500 Btu/jam.ft2oF (Kern, 1983, hal 208)

5a. (Cp.μa

/k)1/3

C = 0,26 Btu/lb. F

5a. tw’ tw’ = t c + h

hio

io +ho

(Kern, Gambar 3, hal 805) K = 0,0175 Btu/hr.ft2.(oF/ft)

tw’ = 212,95 oF

(Tav − t av )

C-144

(Kern, Tabel 5, hal 802) (Cp.μa/k)1/3 = 0,89 6a. Mencari ho   jH   ID 

Dimana

  cp. μ  1/3  μ        μ  w    S    W

  

  

0,14

0 ,14

1

= 77,75 btu/hr ft2 oF

ho

pada , t w  tc 

ho Tc  tc  hio  ho

= 212,95 oF μw = 0,023 × 2,42 = 0,05 θs = (μs / μw)0,14 = ( 0,048 / 0,0556 )0,14 = 0,98 ho = 77,75 × 0,98 = 79,28 Btu/hr.ft2.F

4. Clean overall coefficient Uc 

hio .ho = 75,305 Btu/hr.ft2.F hio  ho

5. Faktor Pengotor, Rd Dari tabel 12, Kern, hal 845 faktor kekotoran untuk : ~ fluida panas : Steam → Rd = 0

(Kern,1983, hal 845)

C-145

~ fluida dingin : Udara → Rd = 0,002 Rd min total = 0,002, Rd hitung adalah : Rd =

Uc  Ud = 0,0067 → Memenuhi Uc  Ud

Tube, Cold fluid:NH3 1a. Untuk Re,s = 26.355,94 Dari Gambar 29 (Kern hal. 1965) :

Shell, Hot fluid : Steam 1b. Untuk Re,t = 756,6 Dari Gambar 26 (Kern hal. 1965)

(f)

= 0,0012 ft2/in2

(f) = 0,0002 ft2/in2

Ρ

= 1,75

𝜌 = 0,96

s

= 0,027

s = 0,015

IDS = 19,25 in = 0,031 ft 2a. Number of crosses N + 1 = 12 L/B = 13,3 f G s Ds (N  1) 3a. ΔPs = 5,22 x 1010 x D e S φ s 2

= 0 Psi

Gt = 227,73 lb/jam.ft2 f G t L  .N 2b. ΔPt = 5,22  1010  s  D  θt 2

= 0,0000036 psi 3b ΔPr = (4n / s) × (V2/2g’) = (4×12 / 0,015) × 0 = 0,0001 psi 4. ΔPT = ∆Pt + ΔPr = 0,0000036 + 0,0001 = 0,0001 Psi

C-146

Tabel C.14.2 Spesifikasi Heater Udara (H-301) Spesifikasi Nama alat

:

Heater

Kode alat

:

H-301

Fungsi

:

Memanaskan hot air yang akan digunakan pada rotary dryer (RD-301)

Type

:

Shell and tube

Aliran

:

Counter-current

Surface area

:

1.262,65 ft2

Diameter shell

:

19 in

Diameter tube

:

1,37 in

Jumlah tube

:

48 tube

Panjang tube

:

16 ft

Bahan Kontruksi

:

1-1

Stainless Steel AISI 316

C.15. Screw Conveyor (SC-401) Fungsi

: Untuk mengalirkan padatan NH4Cl dari Crystallizer (CR101) menuju Centrifuge (CF-101)

Jenis

: Helicoid screw conveyor

Gambar C.15.1 Screw conveyor (Walas, 1998)

C-147

Kondisi Operasi Massa Kristal = 5.792,85 kg/Jam = 2.627,64 lb/jam Temperatur a.

= 30 oC (303 K)

Menghitung Kapasitas Rancangan Tabel C.15.1 Tabel Densitas Komponen pada SC-101 Massa

Densitas

Fraksi Berat

Kg / Jam

(kg/m3)

Wi

NH4Cl

4.344,50

2.194,46

0,75

0,000341769

H2O

1.448,16

1.018,27

0,25

0,0002455

Total

5.792,66

1

0,000587283

Komponen

mix

=

Wi / ρi

1 Wi  ρi

= 1/ (0,000587283) = 1.702,75 kg/m3 = 106,3 lb/ft3 Laju alir volumetrik =

Massa Densitas 5.792,8497

= 1.702,7557 = 3,40 m3/jam = 120,14 ft3/jam = 0,033 ft3/detik Over Desain

= 20 %

Kapasitas Design

= 1,2  3,40 m3/jam

(Tabel 6. Timmerhaus, 1991:38)

C-148

= 4,08 m3/jam = 144,17 ft3/jam b. Desain Screw Conveyor (SC-101) Berdasarkan kapasitas desain yang telah dihitung, maka dipilih screw conveyor sesuai dengan spesifikasi sebagai berikut: Kapasitas

: 200 ft3/jam

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

Panjang Conveyor

: 10 ft

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

Diameter Screw

: 9 inchi

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

: 2 ½ inchi

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

: 2 inchi

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

Diameter Pipa Diameter Shaft c. 

Menghitung Putaran Conveyor =

Q  Kecepatan Putaran yang disarankan Kapasitas Rancangan

Keterangan : 

= Putaran Conveyor

Q

= Laju alir volumetrik = 120,14 ft3/jam

Kapasitas Rancangan = 144,17 ft3/jam Kecepatan maksimum yang disarankan untuk diameter screw conveyor 12 in yaitu 140 rpm (Tabel 5.4.a Walas, 1988, hal 79) 120,14 ft3 /jam



= 144,1705 ft3 /jam x 140



= 116,67 rpm  120 rpm

C-149

d.

Menghitung Power Motor

Daya screw conveyor dihitung dengan persamaan : Ṕ

=

s. .  F . Q.  .L  0,51  elevasi  30000 106

(Walas, 1988, hal. 80)

Keterangan: P

= Daya screw conveyor, hp

s

= Bearing factor untuk Diameter screw 12 in = 55

(Tabel 5.2.c Walas, 1988, hal 79)



= Putaran screw, rpm

= 120 rpm

F

= Faktor Material

=2

Q

= Laju alir massa, ft3/jam

= 120,14 ft3/jam



= Densitas material

= 106,30 lb/ft3

L

= Panjang Conveyor

= 10 ft

Elevasi

(Tabel 5.2.b Walas, 1988, hal 79)

= 5 ft (55 x 120+2 x 120,14

Ṕ

=

Ṕ

= 0,4 hp

ft3 lb3 )x 10+0,51 x 5 x 30000 x 106,30 jam ft 106

Diketahui: Efisiensi Pompa

= 90 %

G

= 1,25

Sehingga Power aktual pompa adalah:

G Ṕ η

Pm

=

Pm

=

Pm

= 0,55 Hp Digunakan power screw conveyor  1 Hp

(1,25 x 0,3979 hp) 90 %

C-150

Tabel C.15.2. Spesifikasi Screw Conveyor (SC -401) Spesifikasi Screw Conveyor Nama

: Screw Conveyor

Kode

: SC-401

Tipe

: Helicoid screw conveyor Untuk mengalirkan padatan NH4Cl dari

Fungsi

: Crystallizer (CR-101) menuju Bucket Elevator (BE-401)

Bahan

: Stainless Steel AISI 316

Kapasitas screw

: 4,08

m3/jam

Kecepatan screw

: 120

Rpm

Diameter pipa

: 2,5

In

Diameter shaft

: 2

In

Diameter screw

: 9

In

Max. kapasitas torque

: 16400

in-lb

Daya motor

: 1

Hp

Panjang screw

: 10

Ft

C.16. Screw Conveyor (SC-402) Fungsi

: Untuk mengalirkan padatan NH4Cl dari Centrifuge (CF-101) menuju Rotary dryer (RD-301)

Jenis

: Helicoid screw conveyor

Gambar C.16.1 Screw conveyor (Walas, 1998)

C-151

Kondisi Operasi Massa Kristal = 3.827,05 kg/Jam = 1.735,95 lb/jam Temperatur a.

= 30 oC (303 K)

Menghitung Kapasitas Rancangan Tabel C.16.1 Tabel Densitas Komponen pada SC-402 Massa

Densitas

Fraksi Berat

Kg / Jam

(kg/m3)

Wi

3.768,939

2.194,2913

0,98481557

0,0004488

H2O

58,112

1.018,271

0,01518443

0,0000149

Total

3.827,051

1

0,0004637

Komponen NH4Cl

mix

=

Wi / ρi

1 Wi  ρi

= 1/ (0,0004637) = 2.156,47 kg/m3 = 134,62 lb/ft3 Laju alir volumetrik = =

Massa Densitas 3.827,051 2.156,4737

= 1,77 m3/jam = 62,67 ft3/jam = 0,017 ft3/detik Over Desain

= 20 %

Kapasitas Design

= 1,2  1,77 m3/jam

(Tabel 6. Timmerhaus, 1991:38)

C-152

= 2,13 m3/jam = 75,21 ft3/jam b.

Desain Screw Conveyor (SC-101)

Berdasarkan kapasitas desain yang telah dihitung, maka dipilih screw conveyor sesuai dengan spesifikasi sebagai berikut: Kapasitas

: 200 ft3/jam

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

Panjang Conveyor

: 10 ft

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

Diameter Screw

: 9 inchi

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

Diameter Pipa

: 2 ½ inchi

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

Diameter Shaft

: 2 inchi

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

c. 

Menghitung Putaran Conveyor =

Q  Kecepatan Putaran yang disarankan Kapasitas Rancangan

Keterangan : 

= Putaran Conveyor

Q

= Laju alir volumetrik = 62,67 ft3/jam

Kapasitas Rancangan

= 75,21 ft3/jam

Kecepatan maksimum yang disarankan untuk diameter screw conveyor 12 in yaitu 140 rpm (Tabel 5.4.a Walas, 1988, hal 79) 62,67 ft3 /jam



= 75,2067 ft3 /jam x 140



= 116,67 rpm  120 rpm

C-153

d.

Menghitung Power Motor

Daya screw conveyor dihitung dengan persamaan : Ṕ

=

s. .  F . Q.  .L  0,51  elevasi  30000 106

(Walas, 1988, hal. 80)

Keterangan: P

= Daya screw conveyor, hp

s

= Bearing factor untuk Diameter screw 12 in = 55

(Tabel 5.2.c Walas, 1988, hal 79)



= Putaran screw, rpm

= 120 rpm

F

= Faktor Material

=2

Q

= Laju alir massa, ft3/jam

= 62,67 ft3/jam



= Densitas material

= 134,62 lb/ft3

L

= Panjang Conveyor

= 10 ft

Elevasi

= 5 ft (55 x 120+2 x 62,67

Ṕ

=

Ṕ

= 0,31 hp

Diketahui: Efisiensi Pompa

= 90 %

G

= 1,25

Sehingga Power aktual pompa adalah: Pm

(Tabel 5.2.b Walas, 1988, hal 79)

=

G Ṕ η

ft3 lb3 )x 10+0,51 x 5 x 30000 x 134,62 jam ft 106

C-154

(1,25 x 0,3112 hp)

Pm

=

Pm

= 0,43 Hp Digunakan power screw conveyor  1 Hp

Dipakai motor HP

=1

90 %

Tabel C.16.2. Spesifikasi Screw Conveyor (SC -402) Spesifikasi Screw Conveyor Nama

: Screw Conveyor

Kode

: SC-402

Tipe

: Helicoid screw conveyor Untuk mengalirkan padatan NH4Cl dari

Fungsi

: Centrifuge (CF-101) menuju Bucket Elevator (BE-402)

Bahan

: Stainless Steel AISI 316

Kapasitas screw

: 2,13

m3/jam

Kecepatan screw

: 120

Rpm

Diameter pipa

: 2,5

In

Diameter shaft

: 2

In

Diameter screw

: 9

In

Max. kapasitas torque

: 16400

in-lb

Daya motor

: 1

Hp

Panjang screw

: 10

Ft

C-155

C.17. Screw Conveyor (SC-403) Fungsi

: Untuk mengalirkan padatan NH4Cl dari Rotary dryer (RD-301) menuju Silo Storage (SS-101)

Jenis

: Helicoid screw conveyor

Gambar C.17.1 Screw conveyor (Walas, 1998) Kondisi Operasi Massa Kristal = 3.787,88 kg/Jam = 1.718,18 lb/jam Temperatur a.

= 30 oC (303 K)

Menghitung Kapasitas Rancangan Tabel C.17.1 Tabel Densitas Komponen pada SC-403 Massa

Densitas

Fraksi Berat

Kg / Jam

(kg/m3)

Wi

NH4Cl

3.768,94

2.194,4647

0,995

0,000453414

H2O

18,9394

1.018,271

0,005

0,0000049

Total

3.787,88

1

0,000458324

Komponen

mix

=

1 Wi  ρi

= 1/ (0,000458324)

Wi / ρi

C-156

= 2.181,86 kg/m3 = 136,21 lb/ft3 Laju alir volumetrik =

Massa Densitas 3.787,8788

= 2.181,8635 = 1,74 m3/jam = 61,31 ft3/jam = 0,017 ft3/detik Over Desain

= 20 %

Kapasitas Design

= 1,2  1,74 m3/jam

(Tabel 6. Timmerhaus, 1991:38)

= 2,08 m3/jam = 73,57 ft3/jam b.

Desain Screw Conveyor (SC-403)

Berdasarkan kapasitas desain yang telah dihitung, maka dipilih screw conveyor sesuai dengan spesifikasi sebagai berikut: Kapasitas

: 200 ft3/jam

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

Panjang Conveyor

: 10 ft

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

Diameter Screw

: 9 inchi

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

Diameter Pipa

: 2 ½ inchi

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

Diameter Shaft

: 2 inchi

(Tabel 21-6, Hal 21.8 Perry's, 2008)

c. 

Menghitung Putaran Conveyor =

Q  Kecepatan Putaran yang disarankan Kapasitas Rancangan

C-157

Keterangan : 

= Putaran Conveyor

Q

= Laju alir volumetrik = 61,31 ft3/jam = 73,57 ft3/jam

Kapasitas Rancangan

Kecepatan maksimum yang disarankan untuk diameter screw conveyor 12 in yaitu 140 rpm (Tabel 5.4.a Walas, 1988, hal 79) 61,31 ft3 /jam



= 73,5707 ft3 /jam x 140



= 116,67 rpm  120 rpm

d.

Menghitung Power Motor

Daya screw conveyor dihitung dengan persamaan : Ṕ

=

s. .  F . Q.  .L  0,51  elevasi  30000 106

(Walas, 1988, hal. 80)

Keterangan: P

= Daya screw conveyor, hp

s

= Bearing factor untuk Diameter screw 12 in = 55

(Tabel 5.2.c Walas, 1988, hal 79)



= Putaran screw, rpm

= 120 rpm

F

= Faktor Material

=2

Q

= Laju alir massa, ft3/jam

= 61,31 ft3/jam



= Densitas material

= 136,21 lb/ft3

L

= Panjang Conveyor

= 10 ft

Elevasi

= 5 ft

(Tabel 5.2.b Walas, 1988, hal 79)

C-158

(55 x 120+2 x 61,31

Ṕ

=

Ṕ

= 0,31 hp

ft3 lb3 )x 10+0,51 x 5 x 30000 x 136,21 jam ft 106

Diketahui: Efisiensi Pompa

= 90 %

G

= 1,25

Sehingga Power aktual pompa adalah:

G Ṕ η

Pm

=

Pm

=

Pm

= 0,43 Hp Digunakan power screw conveyor  1 Hp

Dipakai motor HP

=1

(1,25 x 0,3095 hp) 90 %

C-159

Tabel C.17.2. Spesifikasi Screw Conveyor (SC -403) Spesifikasi Screw Conveyor Nama

: Screw Conveyor

Kode

: SC-403

Tipe

: Helicoid screw conveyor Untuk mengalirkan padatan NH4Cl dari Rotary

Fungsi

: dryer (RD-301) menuju Bucket Elevator (BE403)

Bahan

: Stainless Steel AISI 316

Kapasitas screw

: 2,08

m3/jam

Kecepatan screw

: 120

Rpm

Diameter pipa

: 2,5

In

Diameter shaft

: 2

In

Diameter screw

: 9

In

Max. kapasitas torque

: 16400

in-lb

Daya motor

: 1

Hp

Panjang screw

: 10

Ft

C.18. Belt Conveyor (BC-401) Fungsi

: Untuk mengangkut produk dari Silo Storage (SS-101) ke Gudang

Massa Kristal

: 3.787,88 kg/jam

Temperatur Kristal

: 30 oC

Tipe belt

: Flat belt on continuous plate

Dasar Pemilihan

:

Dipilih flat belt conveyor karena produk sudah dalam bentuk kantong-kantong, sehingga flat belt akan mempermudah dalam pengangkutan.

C-160

Menghitung kapasitas rancangan Komponen

Wi / ρi

Massa In

Densitas

Fraksi Berat

kg/jam

kg/m3

Wi

NH4Cl

3.768,9394

2.194,4647

0,995

0,000453414

H2O

18,9394

1018,271

0,005

0,000005

Total

3.787,8788

1

0,000458324

ρmix

=

=

1 Wi ) ρi

∑(

1 0,000458324

= 2.181,86 kg/m3 = 136,21 lb/ft3 3.787,8788

Laju alir volumetrik = 2.181,8635 = 1,74 m3/jam = 61,31 ft3/jam Kapasitas kristal

= 3.787,88 kg/jam = 3,79 ton/jam

Kapasitas over design = 1,1 x 3.787,88 kg/jam = 4.166,67 kg/jam = 4,1667 Ton/jam Dari Tabel 21-7, hal.21-11, Perry’s ed.7th dipilih spesifikasi belt conveyor sebagai berikut: Kapasitas maksimum = 32 ton/jam Lebar belt

= 14 in

C-161

Tebal belt

= 0,06 – 0,62 in

Kecepatan belt

= 100 ft/min = 30,5 m/min

Maksimum lump size = 80% under 2 in = 20% under 3 in Belt plies

=3–5

Trough width

= 9 in

Sudut elevasi

= 0o

Panjang belt

= 20 ft = 6,1 m

Cross section area load

= 0,11 ft B

A

D

C

Gambar C.18.1. Belt conveyor dengan 20o idlers (Perry’s 7ed, hal 21-12, fig. 21-3) Keterangan: A: idler (penyangga) B: Belt C: Lebar belt D: Sudut idler a) Menghitung power motor HP

= TPH  ( H  0,002  V  0,001)  C

C-162

Dimana : TPH

= Kapasitas bahan (ton/jam) = 4,17 ton/jam

V

= Tinggi elevasi (H sin a)

= 0 ft

C

= Faktor material

= 2 (Tabel 5.2.b Walas, 1988, hal 79)

H

= Panjang belt (ft)

= 20 ft

a

= Sudut elevasi

= 0o

Sehingga didapat nilai Hp

= 0,30 hp

Effisiensi motor

= 80% (Peter and Timmerhaus, Ed. 4, hal. 521, fig. 14-38)

Power motor

= 0,30 hp / 80% = 0,38 hp

Dipilih power motor = 1 hp

Tabel C.18.1 Spesifikasi Belt Conveyor (BC – 401) Spesifikasi Alat (BC – 401) Alat

: Belt Conveyor

Kode

: BC-401

Tipe

: Flat belt on continuous plate

Massa kristal

: 3.787,88 kg /jam

Kondisi Operasi

: Temperatur

Dimensi Alat

: Panjang belt = 20 ft (6,0960 m) : Lebar belt

Power motor

: 1 hp

Jumlah

: 1 unit

= 30C

= 14 in (0,3430 m)

C-163

C.19. Bucket Elevator (BE-401) Fungsi

: Untuk mengalirkan padatan NH4Cl dari Screw Conveyor (SC-401) menuju Centrifuge (CF-101)

Tipe

: Spaced Bucket Centrifugal – Discharge Elevators

Dasar Pemilihan : Cocok untuk mengangkut zat padat yang bersifat mudah mengalir secara verikal (free flowing) dan juga merupakan salah satu jenis elevator yang sering digunakan. Kondisi Operasi : : Temperatur : Tekanan

: 35 oC : 1 atm

material outlet bucket

bucket spacing

elevator center

material inlet

Gambar C.19.1. Centrifugal Discharge spaced buckets (Perry’s, 1999)

C-164

a.

Kapasitas Pengangkutan dan Dimensi Bucket Elevator Pada perancangan bucket elevator, laju alir massa yang diangkut, ditentukan berdasarkan laju alir massa pada silo sehingga didapatkan ; Laju Alir massa

: 5.792,66 Kg/jam

Over Design

: 20 %

Kapasitas Design

: 6.951,19 Kg/jam (6,95 ton/jam)

(Timmerhaus, 1991. Tabel 6. Hal : 38)

Berdasarkan literatur pada Perry’s 7ed, pada tabel 21-8 halaman 21-15, diperoleh spesifikasi bucket elevator yang sesuai dengan kapasitas pengangkutan diatas,pada gambar C.20.1. sebagai berikut:

Gambar C.19.2. Spesifikasi Bucket Elevator (Perry’s, 1999). Dimensi Bucket

: : Width

: 6 in (15,240 cm)

: Projection : 4 in (10,160 cm) : Depth

: 4,25 in (10, 79 cm)

Bucket Spacing

= 12 in (30,48 cm)

Lebar Belt

= 7 in (17,78 cm)

C-165

Kecepatan Bucket = 225 ft/menit (1,143 m/s)

b.

Putaran Poros

= 48 rpm

Power Poros

= 0,5 horsepower (hP)

Menghitung Daya yang Dipakai Tinggi Elevator (lift) = 21,11 m (69 ft)

  ton jam   x 2 x lift , ft   hp  1000

(Perry’s,1999)

hP = 0,78 hP Efisiensi Motor

= 80 %

Daya Motor

=

𝑃𝑜𝑤𝑒𝑟 𝑦𝑎𝑛𝑔 𝑑𝑖𝑔𝑢𝑛𝑎𝑘𝑎𝑛 𝑒𝑓𝑖𝑠𝑖𝑒𝑛𝑠𝑖 𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟

= 0,97 hp

Oleh karena itu, maka digunakan motor dengan daya sebesar 1 horse power.

Kode

Tabel C.19.1. Spesifikasi Bucket Elevator (BE-401) : BE-401

Fungsi

:Untuk membawa NH4Cl dari screw conveyor (SC-401) menuju Centrifuge (CF-101)

Tipe

: Spaced-Bucket Centrifugal-Discharge Elevator

Laju Alir

: 5.792,66 kg/jam

Dimensi bucket Ukuran

: 6 x 4 x 4,2 in

Jarak antar bucket

: 12 in

Kecepatan

: 48 rpm

Tinggi

: 25 ft

Power

: 1 hP

Jumlah

: 1 unit

C-166

C.20. Bucket Elevator (BE-402) Fungsi

: Untuk mengalirkan padatan NH4Cl dari Screw Conveyor (SC-402) menuju Rotary Dryer (RD-301)

Tipe

: Spaced Bucket Centrifugal – Discharge Elevators

Dasar Pemilihan : Cocok untuk mengangkut zat padat yang bersifat mudah mengalir secara verikal (free flowing) dan juga merupakan salah satu jenis elevator yang sering digunakan. Kondisi Operasi : : Temperatur : Tekanan

: 35 oC : 1 atm

material outlet bucket

bucket spacing

elevator center

material inlet

Gambar C.20.1. Centrifugal Discharge spaced buckets (Perry’s, 1999)

C-167

1.

Kapasitas Pengangkutan dan Dimensi Bucket Elevator Pada perancangan bucket elevator, laju alir massa yang diangkut, ditentukan berdasarkan laju alir massa pada silo sehingga didapatkan ; Laju Alir massa

: 3.827,05 Kg/jam

Over Design

: 20 %

Kapasitas Design

: 4.592,46 Kg/jam (4,59 ton/jam)

(Timmerhaus, 1991. Tabel 6. Hal : 38)

Berdasarkan literatur pada Perry’s 7ed, pada tabel 21-8 halaman 21-15, diperoleh spesifikasi bucket elevator yang sesuai dengan kapasitas pengangkutan diatas,pada gambar C.20.2. sebagai berikut:

Gambar C.20.2. Spesifikasi Bucket Elevator (Perry’s, 1999). Dimensi Bucket

: : Width

: 6 in (15,24 cm)

: Projection : 4 in (10,16 cm) : Depth

: 4,25 in (10,79 cm)

Bucket Spacing

= 12 in (30,48 cm)

Lebar Belt

= 7 in (17,78 cm)

C-168

Kecepatan Bucket = 225 ft/menit (1,14 m/s)

2.

Putaran Poros

= 43 rpm

Power Poros

= 0,5 horsepower (hP)

Menghitung Daya yang Dipakai Tinggi Elevator (lift) = 21,11 m (69 ft)

  ton jam   x 2 x lift , ft   hp  1000

(Perry’s,1999)

hP = 0,66 hP Efisiensi Motor

= 80 %

Daya Motor

=

𝑃𝑜𝑤𝑒𝑟 𝑦𝑎𝑛𝑔 𝑑𝑖𝑔𝑢𝑛𝑎𝑘𝑎𝑛 𝑒𝑓𝑖𝑠𝑖𝑒𝑛𝑠𝑖 𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟

= 0,82 hp

Oleh karena itu, maka digunakan motor dengan daya sebesar 1 horse power.

Kode

Tabel C.20.1. Spesifikasi Bucket Elevator (BE-402) : BE-402

Fungsi

:Untuk membawa NH4Cl dari screw conveyor (SC-402) menuju Rotary Dryer (RD-301)

Tipe

: Spaced-Bucket Centrifugal-Discharge Elevator

Laju Alir

: 3.827,05 kg/jam

Dimensi bucket Ukuran

: 6 x 4 x 4,2 in

Jarak antar bucket

: 12 in

Kecepatan

: 43 rpm

Tinggi

: 25 ft

Power

: 1 hP

Jumlah

: 1 unit

C-169

C.21. Bucket Elevator (BE-403) Fungsi

: Untuk mengalirkan padatan NH4Cl dari Screw Conveyor (SC-403) menuju Silo Storage (SS-101)

Tipe

: Spaced Bucket Centrifugal – Discharge Elevators

Dasar Pemilihan : Cocok untuk mengangkut zat padat yang bersifat mudah mengalir secara verikal (free flowing) dan juga merupakan salah satu jenis elevator yang sering digunakan. Kondisi Operasi : : Temperatur : Tekanan

: 35 oC : 1 atm

material outlet bucket

bucket spacing

elevator center

material inlet

Gambar C.21.1. Centrifugal Discharge spaced buckets (Perry’s, 1999)

C-170

1.

Kapasitas Pengangkutan dan Dimensi Bucket Elevator Pada perancangan bucket elevator, laju alir massa yang diangkut, ditentukan berdasarkan laju alir massa pada silo sehingga didapatkan ; Laju Alir massa

: 3.787,88 Kg/jam

Over Design

: 20 %

Kapasitas Design

: 4.545,46 Kg/jam (4,54 ton/jam)

(Timmerhaus, 1991. Tabel 6. Hal : 38)

Berdasarkan literatur pada Perry’s 7ed, pada tabel 21-8 halaman 21-15, diperoleh spesifikasi bucket elevator yang sesuai dengan kapasitas pengangkutan diatas,pada gambar C.21.2. sebagai berikut:

Gambar C.21.2. Spesifikasi Bucket Elevator (Perry’s, 1999). Dimensi Bucket

: : Width

: 6 in (15,24 cm)

: Projection : 4 in (10,16 cm) : Depth

: 4,25 in (10,79 cm)

Bucket Spacing

= 12 in (30,48 cm)

Lebar Belt

= 7 in (17,78 cm)

C-171

Kecepatan Bucket = 225 ft/menit (1,143 m/s)

2.

Putaran Poros

= 43 rpm

Power Poros

= 0,5 horsepower (hP)

Menghitung Daya yang Dipakai Tinggi Elevator (lift) = 21,11 m (69 ft)

  ton jam   x 2 x lift , ft   hp  1000

(Perry’s,1999)

hP = 0,63 hP Efisiensi Motor

= 80 %

Daya Motor

=

𝑃𝑜𝑤𝑒𝑟 𝑦𝑎𝑛𝑔 𝑑𝑖𝑔𝑢𝑛𝑎𝑘𝑎𝑛 𝑒𝑓𝑖𝑠𝑖𝑒𝑛𝑠𝑖 𝑚𝑜𝑡𝑜𝑟

= 0,78 hp

Oleh karena itu, maka digunakan motor dengan daya sebesar 1 horse power.

Kode

Tabel C.21.1. Spesifikasi Bucket Elevator (BE-403) : BE-403

Fungsi

:Untuk membawa NH4Cl dari Screw Conveyor (SC-403) menuju Silo Storage (SS-101)

Tipe

: Spaced-Bucket Centrifugal-Discharge Elevator

Laju Alir

: 3.787,88 kg/jam

Dimensi bucket Ukuran

: 6 x 4 x 4,2 in

Jarak antar bucket

: 12 in

Kecepatan

: 43 rpm

Tinggi

: 25 ft

Power

: 1 hP

Jumlah

: 1 unit

C-172

C.22. Pompa (PP-101) Fungsi

: Mengalirkan Asam Klorida dari Storage Tank (ST-101) menuju ke reaktor

Tipe

: Centrifugal Pump, Single Suction

Dasar Pemilihan :  Dapat digunakan range kapasitas yang besar dan tekanan tinggi  Konstruksi sederhana sehingga harganya relatif lebih murah  Kecepatan putarannya stabil  Tidak memerlukan area yang luas

T1 P1 z1 FV

2 1

T2 P2 z2 FV

Gambar C.22.1. Process Pump Kondisi

:

Suction :

Discharge :

T1 = 30oC

T2 = 30 oC

P1 = 1 atm

P2 = 1 atm

z1 = 3,58 m

z2 = 9,17 m

GV = 7,791.92 kg/jam

GV = 7,791.92 kg/jam

C-173

Asumsi

:

 Sifat-sifat fisis cairan dianggap tetap  Fluida incompressible

Menghitung Debit Cairan ρcamp

= 921.7 kg.m-3

µcamp

= 0.9 cp = 0.0009 kg.m-1.s-1

Over design

= 10 %

(Peters & Timmerhaus, 1991)

Gv desain

= 8,571.11 kg.jam-1 = 18,856.44 lb.jam-1 = 2.3809 kg.s-1

Debit, Q : Q

=

Gv desain ρ

= 9.300 m3.jam-1 = 0.003 m3.s-1 = 1.550 gpm

Berdasarkan Fig. 7.14 a & b Walas, 1990 dan Tabel 10.17 Coulson, 2005 untuk kapasitas 1.550 gpm digunakan pompa centrifugal tipe single-suction. Menghitung Diameter Pipa Diameter pipa optimum untuk material carbon steel, dihitung dengan persamaan sebagai berikut : Dop

= 226 x G0,5x ρ-0,35

(Sinnott, 2005)

= 226 x (2.3809)0,5 x (57.5)-0,35

C-174

Keterangan : Dopt

= Diameter pipa optimum (mm)

G

= Laju alir massa (kg/s)



= Densitas larutan (kg/m3) Didapatkan Dopt = 84.4282 mm = 2.5328 in. Digunakan ukuran pipa standar dengan spesifikasi sebagai berikut : NPS

3 ½ in

0.0889 m

Sch

40 in

40 m

ID

3.55 in

0.09012 m

4 in

0.1016 m

OD Thickness

0,004 m

(Geankoplis, 1993) Menghitung Bilangan Reynold (NRe) Bilangan reynold (NRe) dapat dihitung dengan persamaan : NRe

=

ρ x ID x v μ

(Geankoplis, 1993)

Keterangan : NRe

= Bilangan Reynold



= Densitas larutan (kg.m-3)

ID

= Diameter dalam pipa (m)

v

= Kecepatan aliran (m.s-1)



= Viskositas larutan (kg.m-1.s-1)

C-175

Kecepatan aliran, v : 𝑄

v

=𝐴

= 0.31879 ms-1 Maka didapat NRe = 30.409,9 (aliran turbulen>2100) Menghitung Panjang Ekuivalen Tabel 2.10-1, hal 93 dalam Geankoplis, 1993 memberikan informasi rasio panjang ekuivalen terhadap diameter pipa (Le/D) untuk setiap jenis komponen sambungan (fitting) atau valve. Sehingga diperoleh panjang ekuivalen (Le) untuk setiap komponen yang digunakan yang tertera pada Tabel C.22.1. Tabel C.22.1. Panjang Ekuivalen untuk setiap komponen pada PP-101 Komponen

Jumlah

Le (m)

Le (feet)

Total

Pipa lurus

1

0.381

1.25

0.381

Standard elbow

4

0.732

2.4

2.928

Globe valve

1

8.839

29

8.839

Gate valve fully open

2

0.183

0.6

0.366

Total panjang equivalent

Menghitung Friction Loss Friction loss dihitung dengan persamaan 2,10-18 Geankoplis, 1983 : ΣF

= 4f

v2 v2 v2 ΔL v 2  K ex 1  K c 2  K f 1 ID 2 2 2 2

Jika kecepatan v, v1, v2 sama, maka (Geankoplis, 1983, pers,2,10-19) : ΣF

2  ΔL v  K ex  K c  K f  =  4f  ID  2

12.514

C-176

 Friksi karena kontraksi dari sungai ke pipa, 2

2  A2  V   hc = 0,55 1  (Geankoplis, 1993)   A1  2 α

= Kc

V2 2α

Keterangan : hc

= friction loss

V

= kecepatan pada bagian downstream



= faktor koreksi, aliran turbulen =1

A2

= luas penampang yang lebih kecil

A1

= luas penampang yang lebih besar

A2/A1

=0

Kc

= 0,55

hc

V2 = Kc 2α = 0,028 J/kg

 Friksi pada pipa lurus NRe Absoluteroughness/

= 30,409.91 = 0,046 mm (commercial steel pipe) (Sinnott, 2005)



= 0,000046

ID

= 1,25 in = 0,032 m

/ID f

= 0.0005 = 0.01 (Geankoplis, 1993)

C-177

Sehingga friksi pada pipa lurus : Ff = 4 f

ΔL V 2 ID 2

= 0,25 J/kg  Friksi pada sambungan (elbow) Jumlah elbow = 4 buah Kf = 0.75 hf =

K

(Geankoplis, 1993)

f

V2    2 

= 0.152440337 J/kg  Friksi karena ekspansi 2

Kex

 A  = 1  1  A2  

A2

= luas penampang yang lebih kecil

A1

= luas penampang yang lebih besar

A2/A1 = 0 Kex

=1

hex

= K ex

V2 2

= 0,05 J/kg  Friksi pada valve Globe valve wide = 1 = Kf = 6

(Geankoplis, 1993)

Gate valve wide = 2 = Kf = 0,17

C-178

hf

=

V2  K  f2   

= 0,32 J.kg-1 Total friksi : ΣF

= hC + Ff + hf, elbow + hex +hf, valve = 0,804 J.kg-1

Menghitung Power Pompa Persamaan neraca energi melalui persamaan Bernaulli : -Ws

V22  V12 p  p1  g Z 2  Z1   2  F = 2α ρ

Diketahui : Z1

= 3,58 m (tujuan pemompaan)

Z2

= 9,17 m (asal pemompaan)

P1

= 1 atm (101,325 N/m2)

P2

= 1 atm (101,325 N/m2)

Ws,η

= 20.41 J/kg

Dari Gambar 10,62, Coulson,1983, hal 380, untuk Q = 7,477 m3/jam, maka efisiensi pompa (  ) = 60 %,

C-179

Gambar C.22.2. Pump Efficiency Wp

=

- Ws. η (Geankoplis, 1993) 0,6

= 34.01 J.kg-1 Maka dapat diketahui besar daya yang digunakan pompa : Power

= Gv x Wp

(Geankoplis, 1983, pers,3,3-2)

= 80.9845 J.s-1 = 0.1086 kW = 0.5 HP Jadi digunakan pompa dengan daya 0,5 HP Cek Kavitasi Untuk menghindari kavitasi, NPSH yang tersedia harus lebih besar dari NPSH yang dibutuhkan, NPSHa> NPSHr, (Bachus, 2003) NPSHr (Net Positive Suction Head Required) : Q

= 1.550 gpm

C-180

S

= 7900 (single suction)

(Walas, 1990)

Putaran spesifik pompa (n) = 3.500 rpm (Coulson, vol,6, 1983, Fig, 5,6,, hal, 199)

NPSHR

 n Q 0,5   =   S 

4/3

(Walas, 1990)

= 0.59 m NPSHR

= 1.95 ft

NPSHA(Net Positive Suction Head)available : NPSHA

= 1,35 NPSHR = 1,35 (1,95ft) = 2,63 ft

NPSHA

= 0.80103 m

Karena NPSHa> NPSHr, maka pompa tidak terjadi kavitasi pompa aman dari kavitasi

C-181

Tabel C.22.2. Spesifikasi Pompa Proses (PP-101) Alat

Pompa Proses

Kode

PP-101 Mengalirkan Asam Klorida dari Storage Tank (ST-101)

Fungsi

menuju ke reaktor

Jenis

Centrifugal Pump,single suction, single stage,

Bahan Konstruksi

Stainless Steel (austenitic) AISI tipe 316

Kapasitas

32,9 gpm

Efisiensi Pompa

60 %

Dimensi

NPS

: 0.0889 m

Sch,

: 40 m

Power Motor

0,5 HP

NPSHa

0,80 m

Jumlah

2 buah (1 cadangan)

C.23. Pompa (PP-102) Fungsi

: Mengalirkan produk dari Reactor (RE-201) Menuju Separator (SP-201)

Tipe

: Centrifugal Pump, Single Suction

Dasar Pemilihan:  Dapat digunakan range kapasitas yang besar dan tekanan tinggi  Konstruksi sederhana sehingga harganya relatif lebih murah  Kecepatan putarannya stabil  Tidak memerlukan area yang luas

C-182

2

T1 P1 z1 FV

1

T2 P2 z2 FV

Gambar C.23.1. Process Pump Kondisi

:

Suction :

Discharge :

T1 = 60oC

T2 = 60 oC

P1 = 1 atm

P2 = 1 atm

z1 = 3,58 m

z2 = 9,17 m

GV = 9.055,28 kg/jam

GV = 9.055,28 kg/jam

Asumsi

:

 Sifat-sifat fisis cairan dianggap tetap  Fluida incompressible Menghitung Debit Cairan ρcamp

= 1332,15 kg.m-1

µcamp

= 0,67 cp = 0,067x 10-2 kg.m-1.s-1

Over design

= 10 %

(Peters & Timmerhaus, 1991)

Gv desain

= 1,1 x 9055,28 kg.jam-1 = 9.960,81 kg.jam-1 = 2,77 kg.s-1

C-183

Debit, Q : Q

=

Gv desain ρ

= 7,48 m3.jam-1

= 0,00208 m3.s-1 = 32,900 gpm Berdasarkan Fig. 7.14 a & b Walas, 1990 dan Tabel 10.17 Coulson, 2005 untuk kapasitas 32,900 gpm digunakan pompa centrifugal tipe single-suction. Menghitung Diameter Pipa Diameter pipa optimum untuk material stainless steel, dihitung dengan persamaan sebagai berikut : Dop

= 260 x G0,52x ρ-0,37

(Sinnott, 2005)

= 260 x (2,767)0,52 x (1332,150)-0,37 Keterangan : Dopt

= Diameter pipa optimum (mm)

G

= Laju alir massa (kg/s)



= Densitas larutan (kg/m3)

Didapatkan Dopt = 30,81 mm = 1,21 in. Digunakan ukuran pipa standar dengan spesifikasi sebagai berikut : NPS Sch. No.

1,250 in

0,032 m

40

OD

1,660 in

0,042 m

ID

1,380 in

0,035 m

Thickness

0,140 in

0,004 m

(Geankoplis, 1993)

C-184

Menghitung Bilangan Reynold (NRe) Bilangan reynold (NRe) dapat dihitung dengan persamaan : NRe

=

ρ x ID x v μ

(Geankoplis, 1993)

Keterangan : NRe

= Bilangan Reynold



= Densitas larutan (kg.m-3)

ID

= Diameter dalam pipa (m)

v

= Kecepatan aliran (m.s-1)



= Viskositas larutan (kg.m-1.s-1)

Kecepatan aliran, v : v

𝑄

=𝐴

= 2,62 ms-1 Maka didapat NRe = 182.597,21 (aliran turbulen>2100) Menghitung Panjang Ekuivalen Tabel 2.10-1, hal 93 dalam Geankoplis, 1993 memberikan informasi rasio panjang ekuivalen terhadap diameter pipa (Le/D) untuk setiap jenis komponen sambungan (fitting) atau valve. Sehingga diperoleh panjang ekuivalen (Le) untuk setiap komponen yang digunakan yang tertera pada Tabel C.23.1.

C-185

Tabel C.23.1. Panjang Ekuivalen untuk setiap komponen pada PP-102 Komponen

Jumlah

Le (ft)

Le (m)

Total (m)

Pipa Lurus

4

11,758

3,584

14,336

Standard Elbow

4

3,764

1,147

4,589

Globe Valve

1

38,400

11,704

11,704

Gate Valve Wide Open

2

0,828

0,252

0,505

Jumlah

31,134

Menghitung Friction Loss Friction loss dihitung dengan persamaan 2,10-18 Geankoplis, 1983 : ΣF

v12 v 22 v12 ΔL v 2  K ex  Kc  Kf = 4f ID 2 2 2 2

Jika kecepatan v, v1, v2 sama, maka (Geankoplis, 1983, pers,2,10-19) : ΣF

 ΔL  K ex  K c  K f =  4f  ID

2

v   2

 Friksi karena kontraksi dari sungai ke pipa, 2

hc

2  A2  V   = 0,55 1  (Geankoplis, 1993)   A1  2 α

= Kc

V2 2α

Keterangan : hc

= friction loss

V

= kecepatan pada bagian downstream



= faktor koreksi, aliran turbulen =1

A2

= luas penampang yang lebih kecil

A1

= luas penampang yang lebih besar

C-186

A2/A1

=0

Kc

= 0,55

hc

= Kc

V2 2α

= 1,89 J/kg  Friksi pada pipa lurus NRe

= 182.597,21

Absoluteroughness/

= 0,046 mm (commercial steel pipe) (Sinnott, 2005)



= 0,000046

ID = 1,25 in = 0,032 m /ID

= 0,0013

f

= 0,0022

(Geankoplis, 1993)

Sehingga friksi pada pipa lurus : Ff = 4 f

ΔL V 2 ID 2

= 30,400 J/kg  Friksi pada sambungan (elbow) Jumlah elbow = 4 buah Kf = 0,75 hf =

V2  K  f2   

= 17,833 J/kg

(Geankoplis, 1993)

C-187

 Friksi karena ekspansi 2

Kex

 A  = 1  1  A2  

A2

= luas penampang yang lebih kecil

A1

= luas penampang yang lebih besar

A2/A1 = 0 Kex hex

=1 = K ex

V2 2

= 3,44 J/kg  Friksi pada valve Globe valve wide = 1 = Kf = 6

(Geankoplis, 1993)

Gate valve wide = 2 = Kf = 0,17

V2  = Kf   2 

hf

= 33,31 J.kg-1 Total friksi : ΣF

= hC + Ff + hf, elbow + hex +hf, valve = 79,381 J.kg-1

Menghitung Power Pompa Persamaan neraca energi melalui persamaan Bernaulli : -Ws

V22  V12 p  p1  g Z 2  Z1   2  F = 2α ρ

C-188

Diketahui : Z1

= 3,58 m (tujuan pemompaan)

Z2

= 9,17 m (asal pemompaan)

P1

= 1 atm (101,32 N/m2)

P2

= 1 atm (101,32 N/m2)

Ws,η

= 137,57 J/kg

Dari Gambar 10,62, Coulson,1983, hal 380, untuk Q = 7,48 m3/jam, maka efisiensi pompa (  ) = 70 %,

Gambar C.23.1. Pump Efficiency Wp

=

 Ws (Geankoplis, 1993) η

= 196,53 J.kg-1 Maka dapat diketahui besar daya yang digunakan pompa : Power

= Gv x Wp = 543,77 J.s-1

(Geankoplis, 1983, pers,3,3-2)

C-189

= 0,54 kW = 0,73 HP Jadi digunakan pompa dengan daya 0,75 HP Cek Kavitasi Untuk menghindari kavitasi, NPSH yang tersedia harus lebih besar dari NPSH yang dibutuhkan, NPSHa> NPSHr, (Bachus, 2003) NPSHr (Net Positive Suction Head Required) : Q

= 32,900gpm

S

= 7900 (single suction)

(Walas, 1990)

Putaran spesifik pompa (n) = 3.500 rpm (Coulson, vol,6, 1983, Fig, 5,6,, hal, 199)

NPSHR

 n Q 0,5   =   S 

4/3

(Walas, 1990)

= 3,47 ft NPSHR

= 1,06 m

NPSHA(Net Positive Suction Head)available : NPSHA

= 1,35 NPSHR = 1,35 (1,06 ft) = 4,68 ft

NPSHA

= 1,43 m

Karena NPSHa> NPSHr, maka pompa tidak terjadi kavitasi pompa aman dari kavitasi

C-190

Tabel C.23.2. Spesifikasi Pompa Proses (PP-102) Alat

Pompa Proses

Kode

PP-102 Mengalirkan produk dari Reactor (RC-201)

Fungsi

menuju Separator (SP-301)

Jenis

Centrifugal Pump,single suction, single stage,

Bahan Konstruksi

Stainless Steel (austenitic) AISI tipe 316

Kapasitas

32,9 gpm

Efisiensi Pompa

70 %

Dimensi

NPS

: 1,25 in

Sch,

: 40

Power Motor

0,75 HP

NPSHa

1,057 m

Jumlah

2 buah (1 cadangan)

C.24. Pompa (PP-103) Fungsi

: Mengalirkan produk Separator (SP-301) menuju ke Evaporator (EV-301)

Tipe

: Centrifugal Pump, Single Suction

Dasar Pemilihan :  Dapat digunakan range kapasitas yang besar dan tekanan tinggi  Konstruksi sederhana sehingga harganya relatif lebih murah  Kecepatan putarannya stabil  Tidak memerlukan area yang luas

C-191

2

T1 P1 z1 FV

1

T2 P2 z2 FV

Gambar C.24.1. Process Pump Kondisi

:

Suction :

Discharge :

T1 = 95oC

T2 = 95 oC

P1 = 1 atm

P2 = 1 atm

z1 = 3,58 m

z2 = 9,17 m

GV = 7,791.92 kg/jam

GV = 7,791.92 kg/jam

Asumsi :  Sifat-sifat fisis cairan dianggap tetap  Fluida incompressible Menghitung Debit Cairan ρcamp

= 1.369,0 kg.m-3

µcamp

= 1,0 cp = 0.0010 kg.m-1.s-1

Over design

= 10 %

(Peters & Timmerhaus, 1991)

Gv desain

= 8.571,11 kg.jam-1 = 18,856.44 lb.jam-1 = 2.3809 kg.s-1

C-192

Debit, Q : Q

=

Gv desain ρ

= 6.261 m3.jam-1

= 0.002 m3.s-1 = 1.043 gpm Berdasarkan Fig. 7.14 a & b Walas, 1990 dan Tabel 10.17 Coulson, 2005 untuk kapasitas 1.043 gpm digunakan pompa centrifugal tipe single-suction. Menghitung Diameter Pipa Diameter pipa optimum untuk material carbon steel, dihitung dengan persamaan sebagai berikut : Dop

= 226 x G0,5x ρ-0,35

(Sinnott, 2005)

= 226 x (2.3809)0,5 x (85,5)-0,35 Keterangan : Dopt

= Diameter pipa optimum (mm)

G

= Laju alir massa (kg/s)



= Densitas larutan (kg/m3)

Didapatkan Dopt = 73.5101 mm = 2.2053 in. Digunakan ukuran pipa standar dengan spesifikasi sebagai berikut : NPS

3 in

0.0762 m

Sch

40 in

40 m

3.068 in

0.0779 m

3.5 in

0.0889 m

ID OD Thickness (Geankoplis, 1993)

0,004 m

C-193

Menghitung Bilangan Reynold (NRe) Bilangan reynold (NRe) dapat dihitung dengan persamaan : NRe

=

ρ x ID x v μ

(Geankoplis, 1993)

Keterangan : NRe

= Bilangan Reynold



= Densitas larutan (kg.m-3)

ID

= Diameter dalam pipa (m)

v

= Kecepatan aliran (m.s-1)



= Viskositas larutan (kg.m-1.s-1)

Kecepatan aliran, v : v

𝑄

=𝐴

= 0.28 ms-1 Maka didapat NRe = 29.967,3 (aliran turbulen>2100) Menghitung Panjang Ekuivalen Tabel 2.10-1, hal 93 dalam Geankoplis, 1993 memberikan informasi rasio panjang ekuivalen terhadap diameter pipa (Le/D) untuk setiap jenis komponen sambungan (fitting) atau valve. Sehingga diperoleh panjang ekuivalen (Le) untuk setiap komponen yang digunakan yang tertera pada Tabel C.24.1.

C-194

Tabel C.24.1. Panjang Ekuivalen untuk setiap komponen pada PP-101 Komponen

Jumlah

Le (m)

Le (feet)

Total

Pipa lurus

1

0.381

1.25

0.381

Standard elbow

4

0.732

2.4

2.928

Globe valve

1

8.839

29

8.839

Gate valve fully open

2

0.183

0.6

0.366

Total panjang equivalent

12.514

Menghitung Friction Loss Friction loss dihitung dengan persamaan 2,10-18 Geankoplis, 1983 : ΣF

v12 v 22 v12 ΔL v 2  K ex  Kc  Kf = 4f ID 2 2 2 2

Jika kecepatan v, v1, v2 sama, maka (Geankoplis, 1983, pers,2,10-19) : ΣF

2  ΔL v  K ex  K c  K f  =  4f  ID  2

 Friksi karena kontraksi dari sungai ke pipa, 2

hc

2  A2  V  = 0,55 1  (Geankoplis, 1993)  A1  2 α

V2 = Kc 2α Keterangan : hc

= friction loss

V

= kecepatan pada bagian downstream



= faktor koreksi, aliran turbulen =1

A2

= luas penampang yang lebih kecil

A1

= luas penampang yang lebih besar

C-195

A2/A1

=0

Kc

= 0,55

hc

= Kc

V2 2α

= 0.021609685 J/kg  Friksi pada pipa lurus NRe

= 29,97

Absoluteroughness/

= 0,046 mm (commercial steel pipe) (Sinnott, 2005)



= 0,000046

ID = 1,25 in = 0,032 m /ID

= 0.0006

f

= 0.0048 (Geankoplis, 1993)

Sehingga friksi pada pipa lurus : Ff = 4 f

ΔL V 2 ID 2

= 0.106189448 J/kg  Friksi pada sambungan (elbow) Jumlah elbow = 5 buah Kf = 0.75

(Geankoplis, 1993)

V2  hf =  K f   2  = 0.147338761 J/kg

C-196

 Friksi karena ekspansi 2

Kex

 A  = 1  1  A2  

A2

= luas penampang yang lebih kecil

A1

= luas penampang yang lebih besar

A2/A1 = 0 Kex hex

=1 = K ex

V2 2

= 0.039290336 J/kg  Friksi pada valve Globe valve wide = 1 = Kf = 6

(Geankoplis, 1993)

Gate valve wide = 2 = Kf = 0,17

V2  = Kf   2 

hf

= 0.249100732 J.kg-1 Total friksi : ΣF

= hC + Ff + hf, elbow + hex +hf, valve = 0.563528963 J.kg-1

Menghitung Power Pompa Persamaan neraca energi melalui persamaan Bernaulli : -Ws

V22  V12 p  p1  g Z 2  Z1   2  F = 2α ρ

C-197

Diketahui : Z1

= 3,58 m (tujuan pemompaan)

Z2

= 9,17 m (asal pemompaan)

P1

= 1 atm (101,32 N/m2)

P2

= 1 atm (101,32 N/m2)

Ws,η

= 20.166 J/kg

Dari Gambar 10,62, Coulson,1983, hal 380, untuk Q = 7,477 m3/jam, maka efisiensi pompa (  ) = 65 %,

Gambar C.24.2. Pump Efficiency Wp

=

- Ws. η (Geankoplis, 1993) 0,6

= 31.0256 J.kg-1 Maka dapat diketahui besar daya yang digunakan pompa : Power

= Gv x Wp = 73.8676 J.s-1 = 0.0991 kW

(Geankoplis, 1983, pers,3,3-2)

C-198

= 0.5 HP Jadi digunakan pompa dengan daya 0,5 HP Cek Kavitasi Untuk menghindari kavitasi, NPSH yang tersedia harus lebih besar dari NPSH yang dibutuhkan, NPSHa> NPSHr, (Bachus, 2003) NPSHr (Net Positive Suction Head Required) : Q

= 14.828 gpm

S

= 7900 (single suction)

(Walas, 1990)

Putaran spesifik pompa (n) = 3.500 rpm (Coulson, vol,6, 1983, Fig, 5,6,, hal, 199)

NPSHR

 n Q 0,5   =   S 

4/3

(Walas, 1990)

= 1.50 m NPSHR

= 4.94 ft

NPSHA(Net Positive Suction Head)available : NPSHA

= 1,35 NPSHR = 1,35 (4,94ft) = 2.032 m

NPSHA

= 6.666 ft

Karena NPSHa> NPSHr, maka pompa tidak terjadi kavitasi pompa aman dari kavitasi

C-199

Tabel C.24.2. Spesifikasi Pompa Proses (PP-103) Alat

Pompa Proses

Kode

PP-103 Mengalirkan produk Separator (SP-301) menuju ke

Fungsi

Evaporator (EV-301)

Jenis

Centrifugal Pump,single suction, single stage,

Bahan Konstruksi

Stainless Steel (austenitic) AISI tipe 316

Kapasitas

32,900 gpm

Efisiensi Pompa

60 %

Dimensi

NPS

: 0.076 m

Sch,

: 40 m

Power Motor

0,5 HP

NPSHa

2,03 m

Jumlah

2 buah (1 cadangan)

C.25. Pompa (PP-201) Fungsi

: Mengalirkan produk keluaran Evaporator (EV-302) Menuju Crystalizer (CR-101)

Tipe

: Centrifugal Pump

Bahan komtruksi : Stainless Steel (austenitic) AISI tipe 316

T1 P1 z1 FV

2 1

Gambar C.25.1. Process Pump

T2 P2 z2 FV

C-200

Friction loss yang perlu diperhitungkan antara lain : 

Friksi karena kontraksi dari tangki ke pipa



Friksi pada pipa lurus



Friksi pada elbow



Friksi karena ekspansi



Friksi pada valve

Asumsi : 

Sifat-sifat fisis cairan dianggap tetap



Fluida incompressible

Data – data perhitungan: Massa Masuk

Komponen

(kg/jam)

xi

ρi (kg/m3)

xi/ρi

NH4Cl (l)

4.344,50

0,75

1.789,60

0,00042

H2O

1.448,17

0,25

994,82

0,00025

Total

5.792,66

1,00

0,00067

Densitas feed = 1.491,7 kg/m3 = Komponen

93,1 lb/ft3 Massa Masuk (kg/jam)

xi

µi cp

xi/µi

NH4Cl (l)

4.344,50

0,750

87,50

0,0086

H2O

1.448,17

0,250

0,47

0,5351

Total

5.792,66

1,00

175,57

0,5437

C-201

Viskositas feed

= 1,84 cp = 0,001839 kg/m.s = 4,45 lb/ft.h

Suction :

Discharge:

T1 = 60,000 oC

T1 = 60,000 oC

P1 = 1 atm

P1 = 1 atm

Gv = 5.792,66 kg/jam

Gv = 5.792,7 kg/jam

Menghitung Debit Cairan Diambil over design = 10% =0,1 (Peter and Timmerhaus,1991) G V design = 6.371,93 kg/jam = 1,77 kg/detik = 14.018,25 lb/jam 𝑄=

𝐺𝑉 𝜌

𝑄 = 4,27 𝑚3 /𝑗𝑎𝑚 = 150,53 𝑓𝑡 3 /𝑑𝑒𝑡𝑖𝑘 = 0,71 𝑔𝑎𝑙/𝑚𝑒𝑛𝑖𝑡 Menghitung Diameter Pipa Diameter pipa optimum untuk material carbon steel dihitung dengan persamaan (Coulson, 1983, pers. 5.14): 𝐷𝑜𝑝𝑡 = 226 × 𝐺 0,5 × 𝜌−0,35 Keterangan : 𝐷𝑜𝑝𝑡 : Diameter pipa optimum (mm) G

: Laju alir massa (kg/s)

𝜌

: Densitas larutan (kg/m3)

𝐷𝑜𝑝𝑡 = 61,51 𝑚𝑚 = 1,84 𝑖𝑛

C-202

Dari Appendix A.5-1 (Geankoplis 1993:892),diperoleh ukuran comersial pipe: Karakteristik

In

M

NPS

8

0,2032

Sch

40

40

ID

7,98

0,2027

OD

8,625

0,2191

Menentukan Bilangan Reynold (NRe) Bilangan reynold (NRe) dapat dihitung dengan persamaan (Geankoplis, 1993, pers.4.5-5) : 𝑁𝑅𝑒 =

𝜌×𝐼𝐷×𝑉 𝜇

Keterangan : 𝑁𝑅𝑒

: Bilangan Reynold

ρ

: Densitas larutan (kg/m3)

ID

: Diameter dalam pipa (m)

V

: Kecepatan aliran (m/s)

µ

: Viskositas larutan (kg/m.s)

Dimana: 𝑄𝑡𝑎𝑛𝑔𝑘𝑖 = 𝑄𝑝𝑖𝑝𝑎 =

𝜋 4

2 𝐷𝑝𝑖𝑝𝑎 𝑣𝑝𝑖𝑝𝑎

𝑄

𝑓𝑡

𝑖𝑛

𝑣 = 𝐴 = 0,10 𝑑𝑒𝑡𝑖𝑘 = 1,24 𝑑𝑒𝑡𝑖𝑘 = 0,03 𝑚/𝑑𝑒𝑡𝑖𝑘 𝑁𝑅𝑒 = 5.177,7 (𝑡𝑢𝑟𝑏𝑢𝑙𝑒𝑛𝑡, 𝑁𝑅𝑒 > 2100

C-203

Menghitung Panjang Equivalent Faktor koreksi, a =1 Diameter pipa

= 8,62 in = 0,22 m

Roughness, ε

= 0,000046 (untuk pipa comerscial steel)

e/D

= 0,00021

Dari gambar. 2.10-3, Geankoplis, 1993, diperoleh f = 0,0038 Untuk panjang equivalent, dari gambar. 127 Brown,1950,diperoleh: Komponen

Jumlah

Le (m)

Le (feet)

Total

Pipa lurus

1

0,381

1,25

0,381

Standard elbow

4

0,732

2,4

2,928

Globe valve

1

8,839

29

8,839

Gate valve fully open

2

0,183

0,6

0,366

Total panjang equivalent

Menghitung Friction loss Friksi karena kontraksi dari tangki ke pipa. 𝐴

ℎ𝑐 = 0,551 (𝐴2 ) 1

2 𝑉2

𝑉2

= 𝐾𝑐 2∝ 2∝

Keterangan : hc

: friction loss

v

: kecepatan pada bagian downstream : faktor koreksi, aliran turbulen

a

=1 : luas penampang yang lebih

A2

kecil

12,514

C-204

: luas penampang yang lebih A1

besar

Dimana: A2/A1=0 Kc = 0,55 Sehingga : 𝑉2

ℎ𝑐 = 𝐾𝑐 2∝

(Pers.2.10-16, Geankoplis, 1993) 𝐽

ℎ𝑐 = 0,00027 𝑘𝑔 Friksi pada pipa lurus 𝑁𝑟𝑒 = 5.177,71 𝜀 𝐼𝐷

𝑓

= 0,0002 = 0,0038

(Gambar.2.10-3, Geankoplis,1993)

∆𝐿 𝑉 2

𝐹𝑓 = 4𝑓 𝐼𝐷 2∝ = 0,00043 𝐽/𝑘𝑔 Friksi pada sambungan (elbow) Jumlah elbow = 4 Kf = 0,75 (tabel 2.10-1, Geankoplis) 𝑉2

𝐽

ℎ𝑓 = ∑ 𝐾𝑓 [2∝] = 0,0015 𝑘𝑔 Friksi karena ekspansi 𝐴

2

𝐾𝑒𝑥 = (1 − 𝐴1 ) 2

A2 : luas penampang yang lebih kecil A1 : luas penampang yang lebih besar

C-205

A2/ A1 = 0 Kex = 1 𝑉2

𝐽

ℎ𝑒 = 𝐾 2∝ = 0,00049 𝐾𝑔 Friksi pada valve Globe valve wide = 1 = Kf = 6 (tabel 2.10-1, Geankoplis, 1983) Gate valve wide = 2 = Kf = 0,17 (tabel 2.10-1, Geankoplis, 1983) 𝑉2

𝐽

ℎ𝑓 = ∑ 𝐾𝑓 [2∝] = 0,0031 𝑘𝑔 Total friksi, ΣF = hC + Ff + hf, elbow + he + hf, valve Total friksi, ΣF = 0,0058 J/Kg Menghitung tenaga pompa yang digunakan Persamaan neraca energi yang dijelaskan melalui persamaan Bernaulli (pers. 2.7-28 Geankoplis, 1983) : −𝑊𝑠.𝑛 =

𝑉22 −𝑉12 2∝

+ 𝑔(𝑍2 − 𝑍1 ) +

𝜌2 −𝜌1 𝜌

+ ∑𝐹

−𝑊𝑠.𝑛 = 19,6058 𝐽/𝑘𝑔 Dimana η

= 80 % dari Gambar.10,62, Coulson, 1983

'-Ws

= 21,78 J/kg

Power, P

= G. –Ws

Power, P

= 38,56 J/detik = 0,64 J/menit

Jadi digunakan pompa dengan daya 0,1 hp daya standar untuk PP-202 = 1,5 hp Menghitung NSPH

C-206

Cek Kavitasi: Pv

= 0,001 atm

NPSH (Net Positive Suction Head) Allowable : (NPSH)A = 1,35 (NPSH)R = 0,48 m = 1,56 ft NPSH (Net Positive Suction Head) Required : Dari gambar 7.2 b Walas : N=3500rpm S=7900 (single suction) Q=0,712gal/menit NPSH𝑅 = (

𝑁𝑄 0,5 4 𝑆

)3 = 0,35𝑚 = 1,16𝑓𝑡

(pers. 7.15 Walas, 1988)

NPSH A > NPSH R, pompa aman dari kavitasi 1,56 ft>1,16ft Keterangan: NPSHR = Net Positive suction head required (ft) NPSHA = Net Positive suction head available (ft)

C-207

Tabel C.25.2. Spesifikasi Pompa Proses (PP-201) Alat

Pompa Proses

Kode

PP-201 Mengalirkan produk keluaran Evaporator (EV-301)

Fungsi

Menuju Crystalizer (CR-101)

Jenis

Centrifugal Pump,single suction, single stage,

Bahan Konstruksi

Stainless Steel (austenitic) AISI tipe 316

Kapasitas

32,9 gpm

Efisiensi Pompa

60 %

Dimensi

NPS

: 0.076 m

Sch,

: 40 m

Power Motor

0,5 HP

NPSHa

2,032 m

Jumlah

2 buah (1 cadangan)

C.26. Pompa (PP-203) Fungsi

: Mengalirkan produk mother liquor keluaran Centrifuge (CF101) menuju Evaporator (EV-301)

Tipe

: Centrifugal Pump

Bahan komtruksi : Stainless Steel (austenitic) AISI tipe 316

T1 P1 z1 FV

2 1

Gambar C.26.1. Process Pump

T2 P2 z2 FV

C-208

Friction loss yang perlu diperhitungkan antara lain : 

Friksi karena kontraksi dari tangki ke pipa



Friksi pada pipa lurus



Friksi pada elbow



Friksi karena ekspansi



Friksi pada valve

Asumsi : 

Sifat-sifat fisis cairan dianggap tetap



Fluida incompressible

Data – data perhitungan: Massa Masuk

Komponen

(kg/jam)

NH4Cl (l)

xi

ρi (kg/m3)

xi/ρi

575,56

0,29

1.826,79

0,00016

H2O

1.390,24

0,71

1.022,88

0,00069

Total

1.965,80

1,00

0,00085

Densitas feed = 1.174,2 kg/m3 = Komponen NH4Cl (l)

73,3 lb/ft3 Massa Masuk (kg/jam)

xi

µi cp

xi/µi

575,56

0,293

165,35

0,0018

H2O

1.390,24

0,707

0,82

0,8677

Total

1.965,80

1,00

331,65

0,8695

C-209

Viskositas feed

= 1,15 cp = 0,00115 kg/m.s = 2,78 lb/ft.h

Suction :

Discharge:

T1 = 30,000 oC

T1 = 30,000 oC

P1 = 1 atm

P1 = 1 atm

Gv = 1.965,80 kg/jam

Gv = 1.965,80 kg/jam

Menghitung Debit Cairan Diambil over design = 10% =0,1 (Peter and Timmerhaus,1991) G V design = 2.162,38 kg/jam = 0,6007 kg/detik = 4.757,23 lb/jam 𝑄=

𝐺𝑉 𝜌

𝑄 = 1,842 𝑚3 /𝑗𝑎𝑚 = 0,018 𝑓𝑡 3 /𝑑𝑒𝑡𝑖𝑘 = 0307 𝑔𝑎𝑙/𝑚𝑒𝑛𝑖𝑡 Menghitung Diameter Pipa Diameter pipa optimum untuk material carbon steel dihitung dengan persamaan (Coulson, 1983, pers. 5.14): 𝐷𝑜𝑝𝑡 = 226 × 𝐺 0,5 × 𝜌−0,35 Keterangan : 𝐷𝑜𝑝𝑡 : Diameter pipa optimum (mm) G

: Laju alir massa (kg/s)

𝜌

: Densitas larutan (kg/m3)

𝐷𝑜𝑝𝑡 = 38,96 𝑚𝑚 = 1,17 𝑖𝑛

C-210

Dari Appendix A.5-1 (Geankoplis 1993:892),diperoleh ukuran comersial pipe: Karakteristik

In

M

NPS

8

0,2032

Sch

40

40

ID

7,98

0,2027

OD

8,625

0,2191

Menentukan Bilangan Reynold (NRe) Bilangan reynold (NRe) dapat dihitung dengan persamaan (Geankoplis, 1993, pers.4.5-5) : 𝑁𝑅𝑒 =

𝜌×𝐼𝐷×𝑉 𝜇

Keterangan : 𝑁𝑅𝑒

: Bilangan Reynold

ρ

: Densitas larutan (kg/m3)

ID

: Diameter dalam pipa (m)

V

: Kecepatan aliran (m/s)

µ

: Viskositas larutan (kg/m.s)

Dimana: 𝑄𝑡𝑎𝑛𝑔𝑘𝑖 = 𝑄𝑝𝑖𝑝𝑎 =

𝜋 4

2 𝐷𝑝𝑖𝑝𝑎 𝑣𝑝𝑖𝑝𝑎

𝑄

𝑓𝑡

𝑖𝑛

𝑣 = 𝐴 = 0,04 𝑑𝑒𝑡𝑖𝑘 = 0,53 𝑑𝑒𝑡𝑖𝑘 = 0,01 𝑚/𝑑𝑒𝑡𝑖𝑘 𝑁𝑅𝑒 = 2.810,1 (𝑡𝑢𝑟𝑏𝑢𝑙𝑒𝑛𝑡, 𝑁𝑅𝑒 > 2100

C-211

Menghitung Panjang Equivalent Faktor koreksi, a =1 Diameter pipa = 8,625 in = 0,2191 m Roughness, ε = 0,000046 (untuk pipa comerscial steel) e/D

= 0,000210

Dari gambar. 2.10-3, Geankoplis, 1993, diperoleh f = 0,0038 Untuk panjang equivalent, dari gambar. 127 Brown,1950,diperoleh: Komponen

Jumlah

Le (m)

Le (feet)

Total

Pipa lurus

1

0,381

1,25

0,381

Standard elbow

4

0,732

2,4

2,928

Globe valve

1

8,839

29

8,839

Gate valve fully open

2

0,183

0,6

0,366

Total panjang equivalent

Menghitung Friction loss Friksi karena kontraksi dari tangki ke pipa. 𝐴

ℎ𝑐 = 0,551 (𝐴2 ) 1

2 𝑉2

𝑉2

= 𝐾𝑐 2∝ 2∝

Keterangan : hc

: friction loss

v

: kecepatan pada bagian down stream

a

: faktor koreksi, aliran turbulen = 1

A2 : luas penampang yang lebih kecil A1 : luas penampang yang lebih besar

12,514

C-212

Dimana: A2/A1=0 Kc = 0,55 Sehingga : 𝑉2

ℎ𝑐 = 𝐾𝑐 2∝

(Pers.2.10-16, Geankoplis, 1993)

ℎ𝑐 = 5,0702 𝐸 − 05

𝐽 𝑘𝑔

Friksi pada pipa lurus 𝑁𝑟𝑒 = 2.810,12 𝜀 𝐼𝐷

𝑓

= 0,0002 = 0,0038

(Gambar.2.10-3, Geankoplis,1993)

∆𝐿 𝑉 2

𝐹𝑓 = 4𝑓 𝐼𝐷 2∝ = 8,00404 𝐸 − 05 𝐽/𝑘𝑔 Friksi pada sambungan (elbow) Jumlah elbow = 4 Kf = 0,75 (tabel 2.10-1, Geankoplis) 𝑉2

𝐽

ℎ𝑓 = ∑ 𝐾𝑓 [2∝] = 0,00028 𝑘𝑔 Friksi karena ekspansi 𝐴

2

𝐾𝑒𝑥 = (1 − 𝐴1 ) 2

A2 : luas penampang yang lebih kecil A1 : luas penampang yang lebih besar A2/ A1 = 0 Kex = 1 𝑉2

𝐽

ℎ𝑒 = 𝐾 2∝ = 9,21854𝐸 − 05 𝐾𝑔

C-213

Friksi pada valve Globe valve wide = 1 = Kf = 6 (tabel 2.10-1, Geankoplis, 1983) Gate valve wide = 2 = Kf = 0,17 (tabel 2.10-1, Geankoplis, 1983) 𝑉2

𝐽

ℎ𝑓 = ∑ 𝐾𝑓 [2∝] = 0,00058 𝑘𝑔 Total friksi, ΣF = hC + Ff + hf, elbow + he + hf, valve Total friksi, ΣF = 0,0011 J/Kg Menghitung tenaga pompa yang digunakan Persamaan neraca energi yang dijelaskan melalui persamaan Bernaulli (pers. 2.7-28 Geankoplis, 1983) : −𝑊𝑠.𝑛 =

𝑉22 −𝑉12 2∝

+ 𝑔(𝑍2 − 𝑍1 ) +

𝜌2 −𝜌1 𝜌

+ ∑𝐹

−𝑊𝑠.𝑛 = 19,60 𝐽/𝑘𝑔 Dimana η = 80 % dari Gambar.10,62, Coulson, 1983 '-Ws

= 21,78 J/kg

Power, P = G. –Ws Power, P = 13,08 J/detik = 0,22 J/menit Jadi digunakan pompa dengan daya 0,0 hp daya standar untuk PP-202 = 1,5 hp Menghitung NSPH Cek Kavitasi: Pv

= 0,001 atm

NPSH (Net Positive Suction Head) Allowable : (NPSH)A

= 1,35 (NPSH)R

C-214

= 0,275 m = 0,89 ft NPSH (Net Positive Suction Head) Required : Dari gambar 7.2 b Walas : N = 3500 rpm S = 7900 (single suction) Q = 0,307 gal/menit NPSH𝑅 = (

𝑁𝑄 0,5 4 𝑆

)3 = 0,20𝑚 = 0,66𝑓𝑡

(pers. 7.15 Walas, 1988)

NPSH A > NPSH R, pompa aman dari kavitasi 0,89 ft > 0,66 ft Keterangan: NPSHR = Net Positive suction head required (ft) NPSHA= Net Positive suction head available (ft)

C-215

Tabel C.26.1. Spesifikasi Pompa Proses (PP-203) Alat

Pompa Proses

Kode

PP-203 Mengalirkan produk keluaran Centrifuge (CF-101)

Fungsi

menuju Evaporator (EV-301)

Jenis

Centrifugal Pump,single suction, single stage,

Bahan Konstruksi

Stainless Steel (austenitic) AISI tipe 316

Kapasitas

32,9 gpm

Efisiensi Pompa

60 %

Dimensi

NPS

: 0.076 m

Sch,

: 40 m

Power Motor

0,5 HP

NPSHa

2,032 m

Jumlah

2 buah (1 cadangan)

C.27. Solid Storage (SS – 301) Fungsi

: Menyimpan amonium klorida dalam bentuk kristal dengan waktu tinggal selama 3 hari.

Jenis

: Tangki Silinder Vertical dengan Conical Bottom Head.

Bahan

: Stainless Steel SA 167 Grade 11 Type 316

Kondisi Operasi

:

Temperatur

: 35oC (308 K)

Tekanan

: 1 atm

C-216

D

H

h

d

Gambar C.27.1. Solid Storage penyimpanan amonium klorida kristal a.

Menentukan Kapasitas Storage (SS-101) Tabel C.27.1. Komponen bahan di dalam SS-101 Massa (kg)

wi

ρi (kg/m3)

wi/ρi

3.768,939

0,995

2.188,50

4,55E-04

H2O

18,939

0,005

1.018,27

4,91E-06

Total

3.787,878

1

3.206,77

4,60E-04

Komponen NH4Cl

1 Xi  i

Densitas ()

=

ρ

= 4,60E−04

1

= 2.175,99 kg /m3 = 135,85 lb/ft3 W

= kapasitas × waktu tinggal = 3.787,88 x (3 hari x 24 jam) = 272.727,27 kg/3 hari

Volum Kristal =

W



(Coulson, 1983:238)

C-217

272.727,2727 kg

= 2,18 E+03 kg/m3 = 125,33 m3 = 4.425,56 ft3 Over design

= 10%

V

= 1,1 x 4.425,56 ft3 = 4.868,11 ft3

b. Menentukan Dimensi Storage Vtot

= V shell + V konis terpancung

Vshell

= ¼ π D2 H

Vkonis

= π h/12 (D2 + D.d + d2 )

(Wallas, 1988: 627)

Dimana : D

= diameter shell, ft

d

= diameter ujung konis, ft

H

= tinggi shell, ft

h

= tinggi konis, ft

θ

= sudut konis

h

=

Diketahui

tg ( D  d ) 2

angle

of

repose

(Hesse, pers 4-17: 92) (sudut

gelinding)

zat

=

30

-

45o,

(www.powderanbulk.com). Angle of repose akan mempengaruhi kemiringan (θ) pada bagian conical. Pada perhitungan ini diambil nilai θ = 45o, karena pada kemiringan tersebut, padatan masih bisa menggelinding. h

=

tg 45( D  d ) 2

C-218

= 0,809888 ( D  d ) Maka,V konis = 0,262h (D2 + D.d + d2 ) V konis

= 0,262 × (0,81 (D - d) (D2 + D.d + d2 ))

V konis

= 0,21 × (D3 – d3)

Diketahui bahwa :

D 4 d

(Ludwig: 165)

d

= D/4

Maka, Vtot

= V konis terpancung+ Vshell

Diambil H/D = 2 V tot

(Tabel 4.27. Ulrich, 1984:248)

= ¼ 𝜋 D2 H + (0,211921 x (D3-d3)) = (0,25 x 3,14 x 13,98 ft2 x 13,98 x 2) + (0,21 x 13,983) - (13,98/4) = 4.868,11

Setelah dihitung, maka di dapatkan nilai D sebesar : D

= 13,98 ft

= 167,76 in = 4,26 m

D standar

= 15 ft

= 180 in

H

= 27,96 ft

= 335,52 in

= 8,52m

H standar

= 30 ft

d

= 3,75 ft

= 45 in

= 1,14 m

h

= 18,22 ft

Volume konis = 0,211921 × (D3 – d3) = 0,211921 × (153 – 3,753) = 704,0579 ft3

C-219

Vshell

= ¼ π D2 H = ¼ × 3,14 × 152 × 27,96 = 4.938,5 ft3

H total

=H+h = 30 ft + 18,22 ft = 48,224 ft

Tinggi padatan di dalam shell Vsolid di shell = Hs

 4

 D 2  Hs

= 25,0562 ft

Tinggi AS di storage yaitu = Hs + h = 25,0562 ft + 18,2225 ft = 43,2787 ft c.

Menentukan Tekanan Desain

Asumsi: 1. tekanan ke arah dinding konis diabaikan karena material termasuk freeflowing sehingga pada proses pengeluaran bahan tidak menempel pada dinding silo 2. tekanan didalam silo hanya terjadi karena akibat gaya gravitasi yaitu berupa tekanan hidrostatik saja. P abs

= P operasi + P hidrostatis

P hidrostatis

=

P abs

= 37,39 psi

 (h  1) 144

(pers 3.17. Brownell, 1959:46)

Pdesain 5 -10 % di atas tekanan normal. (Rules of thumb.Walas,1988)

C-220

Tekanan desain yang dipilih 10 % diatasnya. P desain

= 1,1 × 37,39 psi = 41,13 psi = 2,8 atm

d. Menentukan Tebal Dinding Storage ts

=

P  ri C f  E  0,6 P

(Pers 14.31 Brownell, 1959:275)

Dimana : ts

= Tebal shell, in

P

= Tekanan dalam tangki

f

= Allowable stress = 12.650 psi

ri

= Jari-jari dalam storage

E

= Efisiensi pengelasan = 80 % (0,8) (tipe double welded butt joint)

(tabel 13.1 Brownell,1959:251)

(tabel 13.2 Brownell,1959:254) c

= Faktor korosi = 0,125 /10 tahun (tabel 6, Timmerhaus,1991:542)

Sehingga, ts

= 0,49 in

Diambil tebal standar = 1,25 in e.

Tebal Dinding Konis Storage, tc

Kemiringan konis =  = 45 o tc

=

P.D  C (Pers 6.154 Brownell &Young,1959:118) 2 cos  ( f .E  0,6 P) 41,1336 psi x 180 in

= 2 cos 45 (12.650 x 0,8)−(0,6 x 41,1336 psi)+0,125 = 0,82 in  Diambil tebal standar = 1 in

C-221

Tabel. C.27.2. Spesifikasi Alat SS-101 Spesifikasi Solid Storage Nama Alat

:

Solid Storage

Kode Alat

:

SS – 101

Fungsi

:

Menyimpan NH4Cl solid selama 3 hari

Tipe

:

Silo Storage

Kapasitas

:

3.787,88 m3

Dimensi

:

Dshell

= 4,26 m

H

= 8,52 m

Tebal shell

= 0,49 in

Tebal konis = 0,82 in Bahan Kontruksi

:

Steanless Steel AISI 316

Jumlah

:

1 buah

C.28. Gudang Produk (Warehouse) (WH-301) Fungsi

: Menyimpan produk amonium kloida (NH4Cl) selama 30 hari operasi

Tipe

: Bangunan tertutup

Kondisi operasi : Tekanan

= 1 atm

Temperatur

= 30 ºC = 303 oK

Kapasitas penyimpanan dalam waktu 1 bulan : Kapasitas

= 3.787,88 kg/jam × 30 hari × 24 jam/hari. = 2.727.272,73 kg = 2.727,27 ton

Densitas padatan NH4Cl = 2.188,5003 kg/m3

C-222

Perhitungan volume total bahan yang disimpan : Vt

=

Kapasitas 2.727.272,727 kg = 2.188,5003 kg/m3 densitas

= 1.246,18 m3 Kemasan NH4Cl berupa packing dengan kapasitas 25 kg maka : V 1 packing

=

25kg densitas 25 kg

= 2.188,5003 kg/m3 = 0,01142 m3 = 11.420 cm3 Dalam 1 group, tinggi maksimum tumpukan adalah 25 tumpukan. Bila tebal tumpukan diambil 40 cm, maka : Tinggi tumpukan

= 25 × 40

= 1000 cm = 10 m

Jika tebal sack diambil 10 cm, serta panjang dan lebar packing (sack) dengan perbandingan P : L = 2 : 1 Maka :

L

= √11.420/2. (10) = 23,9 cm

P

= 2.L = 2 × 23,9 cm = 47,8 cm

V

= P . L . 10 cm

11.420

= P . L . 10 cm

11.420

= 2L. L. 10 cm

11.420

= 2 L2 . 10 cm

C-223

Jadi diperoleh ukuran sack (packing) : P ( Panjang ) = 47,8 cm L ( lebar )

= 23,9 cm

Dipilih ukuran standar : P ( Panjang ) = 53 cm L ( lebar )

= 27 cm

T (Tebal)

= 10 cm

Maka jumlah packing : N

=

=

volumetotal volume1 packing 1.246,183 𝑚3 0,01142 𝑚3

= 109.122,85 packing Setiap 48 sack disusun ke dalam 1 kotak (alas sack), dengan ketentuan : 1 kotak

= 12 baris atau tumpukan

1 baris

= 4 sack

Tinggi Kotak (Alas sack) = 5 cm Panjang kotak = 2 × panjang sack = 2 × 53 cm = 106 cm Lebar kotak

= 2 × lebar sack = 2 × 27 cm = 54 cm

C-224

Tinggi baris

= jumlah baris × tebal sack = 12 × 10 cm = 120 cm

Gabungan dari kotak kotak disebut group. Dengan ketentuan sebagai berikut : 1 Group

= 900 kotak (ditentukan, disesuaikan agar jumlah group 9)

1 Kotak

= 48 sack

Jumlah sack per group

= Jumlah kotak × jumlah sack = 900 kotak/group × 48 sack/kotak = 43200 sack/goup

Jumlah group

=

Jumlah sack yang dibutuhkan Jumlah sack per group

= 2,52525463 group Dikarenakan Penyususnan bahan baku menggunkaan sistem 2 tingkat, sehingga dalam penghitungan jumlah group dapat dibagi dua. Jumlah group

= 2,52525463 group / 2 = 1,262627 group

Volum group

 10 group

= volum per sack × jumlah sack per group = 0,01142 m3/sack × 43200 sack/group = 493,4886 m3/group

Tinggi group

= (2 × tinggi kotak) + (2 × tinggi baris tanpa kotak) = ( 2 × 5 cm) + (2 × 120 cm) = 10 cm + 240 cm = 250 cm = 2,5 m

C-225

Setiap group disusun dengan susunan ; Panjang

= 36 kotak

Lebar

= 25 kotak

Maka, P anjang group

= panjang kotak × jumlah kotak (memanjang) = 106 cm × 36 = 3816 cm = 38,16 m

Lebar group

= lebar kotak × jumlah kotak (melebar) = 54 cm × 25 = 1350 cm = 13,5 m

Jarak antar group (a)

= 1,5 m

Jarak dinding samping ke group (b) (c)

= 0,5 m

Jarak dinding belakang ke group (d)

= 0,5 m

Jarak dinding depan ke group (e)

= 4,5 m

Gambar tata letak Karung (Sack) (NH4Cl)

44 cm

90 cm

88 cm

Gambar C.26.1. Tata Letak Tumpukan satu kotak Ukuran gudang secara keseluruhan : Panjang gudang (P)

= 118,48 m

Lebar gudang (L)

= 18,5 m

Tinggi gudang (t)

= 5,5 m

Luas gudang (A)

= 2.191,88 m2

C-226

Tabel C.28.1 Spesifikasi Warehouse (WH – 301) Spesifikasi Warehouse Nama Alat

:

Gudang

Fungsi

:

Menampung sementara bahan baku amonium klorida (NH4Cl)

Kode Alat

:

GD-101

Tipe Alat

:

Bangunan Tertutup

Dimensi

:

P = 118,48 m L = 18,5 m

Kondisi Operasi

:

P = 1 atm T = 30oC